phÓ tỔng biÊn tẬp tạp chí ĐỊa kỸ thuẬt pgs.ts. ĐoÀn thẾ ... chi (dia ky thuat)...
Post on 29-Jan-2020
6 Views
Preview:
TRANSCRIPT
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 1
Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT
ISSN - 0868 - 279X
NĂM THỨ 22
SỐ 1 NĂM 2018
MỤC LỤC
NGÔ DOÃN HÀO: Thiết kế chống lò xuyên
vỉa 6-7 trong đá bột kết bằng neo bê tông
cốt thép tại mỏ than Thành Công công ty
than Hòn Gai - Vinacomin 3
NGUYỄN ĐÌNH THỨ: Về giải pháp đắp
đƣờng không xử lý nền đất yếu: Ví dụ dự
án đắp đƣờng đoạn Vô Hối Diêm Điền Km
91+ 000 – Km 107+522 7
MAI THỊ HỒNG,NGUYỄN TRỌNG TƢ: Ảnh
hƣởng của hàm lƣợng sạn sỏi đến các tính
chất cơ lý của đất đỏ bazan dùng trong các
đập đất ở Tây Nguyên 24
NGUYỄN MAI CHI: Mảng gia cố mái kênh
bằng vật liệu Polime hoặc Compozite 31
NGUYỄN CÔNG ĐỊNH, SANDA MANEA:
Nghiên cứu áp dụng phƣơng pháp Priebe để
tính lún nền móng cọc Loess-xi măng đầm
chặt, trong nền đất Loess 35
NGUYỄN NGỌC TRỰC, TRẦN MẠNH LIỂU,
ĐỖ MINH ĐỨC: Biến dạng lún của đất dính
nhiễm mặn vùng đồng bằng sông Hồng 42
NGUYỄN DUY TUẤN, NGUYỄN VĂN TÚC:
Ứng dụng công nghệ khoan xoay tuần
hoàn nghịch để tăng tuổi thọ và công suất
các giếng khoan khai thác nƣớc ngầm
vùng Hà Nội 49
PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG
HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP
PGS.TS. ĐẶNG HỮU DIỆP
PGS.TS. PHÙNG MẠNH ĐẮC
PGS.TS. PHẠM QUANG HƯNG
PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ
TS. PHÙNG ĐỨC LONG
GS. NGUYỄN CÔNG MẪN
PGS.TS. NGUYỄN HỒNG NAM
PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC
GS.TS. VŨ CÔNG NGỮ
PGS.TS. VÕ PHÁN
PGS.TS. NGUYỄN HUY PHƯƠNG
PGS.TS. DOÃN MINH TÂM
GS.TS. TRẦN THỊ THANH
PGS.TS. VƯƠNG VĂN THÀNH
GS.TS. TRỊNH MINH THỤ
TS. LÊ THIẾT TRUNG
GS.TS. ĐỖ NHƯ TRÁNG
PGS, TS. TRẦN VĂN TƯ
TS. TRẦN TÂN VĂN
Giấy phép xuất bản số 1358/GPXB - Ngày 8-6-1996, Bộ Văn hóa - Thông tin
Cơ quan xuất bản: Viện Địa kỹ thuật (Liên hiệp các Hội KH&KT Việt Nam) 38 phố Bích Câu - Đống Đa - Hà Nội Tel: 024. 22141917. Email: tapchidkt@yahoo.com.vn;
viendkt@vusta.vn Website: www.vgi-vn.vn
Xuất bản 3 tháng 1 kz
Nộp lưu chiểu: tháng Năm 2018 In tại Công ty in Thủy lợi
Giá: 20.000 đ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 2
VIETNAM GEOTECHNIAL
JOURNAL
ISSN - 0868 - 279X
VOLUME 22
NUMBER 1 - 2018
CONTENTS PHAN HUY DONG: Thiếu tít tiếng Anh
NGUYEN DINH THU: Thiếu tít tiếng Anh
NGO DOAN HAO: Design drift support by
cement grouted rock bolts for the drift N06-
7 in siltstone at the ThanhCong coal mine
of the Hon Gai coal company - Vinacomin 3
NGUYEN DINH THU: On embankment on
soft soil without treatment. For example:
Section Vô Hối - Diêm Điền Km 91+000-
Km107+522 7
MAI THI HONG, NGUYEN TRONG TU:
Effect of gravel content on properties of
the rhodic ferralsols used for earth dams
in Tay Nguyen 24
NGUYEN MAI CHI: The revetment made
from polime or compozit for protection
slope of canal 31
NGUYEN CONG DINH, SANDA MANEA:
Study to apply priebe method to estimate
settlement of loess-cement compacted
column in loess foundation 35
NGUYEN NGOC TRUC, TRAN MANH LIEU,
DO MINH DUC: Settlement deformation of
salt-affected sois in the Red River delta 42
NGUYEN DUY TUAN, NGUYEN VAN TUC:
Appling Reverse circulation rotary drilling
technology for undergrournd water
exploiting wells in Hanoi 49
NGUYEN DUC MANH, VU TIEN THANH:
DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF
Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG
EDITORIAL BOARD
Assoc. Prof.,Dr. DANG HUU DIEP
Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC
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
Assoc. Prof.,Dr. VO PHAN
Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN HUY
PHUONG
Assoc., Prof. Dr. DOAN MINH TAM
Prof., Dr. TRAN THI THANH
Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH
Prof. Dr. TRINH MINH THU
Dr. LE THIET TRUNG
Prof., Dr. DO NHU TRANG
Assoc. Dr. TRAN VAN TU
Dr. TRAN TAN VAN
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: 024.22141917. Email: tapchidkt@yahoo.com.vn;
viendkt@vusta.vn Website: www.vgi-vn.vn
Copyright deposit: May 2018
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 3
THIẾT KẾ CHỐNG LÕ XUYÊN VỈA 6-7 TRONG ĐÁ BỘT KẾT BẰNG NEO BÊ TÔNG CỐT THÉP TẠI MỎ THAN
THÀNH CÔNG CÔNG TY THAN HÒN GAI - VINACOMIN
NGÔ DOÃN HÀO*
Design drift support by cement grouted rock bolts for the drift N06-7 in
siltstone at the ThanhCong coal mine of the HonGai coal company -
Vinacomin
Abstract: The flexible dimension support, made of SVP17 steel style for the
drift N06-7 at the ThanhCong coal mine of the HonGai coal company -
Vinacomin was designed. The drift excavation shows that in the siltstone
rock and in the underground water condition can use an active support
structure and cement grouted rock bolts for the drift N06-7 at Thanh Cong
coal mine was designed. The research resut in in-situ condition
contributed to reduce the excavation cost of drift N06-7 and raise the effect
of of the company’s investment.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ *
Trong những năm gần đây mỏ than Thành
Công - Công ty than Hòn Gai đã không ngừng
mở rộng diện và độ sâu khai thác. Chính vì
vậy, số mét lò xây dựng cơ bản và lò chuẩn bị
không ngừng tăng. Tổng chi phí đầu tƣ xây
dựng cơ bản phụ thuộc rất lớn vào giá thành
đào, chống lò. Tùy thuộc vào các điều kiện cụ
thể, có thể áp dụng 2 loại hình kết cấu chống
là: kết cấu chống bị động và kết cấu chống chủ
động. Do vậy, việc lựa chọn và thiết kế một
kết cấu chống phù hợp cho các đƣờng lò trong
những điều kiện cụ thể là hết sức cần thiết,
không những góp phần làm tăng độ bền vững,
độ ổn định cho công trình, mà còn giảm thời
gian thi công, tăng độ an toàn trong thi công và
hạ giá thành công trình.
2. CÁC THÔNG SỐ CƠ HỌC ĐÁ VÀ
TÍNH CHẤT NƢỚC NGẦM CỦA LÒ
XUYÊN VỈA 6-7
Theo [3], đƣờng lò xuyên vỉa vận tải 6-7 có
mặt cắt ngang dạng hình bán nguyệt, tƣờng
* Trường Đại học Mỏ-Địa chất
Email; haongo1@gmail.com
thẳng đứng. Theo thiết kế, kết cấu chống của
mỏ là kết cấu linh hoạt kích thƣớc, chế tạo từ
thép SVP17, chèn lò bằng tấm chèn bê tông cốt
thép, chiều cao đào 3250mm và chiều rộng đào
281mm. Theo [2], lò xuyên vỉa 6-7 đào qua đất
đá bột kết, sạn kết và cát kết và bột kết là chủ
yếu. Bột kết có mầu xám sáng đến xám tro, các
vết nứt gần nhƣ vuông góc với mặt phân lớp.
Thế nằm của lớp: 270 690, thế nằm của khe
nứt: 160 150, mật độ khr nứt 7-9/m với bề
mặt thƣờng là sét mịn dẻo có chứa oxit sắt.
Trọng lƣợng thể tích 26,2 KN/m3, độ ẩm tự
nhiên 0,48, độ bền nén 50 MPa, độ bền kéo
3,9 MPa, góc ma sát trong 400. Khảo sát hiện
trƣờng thấy nƣớc ngầm ở đây là không đáng kể,
có đoạn không có nƣớc. Kết quả phân tích 30
mẫu nƣớc ở các vị trí khác nhau thấy: pH ≥7,
ion SO4--
< 250 mg/lít và ion Cl- 15 mg/lít [2].
3. ĐÁNH GIÁ ĐỘ ỔN ĐịNH CỦA KHỐI ĐÁ
NƠI ĐƢỜNG LÒ XUYÊN VỈA 6-7 ĐÀO QUA
Có thể chia yếu tố ảnh hƣởng tới độ ổn định
của khối đá thành 3 nhóm chính:
- Các yếu tố kỹ thuật mỏ: đó là các yếu tố
nhƣ kích thƣớc, hình dạng đƣờng lò, thời gian
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 4
tồn tại của đƣờng lò, khoảng cách của đƣờng lò
tới các vỉa than và các lò chợ đang hoạt động;
- Các yếu tố địa cơ học: đó là các yếu tố nhƣ
độ kiên cố, mức độ nứt nẻ, sự phân lớp, độ
ngậm nƣớc,…
- Các phƣơng pháp công nghệ: đó là các yếu
tố nhƣ phƣơng pháp phá vỡ đất đá, sơ đồ đào
gƣơng, sơ đồ thi công,…
Trong xây dựng công trình ngầm mỏ, thƣờng
xác định hệ số an toàn nóc và hông theo các
công thức [1]:
- Hệ số an toàn nóc (nv) đƣợc xác định theo:
Hk
kn
CK
V...
..
11
(1)
khối đá nóc ổn định khi thỏa mãn điều kiện:
1 nv 4.
Trong đó: k- ứng suất kéo đá vách, MPa; kc-
hệ số giảm yếu cấu trúc phụ thuộc
vào hệ số trung bình giữa các khe nứt trong
khối đá; - Hệ số lƣu biến; k1- hệ số tập trung
ứng suất kéo ở nóc; - trọng lƣợng thể tích của
đá nóc, KN/m3; H- chiều sâu bố trí công trình,
m; 1- hệ số lực đẩy ngang.
- Hệ số an toàn hông (nH) đƣợc xác định
theo: Hk
kn
Cn
H..
..
2
(2)
khối đá hông ổn định khi thỏa mãn điều
kiện:1 nH 4.
Trong đó: n- ứng suất nén đá vách, MPa;
k2- hệ số tập trung ứng suất nén ở sƣờn phụ
thuộc vào hình dạng công trình.
Từ điều kiện thực tế của khối đá bột kết
trên, giá trị an toàn nóc nv=2,59 và hệ số an
toàn hông là nv= 2,96. Nhƣ vậy, khối đá bột
kết nơi đƣờng lò xuyên vỉa 6-7 đào qua đƣợc
xem là ổn định.
4. Đề xuất kết cấu chống giữ lò xuyên
vỉa 6-7
Căn cứ vào kết quả nghiên cứu ở các mục 2
và 3 thấy rằng điều kiện cơ học khối đá, mật độ
khe nứt, lƣu lƣợng nƣớc ngầm và tính chất nƣớc
ngầm nơi lò đào qua đáp ứng điều kiện chống
giữ đƣờng lò bằng neo bê tông cốt thép [1]. Neo
bê tông cốt thép là loại kết cấu chống chủ động,
trọng lƣợng bản thân mỗi thanh neo là rất nhỏ
so với các cấu kiện của kết cấu chống bằng
thép. Không những vậy, thƣờng thì chi phí
chống cho 1m lò bằng neo luôn thấp hơn các
loại hình kết cấu chống khác trong cùng điều
kiện. Chính vì vậy, neo đã và đang đƣợc sử
dụng ngày càng rộng rãi và phổ biến trong xây
dựng công trình ngầm và mỏ.
5. THIẾT KẾ KẾT CẤU CHỐNG LÒ
XUYÊN VỈA 6-7 TRONG ĐÁ BỘT KẾT
BẰNG NEO
5.1. Thiết kế hộ chiếu chống lò bằng neo
bê tông cốt thép
Đoạn lò đào qua đá bột kết đƣợc chống giữ
bằng neo bê tông cốt thép có mặt cắt ngang
hình vòm bán nguyệt, tƣờng thẳng, chiều rộng
đào 3150mm, chiều cao đào 2764mm, diện
tích đào 7,64m2.
- Tính toán chiều dài thanh neo
(Ln, m): Ln= b+1,5Lz+Lk (3)
Trong đó: b- Chiều cao vòm phá hủy, b =
1,05 m; Lz- chều dài khóa neo, Lk=0,4 m; 1,5-
hệ số dự trữ bền; Lk- chiều dài đuôi neo,
Lk=0,07 m.
Thay vào (3), Ln = 1,05 +0,6+0,07= 1,72m
- Tính toán khả năng mang tải của thanh neo.
Thanh neo đƣợc làm bằng thép 20 AII loại có
gờ. Khả năng mang tải của neo đƣợc xác định
qua 3 điều kiện:
- Theo khả năng mang tải của thanh cốt neo
(Pc): Pc = 76KN
- Theo điều kiện bám dính của thanh neo với
bê tông (Pcb):Pcb = 88,7 KN.
- Theo điều kiện bám dính giữa bê tông và
khối đá xung quanh (PB-Đ):
PB-Đ = 26,1KN.
Vậy khả năng mang tải của thanh neo (PN) là:
PN= min(Pc, Pcb, PB-Đ) = 26,1KN.
- Tính mật độ neo (S):
n
vp
P
qnS ; neo/m
2 (4)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 5
Trong đó: qv – áp lực vòm; qv= b với b
=1,05 m; - trọng lƣợng thể tích đá, =
26,2KN/m3; PN- khả mang mang tải của thanh
neo; np-hệ số quá tải, nP=1,2.
Thay các giá trị vào (4), S= 1,26 neo/m2. Vì
S=1,26 neo/m2 và sơ bộ chọn khoảng cách giữa
các vòng neo là 1m, khoảng cách các neo trong
1 vòng neo là 0,7 m.
Số lƣợng neo trong 1 vòng neo (Nv) là:
1KC
CVNv
; neo (5)
Trong đó CV- chiều dài phần vòm bố trí neo,
CV=4,94 m; KC- khoảng cách giữa các thanh
neo trong 1 vòng neo, KC=0,7 m. Thay giá trị
vào (5), Nv= 8 neo. Sơ đồ bố trí neo đƣợc thể
hiện trên hình 1.
5.2. Thiết kế hộ chiếu khoan nổ mìn tạo biên
- Chiều sâu lỗ khoan (lk): chu kỳ đào lò dự
kiến tiến đƣợc 1 vòng neo, hiệu suất nổ mìn 0,9.
Nhƣ vậy, chiều sâu lỗ khoan phá và lỗ khoan
biên là 1,1m. Lỗ đột phá có
chiều sâu là 1,3 m.
- Lƣợng thuốc nổ đơn vị (q). Theo Paropski
thì: q= q1.f1.v.e.dp ; kg/m3
(6)
trong đó: q1- chỉ tiêu thuốc nổ tiêu chuẩn, q1=
0,5; f1- hệ số cấu trúc của đá, f1=1,2; v- hệ số
sức cản, v=2,35; e- hệ số công nổ, mỏ đang sử
dụng thuốc AH1 có sức công nổ 250 cm3, do
vậy e=1,46; kd- hệ số phụ thuộc đƣờng kính thỏi
thuốc, đƣờng kính thỏi thuốc 36 mm nên
kd=0,95. Thay các thông số vào (6),
q=1,95kg/m3.
A
A
NEO BTCT
AII;L=1,72M
BI£N §µO
H×NH TRIÓN KHAI
TIM
Lß
B
B
Hình 1. Sơ đồ bố trí neo trong đá bột kết lò xuyên vỉa 6-7
- Sau khi tính đƣợc mật độ nạp thuốc cho một
mét dài lỗ mìn biên là 0,32kg/m, lỗ mìn phá là
0,5kg/m, lỗ đột phá là 0,575kg/m và bố trí khoảng
cách giữa các lỗ mìn biên là 0,35m, tính toán đƣợc
hộ chiếu khoan nổ mìn tạo biên cho đoạn lò đào
trong đá bột kết nhƣ trong bảng 1 và hình 2.
Bảng 1. Bảng lý lịch lỗ mìn trong đá bột kết lò xuyên vỉa 6-7
TT
Lo¹i lç m×n
Sè
lƣîng
Lƣîng thuèc, kg Gãc nghiªng, ®é L bua,
m
Thêi gian
vi sai, s 1 lç Toµn bé §øng B»ng
1 §ét ph¸ (14) 4 0,7 2,8 77 90 0,6 25
2 Ph¸ (512) 8 0,5 4,0 90 90 0,55 50
3 NÒn (1316) 4 0,5 2,0 80 85 0,55 75
4 Biªn (1737) 21 0,3 6,3 85 85 0,65 100
Tæng sè 15,1 kg
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 6
6. KẾT LUẬN
Từ điều kiện cơ học khối đá bột kết nơi lò
xuyên vỉa 6-7 đào qua, dạng khe nứt, mật độ
khe nứt trong khối đá, tính chất và lƣu lƣợng
nƣớc ngầm, cho thấy có điều kiện để chống giữ
đƣờng lò xuyên vỉa 6-7 bằng neo bê tông cốt
thép [4]. Neo bê tông cốt thép đã đƣợc triển khai
ở lò xuyên vỉa 6-7 mỏ than Thành Công. Thực
tế thấy không những lò ổn định mà còn góp
phần hạ giá thành công trình.
B B
A
A
A - A
B - B
Hình 2. Hộ chiếu khoan nổ mìn tạo biên đoạn đào qua đá bột kết lò xuyên vỉa 6-7
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Hƣớng dẫn chống lò sử dụng neo dính kết
phối hợp bê tông phun hoặc lƣới thép tại các mỏ
than Hầm lò. Tập đoàn công nghiệp Than-
Khoáng sản Việt Nam, 20015.
2. Ngô Doãn Hào và nnk. Báo cáo đề tài
Ngiên cứu và chuyển giao công nghệ chống neo
bê tông cốt thép cho lò đá xuyên vỉa 6-7 mức 0
thuộc ngầm vận tải +36 mỏ than Bình Minh,
công ty than Quảng Ninh, 2002.
3. Hồ sơ thiết kế lò xuyên vỉa No6-7 Phòng
Địa chất-Trắc địa mỏ than Thành Công -
Vinacomin.
4. Hồ sơ thiết kế neo chống lò xuyên vỉa No6-7
Phòng kỹ thuật mỏ than Thành Công- Vinacomin.
Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN XUÂN THẢO
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 7
VỀ GIẢI PHÁP ĐẮP ĐƯỜNG KHÔNG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU: VÍ DỤ DỰ ÁN ĐẮP ĐƯỜNG ĐOẠN VÔ HỐI DIÊM ĐIỀN
KM 91+ 000 - KM 107+522
NGUYỄN ĐÌNH THỨ*
On embankment on soft soil without treatment. For example: Section
Vô Hối - Diêm Điền Km 91+000- Km107+522
Abstract: Embankment to be filling direct on soft soil without treatment
has been used for some sections or the entire road. Because no need
waiting time for consolidation, so construction time is fast and low cost in
comparison with PVD, SD and SCP methods. But theses sections are
settled during construction time and more ten years after road opening.
Based on data during construction of Viet Nam Road Asset Management
Project (VRAMP), Package RAI-CP14, section Vo Hoi-Diem Dien from
Km91+000 to Km 97+700; the paper discusses on shortcomings of this
solution and proposal for field of application
Keywords: (None Treatment).
1. ĐẶT VẤN ĐỀ *
Giải pháp thƣờng đƣợc sử dụng khi nền
đắp thấp (chiều cao đắp H <2,0-2,50m) là
đắp trực tiếp trên đất yếu mà không dùng bất
cứ giải pháp xử lý nào. Dự án tuyến Năm
Căn - Đất Mũi, tuyến đƣờng vào khu Phú Mỹ
Hƣng (T.p Hồ Chí Minh), tuyến đƣờng nội
bộ Công ty TNHH chế biến thủy sản Hậu
Giang của Tập đoàn Thủy sản Minh Phú, một
số đoạn tuyến Lộ Tề - Rạch Sỏi...là những
Dự án điển hình về đắp trực tiếp trên đất yếu
không xử lý mà hệ quả là lún và lún kéo và
gây cản trở cho xe cộ khi lƣu thông trên
đƣờng và độ lún tới hàng chục centimet và
thậm chí hàng trăm centimet.
Với ƣu điểm là thi công nhanh, giá thành
rẻ do không phải đợi đất nền cố kết nên đôi
khi giải pháp này đã đƣợc sử dụng tràn lan kể
cả những tuyến đƣờng đi qua vùng đất rất
yếu là trầm tích trẻ (vùng ven biển). Mặc dù
* Tổng Công ty Tư vấn thiết kế GTVT (TEDI)
278 Tôn Đức Thắng - Đống Đa - Hà Nội
DĐ: 0913002233
khi tính toán thì tiêu chí về lún dƣ và độ ổn
định đạt yêu cầu theo các Tiêu chuẩn hiện
hành, nhƣng thực tế sau khi thi công và đƣa
vào khai thác thì nền đƣờng lún lớn hơn dự
tính nên gây tốn kém khi phải bù lún kéo dài
và thƣờng không có hệ thống quan tắc lún
nên khó dự đoán đƣợc thời điểm kết thúc lún.
Bằng số liệu thực tế tại Dự án “Quản lý tài
sản đƣờng bộ Việt Nam”, gói thầu
RAI/CP14, đoạn Vô Hối - Diêm Điền từ
Km91+000 đến Km107+522, trong đó đoạn
đắp trực tiếp không xử lý nền từ Km91+000-
Km99+700 (Quốc lộ 39ª), đã gây ra lún khá
lớn (lún tới vài chục cm) trong khi đang thi
công; Nhà thầu đã phải dừng thi công để
khảo sát đánh giá và tìm giải pháp xử lý;
Chúng tôi muốn trao đổi và đánh giá về
những hạn chế và xem xét phạm vi áp dụng
của giải pháp này.
2. ĐỊA TẦNG VÀ KẾT QUẢ KHẢO
SÁT ĐỊA KỸ THUẬT
2.1. Địa tầng
Theo bản đồ địa chất và khoáng sản Việt
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 8
Nam tỷ lệ 1 : 200000, tờ Nam Định (F-48-
XXXV); khu vực đoạn tuyến đi qua bao gồm
các thành tạo trầm tích Đệ Tứ, từ trên xuống
nhƣ sau:
Hệ tầng Thái Bình (QIV3 tb): Hệ tầng
này gồm 6 kiểu nguồn gốc:
+ Trầm tích nguồn gốc sông-biển (amQIV3
tb), gồm 3 tập.
- Tập 1: Sét bột lẫn ít cát hạt mịn , dày
10m.
- Tập 2: Bột sét lẫn cát màu xám, tàn tích
thực vật, dày 5m
- Tập 3: Bột sét lẫn ít cát hạt mịn màu xám
vàng, nâu, tàn tích thực vật, dày 2m
+ Trầm t ích nguồn gốc đầm lầy-biển
(bmQIV3
tb): Gồm cát, bột sét màu đen,
dày 1-2m.
+ Trầm tích nguồn gốc sông (aQIV3 tb):
Đƣợc chia thành 2 tƣớng.
- Tƣớng lòng sông: dọc các sông suối lớn,
thành phần có cuội sỏi, cát, về phía hạ lƣu
trầm tích có độ hạt nhỏ dần.
- Tƣớng bãi bồi: Thành phần chủ yếu là
sét, bột màu nâu, nâu gụ. Bề dày của hệ tầng
từ 0,5-2m;
+ Trầm tích nguồn gốc sông-đầm lầy
(abQIV3tb): Thành phần gồm sét màu nâu
xen lớp sét đen, chứa tàn tích thực vật và lớp
than bùn mỏng, dày 1-3m.
+ Trầm tích nguồn gốc biển (mQIV3tb):
Thành phần gồm cát hạt mịn đến trung bình,
dày 0,5-2m.
+ Trầm tích nguồn gốc biển - gió
(mvQIV3tb): Thành phần chủ yếu là cát hạt
nhỏ, dày 1-5m.
Hệ tầng Hải Hưng (QIV1-2
hh): Hệ tầng
này gồm 2 kiểu nguồn gốc:
+ Trầm tích nguồn gốc sông-biển (amQIV1-
2hh), gồm 2 tập.
- Tập 1: (58,5 - 55,5) Sét bột kết màu
xám nâu lẫn ít cát hạt mịn, ngoài ra còn gặp
các dạng kết hạch và tàn tích thực vật, bề
dày 3m.
- Tập 2: (55,5 – 36,3) Cát hạt nhỏ màu
xám vàng, thành phần chủ yếu là thạch anh,
ngoài ra còn gặp ít felspat, silic màu đen và
xác sinh vật, di tích thân gỗ, bề dày 19,20 m.
+ Trầm tích nguồn gốc biển (mQIV1-2
-hh):
Thành phần trầm tích gồm bột, sét màu vàng
nhạt, phần trên bị phong hóa laterit yếu, hóa
thạch trùng lỗ và thân mềm.
2.2. Công tác khảo sát địa chất
- Khoan thăm dò: trong Thiết kế kỹ thuật
(TKKT) đã khoan 17 lỗ, độ sâu lỗ khoan từ
15,0m đến 30,0m. Trong TKKT bổ sung và
Bản vẽ thi công (BVTC) đã khoan thêm 14
lỗ, độ sâu lỗ khoan từ 15,0m-35,0m.
- Thí nghiệm cắt cánh: 108 điểm;
- Thí nghiệm các mẫu đất trong phòng các
chỉ tiêu cơ lý, trong đó thí nghiệm nén cố kết
48 mẫu;
2.3. Phân chia các lớp đất khu vực tuyến
đƣờng
Kết quả khoan thăm dò và thí nghiệm, địa
tầng khu vực tuyến gồm các lớp từ trên
xuống nhƣ sau:
- Lớp (1a, 1b)- Đất đắp, Sét lẫn dăm
sạn, màu xám nâu, bề dày biến đổi từ 0 ,5m
đến 3,2m.
- Lớp 2a: Sét béo màu nâu hồng, nâu gụ,
trạng thái cứng vừa đến cứng (CH). Bề dày
lớp 1,7m.
- Lớp 2b: Sét béo màu xám ghi, xám nâu,
trạng thái mềm (CH). Lớp có diện phân bố
rộng nhƣng không liên tục, bề dày lớp 4,4m.
- Lớp 3: Sét gầy chứa cát màu xám nâu,
trạng thái rất mềm đến mềm (CL-ML).Lớp có
diện phân bố rộng, bề dày lớp thay đổi từ
2,1m đến 13,8m, giá trị SPT là 3.
- Lớp 4: Bụi dẻo cao chứa cát màu xám
nâu, trạng thái rất mềm (MH). Lớp có diện
phân bố rộng. Bề dày thay đổi từ 2,7m đến
24,0m. Giá trị SPT từ 1-3.
- Lớp 5: Cát bụi xám nâu, bão hòa nƣớc, kết
cấu chặt vừa (SM). Lớp có diện phân bố không
liên tục. Bề dày thay đổi từ 2,3m đến 7,9m.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 9
- Lớp 6: Bụi dẻo cao chứa cát màu xám nâu,
xám tím, trạng thái rất mềm đến mềm (MH).
Lớp có diện phân bố rộng. Bề dày lớp thay đổi
từ 2,0m đến 20,7m. Giá trị SPT từ 1-3.
- Lớp 7b: Bụi dẻo cao xám nâu, trạng thái
cứng (CL). Lớp có diện phân bố không liên
tục trên tuyến. Bề dày lớp chƣa xác định do
kết thúc hố khoan vẫn trong lớp này. Giá trị
SPT từ 8-10.
- Lớp 8: Sét gầy màu xám nâu, trạng thái
cứng (CL). Lớp có diện phân bố không liên
tục trên tuyến. Bề dày lớp chƣa xác định. Giá
trị SPT là 9.
- Lớp 9: Sét béo màu xám nâu, xám ghi,
trạng thái cứng đến rất cứng (CH). Lớp có
diện phân bố không liên tục trên tuyến. Bề
dày lớp chƣa xác định do kết thúc hố khoan
vẫn trong lớp này. Giá trị SPT từ 20-31.
- Lớp 10: Sét gầy màu nâu hồng, xám
xanh, trạng thái cứng (CL). Phát hiện lớp tại
lỗ khoan BH11. Bề dày lớp chƣa xác định do
kết thúc hố khoan vẫn trong lớp này. Giá trị
SPT từ 12-13.
Ngoài ra trong phạm vi khảo sát còn phát
hiện một số thấu kính cát xen kẹp trong các
lớp nêu trên. Bề dầy đất yếu khu vực tuyến
đƣờng dao động từ 20,0m-27,0m.
3. CÔNG TÁC THIẾT KẾ XỬ LÝ NỀN
ĐẤT YẾU
3.1. Tiêu chuẩn thiết kế và các tiêu chí
về lún dƣ sau xử lý nền
- Qui trình khảo sát thiết kế nền đƣờng ô
tô đắp trên đất yếu: 22TCN262-2000;
- Qui trình thiết kế áo đƣờng mềm:
TCVN211-06;
- Hệ số ổn định >=1,20 trong quá trình
thi công và >=1,40 khi đƣa công trình vào
khai thác;
- Độ lún dƣ sau xử lý theo 22TCN262-
2000 nhƣ sau:
LOẠI ĐƢỜNG
VỊ TRÍ ĐẮP NỀN TRÊN ĐẤT YẾU
Gần mố Tại điểm có cống
hoặc đƣờng chui
Đắp nền bình
thƣờng
1. Cao tốc và đƣờng ô tô cấp 80 ≤ 10 cm ≤ 20 cm ≤ 30 cm
- Độ lún dƣ sau 15 năm theo TCVN211-06 và sử dụng cho Dự án nhƣ sau:
LOẠI ĐƢỜNG
VỊ TRÍ ĐẮP NỀN TRÊN ĐẤT YẾU
Gần mố Tại nền đƣờng đắp
cạp mở rông
Đắp nền bình
thƣờng
1. Cao tốc và đƣờng ô tô cấp 80 ≤ 10 cm ≤ 10 cm ≤ 20 cm
3.2. Kết quả tính toán
Tóm tắt các đoạn không xử lý đất yếu tại gói
thầu RAI/CP14-đoạn Vô Hối – Diêm Điền,
quốc lộ 39A, trong TKKT nhƣ bảng 1 dƣới đây:
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 10
Bảng 1: Tổng hợp các đoạn nền đắp đƣờng không xử lý đất yếu
1 Km 91+000.00 Km 91+489.00 489.00 1.80 4.00 23.15 21.05 6.88 1.615
2 Km 91+489.00 Km 92+650.00 1161.00 2.30 10.00 41.17 37.43 9.82 1.468
3 Km 92+650.00 Km 93+360.00 710.00 2.50 8.90 25.53 23.21 6.74 1.458
4 Km 93+360.00 Km 93+682.00 322.00 2.50 20.10 30.96 28.14 9.35 1.457
5 Km 93+682.00 Km 93+843.50 161.50 2.50 18.60 23.76 21.60 6.83 1.567
6 Km 93+843.50 Km 94+342.00 498.50 2.20 10.10 24.24 22.03 7.43 1.426
7 Km 94+342.00 Km 94+422.00 80.00 2.10 10.10 14.92 13.56 6.75 1.474
8 Km 94+422.00 Km 95+418.00 996.00 2.40 10.10 27.39 24.90 7.33 1.439
9 Km 95+418.00 Km 96+448.70 1030.70 2.30 18.50 30.04 27.31 8.76 1.424
10 Km 96+448.70 Km 96+631.82 183.12 2.50 21.00 45.47 41.34 9.56 1.232
11 Km 96+631.82 Km 97+210.00 578.18 2.20 8.30 25.15 22.87 6.70 1.423
12 Km 97+210.00 Km 97+600.00 390.00 2.50 8.30 39.03 35.49 8.92 1.231
13 Km 97+600.00 Km 97+657.00 57.00 3.00 8.30 51.51 46.82 12.69 1.087
14 Km 97+657.00 Km 97+864.00 207.00 2.70 21.00 39.14 35.58 8.41 1.168
15 Km 97+864.00 Km 98+489.16 625.16 2.20 10.70 27.22 24.75 8.07 1.421
16 Km 98+489.16 Km 98+520.00 30.84 2.40 10.00 18.41 16.73 6.32 1.585
17 Km 98+520.00 Km 98+852.00 332.00 2.00 10.00 17.63 16.03 6.30 1.678
18 Km 98+852.00 Km 98+954.00 102.00 2.00 10.00 14.15 12.86 5.29 1.705
19 Km 98+954.00 Km 99+016.00 62.00 2.10 9.90 18.95 17.23 6.51 1.605
20 Km 99+016.00 Km 99+400.00 384.00 2.10 17.00 24.00 21.82 6.77 1.473
21 Km 99+400.00 Km 99+663.52 263.52 2.80 22.80 37.57 34.16 8.49 1.139
22 Km 99+663.52 Km 99+700.00 36.48 2.50 20.00 36.99 33.63 9.95 1.308
Tổng lún
( cm)
Độ lún cố
kết ( Sc )
Độ lún dƣ
" trong 15
năm tiếp
theo (cm)
Hệ số ổn
định
TT Phân đoạn
Chiều dài
phân
đoan (m)
Chiều cao
nền đắp
Hf(m)
Chiều dầy
đất yếu
(m)
Không xử lý
Nhận xét:
- Trong TKKT và BVTC, Tƣ vấn thiết kế đã áp
dụng TCVN211-06, nên từ Km91+000-Km99+700,
không phải xử nền khi thi công nền đắp;
- Nếu theo 22TCN262-2000 thì 7/22 đoạn
phải xử lý vì tiêu chí lún dƣ >30cm;
- Trong TKKT, tính lún theo phƣơng pháp
Pc/Cc.
4. HIỆN TƢỢNG LÚN TRONG QUÁ
TRÌNH THI CÔNG VỚI ĐOẠN TUYẾN
ĐẮP TRỰC TIẾP TRÊN ĐÂT YẾU VÀ
GIẢI PHÁP XỬ LÝ
4.1. Lún trong quá trình thi công
Do không đặt bàn quan trắc lún nên sau khi
thi công xong lớp K95/K98, chờ thi công các
lớp kết cấu áo đƣờng thì Nhà thầu mới phát hiện
nền đắp bị lún và đã bù lún. Trong khi đó nhiều
đoạn đã thi công xong lớp sub-base, base và một
số đoạn đã thi công xong lớp bê tông nhựa (dầy
7cm) cũng bị lún và khi đào kiểm tra kết cấu,
có vị trí bề dầy lớp base và Sub-base do bù lún
mà dầy thêm 0,30m. Tƣ vấn giám sát (TVGS)
đã kiến nghị khoan để xác định độ lún của nền
đắp trong quá trình thi công kết hợp đo đạc xác
định cao độ của các lớp đã thi công để so sánh
với cao độ nghiệm thu và đánh giá tốc độ lún để
quyết định tiến trình thi công tiếp.
1.1.1. Kết quả khoan để xác định độ lún
trong quá trình thi công và đo đạc xác định cao
độ các lớp (xem bảng 2a, 2b, 2c)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 11
Bảng 2a: Tổng hợp kết quả khoan đoạn Km 91+100 - Km 93+962
STT LÝ TRÌNH VỊ TRÍ
Borehole locations
CAO ĐỘ
THIẾT KẾ
CAO ĐỘ
THỰC TẾ
TỔNG LÚN
TẠI VỊ TRÍ
KHOAN (m)
Cao độ đáy đào
(Vải địa 12Kn) LỚP ĐÃ THI
CÔNG
1
Km91+100 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.530 2.488 0.647 0.410
2
Km91+200 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.590 2.550 0.435 0.390
3
Km91+300 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.640 2.611 0.349 0.410
4
Km91+360 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.592 2.579 0.213 0.380
5
Km92+300 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.502 2.300 0.762 0.410
6
Km92+300 Tim 2.470 2.354 0.566 0.400
7
Km92+400 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.400 2.371 0.929 0.360
8
Km92+400 Tim 2.490 2.439 1.016 0.350
9
Km92+550 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.909 2.834 0.821 0.360
10
Km92+550 Tim 2.770 2.703 0.827 0.350
11
Km92+630 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.530 2.527 0.983 0.340
12
Km92+630 Tim 2.620 2.594 0.761 0.350
13
Km92+820 Phải tuyến(cách tim 4m) 2.397 2.385 0.253 0.290
Sub-base layer
N02
14
Km93+300 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.455 2.441 0.279 0.650
15
Km93+448.02 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 3.210 3.098 0.292 0.300
16
Km93+448.02 Tim 2.850 2.735 0.325 0.300
17
Km93+642 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.768 2.756 0.184 0.510
18
Km93+642 Tim 2.610 2.578 0.132 0.500
19
Km93+800 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.390 2.384 0.221 0.710
20
Km93+800 Tim 2.660 2.646 0.479 0.700
21
Km93+962.01 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.585 2.561 0.284 0.710
22
Km93+962.01 Tim 2.570 2.548 0.382 0.700
KHOAN KIỂM TRA CHIỀU DÀY KẾT CẤU ÁO ĐƢỜNG
VÀ XÁC ĐỊNH ĐỘ LÚN-KM91+000-KM93+962
Thảm lớp 2
AC layer N02
ĐỈNH SUBBASE
Top ò Sub-base
ĐỈNH SUBBASE
Top of Sub-base
STOCK PILE/Bãi tập kết vật liệu: KM92+400-KM92+580 & KM92+600-KM92+700
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 12
Bảng 2b: Tổng hợp kết quả khoan đoạn Km94+040 - Km95+362
STT
N0Lý trình VỊ TRÍ
CAO ĐỘ THIẾT
KẾ ĐỈNH LỚP
ĐÃ THI CÔNG
(m)
CAO ĐỘ
THỰC TẾ
ĐỈNH LỚP ĐÃ
THI CÔNG (m)
CAO ĐỘ
THỰC TẾ
VẢI ĐKT
12KN/M
(m)
Tổng lún tại
lỗ khoan (m)
LỚP ĐÃ THI
CÔNG
1Km94+042.02 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.595 2.586 0.500 0.119
2Km94+042.02 Tim 2.690 2.637 0.520 0.193
3Km94+300 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.550 2.542 0.780 0.033
4Km94+300 Tim 2.640 2.624 0.790 0.051
5Km94+438.09 Tim 2.730 2.722 0.620 0.088
6Km94+438.09 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.645 2.635 0.600 0.140
7Km94+500 Tim 2.670 2.622 0.480 0.168
8Km94+500 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.779 2.735 0.490 0.274
9Km94+600 Tim 2.660 2.586 0.400 0.344
10Km94+600 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.520 2.492 0.400 0.286
11Km94+700 Tim 2.620 2.510 0.230 0.460
12Km94+700 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.534 2.455 0.260 0.359
13Km94+742.02 Tim 2.540 2.442 0.230 0.513
14Km94+800 Tim 2.540 2.495 0.240 0.475
15Km94+800 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.450 2.427 0.230 0.133
16Km94+882.02 Tim 2.540 2.485 0.240 0.395
17Km94+882.02 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.450 2.413 0.240 0.277
18Km95+000 Tim 2.540 2.547 0.230 0.463
19Km95+000 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.450 2.446 0.240 0.474
20Km95+100 Tim 2.390 2.257 0.320 0.153
21Km95+100 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.300 2.235 0.290 0.205
22Km95+200 Tim 2.300 2.184 0.290 0.176
23Km95+200 Trái tuyến(cách tim 4.5m) 2.210 2.110 0.280 0.260
24Km95+362.02 Tim 2.240 1.857 0.220 0.673
25Km95+362.02 Phải tuyến(cách tim 4.5m) 2.110 1.777 0.200 0.603
KHOAN KIỂM TRA CHIỀU DẦY CÁC LỚP ÁO ĐƢỜNG VÀ XÁC ĐỊNH ĐỘ LÚNKm94+042-KM96+362
BTN(7CM)/
AC 7cm in
thickness
ĐỈNH BASE
ĐỈNH
SUBBASE L2
Stock pile locationKm94+000-Km94+050 (1/8/2016-9/8/20160- Km94+920-Km95+020:20/7/2016-30/10/2016
-Km95+200-Km95+262: 15/8/2016-to now(3/2017)-Km95+342-Km95+400: 6/8/2016-to now (3/2017)
ĐỈNH
SUBBASE
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 13
Bảng 2c: Tổng hợp kết quả khoan đoạn Km97+100 - Km99+700
STT LÝ TRÌNH VỊ TRÍ
CAO ĐỘ
THIẾT KẾ
(m)
CAO ĐỘ
THỰC TẾ
(m)
CAO ĐỘ VẢI
ĐỊA KỸ THUẬT
12 KN (Thời
điểm nghiệm thu)
m
TỔNG LÚN
TẠI VỊ TRÍ
KHOAN (m)
(BVTC)
LỚP ĐÃ THI
CÔNG
1Km97+100
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 2.510 2.510 0.190 0.430
2Km97+300
Tim2.140 2.067 0.200 0.573
3Km97+300
Trái tuyến(cách tim
4.5m) 2.050 2.020 0.200 0.400
4Km97+400
Tim2.140 2.040 0.200 0.410
5Km97+400
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 2.050 1.970 0.200 0.575
6Km97+500
Tim2.140 2.070 0.200 0.520
7Km97+500
Trái tuyến(cách tim
4.5m) 2.050 1.995 0.200 0.545
8Km97+600
Tim2.520 2.480 0.200 0.660
9Km97+600
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 2.430 2.385 0.210 0.725
10Km98+00
Trái tuyến(cách tim
4.5m) 2.300 2.257 0.200 0.543
11Km98+00
Tim2.210 2.135 0.200 0.555
12Km98+60
Tim2.210 2.005 0.200 0.445
13Km98+100
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 2.120 1.945 0.200 0.925
14Km98+100
Tim2.210 2.025 0.200 0.800
15Km98+200
Trái tuyến(cách tim
4.5m) 1.990 1.995 0.400 -0.050
16Km98+200
Tim2.080 2.065 0.400 0.010
17Km98+400
Tim2.190 2.221 0.200 0.239
18Km98+400
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 2.280 2.354 0.200 0.576
19Km98+700
Tim2.060 2.001 0.200 0.439
20Km98+700
Trái tuyến(cách tim
4.5m) 1.970 1.900 0.190 0.480
21Km98+800
Tim2.070 2.070 0.300 0.475
22Km98+800
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 1.980 1.990 0.290 0.330
23Km98+1030.45
Tim2.080 1.865 -0.290 0.455
24Km98+1030.45
Trái tuyến(cách tim
4.5m) 2.160 2.120 -0.300 0.200
25Km99+100
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 2.040 1.935 -0.410 0.540
26Km99+180
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 2.000 1.930 -0.390 0.440
27Km99+300
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 2.150 2.065 0.100 0.405
28Km99+400
Tim2.380 2.273 -0.090 0.652
29Km99+400
Trái tuyến(cách tim 4m)2.490 2.450 0.290 0.590
30Km99+500
Tim2.360 2.137 -0.100 0.433
31Km99+500
Phải tuyến(cách tim
4.5m) 2.000 1.813 -0.090 0.737
32Km99+560.88
Tim2.360 2.266 -0.100 1.069
33Km99+600
Tim2.360 2.128 -0.100 0.762
34Km99+600
Trái tuyến(cách tim
4.5m) 2.720 2.438 -0.100 0.742
ĐỈNH SUBBASE
LỚP 2
ĐỈNH SUBBASE
LỚP 2
ĐỈNH SUBBASE
LỚP 2
ĐỈNH SUBBASE
LỚP 2
Ghi chú: Km 98 thay đổi hoàn toàn vị trí tuyến nên thi công theo BVTC
KHOAN KIỂM TRA CHIỀU DÀY KẾT CẤU ÁO ĐƢỜNG VÀ XÁC ĐỊNH ĐỘ LÚN KM97+000-KM99+700
ĐỈNH SUBBASE
Lớp 2
ĐỈNH
SUBBASE
ĐỈNH SUBBASE
LỚP 2
ĐỈNH
SUBBASE
ĐỈNH SUBBASE
LỚP 2
Vị trí bãi vật liệu: Km 98+900 đến Km98+1050, tập kết từ tháng 8 năm 2017 đến nay ,
Km98+520 đến Km98+640, tập kết từ ngày 15 tháng 2 năm 2017
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 14
1.1.2. Nhận xét
Giá trị Độ lún xác định tại lỗ khoan đa phần
lớn hơn tổng lún dự tính trong TKKT; và lún tại lỗ
khoan (thời gian thi công khoảng 1 năm) gấp
nhiều lần dự tính lún trong 1 năm theo TKKT
(những vị trí chất đống vật liệu và gây ra lún lớn ở
bảng 2a, 2b và 2c ở trên không dùng để đánh giá).
4.2. Giải pháp xử lý
1.1.3. Khoan kiểm tra xác định độ lún và đo
đạc xác định cao độ các lớp
a) Công tác khoan để xác định độ lún đã xảy
ra sau quá trình thi công
Công tác khoan kiểm tra đƣợc thực hiện nhƣ sau:
Đánh giá độ lún trong quá trình thi công: Cứ
100m khoan kiểm tra 1 trắc ngang, 1 lỗ ở tim, 2
lỗ ở vai đƣờng nhằm xác đinh chiều dầy, cao độ
các lớp nền đắp và các lớp kết cấu. Khi khoan
đến lớp vải địa kỹ thuật 25KN/m (lớp vải nằm
trên lớp K98) thì dừng lại để xác định cao độ và
chiều dầy các lớp kết cấu đã khoan qua. Tiếp
tục khoan vào lớp đất đắp nền đƣờng (K95).
Cách cao độ lớp vải địa kỹ thuật ngăn cách
12KN/m khoảng 0,50m theo thiết kế BVTC thì
chuyển từ khoan sang đóng bằng ống SPT. Vì
lớp vải 12KN/m rải sau khi vét đất không thích
hợp nên khi đóng qua lớp vải này vào tầng đất
phía dƣới khoảng 0,3-0,50m thì dừng khoan.
Rút ống SPT lên và xác định chính xác vị trí và
cao độ lớp vải 12KN/m. Dựa trên kết quả xác
định chiều dầy thực của các lớp (lớp đất nền
K95, lớp K98, lớp base, Sub-base, lớp bê tông
nhựa), cao độ đáy nền đào khi thay đất không
thích hợp (cao độ vải 12KN/m), cao độ vải
25KN/m và so sánh với chiều các dầy lớp này
trong thiết kế BVTC, cao độ của chúng khi
nghiệm thu để xác định độ lún tại vị trí khoan.
b) Công tác quan trắc để định độ lún và tốc
độ lún sau khi đã thi công
Khảo sát, đo đạc để đánh giá độ lún và tốc độ
lún với các đoạn đã thi công đến lớp Base, sub-
base hoặc lớp bê tông nhựa (BTN): Cứ 50m lập
1 trắc ngang, mỗi trắc ngang đóng 3 đinh tại tim
và 2 vai đƣờng:
- Đoạn Km91+000-Km94+000: 17 trắc
ngang quan trắc trên Base/ sub-base/ BTN;
- Đoạn Km94+000 - Km97+000: 29 trắc
ngang quan trắc trên Base/sub-base/BTN;
- Đoạn Km97+000 - Km99+700: 18 trắc
ngang quan trắc trên Base/sub-base/ BTN;
Công tác đo đạc, quan trắc: hàng tuần đo 1
lần; thời gian quan trắc từ ngày 16.02.2017 đến
ngày 6.4.2017, gần 2 tháng và sau đó cứ 2 tuần
quan trắc 1 lần.
1.1.4. Dự tính lún sau khi thi công hoàn chỉnh
kết cấu mặt đƣờng và đƣa công trình vào khai thác
a) Kết quả quan trắc lún
- Đoạn Km92+300 - Km93+962 (xem bảng 3
và hình 1)
Bảng 3: Kết quả quan trắc lún đoan Km92+300 - Km93+962
Lý trình
Chênh lún
8.2.17-ngày
nghiệm
thu(mm)
Chênh lún
16.2.17-
08/2/17
(mm)
Chênh lún
23.2.17-
16.2/17
(mm)
Chênh lún
2.3.17-
23.2/17
Chênh lún
9.3.17-
2/3/17
(mm)
Chênh lún
16.3.17-
9/3/17
(mm)
Chênh lún
22.3.17-
16.3.17
(mm)
Chênh lún
30.3.17-
22.3.17
(mm)
Chênh lún
5.4.17-
30.3.17
(mm)
Km92+300 91 4 2 3 2 3 1 1 1
Km92+350 0 7 1 2 2 0 1 1
Km92+400 43 5 2 1 1 0 0 2 0
Km92+450 4 2 0 1 0 2 1
Km92+500 49 4 7 2 3 3 4 2 1
Km92+550 2 2 2 1 2 1
Km92+600 36 6 9 2 2 5 1 1 0
Km92+650 1 1 3
Km92+680 12 4 2
Km93+400 7 7 5 3 3 2 2 0 1
Km93+450 2 2 1 2 2 2 1
Km93+500 17 3 2 1 1 4 4 1 1
Km93+550 2 2 4 0 0 2 1
Km93+600 12 3 2 2 2 0 0 1 1
Km93+800 4 4 2 2 2 2 0 2 1
Km93+843 15 3 3 1 3 2 0 2 1
Km93+962 13 2 2 2 1 0 2 1 1
KM92+400-KM92+580 & Km92+600-Km92+700
Kết quả đo lún đoạn Km92+300-KM93+962
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 15
Stock pile: Km92+400-
Km92+580 &
Km92+600-Km92+700
23/2/2017
16/2/2017
2/3/17
9/3/2017
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Km92+300 Km92+400 Km92+500 Km92+600 Km92+680 Km93+450 Km93+550 Km93+800 Km93+962
Set
tlem
ent (
mm
)
Kết quả đo lún Km92+300-Km93+962
BDL 23/2/2017 BDL 30.3.17 BD 05.4.17 BDL 16/2/2017
BDL 2/3/2017 BDL 9/3/2017 BDL 16.3.17 BDL 22.3.17
Hình 1: Biểu đồ quan hệ giữa độ lún đo hàng tuần tại với lý trình quan trắc Km92+300-Km93+962
Nhận xét:
Độ lún từ ngày nghiệm thu đến ngày
08/02/2017 lớn nhất 9,10 cm (Km 92 + 300);
Tốc độ lún hàng tuần của tháng đầu quan trắc
từ 2-7mm/tuần; và giảm đến 1-2mm/tuần trong
2 tuần cuối của tháng thứ 2.
- Đoạn Km94+062 - Km99+960 (xem bảng 4
và hình 2)
Bảng 4: Kết quả quan trắc lún đoạn Km94+062-Km96+960
TT Station
Chênh lún
8.2.17 -Ngày
nghiệm thu
(mm)
Chênh lún
16.2.17 (mm)
08/2/17
Chênh lún
23.2.17
16.2.17(mm)
Chênh lún
2.3.17
23.2.17(mm)
chênh lún
9.3.17 (mm)
23.2.17
Chênh lún
16.03.17
9.3.17 (mm)
Chênh lún
23.03.17
16.3.17
(mm)
Chênh lún
30.03.18
23.3.17
(mm)
Chênh lún
05.4.17
30.3.17
(mm)
1 Km94+062 59 3 0 0 0 1 3 1 0
2 Km94+100 52 2 0 0 1 2 2 0 1
3 Km94+149 54 3 0 0 0 1 3 0 0
4 Km94+200 46 1 2 1 1 1 1 1 0
5 Km94+262 28 1 0 2 0 1 1 0 1
6 Km94+300 14 0 0 0 0 0 0 2 1
7 Km94+362 26 2 1 1 0 0 2 0 0
8 Km94+400 1 1 1 1 0 1 1 0 2
9 Km94+438 2 1 2 1 3 0 1 1 0
10 Km94+482 29 0 2 2 3 1 0 0 0
11 Km94+500 38 2 1 3 2 0 2 0 1
12 Km94+542 42 1 2 3 1 0 1 1 0
13 Km94+600 71 1 1 1 1 0 1 1 1
14 Km94+642 77 0 5 1 2 1 0 0 1
15 Km94+700 100 0 5 1 3 1 0 0 0
16 Km94+742 90 0 1 0 1 2 1 0 1
17 Km94+762 37 0 2 2 3 1 1 0 1
18 Km94+849 55 1 2 0 3 1 0 1 0
19 Km94+900 19 1 1 1 4 2 2 1 1
20 Km94+962 3 2 1 1 2 1 1 0 1
21 Km95+000 16 0 2 3 2 0 1 0 0
22 Km95+042 18 1 5 2 2 1 2 1 0
23 Km95+100 29 1 3 1 4 1 1 2 1
24 Km95+142 98 0 1 1 0 1 1 0 1
25 Km95+200 112 1 1 1 0 0 1 1 1
26 Km96+740 1 1 4 5 4 1 0 0 1
27 Km96+780 0 0 0 3 4 2 1 1 1
28 Km96+840 1 2 1 3 1 1 3 1 0
29 Km96+880 0 0 1 2 1 2 3 0 1
30 Km96+900 5 1 2 3 1 1 0 2 1
Kết quả quan trắc lún Km94+062-Km96+960
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 16
23.2.17 02.3.17
Đoạn chất vật liệu: KM94+000-Km94+050 &
Km94+920-KM95+020 & Km95+200-Km95+262
& bKm95+342-Km95+400
09.3.17
16.3.17
22.3.17
-1
0
1
2
3
4
5
6
Km94+062 Km94+149 Km94+262 Km94+362 Km94+438 Km94+500 Km94+600 Km94+700 Km94+762 Km94+900 Km95+000 Km95+100 Km95+200 Km96+780 Km96+880 Km96+960
Set
tlem
ent
(mm
)
Kết quả đo lún Km94+000-Km97+000
BD.23/2/2017 BD.02/3/2017 BD 09/3/2017 BD.16/02/2017 BDL 16.3.17 BDL 22.3.17 BDL 30.3.17 BDL 05.4.17
Hình 2: Biểu đồ quan hệ giữa độ lún đo hàng tuần với lý trình quan trắc Km94+042-Km96+960
Nhận xét:
Độ lún từ ngày nghiệm thu đến ngày
08/02/2017 lớn nhất 11,20cm (Km94+200);
Tốc độ lún hàng tuần khá nhỏ và phổ biến 1-3
mm/tuần của những tuần đầu và giảm đến 0-2
mm/tuần trong tuần của tháng thứ 2 từ khi đo lún.
- Đoạn Km97+062 - Km99+960 (xem bảng 5
và hình 3)
Bảng 5: Kết quả quan trắc lún đoan Km97+200 - Km99+960
Lý trình (Km)
Chênh lún
(02/08/2017-ngày
nghiệm thu (mm)
Chênh lún
16.2.17-
2/8/17
(mm)
Chênh lún
23.2.17-
16.2.17
(mm)
Chênh lún
02.3.17-
23.2.17
(mm)
chênh lún
9.3.17-
2.3.17
(mm)
Chênh lún
16.3.17-
9.3.17
(mm)
Chênh lún
23.3.17-
16.3.17
(mm)
Chênh lún
30.3.17-
23.3.17
(mm)
Chênh lún
5.4.17-
30.3.17
(mm)
1 tháng Notes
Km97+200 33 5 2 2 1 1 0 0 0 4
Km97+300 60 11 4 0 2 1 1 0 1 4
Km97+400 86 6 4 3 2 0 1 0 0 6
Km97+500 77 13 10 2 2 1 1 1 0 7
Km97+600 137 4 4 0 1 1 0 0 0 2
Km97+950 86 1 0 0 1 0 0 0 0 1
Km98+000 67 10 0 2 0 1 1 0 0 4
Km98+100 201 11 0 3 1 2 0 1 0 7
Km98+200 30 2 2 3 1 1 0 0 0 5
Km98+360 10 5 4 1 1 1 0 0 0 3
Km98+400 14 6 3 1 1 2 0 0 0 4
Km98+460 30 5 5 4 2 2 0 0 0 8
Km98+700 30 8 5 10 1 0 0 0 0 11
Km98+800 70 3 2 0 0 0 0 0 0 0
Km99+100 15 5 5 4 2 0 0 0 0 6
Km99+400 74 13 8 9 2 1 0 1 0 13
Km99+500 215 8 4 5 2 0 0 0 1 7
Km99+600 204 11 3 4 1 0 0 0 0 5
Stock pile
Theo Dõi Lún CôngTty Xuân Quang
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 17
16.2.17[VALUE]
23.2.17
Bãi vật liệu: Km98+530-Km98+700 & Km98+950-
Km99+050
02.3.17 Surchage
9.3.17
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
Km97+200 Km97+400 Km97+600 Km98+000 Km98+200 Km98+400 Km98+700 Km99+100 Km99+500
Settl
emen
t (m
m)/
wee
k
Kết quả đo lún Km97+200-Km99+700
BDL 16/2/2017 BDL 23/2/2017 BDL 2/3/2017 BDL 9/3/2017
BDL 16.3.2017 BDL 22.3.17 BDL 30.3.17 BDL 6.4.17
Hình 3: Biểu đồ quan hệ giữa độ lún đo hàng tuần với lý trình quan trắc Km97+200-Km99+600
Nhận xét:
Độ lún từ ngày nghiệm thu đến ngày
08/02/2017, lớn nhất 21,50cm (Km99+500);
Tốc độ lún hàng tuần biến động thất thƣờng
lớn nhất đến 13mm/tuần của những tuần đầu và
giảm đến 0-2mm/tuần trong các tuần của tháng
quan trắc thứ 2 từ khi đo lún.
b) Tính toán độ lún tƣơng ứng với độ lún
theo kết quả khoan và dự báo lún sau khi thi
công hoàn chỉnh kết cấu áo đƣờng (bảng 6 và
biểu đồ)
- Bảng 6 và biểu đồ (hình 4): Kết quả dự
tính lún khi thi công hoàn chỉnh - Km91+100-
Km93+962
Bảng 6: Dự báo lún khi thi công
Lý trình
Lún thực tại
lỗ khoan
(mm)
Lún trung bình
đoạn (mm)
Lún Dự báo khi
thi công hoàn
chỉnh (mm)
Lún thêm sau thi
công hoàn chỉnh
(mm)
Ghi chú
Km91+100 647 647 680 33.0
Km91+200 435 422.4 30.4
Km91+300 349 422.4 30.4
Km91+360 202 202 227.8 25.8
Km91+700 142 202.8 70.8
Km92+200 122 202.8 70.8
Km92+300 856 856 916.5 60.5
Km92+400 1016 856 0
Km92+550 827 856 0
Km98+205 30 856 0
Km92+630 761 856 0
Km92+820 248 248 308.6 60.6
Km93+300 269 269 308.6 60.6
Km98+1030 455 308.6
Km93+448 325 325 376.4 51.4
Km93+642 184 184 209.8 25.8
Km93+800 479 479 530.8 51.8
Km93+962 382 382 432 50.0
132
942
Stock pile
Bãi chất vật
liệu
Không cần
392
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 18
Stock pile Km92+400-Km92+580 & Km92+600-
KM92+700
0
200
400
600
800
1000
Lún
(mm
)Biểu đồ lún tại lỗ khoan và Dự báo lún sau thi công
Km91+000-Km94+000
Bieu do lun tai lo khoan Du kien tong lun sau thi cong
Hình 4: Lún tại các lỗ khoan kiểm tra và Dự báo lún sau khi thi công
- Kết quả dự tính lún khi thi công hoàn
chỉnh Đoạn của Công ty đƣờng bộ Thái Bình
Km94+042-Km95+362 (xem bảng 7 và hình 5)
Bảng 7: Dự báo lún sau khi thi công
Lý trình Lún thực đo
tại lỗ khoan
Lún trung
bình
Dự báo khi thi
công hoàn chỉnh
Lún thêm sau thi
công hoàn chỉnh Ghi chú
Km94+042193 193 131.3 0.00 Không cần phòng lún
Km94+30051 89.4 19.40
Km94+43888 89.4 19.40
Km94+500168 168 190.6 22.60
Km94+600344 450.3 50.30
Km94+700460 450.3 50.30
Km94+742513 531.6 70.10
Km94+800475 531.6 70.10
Km94+882395 531.6 70.10
Km95+000463 531.6 70.10
Km98+1030455 531.6 70.10
Km95+100153 229.6 30.60
Km95+200176 229.6 30.60
Km95+362673 638 473 0.00
Không cần phòng lún
400
462
199
70
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 19
Stock pile Km94+000-Km94+050 & Km94+920-Km95+020 & Km95+200-KM95+262
& Km95+342-KM95+400
0
100
200
300
400
500
600
700
Lú
n (
mm
)
Biểu đồ lún tại lỗ khoan và Dự báo lún sau thi công
Km94+000-Km96+960
Bieu do lun tai lo khoan Du kien tong lun sau thi cong Bu lún sau thi công
Hình 5: Lún tại các lỗ khoan kiểm tra và Dự báo lún sau khi thi công
- Kết quả dự tính lún khi thi công hoàn chỉnh - Đoạn của Công ty Xuân Quang Km97+100 -
Km99+600 (Bảng 8 và hình 6).
Bảng 8: Dự báo lún sau khi thi công
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 20
Stock pile : Km98+530-KM98+700 & KM98+950-Km99+050
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
Lún
(m
m)
Biểu đồ lún tại lỗ khoan và Dự tính lún sau thi công
Km97+000-Km99+600
Bieu do lun tai lo khoan Du kien tong lun sau thi cong Phòng lún
Hình 6: Lún tại các lỗ khoan kiểm tra và Dự báo lún sau khi thi công
c) Nhận xét và đánh giá về độ lún thực khi
thi công và theo TKKT.
- Độ lún t ính toán trong TKKT và
BVTC nhỏ hơn nhiều so với độ lún thực
từ kết quả khoan xác định độ lún (xem
bảng 9);
- Các đoạn lún lớn (dị thƣờng) chủ yếu là
các đoạn chất vật liệu chất đống đá vật liệu;
Bảng 9: So sánh lún thực khi thi công và lún dự tính trong TKKT
1 Km 91+000.00 Km 91+489.00 489.00 1.80 2.57 15.0 23.15 21.05 2.00 41.10 20.55 1.78
2 Km 91+489.00 Km 92+650.00 1161.00 2.30 2.42 17.0 41.17 37.43 2.28 66.40 29.12 1.61
3 Km 92+650.00 Km 93+360.00 710.00 2.50 2.37 8.9 25.53 23.21 2.00 26.60 13.30 1.04
4 Km 93+360.00 Km 93+682.00 322.00 2.50 2.63 20.1 30.96 28.14 2.18 23.30 10.69 0.75
5 Km 93+682.00 Km 93+843.50 161.50 2.50 2.47 18.6 23.76 21.60 2.00 27.20 13.60 1.14
6 Km 93+843.50 Km 94+342.00 498.50 2.20 2.20 10.1 24.24 22.03 2.20 33.30 15.14 1.37
7 Km 94+342.00 Km 94+422.00 80.00 2.10 2.10 10.1 14.92 13.56 1.72 7.80 4.53 0.52
8 Km 94+422.00 Km 95+418.00 996.00 2.40 2.50 10.1 27.39 24.90 2.16 32.90 15.23 1.20
9 Km 95+418.00 Km 96+448.70 1030.70 2.30 1.84 18.5 30.04 27.31 2.30 23.25 10.11 0.77
10 Km 96+448.70 Km 96+631.82 183.12 2.50 2.21 21.0 45.47 41.34 2.09 15.01 7.18 0.33
11 Km 96+631.82 Km 97+210.00 578.18 2.20 2.74 8.3 25.15 22.87 2.11 43.00 20.38 1.71
12 Km 97+210.00 Km 97+600.00 390.00 2.50 2.48 8.3 39.03 35.49 3.00 55.10 18.37 1.41
13 Km 97+864.00 Km 98+489.16 625.16 2.20 2.32 10.7 27.22 24.75 1.80 44.90 24.94 1.65
14 Km 98+489.16 Km 98+520.00 30.84 2.40 2.50 10.0 18.41 16.73 2.00 40.75 20.38 2.21
15 Km 98+520.00 Km 98+852.00 332.00 2.00 2.17 10.0 17.63 16.03 2.30 43.10 18.74 2.44
16 Km 98+852.00 Km 98+954.00 102.00 2.00 2.25 10.0 14.15 12.86 2.10 47.50 22.62 3.36
17 Km 98+954.00 Km 99+016.00 62.00 2.10 2.71 9.9 18.95 17.23 2.30 39.80 17.30 2.10
18 Km 99+016.00 Km 99+400.00 384.00 2.10 2.58 17.0 24.00 21.82 2.63 32.60 12.40 1.36
19 Km 99+400.00 Km 99+663.52 263.52 3.00 2.80 22.8 37.57 34.16 2.63 55.60 21.14 1.48
20 Km 99+663.52 Km 99+700.00 36.48 3.20 3.28 20.0 36.99 33.63 2.59 74.20 28.65
Tổng(m) 8436.00 Max 45.47 41.34 3.00 74.20 29.12 3.36
Km92+400-Km92+580 & Km92+600-Km92+700 Min 14.15 12.86 1.72 7.80 4.53 0.33
Km94+000-Km94+050 & Km94+920-Km95+020 Average 26.75 24.31 2.23 37.00 16.37 1.46
Km95+200-Km95+262 & Km95+342-Km95+400
Km98+530-Km98+700 & Km98+950-Km90+050
Tỷ lệ lún
thực với
Tổng lún
TKKT
Gói thầu RAI/CP14: so sánh lún trong TKKT và lún khi thi công với các đoạn đắp trực tiếp không xử lý đất yếu
Các đoạn chất vật
liệu
Tỷ lệ lún
thực với lún
TKKT (trong
1 năm)
No
TTPhân doan
Chiều dài
(m)
Chiều cao đắp (m)
Bề dầy đất
yếu (m)
Đắp không xử lý đất yếu
chiều cao
đắp TKKT
(m)
chiều cao
đắp thực
(m)
Tổng lún
TKKT (cm)
( cm)
Lún cố kết
TKKT (cm)
Lún trong 1
năm theo
TKKT(cm)
Lún thực sau
1 năm (cm)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 21
- Trong bảng 9: thống kê lún thực đo là giá
trị trung bình cho từng đoạn, đã loại trừ lún tại
các vị trí chất đống đá;
- Độ lún 1 năm sau thi công quá lớn so với
độ lún 1 năm trong TKKT: từ 4,5 lần đến 29,12
lần, trung bình 17,32 lần. Nếu loại trừ các giá trị
lớn hơn 20 lần thì độ lún thực trung bình gấp 13
lần lún dự tính trong TKKT.
- Tỷ lệ lún thực với tổng lún thay đổi từ 0,33-
3,36 lần, trung bình 1.49 lần. Nếu loại trừ các
giá trị khác biệt <0,50 lần và >2 lần, thì giá trị
trung bình giữa lún thực và tổng lún theoTKKT
là 1,20.
- Nhƣ vậy giữa lún thực và tổng lún trong
TKKT chỉ chênh nhau 1,2 lần. Vấn đề ở chỗ
trong thời gian 1 năm sau khi thi công, lún xác
định tại lỗ khoan đã bằng/lớn hơn tổng lún; do
đó tốc độ lún là 1 nguyên nhân đã dẫn đến sự sai
khác lún dự tính trong 1 năm giữa TKKT và
thực tế.
- Đánh giá về lún chênh giữa độ lún thực tế
thi công và Dự tính lún theo thiết kế kỹ thuật
Sai khác lún giữa tính toán và lún thực tế khi
thi công thƣờng xảy ra ở tất cả các Dự án và phụ
thuộc vào rất nhiều yếu tố. Dƣới đây sẽ đề cập
đến một số yếu tố ảnh hƣởng đến sự sai khác
lún theo tính toán và thực tế.
Phụ thuộc vào Phƣơng pháp tính lún: theo
phƣơng pháp e (công thức 1) và Pc/Cc (công
tức 2) và kết quả tính tại bảng 10);
He
eeS o
c
0
1
1
(1)
c
cc
o
sc
P
PPH
e
C
P
PH
e
CS
0
00
log1
log1
(2)
Giả sử các yếu tố về chiều dầy lớp đất yếu,
các tính chất cơ lý nhƣ dung trọng, hệ số cố kết,
hệ số rỗng ban đầu, trạng thái của các lớp đất
giống nhau cho 2 phƣơng pháp tính lún;
+ Tính lún theo phƣơng pháp e: Độ lún cố
kết phụ thuộc vào giá trị hệ số rỗng (e) mà hệ số
rỗng (e) phụ thuộc vào Dung trọng thiên nhiên,
Tỷ trọng và Độ ẩm thiên nhiên. Ba (3) giá trị
trên đều thí nghiệm trực tiếp từ mẫu nguyên
trạng. Nếu mẫu ở trạng thái kém nguyên trạng
thì ảnh hƣởng đến giá trị Dung trọng, còn giá trị
độ ẩm và tỷ trọng hầu nhƣ không thay đổi. Tuy
nhiên tính theo phƣơng pháp này không xét đến
sự thay đổi ứng xuất trong quá trình hình thành
các lớp đất.
+ Với phƣơng pháp Pc/Cc: lún cố kết phụ
thuộc rất lớn vào tính chất nguyên trạng của đất
(trong quá trình lấy mẫu, vận chuyển, bảo
quản). Mẫu nguyên trạng sẽ có giá trị áp lực tiền
cố kết (Pc) nhỏ hơn giá trị áp lực tiền cố kết
(Pc) của mẫu kém nguyên trạng và mẫu không
nguyên trạng. Nếu giá trị (Pc) lớn thì độ lún cố
kết sẽ nhỏ và ngƣợc lại. Khi đắp thấp thì áp lực
nền đắp + áp lực địa tầng chƣa thắng đƣợc áp
lực tiền cố kết nên lún sẽ có giá trị nhỏ và khi
tăng dần chiều cao đắp áp lực nền đắp + áp lực
địa tầng lớn hơn áp lực tiền cố kết, nền đất sẽ
lún nhanh và có giá trị độ lún lớn. Với ví dụ này
thì tại chiều cao đắp 2,50m thì độ lún tính theo 2
phƣơng pháp trên gần bằng nhau.
Bảng 10: So sánh kết quả tính lún theo phƣơng pháp Pc/Cc và e
Cc e Cc e Cc e Cc e Cc e Cc e
Lún cố kết (cm) 3.79 19.27 17.21 27.96 31.01 36.42 44.02 45.30 56.32 53.69 79.08 69.24
Tỷ lệ lún e/Cc 1.62 1.03 0.885.08 1.17 0.95
Chiều cao đắp (m)
& phƣơng pháp
tính
1.5 2.5 4.01.0 2.0 3.0
Phụ thuộc trạng thái của đất yếu:
trƣớc khi đắp Nhà thầu chỉ vét 0,30-0,50m
đất không thích hợp, rải vải địa kỹ thuật
ngăn cách và đắp đất. Do đắp trực tiếp
trên đất rất yếu (giá trị SPT=2) nên khi
dùng lu để đầm thì đất nền đất vừa bị lún
và có xu thể chuyển vị ngang cũng dẫn tới
độ lún lớn.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 22
Phụ thuộc vào hệ số cố kết: giá trị hệ số cố
kết đứng (Cv) phụ thuộc rất nhiều vào tính chất
nguyên trạng của mẫu đất và các lớp mỏng cát
xen kẹp. Giá trị hệ số cố kết Cv càng lớn thì lún
càng nhanh và ngƣợc lại. Khi lấy mẫu nếu lấy
tại chỗ không gặp lớp cát xen kẹp, thí nghiệm
giá trị (Cv) sẽ nhỏ hơn chỗ có lớp cát xen kẹp.
Ví dụ sau đây tại đoạn Km97+210-Km97+600,
với chỉ tiêu cơ lý và chiều cao đắp xem bảng 11
và kết quả tính lún xem bảng 12.
Bảng 11: Chỉ tiêu cơ lý cơ bản của các lớp Km97+210-Km97+600
Bảng 12: kết quả tính lún Khi thay đổi giá trị Cv và Pc
Hạng mục
Độ lún cố kết (cm) Độ lún
xác đinh
tại lỗ
khoan
(cm)
Bản vẽ thi
công
(BVTC)
Khi
Cv = 5 cv
(BVTC)
Khi
Cv = 10 cv
(BVTC)
Khi Cv=10Cv
& Pc=7
Lún cố kết (cm) 44,02 44,02 44,02 74,91
55,10 Lún sau 1 năm 5,82 13,17 18,63 31,36
Chiều cao đắp (m) 2,50 2,50 2,50 2,50
Thời gian (ngày) 360 360 360 360
Nhận xét:
Khi giá trị hệ số cố kết (Cv) tăng lên 5 lần và
10 lần so với giá trị (Cv) trong BVTC thì độ lún
sau 1 năm tăng tƣơng ứng 2,23 lần đến 3,20 lần.
Khi giá giá trị (Cv) tăng 10 lần so với giá trị
(Cv) trong BVTC và giá trị áp lực tiền cố kết
lớp 4 giảm từ 0,90 kG/cm2 xuống 0,70 kG/cm
2,
thì độ lún cố kết tăng 5,39 lần so với độ lún cố
kết tính trong BVTC.
Giá trị lún chênh giữa độ lún xác định trong
lỗ khoan và độ lún khi tăng giá trị (Cv) lên 10
lần và giảm áp lực tiền cố kết (Pc) từ 0,90
kG/cm2 xuống 0,70 kG/cm
2 là 23,74cm, phần
lớn do nền đƣờng bị đẩy ngang khi đầm lèn?
5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
1.2. Lún thực khi đắp trực tiếp trên đất
yếu thuộc hệ tầng Thái Bình (QIV3tb), đoạn
Km91+000-Km99+700 (Vố Hối-Diêm Điền
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 23
- QL39) với chiều cao đắp 2,0-2,50m,
trong thời gian thi công 1 năm đã bằng
hoặc vƣợt tổng lún dự tính trong TKKT và
tốc độ lún thực gấp 13 lần tốc độ lún 1
năm trong tính toán;
1.3. Các chỉ tiêu cơ lý của đất dùng tính lún
là các giá tiêu chuẩn hoặc/giá trị tính toán. Tuy
nhiên các chỉ tiêu biến động trong khoảng khá
lớn và địa tầng cũng không đồng nhất và thay
đổi mạnh theo chiều sâu và chiều rộng nên giá
trị lún thực và lún tính toán thay đổi khá lớn
tùy thuộc vào cấu tạo địa tầng thực của đoạn
tính toán;
1.4. Các giá trị từ thí nghiệm cố kết nhƣ Cc,
Cs, Pc, Cv phụ thuộc rất nhiều vào tính chất
nguyên trạng của mẫu và do đó giá trị lún khi
tính theo phƣơng pháp Pc/Cc phụ thuộc nhiều
vào kết quả thí nghiệm này và dẫn đến sự sai
khác giữa lún thực và lún tính toán.
1.5. Khi tính toán độ lún cố kết không xem
xét hiện tƣợng đẩy ngang và đây cũng là một
nguyên nhân dẫn đến chênh lún giữa lún tính
toán và lún thực;
1.6. Giá trị độ lún cố kết dự tính trong TKKT
và độ lún trong thời gian thi công phụ thuộc vào
nhiều yếu tố nhƣ cấu tạo địa tầng, chỉ tiêu cơ lý,
tiến trình đắp; do đo muốn áp dụng giải pháp
đắp trực tiếp không xử lý nền kiến nghị phải có
đoạn thi công thử kết hợp với quan trắc để
đánh giá lún trước khi thi công đại trà.
1.7. Tầng đất rất yếu hoặc yếu thuộc Hệ tầng
Thái Bình (QIV3 tb) hoặc Hệ tầng Hải Hƣng
(QIV1-2
-hh) ở miền bắc và những hệ tầng đất yếu
ở miền nam Việt Nam với chiều cao nền đắp
2,0m-2,50m phải rất thận trọng khi áp dụng giải
pháp đắp trực tiếp không xử lý nền để tránh các
hậu quả về lún lớn trong quá trình thi công và
lún kéo dài sau thi công.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Báo cáo khảo sát địa chất công trình gói
thầu RAI/CP14 Km91+000 - Km107+522 -
đoạn Vô Hối - Diêm Điền, do Công ty tƣ vấn
EGIS INTERNATIONAL thực hiện năm 2014
và 2016;
2. Báo cáo thiết kế xử lý nền đất yếu
(TKKT) gói thầu RAI/CP14, Km91+000-
Km107+522 - đoạn Vô Hối - Diem Điền, do
Công ty tƣ vấn EGIS INTERNATIONAL thực
hiện năm 2014;
3. Kết quả khoan kiểm tra bề dầy các lớp kết
cấu áo đƣờng và xác định độ lún tại các lỗ
khoan do các Nhà thầu gói thầu RAI/CP14 thực
hiện táng 3/2017.
4. Kết quả quan trắc lún gói thầu RAI/CP14,
đoạn Km91+000-Km99+700, do các Nhà thầu
gói thầu RAI/CP14 thực hiện từ tháng 2/2017
đến tháng 4/2017.
5. Bản đồ địa chất và khoáng sản Việt Nam
tỷ lệ 1/200.000, tờ Nam Định (F-48-XXXV).
Người phản biện: PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 24
ẢNH HƯỞNG CỦA HÀM LƯỢNG SẠN SỎI ĐẾN CÁC TÍNH CHẤT CƠ LÝ CỦA ĐẤT ĐỎ BAZAN DÙNG TRONG CÁC ĐẬP ĐẤT Ở TÂY NGUYÊN
MAI THỊ HỒNG*, NGUYỄN TRỌNG TƢ
**
Effect of gravel content on properties of the rhodic ferralsols used for
earth dams in Tay Nguyen
Abstract: The use of local soils as fill materials in earthfill dam reduces
construction cost significantly. The ferralsol is the most common type of
soil in Tay Nguyen area which is normally selected as fill materials.
However, ferralsol in Tay Nguyen has specific properties such as low dry
density and high optimal water content leading to the difficulty in the
compaction process and decrease the stability of earthfill dam. This paper
presents an optional solution to improve the characteristics of ferralsol
which is used as fill materials. The results of research contribute a
valuable reference to the engineers when implementing the projects to
upgrade or build up a new earthfill dam in Tay Nguyen.
Keywords: The ferralsol, gravel content, fill material, earthfill dam.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ *
Với chi phí xây dựng thấp do sử dụng vật
liệu địa phƣơng làm vật liệu đắp, đập đất đƣợc
sử dụng rộng rãi ở Việt Nam và nhiều nƣớc trên
thế giới, phổ biến trong các công trình ngăn
nƣớc đƣợc xây dựng trƣớc năm 2000. Tuy
nhiên, nhƣợc điểm của vật liệu đắp đất tự nhiên
thƣờng có độ bền thấp, dễ bị phá hoại theo thời
gian, thi công bị ảnh hƣởng nhiều bởi điều kiện
thời tiết ... Đặc biệt là đất đỏ bazan khu vực Tây
Nguyên có hàm lƣợng sét bụi lớn, khối lƣợng
riêng khô nhỏ = 1,0 ÷ 1,2 g/cm3, khi đầm nện
tiêu chuẩn khối lƣợng riêng khô lớn nhất đạt
đƣợc không cao (cmax = 1,3 ÷ 1,4 g/cm3), nếu
tăng số lƣợng công đầm cũng chỉ đạt khoảng 1,5
g/cm3. Ngoài ra, độ ẩm tự nhiên của đất cao và
thay đổi theo mùa (20 ÷ 40%), đất có tính
* Đại học Hồng Đức
DĐ: 0983851061,
Email: maithihong@hdu.edu.vn ** Đại học Thủy Lợi
175 Tây Sơn - Đống Đa - Hà Nội
DĐ: 0945055455
Email: nguyentrongtu@tlu.edu.vn
trƣơng nở, co ngót và tan rã gây khó khăn trong
công tác thi công đập. Thêm vào đó, với điều
kiện khí hậu hai mùa mƣa nắng rõ rệt, mùa mƣa
kéo dài từ tháng 6 đến tháng 12, cũng là một trở
ngại trong việc sử dụng đất đỏ bazan trong thi
công các đập đất đồng chất ở Tây Nguyên.
Việc sử dụng đất đỏ bazan đã đƣợc nghiên
cứu sử dụng trong đập đất để tận dụng khối
lƣợng lớn vật liệu địa phƣơng [1,2]. Kết quả
nghiên cứu chỉ ra rằng, khi tăng khối lƣợng
riêng khô thì sức chống cắt của đất tăng và tính
nén lún đạt giá trị trung bình [1], vì vậy có thể
sử dụng đất đỏ bazan làm vật liệu đắp đập.
Ngoài ra, một số giải pháp trong kỹ thuật thi
công cũng đƣợc áp dụng nhằm nâng cao chất
lƣợng đập nhƣ đề xuất kết cấu hợp lý [3], lựa
chọn công nghệ đầm nén [4], giải pháp an toàn
chống thấm cho đập [5], phân chia khối đắp và
trình tự thi công [6].
Bài báo này trình bày kết quả nghiên cứu các
đặc trƣng cơ lý của đất đỏ bazan đƣợc sử dụng
làm vật liệu đất đắp ở một số đập trong khu vực
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 25
Tây Nguyên. Từ đó đề xuất giải pháp cụ thể
nhằm cải thiện tính chất xây dựng của đất bằng
cách pha trộn sạn sỏi với tỷ lệ phù hợp.
2. VẬT LIỆU VÀ PHƢƠNG PHÁP THÍ
NGHIỆM
2.1. Vật liệu thí nghiệm
Vật liệu sử dụng trong nghiên cứu là loại
đất đỏ bazan dùng làm vật liệu đắp trong các
đập Tân Sơn thuộc huyện Chƣ Pah, tỉnh Gia
Lai và đập EaĐrăng thuộc huyện Ea H’leo
tỉnh Đắk Lắk. Việc tiến hành lấy mẫu, bảo
quản và vận chuyển mẫu về phòng thí
nghiệm đƣợc thực hiện theo TCVN 2683-
2012. Công tác thí nghiệm đƣợc tiến hành tại
phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật trƣờng Đại
học Thủy lợi.
2.2. Phƣơng pháp thí nghiệm
Các chỉ tiêu vật lý của vật liệu đất đƣợc
nghiên cứu bao gồm: thành phần hạt xác định
theo TCVN 4198:2014; độ ẩm (W) xác định
theo TCVN 4196:2012; giới hạn chảy (WL) và
giới hạn dẻo (WP) xác định theo TCVN
4197:2012.
Các chỉ tiêu cơ học của đất đƣợc nghiên cứu
bao gồm: độ ẩm tối ƣu (Wopt) và khối lƣợng
riêng khô lớn nhất (cmax) xác định theo TCVN
4201:2012; góc ma sát trong () và lực dính đơn
vị (C) xác định theo TCVN 4199-2012; hệ số
nén lún (a) và modul biến dạng (Eo) xác định
theo TCVN 4200-2012; hệ số thấm (K)xác định
theo TCVN 8723-2012; độ co ngót thể tích
(Dc.ng) và độ ẩm giới hạn co ngót (Wc.ng) xác
định theo TCVN 8720-2012; các đặc trƣng tan
rã của đất xác định theo TCVN 8718-2012; đặc
trƣng trƣơng nở của đất xác định theo TCVN
8719-2012.
3. KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU
3.1. Các đặc tính ban đầu của đất đỏ
bazan dùng làm vật liệu đắp đập
3.1.1. Các chỉ tiêu vật lý
Các kết quả thí nghiệm xác định thành phần
hạt, độ ẩm tự nhiên, độ ẩm giới hạn Atterberg
và tỷ trọng của các mẫu đất đƣợc trình bày trong
Bảng 1 và Bảng 2. Kết quả phân tích hạt cho
thấy cả hai loại vật liệu đắp đập Tân Sơn và
EaĐrăng đều thuộc loại đất sét pha màu nâu đỏ
không chứa dăm sạn, có các đƣờng kính cỡ hạt
nhƣ sau: D60 = 0,03 ÷ 0,04mm; D30 = 0,005 ÷
0,006mm; D10 = 0,0005 ÷ 0,001mm. Hệ số đồng
đều hạt Cu = 6 ÷ 7 và hệ số cấp phối Cc = 0,5 ÷
1,5. Nhƣ vậy, theo tiêu chuẩn phân loại đất
TCVN 8217-2009 thì vật liệu có chất lƣợng cấp
phối tƣơng đối tốt do chỉ thỏa mãn về hệ số
không đồng nhất nhƣng không thỏa mãn về hệ
số cấp phối.
Kết quả thí nghiệm ở Bảng 2 cho thấy cả hai
loại đất đƣợc nghiên cứu có tính dẻo trung bình
với độ ẩm giới hạn chảy WL=46,59% ÷ 48,27%,
thuộc loại đất bụi bình thƣờng với chỉ số dẻo IP
lần lƣợt là 14,44 và 14,72.
Bảng 1. Thành phần hạt của đất thí nghiệm
Nhóm hạt (%) Sạn sỏi Cát Bụi Sét
Đập Tân Sơn 0,33 36,0 39,32 24,34
Đập EaĐrăng 0,27 39,65 32,28 27,79
Bảng 2. Chỉ tiêu vật lý của đất thí nghiệm
Vị trí Wo (%) Gs WP (%) WL (%) IP
Đập Tân Sơn 34,69 2,71 32,15 46,59 14,44
Đập EaĐrăng 35,67 2,71 33,55 48,27 14,72
Ghi chú: Wo: độ ẩm tự nhiên; Gs: tỷ trọng hạt; WP: độ ẩm giới hạn dẻo; WL: độ ẩm giới hạn
chảy; IP: chỉ số dẻo.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 26
3.1.2. Các chỉ tiêu cơ học
Để xác định các chỉ tiêu cơ học của đất, trƣớc
tiên các mẫu đất đƣợc tiến hành đầm nén tiêu
chuẩn, sau đó mẫu đất đƣợc chế bị với độ chặt
K = 0,95 trƣớc khi tiến hành các thí nghiệm cơ
học. Bảng 3 trình bày các chỉ tiêu cơ học của đất
dùng trong nghiên cứu. Kết quả đầm nén tiêu
chuẩn cho thấy cả hai loại đất thí nghiệm có
khối lƣợng riêng khô lớn nhất tƣơng đối nhỏ
(1,40 ÷ 1,42 g/cm3) và độ ẩm tối ƣu cao (27,89
÷ 30,34%), kết quả này hoàn toàn tƣơng đồng
với các kết quả nghiên cứu của một số tác giả
khác [1, 2]. Từ thí nghiệm cắt đất trực tiếp cho
thấy, đất có tính kháng cắt trung bình với góc
ma sát trong =18o25’ ÷ 19
022’ và lực dính
đơn vị C = 0,278 ÷ 0,284 kG/cm2, khả năng
chịu tải và tính biến dạng của đất ở mức độ
trung bình với mô đun biến dạng Eo = 82,37 ÷
97,32 kG/cm2 và hệ số nén lún a = 0,036 ÷
0,037 cm2/kG. Hệ số thấm của hai loại đất trên
lần lƣợt là 1,63.10-6
cm/s và 2,21.10-6
cm/s nên
đƣợc phận loại thành đất có tính thấm ít theo
nhƣ quy định trong TCVN 8732-2012.
Bảng 3. Các chỉ tiêu cơ học của mẫu đất thí nghiệm
Vị trí
Thí nghiệm đầm
nén tiêu chuẩn
Thí nghiệm cắt
trực tiếp Thí nghiệm nén lún
Thí nghiệm
thấm
Wopt
(%)
cmax
(g/cm3)
(độ)
C
(kG/cm2)
a
(cm2/kG)
Eo
(kG/cm2)
K
(cm/s)
Đập Tân Sơn 30,34 1,42 18o25’ 0,278 0,036 82,37 1,63.10
-6
Đập EaĐrăng 27,89 1,40 19o22’ 0,284 0,037 97,32 2,21.10
-6
Ghi chú: Wopt: độ ẩm tối ưu; cmax: khối lượng riêng khô lớn nhất; : góc ma sát trong; C: lực
dính đơn vị ; a: hệ số nén lún; Eo: modul biến dạng; K: hệ số thấm.
3.1.3. Các tính chất đặc biệt
Đất đỏ bazan thƣờng có những tính chất đặc
biệt nhƣ tính co ngót lớn, tính trƣơng nở và tan
rã mạnh, những tính chất này ảnh hƣởng lớn
đến quá trình thi công đập cũng nhƣ chất lƣợng
đập. Vì vậy các thí nghiệm xác định tính co
ngót, trƣơng nở và độ tan rã của đất cũng đƣợc
thực hiện trong nghiên cứu này, kết quả tổng
hợp đƣợc trình bày trong Bảng 4. Kết quả thí
nghiệm cho thấy cả hai loại đất có tính co ngót
trung bình (độ co ngót thể tích Dc.ng = 9,86 -
11,72%), vật liệu thuộc loại không trƣơng nở
(độ trƣơng nở thể tích Dtr.n=0,03 - 0,06%), và
tính tan rã chậm nên có thể sử dụng làm vật
liệu đắp đập.
Bảng 4. Tính co ngót, tính trƣơng nở và độ tan rã của đất
Vị trí
Tính co ngót Tính trƣơng nở Tính tan rã
Dc.ng
(%)
Wc.ng
(%)
Dtr.n
(%)
Wtr.n
(%)
Ptr.n
(kPa) Dtr% T (s)
Đập Tân Sơn 11,72 8,43 0,03 32,72 3,0 13,33 86400
Đập EaĐrăng 9,86 8,18 0,06 31,96 4,0 29,41 86400
Ghi chú: Dc.ng: độ co ngót thể tích, Wc.ng: độ ẩm giới hạn co ngót, Dtr.n: độ trương nở thể tích,
Wtr.n: độ ẩm trương nở, Ptr.n: áp lực trương nở, Dtr: độ tan rã, t: thời gian tan rã.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 27
3.2. Đề xuất giải pháp nhằm tăng cƣờng
tính chất xây dựng của đất đỏ bazan
Kết quả nghiên cứu ở trên cho thấy vật liệu
đắp sử dụng đất đỏ bazan ở đập Tân Sơn và đập
EaĐrăng có các tính chất vật lý, cơ học và tính
chất đặc biệt đều đảm bảo yêu cầu về chất lƣợng
đất đắp. Tuy nhiên loại đất này có khối lƣợng
riêng khô nhỏ với giá trị cmax= 1,40 1,42T/m3
và độ ẩm tối ƣu tƣơng đối cao Wopt =27,89
30,34%. Với đặc tính này, mặt cắt ngang đập
cần phải đƣợc mở rộng để đảm bảo vấn đề ổn
định trƣợt và đặc biệt gây khó khăn cho qúa
trình thi công đầm nén. Vì vậy, cần có giải pháp
phù hợp để tăng khối lƣợng riêng khô và giảm
độ ẩm tối ƣu để thuận tiện cho quá trình thi
công và giảm chi phí xây dựng đập.
Để tăng khối lƣợng riêng khô, cũng nhƣ
khối lƣợng riêng tự nhiên và giảm độ ẩm tối
ƣu của vật liệu đắp sử dụng đất đỏ bazan,
nhóm nghiên cứu đề xuất giải pháp trộn thêm
sạn sỏi. Nguyên nhân là do các hạt thô không
có đặc tính ƣa nƣớc nên sẽ làm giảm độ ẩm tối
ƣu của vật liệu. Ngoài ra sự có mặt của các hạt
thô sẽ làm cho các hạt mịn dễ dàng chiếm chỗ
lỗ rỗng giữa các hạt thô từ đó làm tăng hiệu
quả đầm chặt. Theo kết quả thí nghiệm phân
tích thành phần hạt, các mẫu đất đỏ bazan
dùng trong nghiên cứu có kích thƣớc hạt lớn
nhất thuộc phạm vi từ 2 5mm, vì vậy đề
xuất bổ sung cỡ hạt sạn sỏi có kích thƣớc từ 5
10mm để đảm bảo chất lƣợng cấp phối cũng
nhƣ không làm ảnh hƣởng nhiều đến tính
thấm của vật liệu đắp. Hàm lƣợng sạn sỏi
đƣợc pha trộn với tỷ lệ là 2%, 4%, 6%, 8%,
10%, 12%, 15%, 20%, 25%, 30%, 35%, 40%,
45% và 50% so với khối lƣợng khô của đất.
Rõ ràng, khi trộn sạn sỏi sẽ làm ảnh hƣởng
lớn đến tính thấm, tính kháng cắt và biến dạng
của đất. Vì vậy trong nghiên cứu này, tập
trung làm rõ sự ảnh hƣởng của hàm lƣợng sạn
sỏi đến tính thấm, tính kháng cắt và tính biến
dạng của đất.
3.3. Sự ảnh hƣởng của hàm lƣợng sạn sỏi
đến tính chất xây dựng của đất đỏ bazan
3.3.1. Quy trình chế bị mẫu khi trộn sạn sỏi
Mẫu đất đƣợc lựa chọn thí nghiệm là vật
liệu đắp ở đập Tân Sơn. Sau khi đƣợc chuyển
về phòng thí nghiệm, mẫu đƣợc tán nhỏ và
phơi khô gió. Tiếp đó pha trộn các hạt sạn sỏi
có kích thƣớc từ 5 10mm với các tỷ lệ là 2%,
4%, 6%, 8%, 10%, 12%, 15%, 20%, 25%,
30%, 35%, 40%, 45% và 50% so với khối
lƣợng khô của đất. Sau đó mẫu vật liệu đƣợc
chế bị với độ chặt K = 0,95 tƣơng ứng theo
khối lƣợng riêng khô lớn nhất ở độ ẩm tối ƣu.
Các mẫu sau khi chế bị đƣợc ngâm bão hòa 2
ngày trong hộp Oedometer. Trong quá trình
bão hòa, tác dụng áp lực nén 10kPa để đảm bảo
mẫu không bị trƣơng nở. Sau khi bão hòa, các
mẫu đất đƣợc tiến hành các thí nghiệm cắt
phẳng, ép co và thấm.
3.3.2. Ảnh hưởng của hàm lượng sạn sỏi lên
khối lượng riêng khô lớn nhất và độ ẩm tối ưu
của đất
Nhƣ đã phân tích ở trên, khi pha trộn sạn sỏi
vào mẫu đất sẽ làm tăng khối lƣợng riêng khô
lớn nhất và suy giảm của độ ẩm tối ƣu. Sự thay
đổi này đƣợc tính toán theo các công thức nêu
trong TCVN 4201:2012. Hình 1a và 1b mô tả
quan hệ giữa hàm lƣợng sạn sỏi (ms) với khối
lƣợng riêng khô lớn nhất (cmax) và độ ẩm tối ƣu
tƣơng ứng (Wopt). Khi hàm lƣợng sạn sỏi tăng,
khối lƣợng riêng khô tăng theo quy luật hàm số
bậc hai trong khi độ ẩm tối ƣu giảm theo quy
luật tuyến tính. Với hàm lƣợng sạn sỏi 25%,
khối lƣợng riêng khô đạt 1,62 g/cm3 và độ ẩm
tối ƣu tƣơng ứng là 22,76%. Khi tăng hàm
lƣợng sạn sỏi lên 50%, khối lƣợng riêng khô
tăng lên 1,88 g/cm3 và độ ẩm tối ƣu giảm xuống
còn 15,17%. Sạn sỏi là vật liệu rời rạc có khối
lƣợng riêng lớn hơn nhiều so với khối lƣợng
riêng của đất đỏ bazan, vì vậy khi trộn thêm sạn
sỏi vào sẽ làm tăng khối lƣợng riêng và giảm độ
ẩm tối ƣu của mẫu.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 28
Bảng 5. Quan hệ giữa tỷ lệ sạn sỏi, độ ẩm tối ƣu và khối lƣợng riêng khô lớn nhất
ms (%) 2 4 6 8 10 12 15
cmax (g/cm3) 1,434 1,448 1,463 1,478 1,493 1,509 1,532
Wopt (%) 29,73 29,13 28,52 27,91 27,31 26,70 25,79
ms (%) 20 25 30 35 40 45 50
cmax (g/cm3) 1,574 1,618 1,664 1,713 1,765 1.821 1,880
Wopt (%) 24,27 22,76 21,24 19,72 18,20 16,69 15,17
(a) (b)
Hình 1. Ảnh hưởng của hàm lượng sạn sỏi lên: a) khối lượng riêng khô lớn nhất, b) độ ẩm tối ưu
3.3.3. Ảnh hưởng của hàm lượng sạn sỏi lên
khả năng kháng cắt của đất
Ảnh hƣởng của hàm lƣợng sản sỏi lên khả
năng kháng cắt của đất đƣợc thể hiện trên Hình
2a và 2b. Khi hàm lƣợng sản sỏi tăng, góc ma
sát trong () có xu hƣớng tăng theo quy luật
tuyến tính. Khi hàm lƣợng sản sỏi chiếm 20%
thì góc ma sát trong tăng tới 53,8%. Đối với lực
dính đơn vị (C), khi hàm lƣợng hạt thô còn ít
(nhỏ hơn 15%) thì lực dính đơn vị có xu thế
giảm nhẹ nhƣng khi hàm lƣợng hạt thô đủ lớn
(lớn hơn 15%) thì lực dính đơn vị có xu thế
tăng mạnh nhƣng không nhiều nhƣ đối với
góc ma sát trong. Khi hàm lƣợng sản sỏi
chiếm 45% thì lực dính đơn vị mới tăng đƣợc
39,2%. Nhƣ vậy, sự có mặt của sạn sỏi không
chỉ làm tăng ma sát giữa các hạt mà còn làm
tăng khả năng dính kết giữa các hạt của đất đỏ
bazan, từ đó làm tăng đáng kể khả năng kháng
cắt của đất đỏ bazan.
Bảng 6. Quan hệ giữa tỷ lệ sạn sỏi, góc ma sát trong và lực dính đơn vị
ms (%) 2 4 6 8 10 12 15
(độ) 20°19' 21°26' 24°10' 24°47' 22°48' 23°06' 24°04'
C (kG/cm2) 0,259 0,233 0,201 0,199 0,257 0,196 0,262
ms (%) 20 25 30 35 40 45 50
(độ) 28°19' 31°30' 35°06' 37°18' 39°10' 39°04' 41°18'
C (kG/cm2) 0,238 0,260 0,283 0,310 0,322 0,387 0,458
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 29
(a) (b)
Hình 2. Ảnh hưởng của hàm lượng sạn sỏi lên: a) góc ma sát trong, b) lực dính đơn vị
3.3.4. Ảnh hưởng của hàm lượng sạn sỏi lên
tính biến dạng và tính thấm của đất
Tính biến biến dạng và tính thấm của mẫu
đất phụ thuộc mạnh mẽ vào hàm lƣợng sạn sỏi
nhƣ minh họa ở hình 3a và 3b. Kết quả cho
thấy mô đun biến dạng của vật liệu có xu thế
tăng theo quy luật tuyến tính so với hàm
lƣợng sạn sỏi. Giá trị của mô đun biến dạng
tăng 4,5 lần khi đƣợc trộn thêm 50% hàm
lƣợng sạn sỏi. Nguyên nhân của hiện tƣợng
này là do độ cứng của các hạt sạn lớn gấp
nhiều lần so với các hạt mịn. Mô đun biến
dạng tăng đồng nghĩa với việc đất có tính biến
dạng nhỏ và giảm lún cho khối đắp. Tuy
nhiên, khi hàm lƣợng sạn sỏi tăng thì hệ số
thấm của đất tăng. Ban đầu, khi tăng hàm
lƣợng sạn sỏi còn nhỏ thì hệ số thấm có xu
hƣớng tăng nhẹ. Khi hàm lƣợng hạt thô đủ lớn
(lớn hơn 25%) thì hệ số thấm có xu hƣớng
tăng mạnh. Cụ thể, khi hàm lƣợng sạn sỏi
chiếm 25% thì hệ số thấm tăng 32 lần, nhƣng
khi hàm lƣợng sạn sỏi chiếm 50% thì hệ số
thấm tăng tới 400 lần. Nhƣ vậy, khi tăng hàm
lƣợng sạn sỏi, tính biến dạng của đất giảm đi
nhƣng cũng làm tính thấm của đất tăng lên
đáng kể.
Bảng 7. Quan hệ giữa tỷ lệ sạn sỏi, mô đun biến dạng và hệ số thấm
ms (%) 2 4 6 8 10 12 15
Eo (kG/cm2) 85,27 99,76 105,62 136,33 133,02 146,32 162,58
K (cm/s) 3,32e-6
4,01e-6
5,36e-6
6,52e-6
8,77e-6
1,23e-5
1,95e-5
ms (%) 20 25 30 35 40 45 50
Eo (kG/cm2) 182,90 255,72 294,63 307,50 312,16 356,78 377,83
K (cm/s) 3,56e-5
5,23e-5
9,93e-5
1,21e-4
2,98e-4
3,87e-4
6,52e-4
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 30
(a) (b)
Hình 3. Ảnh hưởng của hàm lượng sạn sỏi lên: a) mô đun biến dạng, b) hệ số thấm
4. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Bài báo đã trình bày kết quả nghiên cứu về
một giải pháp cụ thể nhằm cải thiện tính chất
xây dựng của đất đỏ bazan sử dụng làm vật liệu
đắp đập.Một số kết luận chính đƣợc rút ra từ các
thí nghiệm trong nghiên cứu này là:
1) Khối lƣợng riêng khô nhỏ và độ ẩm tối ƣu
cao là nguyên nhân gây khó khăn trong việc sử
dụng đất đỏ bazan làm vật liệu đắp đập.
2) Pha trộn sạn sỏi với tỷ lệ phù hợp là một
giải pháp có thể áp dụng khi sử dụng đất đỏ
bazan làm vật liệu đắp đập.
3) Khối lƣợng riêng khô tăng, độ ẩm tối ƣu
giảm, khả năng chống cắt và chống biến dạng
tăng, tuy nhiên khả năng chống thấm giảm đáng
kể khi tăng hàm lƣợng sạn sỏi.
4) Kiến nghị tỷ lệ pha trộn sạn sỏi là từ 20-
25%, với tỷ lệ này sẽ phát huy hiệu quả tối đa
tính chất xây dựng của đất đỏ bazan khi sử dụng
làm vật liệu đắp đập.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Nguyễn Văn Thơ, Trần Thị Thanh, "Sử
dụng đất tại chỗ để đắp đập ở Tây Nguyên, Nam
Trung Bộ và Đông Nam Bộ", Nhà xuất bản
Nông nghiệp, 2001.
2. Nguyễn Công Mẫn, "Sự hình thành đất đỏ
Bazan và một số tính chất của nó trong xây
dựng", Tập san Thủy Lợi 9/1978.
3. Hoàng Minh Dũng, “Nghiên cứu hiện
trạng đập vật liệu địa phƣơng miền Trung và đề
xuất kết cấu đập hợp lí”, luận án Tiến sĩ, Đại
học Thủy Lợi, 2000.
4. Lê Quang Thế, “Nghiên cứu lựa chọn công
nghệ đầm nén đập đất trong điều kiện địa chất
môi trƣờng của các tỉnh Tây Nguyên & Trung
Bộ”, luận án Tiến sĩ, Đại học Thủy Lợi, 2000.
5. Nguyễn Quang Hùng, Mai Văn Công,
Nguyễn Văn Mạo, “Nghiên cứu giải pháp đảm
bảo an toàn thấm cho đập đất không đồng chất
đƣợc xây dựng bằng công nghệ đầm nén ở vùng
Tây Nguyên Việt Nam”, Tạp chí Khoa học kỹ
thuật Thủy lợi và Môi trường, số đặc biệt
11/2011, trang 5-11.
6. Nguyễn Hữu Huế, “Một số ứng dụng phân
chia khối đắp và trình tự thi công đập có độ ẩm
cao cho đập Tả Trạch”, Tạp chí Khoa học kỹ
thuật Thủy lợi và Môi trường, số 41, 2013, trang
49-53.
Người phản biện: TS. NGUYỄN VĂN THÌN
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 31
MẢNG GIA CỐ MÁI KÊNH BẰNG VẬT LIỆU POLIME HOẶC COMPOZITE
NGUYỄN MAI CHI*
The revetment made from polime or compozit for protection slope of
canal
Abstract: According to traditional of technical solutions for protecting
slope of canal in hydraulic structure, the revetments are made from
concrete plate or ribbed pitching. This type of revetment is heavy of
weight, which is built on soft soil caused easy unstable, displacement or
open wider joints. These reasons made the structures of revetment which
are not pleasing to the eyes and technical issued. In addition, the
construction of concrete revetments is to take long time, difficult to check
quality, especially the test of mark concrete. There is a great need to apply
advanced technology to improve technical situation mentioned above. This
paper shows a advanced technology of revetments which made from
plastic or compozite and detailed technical conection between plastic plate
of revetment with screw anchor in order to keep stable of revetment for
slope canal.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ *
Từ trƣớc đến nay, việc bảo vệ mái kênh
mƣơng công trình thủy lợi chủ yếu bằng tấm bê
tông hoặc đá lát. Các cấu kiện này có trọng
lƣợng lớn, khi xây dựng lắp ghép qua những
vùng đất yếu thì trên mái kênh thƣờng bị lún
sụt, nứt nẻ bề mặt hoặc tách nhau tạo khe hở lớn
giữa các cấu kiện làm cho mái kênh mƣơng mất
mỹ quan và không đảm bảo kỹ thuật. Đồng thời,
việc thi công bảo vệ mái kênh mƣơng bằng bê
tông hoặc đá lát tốn nhiều thời gian, kiểm định
chất lƣợng thi công khó khăn đặc biệt là trong
việc xác định chất lƣợng mác bê tông, vữa xi
măng. Vì vậy cần phải áp dụng biện pháp công
nghệ mới để cải thiện tình trạng kỹ thuật nêu
trên. Bài báo đề cập đến kè bảo vệ mái kênh
mƣơng công trình thủy lợi, cụ thể là đề cập đến
thay đổi vật liệu làm mảng kè và chi tiết liên kết
mảng này với neo gia cố [1], [2].
* Bộ môn Thủy công - Đại học Thủy lợi
DĐ: 0915268782
Email: maichi@tlu.edu.vn
2. BẢN CHẤT KỸ THUẬT CỦA GIẢI PHÁP
Mục đích của giải pháp kỹ thuật này là thay
đổi vật liệu cho mảng kè mái kênh mƣơng,
chuyển từ gia cố truyền thống bằng bê tông
hoặc đá lát sang vật liệu nhẹ bằng polime hoặc
composite. Vì mảng kè bằng polime nên có
trọng lƣợng nhẹ, để đảm bảo ổn định, sử dụng
neo xoắn [4], xoắn sâu vào đất và liên kết với
mảng kè polime. Các chi tiết kỹ thuật để tăng độ
cứng của mảng kè, các vị trí điểm lồi, lõm để
chống vật nổi va chạm đƣợc phân tích kỹ ở các
chi tiết từ hình 1 đến hình 4 của bài báo. Đặc
biệt là chi tiết liên kết ren, ốc có thể điều chỉnh
độ căng của dây neo, theo thời gian đất có thể
cố kết, dây neo trung xuống, liên kết ren ốc rất
hiệu quả trong việc điều chỉnh độ căng dây neo
và duy trì tải trọng để giữ ổn định cả mảng gia
cố. Sử dụng các mảng vật liệu polime hoặc
composite sẽ tăng nhanh thời gian thi công,
giảm trọng lƣợng của mảng gia cố lên mái kênh,
tránh cỏ mọc làm hạn chế dòng chảy và tránh
đƣợc hang hốc do động vật đào [2].
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 32
Để đạt đƣợc mục đích trên, mảng gia cố mái kè
sẽ đƣợc thiết kế có bề mặt tƣơng tự nhƣ bề mặt
của tấm gia cố bằng bê tông, có bố trí dập đƣờng
gân vênh nhau để tạo độ cứng cho cả mảng, có
đục lỗ thoát nƣớc để giảm áp lực thấm đẩy ngƣợc.
Vì vật liệu làm mảng gia cố bằng polime hoặc
composite nên trọng lƣợng bản thân mảng gia cố
giảm nhiều do đó sử dụng neo gia cố các tấm lát
mái của bằng sáng chế số 10096 [4], [5] để đảm
bảo ổn định cho mảng gia cố.
So với bằng sáng chế số 10096 neo gia cố
các tấm lát mái đƣợc cải tiến bộ phận liên kết
giữa neo gia cố và tấm lát mái. Cụ thể, chốt liên
kết trong bằng sáng chế số 10096 [4] đƣợc thay
thế bằng thanh ren, ốc. Liên kết thanh ren, ốc có
ƣu điểm lớn là có thể xiết ốc để điều chỉnh độ
căng dây neo. Trong quá trình vận hành, dây
neo sẽ trùng xuống theo thời gian, liên kết thanh
ren, ốc sẽ giúp hiệu chỉnh lại độ căng dây neo
và giữ cho mảng gia cố mái kè bằng vật liệu
polime hay composite luôn ổn định.
3. MÔ TẢ CHI TIẾT KỸ THUẬT CÁC
HÌNH VẼ
Hình 1 là hình mặt bằng mảng gia cố mái kè
bằng vật liệu polime hoặc composite, mảng gia
cố mái kè này có kích thƣớc khoảng bằng 9
miếng gia cố bê tông thông thƣờng hiện nay
ghép lại.
1
2
4
5
3
Hình 1: Mặt bằng mảng gia cố mái kè bằng vật
liệu polime hoặc composite
Mảng gia cố mái kè bằng vật liệu polime
hoặc composite và chi tiết liên kết với neo gia
cố bao gồm: mảng gia cố bằng vật liệu polime
hoặc composite; chi tiết liên kết để liên kết
mảng gia cố và neo gia cố.
Mảng gia cố có kích thƣớc tối thiểu khoảng
1,2 m x 1,2 m đƣợc làm bằng vật liệu polime
hoặc composite. Bề mặt mảng gia cố đƣợc tạo
giả mảng bê tông đúc sẵn (1). Các mấu (2) đƣợc
rập lồi và các rãnh (3) đƣợc rập lõm tạo dáng sẽ
giúp mảng tăng độ cứng tổng thể. Trên bề mặt
mảng gia cố có đục lỗ thoát nƣớc (4) để giảm áp
lực thấm đẩy ngƣợc khi nƣớc rút. Tại trung tâm
mảng gia cố có bố trí lỗ liên kết (5) để lắp đặt
chi tiết liên kết giữa mảng gia cố (1) và neo gia
cố (9), lỗ này đƣợc bố trí chìm thấp nhất so với
các điểm khác của cấu kiện trên mặt để bảo vệ
liên kết neo không bị phá hỏng bởi các vật nổi
chảy theo dòng nƣớc.
Hình 2 là hình vẽ mô tả lắp ghép cả hệ gồm
mảng gia cố mái kè bằng vật liệu polime hoặc
composite có bố trí liên kết với neo gia cố.
7
2
46
1
3
8
9
Hình 2: Mô tả lắp ghép cả hệ gồm mảng gia cố
mái kè có bố trí liên kết với neo gia cố.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 33
2
6
7 1
43
5
8
9
Hình 3 Cắt ngang cả mảng gia cố mái kè và liên kết thanh ren, ốc với mảng.
6
7
8
9
Hình 4: Chi tiết thanh ren, ốc liên kết với neo gia cố.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 34
Chi tiết liên kết để liên kết mảng gia cố và
neo gia cố đƣợc đề xuất là liên kết thanh ren
(6); ốc (7) và dây mềm liên kết (8). Khác hẳn
với chốt liên kết ở bằng sáng chế số 10096.
Liên kết thanh ren (6) và ốc (7) dễ dàng điều
chỉnh độ căng dây neo. Khi xây dựng xong kè,
theo thời gian đất bờ kênh mƣơng sẽ dần chặt
lại, lúc này dây neo sẽ chùng xuống làm giảm
hiệu quả neo giữ mảng gia cố của neo gia cố.
Để duy trì độ căng dây neo, ngƣời quản lý vận
hành định kỳ hàng năm xiết lại ốc (7). Đây là
giải pháp kỹ thuật cực kỳ hiệu quả, đảm bảo
mảng gia cố mái kè luôn chặt chẽ, luôn có
trọng lƣợng và không bị xô lệch bởi lực giữ
của neo luôn đƣợc đảm bảo.
4. KẾT LUẬN
Với giải pháp “mảng gia cố mái kè bằng vật
liệu polime hoặc composite và chi tiết liên kết
với neo gia cố” nhƣ đã đề xuất sẽ giúp thay thế
các mảng gia cố mái kè kênh mƣơng bằng bê
tông hoặc đá lát truyền thống. Thi công gia cố
mái kè bằng vật liệu polime hoặc composite sẽ
nhanh hơn, quản lý chất lƣợng công trình dễ
hơn đồng thời giảm đƣợc nhiều khối lƣợng của
mảng gia cố mái kè. Việc giảm khối lƣợng
mảng gia cố mái kè sẽ làm mái kênh mƣơng ổn
định hơn. Khi áp dụng mảng gia cố mái kè bằng
vật liệu polime hoặc composite thì liên kết giữa
các mảng kín, khít hơn, mỹ quan công trình và
thân thiện môi trƣờng, chống đƣợc hang hốc do
động vật đào hang gây ra. Mặt khác, mảng gia
cố mái kè bằng vật liệu polime hoặc composite
còn chống đƣợc cỏ, cây dại mọc um tùm trong
kênh gây cản trở dòng chảy. Về mặt kinh tế,
mảng gia cố mái kè bằng vật liệu polime hay
composite, mũi neo nhựa và dây neo nhựa đảm
bảo độ bền chống xâm thực và giá thành rẻ hơn
với các loại vật liệu khác [2].
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Nguyễn Mai Chi (2017) - Mảng gia cố
mái kè bằng vật liệu POLIME hoặc
COMPOSIT - Công báo sở hữu Công nghiệp số
355A tháng 10/2017-ISSN-0868-2534
2. Nguyễn Mai Chi (2017) - Bản mô tả sáng
chế: “Mảng gia cố mái kè bằng vật liệu
POLIME hoặc COMPOSIT” theo Quyết định
chấp nhận đơn hợp lệ số 61898/QĐ-SHTT ngày
7/09/2017 của Cục Sở hữu trí tuệ-Bộ Khoa học
Công nghệ.
3. Nguyễn Mai Chi, Trịnh Minh Thụ,
Nguyễn Chiến (2016) - Nghiên cứu thực
nghiệm xác định hình dạng khối đất bị phá
hoại do kéo nhổ neo xoắn trên mái nghiêng -
Tuyển tập Hội nghị Khoa học thƣờng niên Đại
học Thủy lợi -2016.
4. Hoàng Việt Hùng - Trịnh Minh Thụ - Ngô
Trí Viềng (2012), Bản mô tả sáng chế: “Neo gia
cố các tấm lát mái bảo vệ đê biển”, Bằng độc
quyền sáng chế số 10096 cấp theo quyết định
9903/QĐ-SHTT ngày 29/02/2012, Cục Sở hữu
Trí tuệ - Bộ Khoa học Công nghệ.
5. Hoàng Việt Hùng (2012), Nghiên cứu các
giải pháp tăng cƣờng ổn định bảo vệ mái đê
biển tràn nƣớc, Luận án TSKT, Đại học Thủy
lợi 2012, pp 56-57.
Người phản biện: GS. NGUYỄN CÔNG MẪN
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 35
NGHIÊN CỨU ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP PRIEBE ĐỂ TÍNH LÖN NỀN MÓNG CỌC LOESS-XI
MĂNG ĐẦM CHẶT, TRONG NỀN ĐẤT LOESS
NGUYỄN CÔNG ĐỊNH*
SANDA MANEA**
Study to apply priebe method to estimate settlement of loess-cement
compacted column foundation in loess
Abstract: Several contributions have been suggested to estimate the
assumed linear elastic settlement of foundations on columnar reinforced
soils. A number of authors have considered the so-called Priebe’s method,
which has been extensively used worldwide, and they have made
suggestions especially for soft clays reinforced by stone columns. This
paper presents step by step how (to apply the methods studies) to apply
Priebe method to estimate the settlement of loess foundation improved by
loess-cement compacted column in a case study.
Key words: cement, collapsible soils, loess, column, Priebe.
1. GIỚI THIỆU *
Phƣơng pháp phổ biến nhất (ở châu Âu) để
tính toán nền đất cải tạo bằng cọc đầm (vật
liệu rời, đầm chặt, đầm rung) đã đƣợc Heinz J.
Priebe phát triển và đề xuất lần đầu từ năm
1976. Theo thời gian, phƣơng pháp này đã có
nhiều cải tiến, đƣợc chấp nhận và sử dụng
rộng rãi bởi các nhà khoa học, nhà thiết kế và
xây dựng. (Laurentiu Floroiu, 2013). Tuy
nhiên, ở Việt Nam phƣơng pháp này chƣa
đƣợc biết đến nhiều, hiện tại chỉ có một số ít
bài viết hay công trình sử dụng phƣơng pháp
Priebe (TCCS 66:2015/ IBST. 2015; Bùi
Trƣờng Sơn & Lê Hồng Quang. 2016). Bài
viết này sẽ giới thiệu phƣơng pháp Priebe và
diễn giải các bƣớc tính toán áp dụng nó qua
một ví dụ cụ thể.
* Đại học Giao thông Vận tải, Hà Nội, Việt Nam. ** Technical University of Civil Engineering, Bucharest,
Romania.
Email: congdinh2610@gmail.com
Nguyên lý của phƣơng pháp này là quy đổi
nền đất-cọc thành một nền đồng nhất tƣơng
đƣơng thông qua các hệ số cải tạo (mức độ cải
tạo của cọc đối với nền đất) xét trên những
yếu tố ảnh hƣởng khác nhau. Đây là một
phƣơng pháp bán thực nghiệm – vừa có các
công thức tính toán lý thuyết đồng thời các
thông số cũng đƣợc xác định qua đồ thị thực
nghiệm, qua nhiều bƣớc. Các bƣớc này xét
đến nhiều yếu tố ảnh hƣởng phức tạp, cách
tính rắc rối dễ gây nhầm lẫn, bài viết này sẽ
trình bày và làm rõ chúng thông qua một ví dụ
với cọc đất loess-xi măng trong nền đất loess.
Phiên bản mới nhất của phƣơng pháp Priebe
có thể tải tại địa chỉ http://www.getec-
ac.de/downloacl/en/pdf7GT07-13E.pdf (“The
Design of Vibro Replacement", H. J. Priebe,
1995). Để ngắn gọn, sau đây, các công thức
tính toán lấy theo tài liệu này sẽ đƣợc đánh số
và không ghi thêm nguồn trích dẫn.
Các ký hiệu (quy ước thống nhất theo bài
viết gốc của Priebe để tiện theo dõi).
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 36
A: Diện tích
c: lực dính kết của đất
df: chiều sâu đáy móng
fd: hệ số yếu tố chiều sâu
K: hệ số áp lực đất (K0:.~..ban đầu, Ka:.~..chủ động)
n: hệ số cải tạo
B: Bề rộng móng (=2R)
d: chiều sâu
D: modul biến dạng
p: tải trọng
s:độ lún
W: trọng lượng
g: trọng lượng thể tích
j: góc ma sát trong
Trong đó các chỉ số phụ được mô tả trong
từng trường hợp. Thông thường quy ước chỉ số
phụ “C” đối với “cọc”, “S” đối với nền đất và
“eq”dành cho giá trị quy đổi lớp đồng nhất
tương đương với tổ hợp cọc-đất.
2. ĐỐI TƢỢNG VÀ PHƢƠNG PHÁP
NGHIÊN CỨU
Bài toán áp dụng sẽ đƣợc tính toán cho nền
móng công trình tháp turbin điện gió, trên nền
đất loess tại hạt Ciocanesti, Romania. Công trình
xây dựng trên nền đất loess (đất hoàng thổ), yêu
cầu phải xử lý nền vì đất loess là loại đất đặc
biệt, đƣợc thành tạo do gió, có độ rỗng rất lớn và
có tính lún ƣớt, lún sập. Đất loess ở đây thƣờng
phân bố nông hoặc ngay trên mặt, với địa tầng có
lớp đất loess dày (khi biện pháp bóc bỏ không
khả thi hoặc không kinh tế) thì giải pháp móng
cọc thƣờng đƣợc áp dụng. Với công trình tháp
turbin điện gió, giải pháp móng cọc đất loess trộn
với xi măng đầm chặt dƣới lớp gối cùng thành
phần đƣợc ƣu tiên áp dụng vì tính kinh tế (so với
móng cọc bê tông cốt thép) và khả năng ngăn cản
nƣớc thấm từ trên xuống. Mặt cắt thiết kế xử lý
nền đất đƣợc trình bày trong (Hình 1) (Romeo
Ciortan & Cyril Plomteux, 2010).
Nền đất đƣợc xử lý bằng gối đệm chịu tải
phía trên (đến độ sâu dgoidem=3 m) cùng với cọc
cắm sâu đến tầng đá tốt (sâu 10 m), vật liệu lớp
gối đệm và cọc cùng là đất loess tại chỗ trộn với
xi măng, đƣợc đầm chặt (hàm lƣợng xi măng
đƣợc thử nghiệm với các giá trị 0%, 2% và 4% -
các bƣớc tính toán lấy ví dụ với 4%, kết quả sẽ
trình bày so sánh cả 3 trƣờng hợp). Cọc trụ tròn
có bán kính R = 40 cm đƣợc bố trí thành mạng
lƣới ô vuông, khoảng cách tâm cọc O12=2 m.
Thông số vật liệu đƣợc trình bày trong (Bảng 1).
Hình 1: Mặt cắt thiết kế và các thông số hình học
Bảng 1: Một số chỉ tiêu, tính chất vật liệu
Vật liệu
Trọng lƣợng thể
tích (gS, gC)
Góc ma
sát trong
(jS, jC)
Cƣờng độ lực
dính kết (cS, cC)
Modul biến
dạng
(Ds, Dc)
kN/m3 Độ kPa kPa
Nền Loess tự nhiên 17,11 22,6 5,4 7551,373
Cọc và
gối đệm,
đầm chặt
Loess 20,20 27,2 17,2 18400
Loess+2% xi măng 20,60 34,6 58 37000
Loess+4% xi măng 20,56 45 117 63200
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 37
Móng tháp hình tròn, đƣờng kính 2R=15,4
m, chịu tải trọng phân bố đều tối đa 450 kPa, độ
sâu móng df=1,5 m (Romeo Ciortan & Cyril
Plomteux, 2010).
Độ lún sẽ đƣợc dự tính theo phƣơng pháp
Priebe bằng cả 2 cách là tính theo công thức lý
thuyết và biểu đồ thực nghiệm.
3. TÍNH TOÁN KẾT QUẢ VÀ THẢO
LUẬN
3.1. Xác định hệ số cải tạo cơ bản (n0)
Trong bƣớc tính toán đầu tiên, tác giả đƣa ra
hệ số cải tạo cơ bản ký hiệu là n0 để xác định
mức độ mà các cọc đã cải tạo tính chất cơ học
của nền đất, so với nền tự nhiên ban đầu (chƣa
xử lý). Theo hệ số cải tạo này, modul biến dạng
(modul Young) của nền đồng nhất tƣơng đƣơng
tăng lên, theo đó độ lún giảm đi. Các bƣớc thiết
kế tiếp theo cũng dựa trên nguyên tắc cơ bản
này (S. Ellouze et al. 2010).
Hệ số cải tạo cơ bản đƣợc xác định theo giả
thuyết mô hình cọc lý tƣởng, với các điệu kiện:
cọc chống trên lớp đất cứng, không bị phá hủy,
không bị biến dạng và bỏ qua trọng lƣợng bản
thân của vật liệu (Priebe, 1995). Hệ số n0 đƣợc
xác định theo các thông số: tỷ lệ diện tích cọc
(AC) so với nền đất (A) và thông số địa kỹ thuật
của vật liệu cọc (jC).
Diện tích mỗi phần tử mắt lƣới (A – gồm 1
cọc và đất xung quanh) và của mặt cắt mỗi cọc
(AC) đƣợc xác định nhƣ sau (cọc bố trí theo
mạng lƣới ô vuông):
A=O12 x O12=2 m x 2 m=4 m2
Ac=p x R2 = p.(0,4 m)
2=0,5027 m
2
A/Ac=4/0,5027=7,9577
Góc ma sát trong của vật liệu cọc (loess+4%
xi măng) đƣợc xác định bằng thí nghiệm trong
phòng là jc=45°. Theo đó, có thể xác định hệ số
n0 (với hệ số Poisson = 1/3):
Xác định theo công thức lý thuyết
0
5 /1 1
4. .(1 / )
C C
aC C
A A An
A K A A
[1]
trong đó: 2tan 45 / 2o
aC CK [2]
Thay số xác định đƣợc n0=1,895
Xác định theo biểu đồ thực nghiệm
Hệ số cải tạo cơ bản cũng đƣợc xác định qua
biểu đồ thực nghiệm trong (Hình 2).
Hình 2: Biểu đồ xác định hệ số cải tạo cở bản n0
(Priebe, 1995)
Từ các thông số A/Ac và j, hệ số n0 đƣợc xác
định theo đồ thị: n0=1,85
3.2. Hệ số xét đến độ nén của cọc – n1
Hệ số này xét đến ảnh hƣởng của vật liệu cọc
cũng có thể bị nén chặt để phù hợp với thực tế.
Xác định theo công thức lý thuyết
Xét trƣờng hợp thay toàn bộ nền đất yếu
bằng vật liệu cọc (Ac/A=1), thì trong thực tế hệ
số cải tạo (n0) không thể đạt đến vô cùng nhƣ
theo công thức lý thuyết [1], mà nó dễ dàng
đƣợc xác định tƣơng ứng bằng tỷ lệ giữa modul
biến dạng của cọc so với nền đất (n0=Dc/Ds khi
Ac/A=1) .Vì vậy hệ số tỷ lệ diện tích đƣợc hiệu
chỉnh cho phù hợp, với hệ số Poisson =1/3, tỷ lệ
diện tích hiệu chỉnh (Ac/A)1 đƣợc lấy theo giá
trị dƣơng nhỏ nhất trong theo công thức [3]:
0
1
2
0 0
4. .( 2) 5
2.(4. 1)
4. .( 2) 5 16. .( 1)1.
2 4. 1 4. 1
C aC
aC
aC aC
aC aC
A K n
A K
K n K n
K K
[3]
Theo đó, hệ số cải tạo n1 xét đến độ chịu nén
của cọc đƣợc tính theo công thức:
1
5 /1 1
4 1 /
C C
aC C
A A An
A K A A
[4]
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 38
trong đó:
1/
/ ( / )
CC
C C
AA A
A A A A A
[5] và
1
1( / ) 1
( / )C
C
A AA A
[6]
Theo các công thức [3],[4],[5],[6], thay số
tính đƣợc:
(AC/A)1=0,1257;
D(AC/A)=6,9577;
/CA A =0,067;
n1=1,45
- Lƣu ý 1: công thức [3] chính là công thức
tính nghiệm của phƣơng trình bậc 2, và nghiệm
dƣơng nhỏ nhất chỉ phụ thuộc vào tỷ lệ A/AC,
mà không phụ thuộc vào các yếu tố khác (nhƣ
tính chất của vật liệu đất, cọc).
- Lƣu ý 2: công thức [5] đã có bài viết áp
dụng và trình bày khác, có thể do nhầm lẫn hoặc
có phƣơng pháp tiếp cận khác (S. Ellouze et al.),
tuy nhiên trong bài viết này vẫn áp dụng theo
công thức gốc do Priebe đƣa ra.
Xác định theo biểu đồ thực nghiệm
Trƣớc hết gia số D(AC/A) đƣợc xác định theo
biểu đồ ở (Hình 3):
Hình 3: Hệ số điều chỉnh xét đến tính nén của
vật liệu cọc (Priebe, 1995)
Từ biểu đồ hình 3, tra theo DC/DS=8,369 và
j=45oxác định đƣợc:
D(A/AC)=0,85 và từ biểu đồ hình 2 xác
định đƣợc n1=1,8 (tra theo tỷ số diện tích đã
hiệu chỉnh [A/AC]’ = A/AC+D(A/AC) = 7,96 +
0,85 = 8,81).
Cần lƣu ý khi tra bảng xác định các hệ số
theo đồ thị để xác định n1, cần tra theo giá trị
[A/AC]’ đã hiệu chỉnh - tránh nhầm lẫn với giá
trị A/AC ban đầu.
3.3. Hệ số xét đến ảnh hƣởng của chiều
sâu n2
Hệ số cải tạo n0 ban đầu đƣợc xác định trong
giả thiết bỏ qua trọng lƣợng bản thân của cọc và
đất – theo giả thiết này, sự chênh lệch ứng suất
trong cọc và đất chỉ phụ thuộc vào sự phân bố
tải trọng nền và nó không đổi dọc chiều sâu cọc.
Tuy nhiên, thực tế, do ảnh hƣởng trọng lƣợng
bản thân vật liệu cọc và đất nền, sƣ chênh lệch
ứng suất giảm dần theo chiều sâu. Vì vậy, yếu tố
chiều sâu fd đƣợc bổ sung để hiệu chỉnh hệ số
cải tạo từ n1 thành n2:
n2 = fd.n1 [7]
Xác định hệ số theo công thức
Hệ số ảnh hƣởng chiều sâu đƣợc xác định
theo công thức:
0
0
1
1 ( . )1 .
dC s
C C
fK d
K p
[8]
trong đó: 1 /
/
C
C C
C S
pp
A A A
A p p
[9]
và 0 1 sinC CK [10]
Thay số vào các công thức [7],[8],[9],[10],
xác định đƣợc fd=1,209 và n2=1,752
Xác định hệ số n2 theo biểu đồ
Công thức xác định hệ số ảnh hƣởng của
chiều sâu có thể đƣợc viết dƣới dạng:
1
. ( . )1
dS
fy d
p
[11]
trong đó, hệ số ảnh hƣởng “y” đƣợc xác định
theo biểu đồ (Hình 4).
Qua các thông số A/Ac và j, từ biểu đồ (Hình
4) xác định đƣợc hệ số y=0,84, từ đó tính theo
công thức [11] xác định đƣợc fd=1,258, và xác
định n2 theo công thức [7] đƣợc n2=2,265
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 39
Hình 4: Xác định hệ số ảnh hưởng theo chiều
sâu (Priebe, 1995)
3.4. Kiểm tra điều kiện tƣơng thích
Vì đây là phƣơng pháp bán thực nghiệm, quá
trình tính toán thiết kế có các bƣớc đƣợc đơn
giản hóa và xấp xỉ nên cần có thêm bƣớc kiểm
tra sự phù hợp so với thực tế. Priebe đƣa ra 2
điều kiện kiểm tra riêng biệt đối với 2 loại đất
nền ban đầu: đất mềm/xốp hoặc đất cứng/chặt.
Trong trƣờng hợp này, đất loess là loại đất có
độ rỗng lớn, biến dạng lớn nên xem xét theo
điều kiện đất mềm, xốp: giá trị hệ số cải tạo
không lớn hơn nmax
max 1 1C C
S
A Dn
A D
[12]
trong đó AC/A lấy theo tỷ số thực tế chứ
không theo giá trị đã hiệu chỉnh.
Thay số vào công thức [12] tính đƣợc
nmax=1,926
So sánh: n2 tính theo công thức<nmax, giữ
nguyên giá trị tính toán: n2công thức
=1,752
n2 tính theo đồ thị >nmax, lấy theo giá trị nmax
n2đồ thị
=nmax=1,926
3.5. Tính lún theo phƣơng pháp phân tầng
tính tổng
Các bƣớc tính lún đƣợc trình bày ví dụ với
phƣơng án cọc và gối đệm là hỗn hợp loess trộn
4% xi măng, đầm chặt. Bài toán tính lún cho
móng tròn đƣờng kính 2R=15,4 m, chịu tải
trọng phân bố đều p=450 kPa. Đáy móng sâu
1,5 m đặt trên lớp gối đệm dày 1,5 m. Chiều sâu
tính lún đến lớp đá phiến sét, Hdf = 10 m (thông
số hình học xem thêm Hình 1, giá trị tính toán
xem thêm phần Phụ lục, Bảng 3).
Xác định thông số lớp đất tƣơng đƣơng:
Trọng lƣợng thể tích tƣơng đƣơng (tính theo
tỷ lệ diện tích mặt cắt):
geq=[gS.(A-AC)+gC.AC]/A=17,54 kN/m3
Modul biến dạng, xác định theo công thức
Priebe:
Deqcongthuc
=n2.Ds=13230,56 kPa
Modul biến dạng, xác định theo các đồ thị
Priebe:
Deqdothi
=n2.Ds=14544,39 kPa
Từ các thông số này, xác định đƣợc độ lún
của nền (theo phƣơng pháp phân tầng tính tổng -
tiêu chuẩn NP 112 – 2014, xem chi tiết ở phần
phụ lục):
Độ lún tổng cộng theo các công thức Priebe:
scông thức
=146,16 mm
Độ lún tổng cộng theo các biểu đồ Priebe:
sđồ thị
=133,91 mm
3.6. Tổng hợp kết quả với các phƣơng án
xử lý có hàm lƣợng xi măng khác nhau
Các hệ số cải tạo và kết quả tính lún đƣợc
xác định theo 2 cách (công thức và đồ thị) của
phƣơng pháp Priebe, ứng với các phƣơng án
khác nhau về hàm lƣợng xi măng đƣợc tổng hơp
trong (Bảng 2).
Bảng 2: Tổng hợp kết quả tính lún theo phƣơng pháp Priebe với các phƣơng án xử lý khác nhau
Vật liệu cọc và gối đệm
Priebe-Theo công thức Priebe-Theo đồ thị
Hệ số cải tạo Tổng độ lún Hệ số cải tạo Tổng độ lún
n0 n1 n2 s (mm) n0 n1 N2 s (mm)
Loess tự nhiên (không xử lý) 1,00 1,00 1,00 326,02 1,00 1,00 1,00 326,02
Loess đầm chặt 1,34 1,17 1,18 237,54 1,20 1,15 1,18 237,54
Loess+2% xi măng, đầm chặt 1,51 1,25 1,44 182,68 1,50 1,45 1,49 177,49
Loess+4% xi măng, đầm chặt 1,90 1,45 1,75 146,16 1,85 1,80 1,93 133,91
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 40
Tƣơng quan độ lún giữa các phƣơng án đƣợc
trình bày trực quan qua đồ thị (Hình 5).
Hình 5: Độ lún tổng cộng tính theo Priebe
với các phương án xử lý khác nhau về hàm
lượng % xi măng.
Nhận xét:
Các giá trị độ lún xác định đƣợc theo công
thức và theo đồ thị là xấp xỉ nhau (có sự sai
khác nhƣng không lớn) - Điều này giúp đối
chiếu giữa hai cách tính để tránh sai sót trong
quá trình tính toán, đồng thời cũng tăng độ tin
cậy của kết quả tính toán.
4. KẾT LUẬN
Đã có nhiều bài viết mô tả và ứng dụng
phƣơng pháp Priebe qua các ví dụ cụ thể của
cọc đá dăm trong nền đất yếu (M. Bouassida et
al, 2008). Bài viết này bổ sung thêm một ví dụ
trong một trƣờng hợp khác, đối với cọc đất trộn
xi măng đầm chặt trong nền đất loess – dù vật
liệu khác biệt nhƣng vẫn tuân thủ các nguyên lý
của phƣơng pháp.
Nguyên lý của phƣơng pháp Priebe là quy
đổi nền cọc – đất vốn khác biệt lớn về tính chất
thành một nền đồng nhất tƣơng đƣơng (về mặt
cơ học) – vì vậy phƣơng pháp có thể áp dụng
cho nhiều trƣờng hợp cải tạo khác nhau nhƣ cọc
cát, cọc đá, cọc đất-xi măng trong các nền đất
yếu khác nhau nhƣ loess, sét mềm yếu…
Phƣơng pháp Priebe là một phƣơng pháp
bán thực nghiệm gồm cả tính toán theo công
thức và tra hệ số theo đồ thị, trong đó các
bƣớc tính toán khá phức tạp, mặc dù đã đƣợc
trình bày chi tiết trong bản trình bày phƣơng
pháp do chính tác giả thể hiện “The Design of
Vibro Replacement" (H. J. Priebe, 1995), tuy
vậy việc có thêm ví dụ minh họa là cần thiết
và có ý nghĩa.
Hơn nữa, thực tế cho thấy, khi áp dụng đã
có một số bài báo đƣa ra các công thức khác
nhau, không thống nhất – vì vậy cần có sự
điều chỉnh để có một cách diễn đạt đơn giản,
chính xác hơn.
Kết quả tính toán giá trị các hệ số cải tạo n0,
n1, n2, cũng nhƣ độ lún theo hai cách tính công
thức và tra đồ thị cho ra kết quả tƣơng đối sát
nhau. Vì vậy, khi áp dụng phƣơng pháp này đề
xuất tính theo cả 2 cách để dễ dàng đối chiếu,
tránh sai sót, nhầm lẫn.
Hƣớng nghiên cứu tiếp theo:
Bài viết này mới chỉ dừng lại ở mức giới
thiệu và phân tích, diễn giải từng bƣớc tính
toán áp dụng phƣơng pháp và đánh giá, so
sánh kết quả bằng hai cách tính trong nội bộ
phƣơng pháp Priebe. Việc đánh giá hiệu quả,
độ tin cậy của phƣơng pháp, mặc dù đã có
nhiều bài viết và đƣợc áp dụng rộng rãi ở
nƣớc ngoài nhƣng ở Việt Nam thông tin này
còn khá hạn chế, cần đƣợc đầu tƣ nghiên cứu
thêm theo các hƣớng nhƣ:
- Nghiên cứu áp dụng phƣơng pháp Priebe
đối với các phƣơng án cải tạo khác nhau (ứng
với các loại cọc và đất nền khác nhau);
- So sánh phƣơng pháp Priebe với các
phƣơng pháp tính toán khác, cũng nhƣ đối chiếu
với số liệu đo đạc thực tế để kiểm chứng.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. A. Zahmatkesh & A. J. Choobbasti (2010).
"Settlement evaluation of soft clay reinforced by
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 41
stone columns, considering the effect of soil
compaction". IJRRAS 3 (tiếng Anh).
2. Bùi Trƣờng Sơn, Lê Hồng Quang (2016).
“Ứng dụng cọc đá để gia cố nền đất yếu ở Việt
Nam”. Vietnamese Society for Soil Mechanics
& Geotechnical Engineering.
3. Ernest Olinic et al. (2014). "Studiu
geotehnic, constructia depozitului de la
Ciocanesti, judetul Calarasi (partea 1 – prima
celula si instalatii auxiliare) si proiectarea,
constructia si punerea in functiune a statiei de
sortare si compostare si a statiei de tratare a
levigatului in judetul Calarasi". Consiliul judetul
Calarasi (tiếng Rumani).
4. Heinz J. Priebe (1995). "The Design of
Vibro Replacement". GeTec Ingenieurgesellschaft
(tiếng Anh).
5. Laurentiu Floroiu (2013). "Parametrii
geotehnici al pământului imbunătătit cu coloane
din material granular". Revista Română de
Geotehnică şi Fundaţii - Nr.l/ 2013. pp.37-40.
(tiếng Rumani)
6. Lê Hồng Quang (2012), “Đánh giá khả
năng ổn định và ứng dụng trụ vật liệu hạt rời để
xử lý nền đất yếu khu vực phía nam”, Luận văn
Thạc sỹ Địa Kỹ Thuật, Trƣờng ĐHBK –ĐHQG
TPHCM.
7. Madhira R. Madhav (2007).
"Granular piles-construction, design and
behaviour". J.N.T.University, Hyderabad,
India (tiếng Anh).
8. M. Bouassida, S. Ellouze & L. Hazzar
(2008). "Investigating Priebe’s method for
settlement estimation of foundation resting on
soil reinforced by stone columns". Geotechnics
of Soft Soils - Focus on Ground Improvement -
Karstunen & Leoni, 2009 Taylor & Francis
Group, London, ISBN 978-0-415-47591-4.
(tiếng Anh).
9. NP 112 - 2014 (2014). "Normativ privind
proiectarea fundatiilor de suprafată".
Ministerului Dezvoltării Regionale si
Administraţiei Publice. (tiếng Rumani).
10. Romeo Ciortan, Cyril Plomteux (2010).
"Integrated Ground improvement solution for
the largest wind farm project in Europe". From
Research to Design in European Practice,
Bratislava, Slovak Republic, June 2-4, 2010.
(tiếng Anh).
11. S. Ellouze, M. Bouassida, L. Hazzar and
H. Mroueh (2010). "On settlement of stone
column foundation by Priebe’s method".
Proceedings of the Institution of Civil Engineers
Ground Improvement. (tiếng Anh).
12. TCCS 66:2015/ IBST (2015). Tiêu chuẩn
cơ sở “Trụ đá đầm rung sâu – tiêu chuẩn thi
công và nghiệm thu”. Vietnam Institute for
Building Science.
Người phản biện: PGS.TS NGUYỄN SỸ NGỌC
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 42
BIẾN DẠNG LÖN CỦA ĐẤT DÍNH NHIỄM MẶN VÙNG ĐỒNG BẰNG SÔNG HỒNG
NGUYỄN NGỌC TRỰC*,**
,
TRẦN MẠNH LIỂU*, ĐỖ MINH ĐỨC
*
Settlement deformation of salt-affected sois in the Red River delta
Abstract: Sea level rise related to global warming leads to the plain areas
along the coast to be saline intrusion. When the ground is saline, the
engineering properties of soil would be changed. This results in changing
of settlement deformation of the constructions. The Red River delta is one
of two delta plains in Vietnam that is severely impacted by the risk of
seawater intrusion. Investigation of the settlement deformation of soft
clayey soils in saline conditions in the Red River delta by Finite Element
Method with different constitutive models through Plaxis program was
conducted. Modeling results pointed out that after intruding with the
solutions of different salt concentrations, settlement deformation of the
soils increases significantly. The higher salt concentration of solution is,
the higher deformations received.
1. GIỚI THIỆU *
Trái đất nóng lên làm gia tăng mực nƣớc biển
toàn cầu, đặc biệt là đối với các vùng gần xích
đạo. Theo báo cáo đánh giá của Trung tâm Dự
báo Khí tƣợng Thủy văn Việt Nam, tốc độ tăng
lên của mực nƣớc biển vùng ven biển Việt Nam
là 2,9 mm / năm giai đoạn 1993 - 2010. Trong
đó tốc độ dâng cao mực nƣớc ở phía Đông có
xu hƣớng nhanh hơn so với ở phía Tây. Ở Việt
Nam, vào cuối thế kỷ 21, lƣợng nƣớc biển có
thể dâng trung bình là khoảng 78 - 95cm
(MONRE, 2012).
Khi mực nƣớc biển dâng cao, những vùng
đất thấp ven biển sẽ dần bị xâm nhập mặn. Quá
trình này sẽ dẫn đến các tính chất địa kỹ thuật
của đất nền bị thay đổi đáng kể. Hệ quả là nó sẽ
ảnh hƣởng đến nền móng các công trình ven
biển nhƣ nền đƣờng giao thông, đê biển, công
* Bộ môn Bộ môn Địa kỹ thuật, Khoa Địa chất, Trường
Đại học Khoa học Tự nhiên ** Trung tâm Nghiên cứu Đô thị, Đại học Quốc gia Hà Nội
ĐT: 0904964168
E-mail: trucgvs@gmail.com
trình dân dụng... [1, 2]. Việc nghiên cứu về sự
thay đổi các tính chất kỹ thuật của đất nền bị
nhiễm mặn trong nghiên cứu này đƣợc xem xét
dƣới khía cạnh thuộc tính biến dạng lún.
Hình 1 Vị trí lấy mẫu nguyên dạng ở
đồng bằng Sông Hồng
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 43
Để thực hiện các nghiên cứu thử nghiệm,
mẫu đất nguyên trạng đƣợc lựa chọn phải đảm
bảo yêu cầu là trầm tích trẻ nhạy cảm với nƣớc
biển dâng và chƣa bị nhiễm mặn. Với các tiêu
chí này, nghiên cứu lựa chọn đất loại sét trạng
thái dẻo mềm, thuộc hệ tầng Thái Bình. Mẫu đất
nguyên dạng đƣợc lấy tại các hố khoan khảo sát
địa chất công trình khu vực Hà Nội, Ninh Bình,
Nam Định và Hải Phòng (hình 1), độ sâu lấy
mẫu không quá 10m. Mẫu đất đƣợc đƣa về
phòng thí nghiệm và xử lý bão hòa với nƣớc
biển nhân tạo. Để khảo sát mối liên hệ giữa biến
dạng lún và độ mặn trong đất, hay độ mặn của
nƣớc lỗ rỗng, mẫu đất sau khi bão hòa mặn
đƣợc thí nghiệm với thiết bị cố kết một trục.
2. CHUẨN BỊ MẪU ĐẤT
Công tác hiện trƣờng nhằm thu thập mẫu đất
nguyên dạng cũng nhƣ tiến hành một số thí
nghiệm hiện trƣờng tại các hố khoan khảo sát.
Đất đƣợc lựa chọn là sét và sét pha, trạng thái
dẻo mềm, tƣơng đƣơng với sức kháng cắt không
thoát nƣớc dao động từ 25 - 50kPa. Tại khu vực
Hà Nội, chín địa điểm nghiên cứu đều nằm trong
và xung quanh khu vực nội thành của Hà Nội.
Các khu vực khác ở đồng bằng Sông Hồng cũng
đều là đất loại sét hệ tầng Thái Bình (bảng 1).
Bảng 1: Vị trí lấy mẫu và đặc điểm cơ bản của chúng
Vị trí khảo sát Độ sâu lấy mẫu (m) Mô tả
Thái Thụy, Thái Bình 2,2 – 3,0 Sét xen lẫn hữu cơ
Giao Thủy, Nam Định 2,0 – 2,8 Sét chứa xác sinh vật
Kim Sơn, Ninh Bình 0,0 – 1,0 Sét bột, dẻo mềm
Đình Vũ, Hải Phòng 4,0 – 4,8 Sét bùn, dẻo mềm-dẻo chảy
Đông Hải, Hải Phòng 12,0–12,8 Sét, dẻo mềm
Thủy Nguyên, Hải Phòng 6,0 – 6,8 Sét, dẻo mềm
Khu vực Hà Nội 1,5 - 8,0 Sét, sét bột, dẻo mềm
Để mô phỏng quá trình xâm nhập mặn mẫu
đất trong phòng thí nghiệm đƣợc làm bão hòa
với nƣớc biển nhân tạo với bốn nồng độ muối là
Sa = 0,0g/L; 9,9g/L; 19,8g/L và 33,0g/L, tƣơng
đƣơng với Sa = 0%, 30%, 60% và 100% độ mặn
của nƣớc biển tự nhiên. Quá trình xâm nhập
mặn đƣợc thực hiện theo một chu trình khép kín
gồm hai pha, bão hòa tự nhiên dựa trên nguyên
lý mao dẫn, và bão hòa áp lực. Mỗi pha bão hòa
kéo dài trung bình 5 - 7 ngày để đảm bão mẫu
đất đƣợc bão hòa hoàn toàn bởi nƣớc mặn. Sau
khi bão hòa, mẫu đất đƣợc tiến hành thí nghiệm
nén cố kết tại 4 buồng nén tƣơng ứng với 4
nồng độ muối. Các cấp áp lực nén đƣợc thực
hiện bao gồm 25 kPa, 50 kPa, 100 kPa, 200 kPa
và 400 kPa. Mỗi cấp áp lực đƣợc thực hiện
trong 24 giờ. Tƣơng tự, thí nghiệm cắt phẳng
xác định khả năng kháng cắt dƣ cũng đƣợc thực
hiện nhằm xác định đặc trƣng kháng cắt của đất
trong các trƣờng hợp nhiễm mặn khác nhau.
Trƣớc khi thực hiện các thí nghiệm cắt phẳng và
nén lún, một số thí nghiệm xác định tính chất
vật lý cơ bản cũng đã đƣợc tiến hành.
3. PHÂN TÍCH BIẾN DẠNG LÚN CỦA
ĐẤT NHIỄM MẶN THEO PHƢƠNG PHÁP
PHẦN TỬ HỮU HẠN
3.1 Số liệu đầu vào
Để tiến hành nghiên cứu chi tiết về biến dạng
lún của đất nhiễm mặn, bài báo tính toán cho
một nền đƣờng đắp giả định nằm trên lớp đất
loại sét trong các trƣờng hợp bão hòa với 4 nồng
độ muối nhƣ đã đề cập ở trên. Việc tính toán
đƣợc thực hiện cho tất cả các trƣờng hợp đất
nền của các địa điểm nghiên cứu nhằm xác định
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 44
độ lún theo thời gian ngoài hiện trƣờng. Cấu
trúc của nền đắp giả định và các thông số hình
học đƣợc thể hiện trên hình 2: khối đắp cao 5m
nằm trên nền đất cấu trúc 3 lớp. Lớp đất chịu
nén lún nằm giữa dày 2,4m, đỉnh và đáy của nó
là cát hạt vừa. Nhƣ đã đề cập, việc nghiên cứu
đƣợc thực hiện trên đất sét và sét pha chƣa bị
nhiễm mặn thuộc hệ tầng Thái bình. Trong bài
báo này, tác giả xem xét hai trƣờng hợp: 1) nền
đất với lớp nén lún là sét dẻo mềm đƣợc lấy ở
độ sâu 6m, tại trạm bơm Cự Khối, P. Thống
Nhất, Q. Long Biên, Hà Nội (ký hiệu GL2) và
2) lớp nén lún là đất sét pha chứa hữu cơ, trạng
thái dẻo mềm đƣợc lấy ở độ sâu 7m, tại cổng
khu đô thị Lideco, Hoài Đức, Hà Nội (ký hiệu
HD1). Các thông số địa kỹ thuật của các lớp đất
chịu nén đƣợc lấy từ thí nghiệm trong phòng,
chúng đƣợc sử dụng làm bộ thông số đầu vào
cho phân tích mô hình (bảng 1). Ở đây, các ký
hiệu λ* và κ* là các thông số chuẩn hóa của thí
nghiệm nén đơn trục và nén lại sau dỡ tải.
Hình 2. Sơ đồ cấu trúc nền đắp giả định
Bảng 1. Các thông số địa kỹ thuật của các lớp đất nén lún (thông số đầu vào cho mô hình)
Thông số Đơn vị Sét pha chứa hữu cơ (HD1) Đất sét ( GL2)
Độ mặn (Sa, g/L) Độ mặn (Sa, g/L)
Sa=0,0 Sa=9,9 Sa=19,8 Sa=33,0 Sa=0,0 Sa=9,9 Sa=19,8 Sa=33,0
γ kN/m3 18,20 18,12 17,95 18,08 19,20 19,15 19,19 19,10
e0 - 0,996 0,999 1,027 1,037 0,824 0,825 0,831 0,846
φ độ 12,42 11,97 11,53 10,93 3,50 3,31 3,12 2,87
c kPa 14,72 13,92 13,13 12,07 32,47 31,20 29,94 28,25
Eoed kPa 3717 3515 3390 3234 4742 4495 4256 3992
ν - 0,35 0,35 0,35 0,35 0,42 0,42 0,42 0,42
Cc kPa-1
0,179 0,189 0,199 0,209 0,128 0,135 0,143 0,154
λ*
kPa-1
0,0390 0,0410 0,0427 0,0446 0,0305 0,0322 0,0340 0,0363
κ*
kPa-1
0,0099 0,0103 0,0107 0,0112 0,0076 0,0080 0,0085 0,0091
k ×10-5
m/ng 5,79 5,31 5,20 4,99 1,01 0,950 0,959 0,942
Ứng dụng mô hình số theo phƣơng pháp
phần tử hữu hạn với sự hỗ trợ của phần mềm
Plaxis để tính toán phân bố tải trọng của nền
đắp (hình 3). Phân tích cố kết cặp đôi theo lý
thuyết tuyến tính của Biot M.A. (1941, 1956)
[3,4] đã đƣợc tiến hành nhằm thu đƣợc kết quả
về mối quan hệ độ nén lún theo thời gian của
nền đắp. Theo đó, bài báo đã tính toán biến
dạng lún cho các lớp đất chịu nén với ba mô
hình thành phần là Đàn hồi tuyến tính (Linear
Elastic), Đàn - dẻo (Elastoplatic) theo Mohr-
Coulomb, và mô hình Đất yếu (Soft Soil).
Trong nghiên cứu này, các tác giả chỉ tập
trung phân tích cố kết sơ cấp theo thời gian, đặc
biệt là thời gian kết thúc cố kết đó. Nghiên cứu
cố gắng tìm ra câu trả lời nƣớc mặn ảnh hƣởng
nhƣ thế nào đến quá trình biến dạng lún của nền
đất yếu ở đồng bằng sông Hồng.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 45
Hình 3. Sơ đồ mô hình tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn:
(a) lưới phần tử hữu hạn; (b) Sơ đồ biến dạng điển hình 3.2 Phân tích độ lún - thời gian
với mô hình 2D theo Mohr-Coulomb và Hooke
Kết quả phân tích mô hình đƣợc thể hiện trực
quan dƣới dạng hình ảnh và số liệu dạng bảng.
Hình 4 là kết quả về phân tích nén lún theo mô
hình Đàn - dẻo và Đàn hồi tuyến tính
(Elastoplastic và Elastic) cho trƣờng hợp lớp
chịu nén dày 2,4m; tuy nhiên, tác giả chỉ đƣa
hình ảnh minh họa phân tích với nồng độ mặn
Sa = 0% và 100%. Trên hình cũng có các thông
tin chi tiết về nền đắp trên đất yếu với tƣơng
quan độ lún (cm) - thời gian (ngày) của mỗi địa
điểm nghiên cứu. Đó là giá trị cực đại của độ
lún trên mặt cắt ngang nền đắp. Việc tính toán
mô hình hóa đƣợc thực hiện cho tất cả các nền
đất giả định nhiễm mặn với các nồng độ muối
thực hiện trong phòng thí nghiệm, tức là Sa =
0%, 30%, 60% và 100%. Kết quả phân tích chi
tiết theo các mô hình với 4 trƣờng hợp độ mặn
nền đất đƣợc thể hiện trên bảng 2.
Hình 4. Kết quả dạng hình ảnh về phân tích biến dạng lún theo thời gian
với chiều dày lớp nén lún h = 2,4m
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 46
3.3 Phân tích theo mô hình đất yếu
Mô hình đất yếu (Soft Soil model) đƣợc phát
triển tích hợp trong chƣơng trình Plaxis. Nó có
thể áp dụng đƣợc cho đất cố kết thƣờng có tính
nén lún cao (Eoed = 1 ÷ 4 MPa) [5]. Mô hình đất
yếu dựa vào số liệu thí nghiệm trong phòng theo
Janbu [6]. Các đặc điểm chính của mô hình này
là: ứng suất phụ thuộc vào độ cứng của đất; có sự
khác nhau giữa tải trọng sơ cấp với dỡ tải - tái
nén, ứng suất tiền cố kết đƣợc lƣu giữ; thuộc tính
phá hủy tuân theo các tiêu chuẩn Mohr-Coulomb.
Nghiên cứu thực hiện lời giải 2D với mô hình Đất
yếu để phân tích so sánh với lời giải truyền thống
theo Đàn hồi Tuyến tính và Đàn dẻo.
Quá trình phân tích đã thu đƣợc kết quả nhƣ
trên bảng 2. Ở đây, nghiên cứu cũng đƣa ra tỉ lệ
phần trăm biến đổi về độ lún và thời gian kết thúc
cố kết sơ cấp, thể hiện bởi ∆S (%) và ∆t100 (%).
Kết quả cho thấy, các giá trị này gia tăng dần
theo độ mặn của dung dịch nƣớc lỗ rỗng (Sa).
Bảng 2. Độ lún cực đại (S, cm) và thời gian kết thúc nén sơ cấp
của nền đất nhiễm mặn theo các mô hình Đàn hồi, Đàn-Dẻo và mô hình Đất yếu
Độ mặn
(Sa,
g/L)
HD1 GL2
t100(ngày) ∆ t100% S (cm) ∆S% t100(ngày) ∆ t100% S
(cm) ∆S%
Mô hình Đàn hồi Tuyến tính
0,0 167 7,10 815 6,31
9,9 207 23,95 7,52 5,92 946 16,07 6,63 5,07
19,8 209 25,15 7,79 9,72 985 20,86 6,99 10,78
33,0 228 36,53 8,16 14,93 1039 27,48 7,50 18,86
Mô hình Đàn dẻo
0 175 7,44 827 6,31
30 196 12,00 8,31 11,69 913 10,40 6,64 5,23
60 227 29,71 9,15 22,98 914 10,52 6,98 10,62
100 282 61,14 11,72 57,53 1044 26,24 7,45 18,07
Mô hình Đất yếu
0 327 15,40 1187 13,36
30 339 3,67 17,62 14,42 1350 13,73 14,41 7,86
60 351 7,34 18,66 21,17 1368 15,25 15,38 15,12
100 369 12,84 23,42 52,08 1465 23,42 16,74 25,30
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 47
Hình 5. Đường cong độ lún theo thời gian của nền đắp tại khu vực nghiên cứu HD1 và GL2
4. THẢO LUẬN
Kết quả phân tích theo mô hình 2D Đàn hồi
tuyến tính, Đàn dẻo và Đất yếu với chƣơng trình
Plaxis ở các hình ảnh trên đƣợc thể hiện trong
bảng 2. Nhìn chung, các kết quả này phù hợp
với mỗi loại đất đƣợc nghiên cứu. Từ các kết
quả thu đƣợc, có thể nhận thấy sự khác nhau
đáng kể về cƣờng độ lún và thời gian kết thúc
nén lún sơ cấp (t100) giữa các nền đất nhiễm
mặn. Cụ thể:
- Chuyển vị thẳng đứng của nền đắp tỉ lệ
thuận với độ mặn của nƣớc lỗ rỗng. Nồng độ
muối trong đất càng cao, chuyển vị thẳng đứng
của nền đất càng lớn. Khi độ mặn tăng từ 0 lên
30% độ mặn nƣớc biển, tỉ lệ gia tăng độ lún ∆S
dao động từ 5,07 đến 14,42%; khi độ mặn nƣớc
lỗ rỗng tƣơng đƣơng nƣớc biển (Sa = 100%), tỉ
lệ gia tăng độ lún ∆S đạt 8,16-57,53%.
- Thời gian kết thúc cố kết sơ cấp cũng tỉ lệ
thuận với nồng độ muối. Do các thông số đầu
vào của mô hình thay đổi tƣơng ứng với nồng
độ muối trong đất nên các kết quả về thời gian
cố kết thu đƣợc nhƣ trên là phù hợp.
- Kết quả thu đƣợc giữa các mô hình 2D Đàn
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 48
hồi Tuyến tính, Đàn dẻo và Đất yếu có sự khác
nhau đáng kể. Nền đất giả định với sét dẻo mềm
nhƣ tại GL2 có cƣờng độ chuyển vị thẳng đứng
giữa hai mô hình 2D Đàn hồi Tuyến tính và Đàn
dẻo hầu nhƣ giống nhau, trong khi đó với nền
đất giả định là sét pha nhƣ HD1 cƣờng độ
chuyển vị có sự thay đổi đáng kể (∆SElastic = 5,9-
14,9%, ∆SElastoplastic = 11,7-57,5%). Chuyển vị
thẳng đứng theo mô hình Soft Soil có giá trị lớn
hơn hẳn so với theo mô hình Elastic và
Elastoplastic.
- Thời gian kết thúc cố kết sơ cấp đƣợc phân
tích theo mô hình Soft Soil cho tất cả các loại
đất nghiên cứu là dài hơn so với theo mô hình
Đàn hồi Tuyến tính và Đàn dẻo. Giá trị thời gian
kết thúc cố kết sơ cấp t100 cũng gia tăng tỉ lệ với
độ mặn trong đất. Điều này chứng tỏ rằng xâm
nhập mặn làm các lớp đất dính dẻo mềm ở đồng
bằng Sông Hồng trở nên “yếu” hơn.
5. KẾT LUẬN
Nghiên cứu này cho thấy rằng quá trình xâm
nhập mặn liên quan đến biến đổi khí hậu và
nƣớc biển dâng tại những vùng đồng bằng ven
biển dẫn đến những thay đổi quan trọng về các
tính chất địa kỹ thuật của đất, cụ thể là độ biến
dạng lún của nền đất. Kết quả phân tích mô hình
hóa theo 2D Đàn hồi Tuyến tính, Đàn dẻo và mô
hình Đất yếu cho thấy biến dạng lún theo thời
gian của nền đất gia tăng tỉ lệ với độ mặn của
nƣớc lỗ rỗng trong đất. Bên cạnh đó, thời gian
kết thúc cố kết so cấp tính toán theo các mô
hình cũng gia tăng tỉ lệ với độ mặn của dung
dịch bão hòa. Về cơ bản, đất dính trạng thái dẻo
mềm ở đồng bằng Sông Hồng có ứng xử tiêu
cực khi bị nhiễm mặn, đất bị biến dạng nhiều
hơn, thời gian kết thúc cố kết kéo dài hơn, và
nền đất trở nên yếu hơn. Trong nghiên cứu này,
sự thay đổi của đất sét thể hiện ít hơn so với đất
sét pha.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Truc N.N., Granie R.J. (2008). Global
Warming - Related Sea Level Rise and The
Change of Some Mechanical Characteristics
of Soil Foundation Due to Salty Intrusion,
Case Study Thai Binh Formation Sediment in
The RRD, Vietnam. Proc. of Int. Sym. on
Climate Change and the Sustainability, Hanoi,
pp. 131-140.
[2] Truc N.N., et al. (2007). The Issue of Sea
Level Rise Due to Global Warming and Its
Impacts on The Coastal Zone of Vietnam. Proc.
of Int. Sym. on Hanoi Geoengineering, Hanoi,
pp. 124-130.
[3] Biot, M. A. 1956. General solutions of
equations of elasticity and consolidation for
a porous material. Journal Applied
Mechanics, 23.
[4] Biot, M. A. 1941. General theory of three
dimensional consolidation. Journal of Applied
Physics, 12.
[5] Plaxis. (2012). Material Models Manual.
[6] Janbu, N. (1985). Soil Models in
Offshore Engineering. 25th
Rankine Lecture.
Géotechnique, 35.
Người phản biện: PGS,TS ĐỖ MINH TOÀN
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 49
ỨNG DỤNG CÔNG NGHỆ KHOAN XOAY TUẦN HOÀN NGHỊCH ĐỂ TĂNG TUỔI THỌ VÀ CÔNG SUẤT CÁC GIẾNG KHOAN KHAI THÁC
NƯỚC NGẦM VÙNG HÀ NỘI
NGUYỄN DUY TUẤN*
NGUYỄN VĂN TÚC**
Appling Reverse circulation rotary drilling technology for undergrournd
water exploiting wells in Hanoi
Uptonow, the drilling wells for underground water exploitation in Hanoi
area are exercuted by the cable drop drilling or rotary drilling technology.
With this technology, longevity of exloitating wells and capacity of water
extraction are reduced
Accordring to expricence from the Nhon Trach- Dong Nai area where
the hydrogeological condition is the same of in Hanoi, the paper
confirme that the reverse circulation rotary drilling technology can be
effective in Hanoi area.
1. CÔNG NGHỆ KHOAN LÀ YẾU TỐ
CHÍNH GÂY SUY THOÁI NHANH GIẾNG
KHOAN KHAI THÁC NƢỚC NGẦM Ở
VÙNG HÀ NỘI *
1.1. Công nghệ khoan giếng khai thác
nƣớc ngầm ở Hà Nội qua các thời kỳ
Trong hơn 1 thế kỷ khai thác nƣớc ngầm
chứa trong tầng chứa nƣớc cát cuội sỏi
Pleistocen (đƣợc các nhà ĐCTV gọi là tầng
chứa nƣớc qp) bằng các giếng khoan đƣờng
kính lớn đƣợc thi công với các công nghệ khoan
khác nhau qua các thời kỳ.
- Trƣớc năm 1954, ngƣời Pháp đã sử dụng
phƣơng pháp khoan dộng trong ống chống,
dùng ống chống để giữ thành giếng khoan,
- Từ năm 1954 đến 1962 sử dụng phƣơng
pháp khoan đập cáp bằng máy khoan YKC-22
và YKC-30 của Liên Xô (cũ) viện trợ dùng mai
chữ nhất (-) để phá vỡ cuội sỏi và dùng dung
* Viện Công nghệ Khoan ** Viện Địa chất, Nước và Môi trường
dịch sét để giữ thành giếng khoan.
- Từ 1962 đến nay sử dụng đồng thời 2
phƣơng pháp khoan đập cáp và khoan xoay
tuần hoàn thuận với dung dịch sét giữ thành
giếng khoan.
1.2. Tuổi thọ của giếng khoan đƣợc thi
công qua các thời kỳ ở Hà Nội
Trƣớc khi nhà máy nƣớc Sông Đà đi vào
hoạt động (năm 2009), thì nƣớc ngầm chứa
trong tầng cát cuội sỏi nằm ở độ sâu từ 30-
40m đến 70-80m là nguồn nƣớc duy nhất đáp
ứng mọi nhu cầu cấp nƣớc sạch cho Thủ đô.
Nguồn nƣớc ngầm của Hà Nội đƣợc ngƣời
Pháp đƣa vào khai thác từ đầu thế kỷ 20 và
đƣợc bắt đầu ở nhà máy nƣớc Yên Phụ nằm
bên bờ sông Hồng bằng những giếng khoan.
Lƣợng khai thác nƣớc ngầm ngày càng tăng
theo sự phát triển của Thành phố. Thành phố
phát triển đến đâu, thì các giếng khoan khai
thác nƣớc ngầm cũng đƣợc phát triển đến đó.
Bắt đầu là ở Yên Phụ (1929) rồi lan sang Đồn
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 50
Thủy (1931) đều nằm bên bờ sông Hồng, tiếp
đến là Ngọc Hà (1939), Ngô Sĩ Liên (1943)
v.v. Đến nay, trên địa phận TP. Hà Nội đã có
15 nhà máy nƣớc với khoảng hơn 300 giếng
khoan đƣờng kính lớn, hàng ngày khai thác
khoảng 700.000 m3/ngày, đáp ứng mọi nhu
cầu cấp nƣớc sạch của Thủ đô, nhƣng hàng
năm tổng công suất cấp nƣơc của Thành phố
đã bị suy giảm mất 10%, do các giếng khoan
bị suy thoái nhanh và mạnh.
Năm 1983, trƣớc khi có Chƣơng trình cấp
nƣớc Phần Lan, Công ty cấp nƣớc Hà Nội (Công
ty nƣớc sạch Hà Nội hiện nay) đã có thống kê
chƣa đầy đủ về hiện trạng thanh lý (tuổi thọ) của
20 giếng khoan khai thác nƣớc ngầm thuộc 7 nhà
máy nƣớc vùng nội thành (bảng 1)
Bảng 1: Hiện trạng thanh lý các giếng khoan khai thác nƣớc ngầm Hà Nội
STT Nhà máy nƣớc Số hiệu
giếng
Năm đƣa vào
khai thác Năm thanh lý
Tuổi thọ
(năm)
1
Yên Phụ
1 1929 1980 51
2 2 1929 1980 51
3 3 1929 1978 49
4 4 1929 1980 51
5 5 1929 1960 31
6 6 1929 1978 49
7 8 1929 1978 49
8 Đồn Thủy 1 1931 1980 49
9 2 1931 1980 49
10 Ngọc Hà 1 1939 1970 31
11
Ngô Sĩ Liên
1 1944 1982 28
12 3 1958 1961 3
13 4 1958 1961 3
14 5 1962 1982 20
15 7 1969 1975 6
16 Lƣơng Yên 1 1953 1970 17
17
Tƣơng Mai
1 1962 1980 18
18 4 1962 1982 19
19 5 1963 1980 17
20 Hạ Đình 2 1965 1975 10
Từ bảng 1 cho thấy: các giếng khoan đƣợc
thi công thời Pháp thuộc (trƣớc năm 1954) có
tuổi thọ cao, từ 49-51 năm, ít nhất cũng là 17-
28 năm; còn các giếng khoan đƣợc thi công
sau năm 1954, thì tuổi thọ cao nhất cũng chỉ là
17-19 năm, trung bình 10 năm và ít nhất chỉ
có 3-6 năm, nhƣ các giếng của nhà máy nƣớc
Ngô Sĩ Liên: 02 giếng số 3 và 4 chỉ tồn tại 3
năm (1958-1961) và giếng số 6 tồn tại 6 năm
(1969-1975). Gần đây nhất là các giếng của
nhà máy nƣớc Nam Dƣ ở quận Hoàng Mai
đƣợc bố trí theo dạng hành lang dọc bờ sông
Hồng mới đƣợc thi công vào cuối những năm
90 của thế kỷ trƣớc và đầu những năm 2000,
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 51
nhƣng đến nay đã phải phục hồi lại hàng loạt
bằng công nghệ “thay thế tầng lọc” của TS.
Hoàng Văn Hƣng, có nghĩa là tuổi thọ của
chúng cũng không quá 20 năm.
1.3. Nguyên nhân gây suy thoái nhanh
giếng khoan khai thác nƣớc ngầm vùng
Hà Nội
Sự ổn định trong hoạt động của 1 giếng
khoan đƣợc xác định bằng 2 đại lƣợng: lƣu
lƣợng nƣớc bơm lên và trị số hạ thấp mực
nƣớc trong giếng khoan và đƣợc biểu thị
bằng tỷ lƣu lƣợng của giếng khoan là tỷ số
giữa lƣu lƣợng và độ hạ thấp mực nƣớc của
giếng khoan. Tỷ lƣu lƣợng của giếng khoan
càng giảm, thì độ suy thoái của giếng khoan
càng tăng, tức là tuổi thọ của giếng khoan
càng giảm. Từ bảng 1 trình bày về tuổi thọ
của các giếng khoan đƣợc thi công qua các
thời kỳ cho thấy:
- Các giếng khoan đƣợc thi công trƣớc
năm 1954 có tuổi thọ rất lâu, từ 49-51 năm,
ít nhất cũng là 17-28 năm do đƣợc thi công
bằng công nghệ khoan dộng trong ống chống
sử dụng ống chống để giữ thành giếng
khoan, nên độ thấm của tầng chứa nƣớc
đƣợc giữ nguyên, dẫn đến tuổi thọ của giếng
khoan rất dài.
- Các giếng khoan đƣợc thi công sau năm
1954 có tuổi thọ cao nhất cũng chỉ 17-19
năm, trung bình chỉ có 10 năm, thậm chí có
những giếng khoan chỉ tồn tại 3-6 năm do
chúng đều đƣợc thi công bằng 2 công nghệ
khoan đập cáp và khoan xoay tuần hoàn
thuận là những công nghệ đã làm chặt tầng
chứa nƣớc ở các mức độ khác nhau và sử
dụng dung dịch sét để giữ thành giếng
khoan, nên đã làm bít trát tầng chứa nƣớc,
làm cho tuổi thọ của giếng khoan suy giảm
nhanh, tức là độ suy thoái của giếng khoan
khai thác nƣớc ngầm tăng nhanh.
Vậy công nghệ khoan là yếu tố (nguyên
nhân) chính gây suy thoái giếng khoan khai
thác nƣớc ngầm ở vùng Hà Nội.
2. ỨNG DỤNG CÔNG NGHỆ KHOAN
TUẦN HOÀN NGHỊCH ĐỂ TĂNG TUỔI
THỌ VÀ CÔNG SUẤT CỦA CÁC GIẾNG
KHOAN KHAI THÁC NƢỚC NGẦM
VÙNG HÀ NỘI
2.1. Đặt vấn đề
Ở Việt Nam từ trƣớc tới nay, để khoan các
giếng khoan khai thác nƣớc ngầm đều chỉ sử
dụng 2 công nghệ khoan truyền thống là khoan
đập cáp và khoan xoay.
Trong công nghệ khoan xoay, dựa vào chiều
(hƣớng) tuần hoàn (di chuyển) của dung dịch
khoan và mùn khoan trong cần khoan và giếng
khoan lại chia ra làm 2 loại công nghệ khoan
xoay khác nhau là khoan tuần hoàn thuận và
khoan tuần hoàn nghịch. Ở Việt Nam, từ trƣớc
đến nay chỉ sử dụng công nghệ khoan tuần hoàn
thuận để khoan các giếng khoan khai thác nƣớc
ngầm cả trong đá gốc gắn kết lẫn trong đá gốc
nứt nẻ và trong các trầm tích bở rời; còn khoan
xoay tuần hoàn nghịch chỉ mới đƣợc nghiên cứu
ứng dụng trong những năm gần đây, nhƣng đã
đem lại hiệu quả kỹ thuật và kinh tế cao, cần
phải đƣợc áp dụng rộng rãi.
2.2. Nguyên lý vận hành của công nghệ
khoan tuần hoàn nghịch
Sự khác biệt giữa công nghệ khoan tuần hoàn
nghịch so với tuần hoàn thuận ở nguyên lý tuần
hoàn (di chuyển) của dung dịch khoan, mùn
khoan trong cần khoan và giếng khoan. Trong
công nghệ khoan tuần hoàn nghịch, thì nƣớc và
dung dịch đƣợc cấp từ miệng giếng khoan đi
xuống đáy giếng khoan, sau đó cùng mùn khoan
đƣợc máy bơm (ly tâm, chân không, nén khí..)
hút và đi bên trong cần khoan để đƣa lên trên
mặt đất, tức là theo chiều ngƣợc lại so với công
nghệ khoan tuần hoàn thuận.
Hai yếu tố quan trọng nhất của phƣơng pháp
duy trì nƣớc rửa tuần hoàn nghịch trong giếng
khoan bằng khí nén là lƣu lƣợng khí nén để vận
chuyển mùn khoan và dòng nƣớc rửa lên mặt
đất và hệ số ngập của buồng phối khí trong
giếng khoan.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 52
- Lưu lượng khí cần thiết để vận chuyển mùn
khoan và dòng nƣớc rửa lên mặt đất đƣợc xác
định theo công thức:
Trong đó:
- Lƣu lƣợng khí cần thiết để vận chuyển
mùn khoan và dòng nƣớc rửa lên mặt đất.
- Lƣu lƣợng dòng nƣớc rửa vận chuyển
lên mặt đất (m3/s).
- Áp suất trong giếng khoan tạo chiều sâu
đặt buồng phối khí – Mpa
– Áp suất khí quyển (áp suất không khí
tại miệng giếng khoan) – Mpa
- Hiệu suất vận chuyển, lấy bằng 3
Kết quả thực hiện cho thấy thay đổi phụ
thuộc vào tốc độ dòng khí nén. Giá trị nhỏ
nhất khi tốc độ dòng khí bằng 1m/s.
- Hệ số ngập của buồng phối khí đƣợc xác
định bằng công thức
Trong đó:
- hE- chiều sâu ngập của buồng phối khí tính
từ mực nƣớc thủy tĩnh, m.
- H= hE + ho - Tổng chiều cao đẩy cột nƣớc
tính từ chiều sâu đặt buồng phối khí – m
Hình 1. Sơ đồ duy trì nước rửa tuần hoàn ngược bằng khí nén
h0- chiều cao đẩy cột nƣớc tính từ mực nƣớc thủy tĩnh, m;
hE- chiều sâu ngập của buồng phối khí tính từ mực nƣớc thủy tĩnh, m.
hU- chiều sâu còn lại của lỗ khoan.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 53
Từ hình 1 cho thấy, khí nén từ máy nén khí
theo tyô 9 và ống dẫn khí 10 hàn gắn kết với cần
khoan xuống buồng phối khí 2. Khi khí nén vào
buồng 2 sẽ tạo lên sự chênh áp và dƣới tác dụng
của áp suất khí nén, nƣớc rửa và mùn khoan
đƣợc vận chuyển lên phía trên đi ra ngoài.
2.3. Tính ƣu việt của công nghệ khoan
xoay tuần hoàn nghịch
Hình 2. Sơ đồ cấu tạo và nguyên lý làm việc
của công nghệ khoan tuần hoàn nghịch
bằng khí nén
1- ống nâng;
2- ống dẫn khí;
3-buồng phối khí;
4- ống hút
Trong công nghệ khoan xoay tuần hoàn
nghịch thì phƣơng pháp duy trì nƣớc rửa tuần
hoàn ngƣợc bằng khí nén có ƣu điểm vƣợt trội,
do các thành phần đƣợc đẩy lên mặt đất từ giếng
khoan gồm khí, nƣớc và mùn khoan (dòng ba
pha) không tác động trực tiếp đến thành giếng
khoan nhƣ phƣơng pháp khoan xoay tuần hoàn
thuận và thành giếng khoan đƣợc giữ bằng áp
lực cột nƣớc từ mặt đất (miệng giếng), không
làm chặt tầng chứa nƣớc nhƣ phƣơng pháp
khoan đập cáp và ít bị bít trát thành giếng
khoan, nên ít làm ảnh hƣởng đến đặc tính thấm
của tầng chứa nƣớc. Vì vậy công suất cấp nƣớc
của giếng khoan ổn định hơn, ít bị suy giảm hơn
(xem hình 2).
2.4. Kết quả áp dụng công nghệ khoan
tuần hoàn nghịch trong khoan giếng khai
thác nƣớc ngầm ở vùng Nhơn Trạch - Đồng
Nai, nơi có điều kiện địa chất - địa chất thủy
văn gần tƣơng tự vùng Hà Nội
a) Điều kiện địa chất - địa chất thủy văn
vùng Nhơn Trạch
- Địa tầng: gần tƣơng tự nhƣ vùng Hà Nội,
đều là những trầm tích bở rời tuổi Pliocen (N2)
dày 70-80m gồm:
+ Trên cùng là những trầm tích hạt mịn gồm:
cát sét, sét cát, cát, đôi nơi có lẫn ít sạn sỏi;
phần trên bị phong hóa mạnh, màu loang lổ
chứa nhiều hạt sạn sỏi laterit màu nâu gụ, gần
tƣơng tự nhƣ các trầm tích Holocen thuộc 2 hệ
tầng Thái Bình và Hải Hƣng của vùng Hà Nội.
+ Tiếp theo phía dƣới là lớp sét bột cách
nƣớc phân bố trên toàn bộ diện tích vùng Nhơn
Trạch. Đây chính là tầng cách nƣớc, gần tƣơng
tự nhƣ tầng sét thuộc hệ tầng Vĩnh Phú của
vùng Hà Nội.
+ Dƣới là tầng chứa nƣớc với thành phần là
cát lẫn sạn sỏi tuổi Pliocen dầy 36-60m; gần
tƣơng tự nhƣ tầng cát cuội sỏi tuổi Pleistocen
thuộc hệ tầng Hà Nội - là tầng chứa nƣớc chính
qp để kết cấu ống lọc của các giếng khoan khai
thác nƣớc ngầm từ hơn 1 thế kỷ nay đáp ứng các
nhu cầu cấp nƣớc của TP. Hà Nội.
- Điều kiện địa chất thủy văn vùng Nhơn Trạch.
Kết quả quan trắc và thống kê từ 38 giếng
khoan ở vùng Nhơn Trạch cho thấy: lƣu lƣợng
(công suất) đạt từ 3-19 l/s, hệ số dẫn nƣớc Km
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 54
đạt 300-720m2/ngày, mực nƣớc tĩnh nằm ở độ
sâu 5-20m, hàng năm dao động 17-19m.
b, Máy móc thiết bị sử dụng cho công nghệ
khoan tuần hoàn nghịch.
- Máy khoan: Dùng bộ máy khoan УРБ-
ЗАМ-500 đã đƣợc cải tiến để khoan các giếng
khoan khai thác nƣớc ngầm bằng công nghệ
khoan tuần hoàn nghịch.
- Dụng cụ khoan: Bộ cần khoan đƣờng kính
ngoài 127mm, dày 9mm, dài 3,0m có hàn ống
dẫn khí nén CS 33x27mm.
- Chòong khoan: Loại 3 cánh đƣờng kính
650mm và 550mm.
- Máy nén khí: Hiệu PDS -750.
c, Áp dụng công nghệ khoan tuần hoàn
nghịch ở Nhơn Trạch.
Trƣớc khi khoan giếng khai thác tại mỗi vị trí
giếng khoan đều khoan 1 hố khoan thăm dò
đƣờng kính 120mm, sâu 80m để xác định địa
tầng phục vụ cho thiết kế giếng khoan khai thác.
Theo yêu cầu của thiết kế, các giếng khoan khai
thác đều đƣợc khoan đƣờng kính 550mm đến độ
sâu 78m bằng công nghệ khoan xoay tuần hoàn
nghịch với chế độ khoan nhƣ sau:
- Tải trọng chiều trục lên chòong khoan:
2500-3000N.
- Tốc độ vòng quay: 25-30 vòng/phút.
- Áp suất khí nén: 0,5-0,6 Mpa.
- Sử dụng dung dịch sét để giữ thành giếng
khoan với các thông số cơ bản nhƣ sau: trọng
lƣợng riêng:1,05 - 1,1 g/cm3, độ nhớt biểu kiến
22-24s, độ thải nƣớc: 8-10cm3/30ph.
Sau khi khoan đến độ sâu thiết kế, các giếng
khoan đƣợc kết cấu và lắp đặt theo quy trình
tƣơng tự nhƣ kiểu các giếng khoan thi công
bằng công nghệ khoan xoay tuần hoàn thuận
(xem hình 3).
d, Hiệu quả của việc ứng dụng công nghệ
khoan xoay tuần hoàn nghịch để khoan các
giếng khoan khai thác nước ngầm ở vùng
Nhơn Trạch.
Ở vùng Nhơn Trạch - Đồng Nai bằng công
nghệ khoan xoay tuần hoàn nghich đã khoan
tổng cộng 16 giếng khoan khai thác nƣớc ngầm.
Kết quả thực tế cho thấy các chỉ tiêu kinh tế - kỹ
thuật đều đạt giá trị cao hơn các giếng khoan
cùng thời bằng công nghệ khoan xoay tuần hoàn
thuận (xem bảng 2).
Bảng 2. So sánh kết quả khoan các giếng khoan khai thác nƣớc ngầm bằng
công nghệ khoan tuần hoàn nghịch và thuận ở vùng Nhơn Trạch - Đồng Nai
STT Chỉ tiêu so sánh Công nghệ khoan
tuần hoàn thuận
Công nghệ khoan
tuần hoàn nghịch
Tỷ lệ so sánh so với
công nghệ khoan tuần
hoàn thuận
1 Thời gian khoan 1
giếng (h/giếng)
67,8 55,3 Giảm 18%
2 Tiến độ khoan
trung bình (m/h)
1,12 1,45 Tăng 23%
3 Lƣu lƣợng khai
thác giếng (m3/h)
93 105 Tăng 11%
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 55
Hình 3. Cấu trúc địa tầng và giếng khoan khai thác nước dưới đất ở Nhơn Trạch- Đồng Nai
khi khoan bằng phương pháp duy trì nước rửa tuần hoàn ngược bằng khí nén.
KẾT LUẬN
1. Công nghệ khoan đập cáp và khoan xoay
tuần hoàn thuận là những công nghệ đã làm chặt
tầng chứa nƣớc ở các mức độ khác nhau và sử
dụng dung dịch sét để giữ thành giếng khoan đã
bít trát tầng chứa nƣớc là những yếu tố chính
gây suy thoái nhanh các giếng khoan khai thác
nƣớc ngầm ở vùng Hà Nội.
2. Với kết quả khoan 16 giếng khoan khai
thác nƣớc ngầm ở vùng Nhơn Trạch - Đồng Nai
đã cho thấy tính ƣu việt vƣợt trội của công nghệ
khoan tuần hoàn nghịch so với tuần hoàn thuận
cả về tiến độ khoan (1 giờ và 1 giếng) và công
suất khai thác nƣớc ngầm của giếng khoan.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2018 56
3. Với điều kiện địa tầng và địa chất thủy văn
của 2 vùng Nhơn Trạch - Đồng Nai và vùng Hà
Nội gần tƣơng tự nhau gồm: địa tầng cần khoan
qua đều là các trầm tích bở rời, thành phần
thạch học của tầng chứa nƣớc đều là các trầm
tích hạt thô (cát sạn sỏi ở Nhơn Trạch và cát
cuội sỏi ở Hà Nội), chiều sâu của các giếng
khoan đều không quá 80m, thì việc ứng dụng
công nghệ khoan tuần hoàn nghịch để khoan các
giếng khoan khai thác nƣớc ngầm ở vùng Hà
Nội chắc chắn sẽ đem lại hiệu quả kỹ thuật và
kinh tế cao, các giếng khoan khai thác nƣớc
ngầm sẽ hoạt động ổn định hơn, lâu dài hơn và
chậm bị suy thoái hơn.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Nguyễn Duy Tuấn, Nguyễn Xuân Thảo –
Kết quả áp dụng công nghệ khoan tuần hoàn
nghịch trong khoan khai thác nƣớc dƣới đất ở
Nhơn Trạch, Đồng Nai - Tạp chí KHKT Mỏ -
Địa chất, số 54, 4/2016 (chuyên đề Khoan -
Khai thác).
2. Nguyễn Duy Tuấn - Nghiên cứu ứng dụng
công nghệ khoan tuần hoàn nghịch nâng cao
công suất và tuổi thọ các giếng khai thác nƣớc
ngầm khu vực Nam bộ - Tiểu luận - 2017.
3. Nguyễn Duy Tuấn, Nguyễn Văn Túc -
Vấn đề suy thoái các giếng khoan khai thác
nƣớc ngầm vùng Hà Nội - Tạp chí Tài nguyên
nƣớc số 1 - năm 2018.
4. Nguyễn Văn Túc - Nƣớc ngầm vùng
đồng bằng Bắc bộ miền bắc Việt Nam và triển
vọng cho cung cấp nƣớc lớn - Luận án tiến sĩ
năm 1971.
5. Nguyễn Văn Túc và nnk - Báo cáo kết quả
thăm dò địa chất thủy văn giai đoạn thăm dò -
khai thác để mở rộng và nâng công suất 3 nhà
máy nƣớc thuộc giai đoạn II Chƣơng trình cấp
nƣớc Hà Nội - Phần Lan: Mai Dịch - 60.000
m3/ngày; Ngọc Hà: 45.000 m
3/ngày và Lƣơng
Yên: 45.000 m3/ngày - năm 1991
6. Nguyễn Văn Túc - Trữ lƣợng nƣớc ngầm
vùng Hà Nội và giải pháp cấp nƣớc cho Thủ đô.
Tờ trình gửi Chủ tịch UBND TP. Hà Nội, Bộ
trƣởng Bộ xây dựng và Bộ trƣởng Bộ Tài
nguyên và Môi trƣờng - năm 2011.
7. Phan Vĩnh Cẩn - Ứng dụng phƣơng pháp
nổ mìn trong giếng khoan để phục hồi công suất
khai thác nƣớc ngầm các giếng khoan vùng Hà
Nội - 1988.
Người phản biện: NGND.PGS.TS TRƢƠNG BIÊN
top related