phÓ tỔng biÊn tẬp tạp chí ĐỊa kỸ thuẬt pgs.ts. ĐoÀn thẾ ... chi (dia ky thuat)...

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: [email protected];

[email protected] 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


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: [email protected];

[email protected] Website: www.vgi-vn.vn

Copyright deposit: May 2018


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; [email protected]

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


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)


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


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


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).


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


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.


- 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:


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)


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


3


4


5


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


10

Km92+550 Tim 2.770 2.703 0.827 0.350

11


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


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


18

Km93+642 Tim 2.610 2.578 0.132 0.500

19


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


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


7Km94+500 Tim 2.670 2.622 0.480 0.168


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


13Km94+742.02 Tim 2.540 2.442 0.230 0.513

14Km94+800 Tim 2.540 2.495 0.240 0.475


16Km94+882.02 Tim 2.540 2.485 0.240 0.395


18Km95+000 Tim 2.540 2.547 0.230 0.463


20Km95+100 Tim 2.390 2.257 0.320 0.153


22Km95+200 Tim 2.300 2.184 0.290 0.176


24Km95+362.02 Tim 2.240 1.857 0.220 0.673


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


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


4.5m) 2.050 1.970 0.200 0.575

6Km97+500

Tim2.140 2.070 0.200 0.520

7Km97+500


4.5m) 2.050 1.995 0.200 0.545

8Km97+600

Tim2.520 2.480 0.200 0.660

9Km97+600


4.5m) 2.430 2.385 0.210 0.725

10Km98+00


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


4.5m) 2.120 1.945 0.200 0.925

14Km98+100

Tim2.210 2.025 0.200 0.800

15Km98+200


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


4.5m) 2.280 2.354 0.200 0.576

19Km98+700

Tim2.060 2.001 0.200 0.439

20Km98+700


4.5m) 1.970 1.900 0.190 0.480

21Km98+800

Tim2.070 2.070 0.300 0.475

22Km98+800


4.5m) 1.980 1.990 0.290 0.330

23Km98+1030.45

Tim2.080 1.865 -0.290 0.455

24Km98+1030.45


4.5m) 2.160 2.120 -0.300 0.200

25Km99+100


4.5m) 2.040 1.935 -0.410 0.540

26Km99+180


4.5m) 2.000 1.930 -0.390 0.440

27Km99+300


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


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


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


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


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.


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


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

)


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:


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.


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


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


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:


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


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


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


- 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


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


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)


- 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.


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


- 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.


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


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.


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: [email protected] ** Đại học Thủy Lợi

175 Tây Sơn - Đống Đa - Hà Nội

DĐ: 0945055455

Email: [email protected]

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


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.


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.


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.


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


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


(a) (b)

Hình 2. Ảnh hưởng của hàm lượng sạn sỏi lên: a) góc ma sát trong, b) lực dính đơn vị


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


(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.


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


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.


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


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].


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.


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.


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].


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


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.


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).


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


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]


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


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


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.


1. A. Zahmatkesh & A. J. Choobbasti (2010).

"Settlement evaluation of soft clay reinforced by


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

https://vssmge.org/ung-dung-coc-da-de-gia-co-nen-dat-yeu-o-viet-nam/

https://vssmge.org/ung-dung-coc-da-de-gia-co-nen-dat-yeu-o-viet-nam/


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: [email protected]

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


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


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.


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


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


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


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.


[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


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


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,


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.


- 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.


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


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%


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.


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.


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

phÓ tỔng biÊn tẬp tạp chí ĐỊa kỸ thuẬt pgs.ts. ĐoÀn thẾ ... chi (dia ky thuat)...

Documents