tạp chí ĐỊa kỸ thuẬt · 2018. 5. 18. · ờng trong quá trình thi công cọc khoan...

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 1

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT

ISSN - 0868 - 279X NĂM THỨ 19

SỐ 2 NĂM 2015

MỤC LỤC

NGUYỄN BẢO VIỆT: Nghiên cứu khả năng áp

dụng móng cọc chế tạo sẵn kích thƣớc lớn

cho nhà nhiều tầng tại TP. Hồ Chí Minh 3 HOÀNG VIỆT HÙNG: Nghiên cứu ứng dụng

công nghệ túi địa kỹ thuật trong xây dựng

đê bao kết hợp giao thông nông thôn ở đồng

bằng sông Cửu Long 10

LÊ PHI LONG, LÊ KHẮC BẢO, TRẦN

NGUYỄN HOÀNG HÙNG, LÝ THỊ MINH

HIỀN: Đánh giá tác dụng tƣờng soilcrete tạo

ra bằng công nghệ NSV gia cố đê bao

chống lũ bảo vệ hoa màu ở Đồng Tháp 17

TRẦN VĂN TƢ, VĂN DUY CÔNG, ĐÀO MINH

ĐỨC, NGUYỄN MẠNH TÙNG: Lũ quét và

biến đổi môi trƣờng sau lũ quét tại trũng

Điện Biên Phủ 29

NGUYỄN CHÍ NGHĨA, HỒ VĂN THUỶ,

TRIỆU ĐỨC HUY, ĐẶNG HỮU ƠN: Xác định

lƣợng bổ cập tầng chứa nƣớc Holocen

thành phố Hà Nội bằng tài liệu quan trắc tài

nguyên nƣớc 38

LÊ BÁ VINH, VÕ PHÁN, NGUYỄN TẤN BẢO

LONG: Nghiên cứu phƣơng pháp cải tiến

trong tính toán biến dạng của khối đất yếu

đƣợc gia cố trụ đất xi măng 48

LÊ HOÀNG VIỆT, VÕ PHÁN: Đánh giá sức

chống cắt không thoát nƣớc của nền đất yếu

dƣới công trình đắp thuộc khu vực Đồng

bằng sông Cửu Long 56

HOÀNG VIỆT HÙNG: Nghiên cứu nguyên

nhân gây lún và chênh lệch lún đập tràn

Dƣơng Thiện - Quy Nhơn và đề xuất giải

pháp xử lý 62


VIETNAM GEOTECHNIAL

JOURNAL

ISSN - 0868 - 279X

VOLUME 19 NUMBER 2 - 2015

CONTENTS

NGUYEN BAO VIET: Applicability of large

prefabricated piles for high-rise building in

Ho Chi Minh city. 3

HOANG VIET HUNG: Research on

application of geobags for sub-dike- local

way in Cuu Long delta 10

LE PHI LONG, LE KHAC BAO, TRAN

NGUYEN HOANG HUNG, LY THI MINH

HIEN: Field performance of soilcrete walls

created by the NSV technology to reinforce

earth levees gainst annual floods to protect

rice fields in Dong Thap province 17

TRAN VAN TU, VAN DUY CONG, DAO MINH

DUC, NGUYEN MANH TUNG: Sweeping

flood and environmental change in Dien

Bien Phu valley 29

NGUYEN CHI NGHIA, HO VAN THUY,

TRIEU DUC HUY, DANG HUU ON: Using

groundwater monitoring data to ditermine

groundwater recharge of the holocen

aquifer in Hanoi city 38

LE BA VINH, VO PHAN, NGUYEN TAN BAO

LONG: Study on the modified method to

calculate settlement of the soft soil

improved by soil cement columns 48

LE HOANG VIET, VO PHAN: Estimating the

undrained shear strength of soft soil under

embankment in Mekong delta area 56

HOANG VIET HUNG: Settlement and

diferent settlement of Duong Thien-Quy

Nhon spillway and treatment solution. 62

EDITOR-IN-CHIEF

Prof.,Dr. NGUYEN TRUONG TIEN

DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF

Assoc. Prof., Dr. NGHIEM HUU HANH

Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG

EDITORIAL BOARD

Assoc.Prof. Dr. DAO VAN CANH

Assoc. Prof.,Dr. DANG HUU DIEP

Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC

Prof.,D.Sc. BUI ANH DINH

Assoc. Prof.,Dr. LE PHUOC HAO

Assoc. Prof., Dr. PHAM QUANG HUNG

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN BA KE

Dr. PHUNG DUC LONG

Prof. NGUYEN CONG MAN

Assoc. Prof. Dr. NGUYEN HONG NAM

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN SY NGOC

Prof.,Dr. VU CONG NGU

Prof.,Dr. MAI TRONG NHUAN

Assoc. Prof.,Dr. VO PHAN

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN HUY PHUONG

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN VAN QUANG

Prof.,Dr.Sc. NGUYEN VAN QUANG

Assoc., Prof. Dr. DOAN MINH TAM

Prof., Dr. TRAN THI THANH

Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH

Prof.,Dr. LE DUC THANG

Dr. DINH NGOC THONG

Prof.,Dr.Sc. NGUYEN VAN THO

Prof. Dr. TRINH MINH THU

Dr. NGUYEN DINH TIEN

Prof., Dr. DO NHU TRANG

Assoc. Dr. TRAN VAN TU

Dr. TRAN TAN VAN

Prof.,D.Sc. PHAM XUAN

Printing licence No 1358/GPXB

dated 8 June 1996 by the Minister of Culture and Information Published by the Vietnam Geotechnical Institute (Vietnam

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

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

Website: www.vgi-vn.com Copyright deposit: June 2015


NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG ÁP DỤNG MÓNG CỌC CHẾ TẠO SẴN KÍCH THƯỚC LỚN CHO NHÀ NHIỀU TẦNG

TẠI TP. HỒ CHÍ MINH

NGUYỄN BẢO VIỆT*

Applicability of large prefabricated piles for high-rise building in HCM city.

Abstract: Bored pile foundation normally is used for most high-rise

buildings in HoChiMinh city as well as the other big cities in Vietnam.

Generally, construction of bored piles makes a lot of soil trashes which

are big problems for not only the site but also for the environment.

Recently, large prefabricated piles with high bearing capacity, short time

in construction and almost no trash is applied for several structures with

high efficiency. This paper studies applicability of large prefabricated pile

foundation for high-rise buildings of 15~30 storeys with typical soil strata

of HoChiMinh city. The results show that large prefabricated piles is an

alternative approach with bored piles for foundation of high-rise building

in most of studied cases.

Keywords: large prefabricated piles, high-rise buildings, applicability,

typical soils of HoChiMinh city.

1. GIỚI THIỆU *

Ngày nay, cùng với sự phát triển của kinh tế,

sự phát triển của đô thị và dân cƣ đô thị đặc biệt

tại các thành phố lớn của Việt Nam nhƣ TP. Hồ

Chí Minh tăng tốc rất nhanh. Để đáp ứng nhu

cầu nhà ở của ngƣời dân, rất nhiều nhà cao tầng

đang đƣợc mọc lên. Các tòa nhà này với chiều

cao lớn, tải trọng nhiều đòi hỏi phải đƣợc đặt

trên một nền móng vững chắc. Cho đến nay,

móng cọc khoan nhồi là loại đƣợc sử dụng

nhiều nhất cho các công trình cao tầng. Phải nói

rằng cọc khoan nhồi có sức chịu tải rất cao do

có kích thƣớc, chiều dài lớn với mũi cọc có thể

đƣợc đặt vào các lớp đất tốt sâu phía dƣới đúng

theo mong muốn của thiết kế. Tuy nhiên, cọc

khoan nhồi cũng có một số nhƣợc điểm của nó

nhƣ việc thi công tạo ra quá nhiều mùn đất, thời

gian thi công khá lâu khi phải khoan lỗ, đổ bê

* Trường Đại học Xây dựng

Tel: 0982220703

Email: [email protected]

tông và chờ bê tông đủ cƣờng độ. Các công

trƣờng trong quá trình thi công cọc khoan nhồi

hầu hết đều nhƣ ruộng bùn do dung dịch khoan

cũng nhƣ bùn đất lấy từ hố khoan lên. Với điều

kiện mặt bằng thi công nhƣ vậy thì tất cả các

hoạt động trên công trƣờng sẽ bị ảnh hƣởng và

thời gian thi công có thể sẽ bị kéo dài. Thêm

nữa việc tạo ra một khối lƣợng lớn các bùn đất

đó vừa có tác động xấu đến môi trƣờng cộng

thêm phần kinh phí để xử lý bùn đất đó.

Với kích thƣớc lên tới 1,2m, sức chịu tải cho

phép của một cọc đúc sẵn có thể đạt tới 8’000kN

hoàn toàn đủ khả năng để nâng đỡ các tòa nhà

cao tầng có tải trọng lớn. Phƣơng án này chính

là một giải pháp có thể tránh đƣợc các hệ lụy về

bùn đất thải cũng nhƣ giảm thời gian thi công

cũng nhƣ giá thành công trình so với phƣơng án

cọc khoan nhồi.

Việc nghiên cứu tính khả thi của biện pháp

móng cọc chế tạo sẵn kích thƣớc lớn cho nhà

cao tầng là hoàn toàn cần thiết. Tuy nhiên hiện

mailto:[email protected]


tại mới có một số ít nghiên cứu, công bố về đề

tài này. Tính khả thi của việc sử dụng cọc vuông

đặc cho các công trình cao tầng tại Hà Nội đã

đƣợc nghiên cứu trong đó có đề cập tới một

công trình thực tế cao 20 tầng đã ứng dụng

thành công loại móng này [3].

Hình 1: Bản đồ phân vùng địa tầng khu vực

TP. Hồ Chí Minh (theo [22])

Với các tiền đề nhƣ vậy, bài báo này đi vào

nghiên cứu tính khả thi của cọc chế tạo sẵn

kích thƣớc lớn cho móng các tòa nhà 15~30

tầng trên các loại địa tầng điển hình của thành

phố Hồ Chí Minh.

2. ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT TP. HỒ CHÍ

MINH

Thành phố Hồ Chí Minh nằm trong vùng

chuyển tiếp giữa miền Đông Nam Bộ và đồng

bằng sông Cửu Long có độ cao 5~10m so với

mực nƣớc biển.

Lãnh thổ thành phố Hồ Chí Minh đƣợc cấu

tạo bởi các trầm tích Kainozoi (Neogen - Đệ

tứ), sắp xếp trên móng cứng Mezozoi ở độ sâu

300~350m tại Bình Chánh, nâng lên

100~150m ở sông Sài Gòn rồi nhanh chóng

đạt tới 50~20m ở Thủ Đức và lộ ra trên mặt

địa hình ở Long Bình (Thủ Đức).[2]

Cấu trúc địa chất lãnh thổ thành phố Hồ

Chí Minh tƣơng đối phức tạp, đặc biệt là ở

phần trên của mặt cắt. Dựa trên đặc điểm

phân bố không gian và thành phần có thể

chia lát cắt của trầm tích khu vực TP. Hồ

Chí Minh thành hai phần. Phần trên cấu tạo

chủ yếu từ các trầm tích mềm dính với bề

dày 10-30m và phần dƣới cấu tạo từ các

trầm tích mềm rời phân bố bắt đầu từ độ sâu

10-30m.

Các trầm tích có tuổi, nguồn gốc, thành

phần vật chất và trạng thái khác nhau, phân

bố ở những điều kiện khác nhau, vì thế ảnh

hƣởng của chúng tới sức chịu tải của móng

cọc cũng rất khác nhau. Nhƣ vậy trong vùng

ảnh hƣởng của chúng sẽ có mặt chủ yếu đất

đá của các tầng Trảng Bom, Thủ Đức, Củ

Chi, Bình Chánh, Cần Giờ và các trầm tích

Holoxen trên.

Hình 1 thể hiện sự phân bố của các loại địa

tầng chính của TP. Hồ Chí Minh với các mô tả

và đặc tính của từng lớp đất của địa tầng trong

Bảng 1.


Bảng 1: Mô tả các địa tầng chính khu vực TP. Hồ Chí Minh (theo [22])

Loại

địa tầng Mô tả Phân bố

A1

Lớp 1: Sét, sét pha tầng Củ Chi, Thủ Đức, bề dày hơn

10m, B=0,1, Ro = 2,5~3,0 kG/cm2.

Lớp 2: Sét, sét pha tầng Trảng Bom, bề dầy 5m,

B=0,15, Ro = 3,0~5,0kG/cm2

Lớp 3: Cát, cuội sỏi Trảng Bom chặt, dày 10~30m,

SCT lớn

Chiếm diện tích tƣơng

đối rộng ở bắc Thủ Đức,

bắc Củ Chi và một phần

nhỏ ở trung tâm thành

phố.

A2

Lớp 1: Sét, sét pha tầng Bình Chánh, bề dày hơn 10m,

B=0,7, Ro = 1,5-2,0 kG/cm2.

Lớp 2, Lớp 3: giống A1

Bao gồm phần lớn diện

tích trung tâm thành phố,

tây bắc Củ Chi.

B1

Lớp 1: Bùn hữu cơ hiện đại, tầng Cần Giờ, bề dày tới

10m, B=1,7.

Lớp 2: Sét, sét pha tầng Trảng Bom, bề dầy trên 10m,

Ro = 3,0~5,0kG/cm2

Lớp 3: Cát, cuội sỏi Trảng Bom phía dƣới, dày

10~30m, SCT lớn

Khu B chiếm toàn bộ

diện tích huyện Duyên

Hải, Nhà Bè, Bình

Chánh, nam Thủ Đức, tây

nam Củ Chi và dọc ven

sông Sài Gòn

B2


20m, B=1,7.

Lớp 2, Lớp 3: giống B1

B3


30m, B=1,7.

Lớp 2, Lớp 3: giống B1

3. MÓNG CỌC CHẾ TẠO SẴN

Móng cọc đã đƣợc sử dụng từ rất sớm

khoảng 1200 năm trƣớc với sự khởi nguồn từ

việc sử dụng các cây gỗ sẵn có trong tự nhiên

trong việc đóng xuống nền đất để chống đỡ tải

trọng của công trình. Móng cọc bê tông cốt

thép đƣợc dùng ở Việt Nam từ những năm đầu

thế kỷ 20 nhƣng bắt đầu phổ biến vào những

năm 60 rồi bùng nổ vào những năm 90 thế kỷ

trƣớc. Tuy nhiên lúc đó, các cọc bê tông chế

tạo sẵn này hầu hết đều có kích thƣớc nhỏ, sức

chịu tải bé nên chỉ thích hợp cho các công trình

thấp tầng.

Tuy nhiên gần đây, do sự phát triển của công

nghệ, các thiết bị thi công hạ cọc với năng lực

lớn đã xuất hiện để thi công các cọc có kích

thƣớc sức chịu tải cao. Với đƣờng kính cọc có

thể lên tới 1,2m, sức chịu tải cho phép của một

cọc có thể đạt tới 8’000kN. Do đó, chúng hoàn

toàn có thể đƣợc sử dụng để chống đỡ các công

trình cao tầng có tải trọng lớn.

Để nghiên cứu tính ứng dụng của cọc chế tạo

sẵn tại khu vực TP. Hồ Chí Minh, một số giả

thiết đƣợc đƣa ra nhƣ sau:

a) Công trình đƣợc giả định có số tầng là 15,

20, 25, 30;

b) Tổng tải trọng đứng quy đổi trung bình

tính cho 1 tầng sàn là 15kPa, riêng sàn tầng hầm

có giá trị là 60kPa;

c) Tác động của tải trọng gió và động đất lên

kết cấu móng đƣợc coi bằng 50% tổng tải trọng

do tải trọng đứng gây ra.

d) Khoảng cách giữa các cọc tối thiểu là 4

lần đƣờng kính cọc.


e) Độ mảnh của cọc, L/d, tối đa là 70;

f) Một số tính chất cơ lý cũng nhƣ chiều

dày của các lớp đất đặc trƣng đƣợc tham khảo

từ tài liệu [2] với các giá trị đƣợc trình bày

trong Bảng 1.

Từ các giả thiết a), b) và c), tổng tải trọng

đứng tác dụng lên móng, p, có thể đƣợc ƣớc tính

theo công thức sau đây:

p = 1,5(15n + 60) (1)

Trong đó: n = số tầng.

Tổng tải trọng tác dụng lên móng của từng

loại công trình đƣợc thể hiện trong Bảng 2.

Bảng 2. Tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên kết cấu móng

Công trình có số tầng 15 20 25 30

Tải trọng lên móng (kPa) 427,5 540 652,5 765

3.1. Sức chịu tải theo vật liệu

Sức chịu tải cho phép của cọc bê tông cốt

thép chịu nén theo vật liệu với tải trọng ngắn

hạn có thể tính gần đúng theo công thức sau:

[P]vl Rb_sec.Fc (2)

Trong đó:

Rb_sec – Cƣờng độ chịu nén tiêu chuẩn của bê

tông cọc;

Fc – Diện tích tiết diện ngang cọc.

Cọc bê tông dự ứng lực hiện tại đƣợc sản

xuất đại trà trong nhà máy bởi khá nhiều nhà

sản xuất. Chúng hầu hết đều thỏa mãn tiêu

chuẩn liên quan hiện hành nhƣ: TCVN 7888 :

2008 “Cọc bê tông ly tâm ứng lực trƣớc” và

Tiêu chuẩn: JIS A5373 “Precast Prestressed

concrete products”.

Sức chịu tải theo vật liệu với tải trọng ngắn hạn

theo tính toán cho cọc vuông với bê tông cấp độ

bền B40 và theo quy cách của nhà sản xuất cọc

Phan Vũ đƣợc liệt kê trong bảng 3 dƣới đây.

Bảng 1. Sức chịu tải theo vật liệu của cọc bê tông cốt thép (kN)

Cọc BTCT chế tạo sẵn (B40) Cọc tròn BT dự ứng lực (loại A, B95)

35x35 40x40 45x45 50x50 D500 D600 D700 D800

3550 4640 5870 7250 5120 6878 8846 11030

3.2 Sức chịu tải theo đất nền

Dựa trên các giá thiết e) và g), sức chịu tải

cho phép của cọc theo đất nền, Qa, của cọc chế

tạo sẵn có thể đƣợc tính theo công thức A.4

trong [1] nhƣ sau:

FS

lfuAqQ

iipp

a

.. (3)

Trong đó: qp = Sức kháng mũi cọc đƣợc tra

bảng phụ thuộc và độ sâu và loại đất;

Ap = Tiết diện ngang của cọc;

fi = Sức kháng ma sát của đoạn cọc thứ i

đƣợc tra bảng phụ thuộc và độ sâu và loại đất;

li = Chiều dài đoạn thứ i của cọc;

u = Chu vi tiết diện ngang cọc;

FS = Hệ số an toàn tổng thể, trong trƣờng

hợp này lấy bằng 2.

Kết quả tính toán sức chịu tải theo đất nền

của một số loại cọc thông dụng đƣợc thể hiện

trong bảng 4 dƣới đây.

Để tiện lợi cho việc so sánh, đánh giá khả

năng sử dụng cọc chế tạo sẵn cho các công trình

cao tầng, sức chịu tải của cọc đƣợc thể hiện

dƣới dạng sức chịu tải trên 1 đơn vị diện tích

nhƣ sau:

minA

QQ a

aua (4)

Trong đó:

Qaua = Sức chịu tải cọc trên 1 đơn vị diện tích;


Amin = Diện tích tối thiểu cần có để bố trí

1 cọc;

Theo giả thiết d), diện tích tối thiểu, Amin, cần

thiết để bố trí 1 cọc phụ thuộc vào kích thƣớc

của cọc và đƣợc xác định cho các loại cọc khác

nhau ở bảng 5, kết quả tính Qaua đƣợc thể hiện

trong bảng 6.

Bảng 4. Sức chịu tải cho phép theo đất nền của một số loại cọc Qa (kN)

Loại địa

tầng D50 D60 D70 D80 35x35 40x40 45x45 50x50

A1 2650 4540 6340 7940 1510 2070 2710 3370

A2 2260 3510 5800 7320 1170 1680 2270 2880

B1 2230 3480 4990 6270 1300 1810 2240 2840

B2 1980 2830 4230 5400 810 1260 1890 2530

B3 1340 2480 3910 4370 110 150 1150 1700

Bảng 5. Diện tích tối thiểu cần thiết để bố trí 1 cọc Amin (m2)

Loại cọc D50 D60 D70 D80 35x35 40x40 45x45 50x50

Diện tích tối

thiểu, Amin 4,00 5,76 7,84 10,24 1,96 2,56 3,24 4,00

Bảng 6. Sức chịu tải cho phép theo đất nền của một số loại cọc trên 1 m2 Qaua (kN/m

2)

Loại

địa tầng D50 D60 D70 D80 35x35 40x40 45x45 50x50

A1 663 788 809 775 770 809 836 843

A2 565 609 740 715 597 656 701 720

B1 558 604 636 612 663 707 691 710

B2 495 491 540 527 413 492 583 633

B3 335 431 499 427 56 59 355 425

Để đánh giá khả năng áp dụng móng cọc chế

tạo sẵn cho các công trình cao tầng, tổng tải

trọng tác dụng lên móng cần đƣợc so sánh với

tổng sức chịu tải của cọc. Nói cách khác, tỷ số

giữa sức chịu tải của cọc trên 1 đơn vị diện tích,

Qaua, và tải trọng tác dụng lên diện tích đó, p,

thể hiện tính khả thi của phƣơng án móng cọc.

Tỷ số đó đƣợc gọi là hệ số khả thi, Rfea, và đƣợc

xác định bằng công thức sau:

Rfea = Qaua / p (5)

Dựa trên giá trị Rfea, tính khả thi của phƣơng

án móng cọc có thể đƣợc chia làm 3 loại nhƣ

sau: a) Tính khả thi cao, Rfea 1,0; b) Tính khả

thi trung bình, 1,0 > Rfea 0,8 và c) tính khả thi

thấp, Rfea < 0,8.

Kết quả tính toán hệ số khả thi, Rfea, cho các

công trình quy mô 15, 20, 25, 30 tầng trên các loại

địa tầng A1, A2, B1, B2, B3 đặc trƣng của Thành

phố Hồ Chí Minh đƣợc thể hiện ở Hình 2 cho

móng cọc tròn và ở Hình 3 cho móng cọc vuông.

Đối với công trình 15 tầng, việc sử dụng

móng cọc đúc sẵn có tính khả thi cao cho tất cả

các loại địa tầng, Rfea > 1,1. Tuy nhiên có môt

lƣu ý là địa tầng B3 do có lớp đất yếu dày nên

các phƣơng án móng cọc có kích thƣớc nhỏ đều

không phù hợp. Với trƣờng hợp này nên sử

dụng loại cọc tròn D70.

Khi số tầng của công trình tăng lên 20, tính

khả thi đối với địa tầng B2 và B3 xuống mức

trung bình Rfea 0,9~1,0 các loại cọc nhỏ có


kích thƣớc từ 35cm~60cm không còn phù hợp.

Khi công trình 25 tầng, chỉ địa tầng loại A1,

A2 là có tính khả thi cao với loại cọc kích thƣớc

lớn D70, D80. Địa tầng loại B2, B3 có tính khả

thi thấp với mọi loại phƣơng án cọc nghiên cứu.

Trong trƣờng hợp công trình có số tầng 30, cao

nhất trong nghiên cứu này, duy nhất địa tầng A1

có tính khả thi cao với loại cọc D60~80. Các địa

tầng B2, B3 có tính khả thi thấp, A2, B1 có tính

khả thi trung bình.

(a) Nhà 15 tầng (b) Nhà 20 tầng

(c) Nhà 25 tầng (d) Nhà 30 tầng

Hình 2: Hệ số khả thi, Rfea, của phương án móng sử dụng cọc tròn ly tâm, ứng suất trước

cho một số công trình cao tầng với các loại địa tầng khu vực TP. Hồ Chí Minh

Trong nghiên cứu này có thể thấy, móng sử

dụng cọc tròn D70 có tính khả thi cao nhất.

Các loại cọc kích thƣớc nhỏ hơn 50cm không

phù hợp với nền đất yếu B2, B3 nhƣng khá

phù hợp với các công trình có số tầng không

quá cao khoảng 15~20 tầng. Địa tầng A1 là

loại nền phù hợp nhất, có tính khả thi cao đối

với các công trình cao tầng 15~30 trong phạm

vi nghiên cứu.

Đối với cọc vuông đặc, sức chịu tải theo vật

liệu dễ dàng thỏa mãn điều kiện thi công khi lực

ép hạ cọc bằng 2 lần sức chịu tải cho phép theo

đất nền chỉ với bê tông cấp độ bền B40. Tuy

nhiên cần lƣu ý rằng, sức chịu tải theo vật liệu

của các cọc tròn ly tâm ứng lực trƣớc đều không

thỏa mãn yêu cầu về khả năng chịu lực trong

giai đoạn thi công trừ trƣờng hợp cọc D50 hoặc

địa tầng thuộc loại B2, B3. Do đó để đảm bảo

tính khả thi của của phƣơng án móng cho các

địa tầng loại A1, A2, B1, cọc D60~80 cần có độ

dày cọc lớn hơn hoặc bê tông có cƣờng độ cao

hơn. Thêm nữa, các thiết bị và phƣơng án hạ

cọc cũng cần đƣợc xem xét khi kích thƣớc của

cọc lớn, sức chịu tải cao.


(a) Nhà 15 tầng (b) Nhà 20 tầng

(c) Nhà 25 tầng (d) Nhà 30 tầng

Hình 3: Hệ số khả thi, Rfea, của phương án móng sử dụng cọc vuông cho một số công trình cao tầng với các loại địa tầng khu vực TP. Hồ Chí Minh

5. KẾT LUẬN

Tính khả thi của một số phƣơng án móng cọc chế tạo sẵn bao gồm cả cọc vuông và cọc tròn ly tâm dự ứng lực đã đƣợc nghiên cứu cho các công trình cao tầng tại Thành phố Hồ Chí Minh. Từ kết quả phân tích, tính toán trong bài báo này, một số kết luận có thể đƣợc rút ra nhƣ sau:

- Công trình 15 tầng rất phù hợp với móng cọc chế tạo sẵn, riêng với địa tầng loại B3, cọc nên kích thƣớc lớn D70.

- Khi công trình tăng lên 20 tầng, đối với địa tầng B2 và B3, tính khả thi xuống mức trung bình, các loại móng cọc nhỏ có kích thƣớc từ 35cm~60cm không nên đƣợc sử dụng.

- Đối với công trình 25 tầng, địa tầng loại A1, A2 có tính khả thi cao với loại cọc kích thƣớc lớn D70, D80. Địa tầng loại B2, B3 có tính khả thi thấp với mọi phƣơng án cọc nghiên cứu.

- Trong trƣờng hợp công trình có số tầng 30, duy nhất địa tầng A1 có tính khả thi cao với loại cọc D60~80. Các địa tầng B2, B3 có tính khả thi thấp, A2, B1 có tính khả thi trung bình.

- Cần lƣu ý sức chịu tải theo vật liệu của các cọc tròn ly tâm ứng lực trƣớc loại phổ thông

đƣờng kính lớn D60 trở lên đều khá nhỏ so với yêu cầu thi công bằng phƣơng pháp ép thông thƣờng trừ địa tầng thuộc loại B2, B3. Vì vậy, cần có các thiết kế riêng cho loại cọc này khi sử dụng chúng cho các công trình cao tầng.

Việc áp dụng móng cọc chế tạo sẵn tại những vùng địa tầng có lớp cát xen kẹp cần phải cân nhắc kỹ vì với địa tầng loại này việc hạ cọc xuyên qua lớp cát xen kẹp xuống lớp đất tốt phía dƣới là khá khó khăn.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Tiêu chuẩn Xây dựng TCXD 205-1998.

Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế, 1998. [2] Đoàn Thế Tƣờng, Các dạng nền tại đô thị

Hà Nội, TP.Hồ Chí Minh và đánh giá chúng phục vụ xây dựng công trình ngầm, Bài viết chuyên gia Công trình ngầm, 2008.

[3] Bao Viet NGUYEN, Large prefabricated pile foundation, a solution for high-rise buildings in Ha Noi, Proceedings of USMCA 2013 New Technologies for Urban Safety of Mega Cities in Asia, pp.1165-1171, (2013).

Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ


NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG CÔNG NGHỆ TÚI ĐỊA KỸ THUẬT TRONG XÂY DỰNG ĐÊ BAO KẾT HỢP GIAO THÔNG

NÔNG THÔN Ở ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG

HOÀNG VIỆT HÙNG*

Research on application of geobags for sub-dike- local way in Cuu Long delta

Abstract: Geobags were used as a reinforcement for embankment at some

locals in Vietnam. However, the calculations of design has limited. This

paper was proposed a typical structure of dike combined function of

transportation for local ways in Cuu Long delta, the structure including

geotextile and geobags is very suitable for defending flood of Cuu Long

delta. The structure was calculated by RESSA (3.0) for some proposed

structure design. The standard design and some factors in calculation

followed Bristish Standard BS 8081-1989.

Keywords: Geobag, Geotextile, sub-dike, local way, RESSA (3.0).

I. MỞ ĐẦU *

Đắp bờ bao, đê bao để phòng lũ là việc làm

sáng tạo của nhân dân đồng bằng sông Cửu

Long (ĐBSCL). Đê bao, bờ bao ở ĐBSCL

không thể dập khuôn nhƣ đồng bằng sông Hồng

vì lũ lên từ từ, cần có công trình kiểm soát lũ

để còn lấy đƣợc phù sa, thủy sản và vệ sinh

đồng ruộng. Tuy vậy, do điều kiện thiên nhiên

và kinh tế thay đổi, nhất là hiện tƣợng biến đổi

khí hậu nên quy mô đê bao, cao trình đê bao, tần

suất chống lũ của đê bao có thể sẽ thay đổi.

Đê bao kết hợp đƣờng giao thông nông thôn

(GTNT) ở đồng bằng sông Cửu Long cũng đã có

từ trƣớc. Đƣờng GTNT thƣờng đƣợc đổ bê tông

M200 dày 15 - 20cm. Kết cấu dạng này thời gian

đầu thì tốt, nhƣng sau 2 - 3 năm thì bị nứt gãy do

nền yếu. Mặt khác, vật liệu đổ bê tông cũng không

có sẵn tại chỗ. Với các đê bao muốn kết hợp

đƣờng GTNT thƣờng phải độn thêm cát vào giữa

để ổn định thân đê bao, tuy vậy cũng không hoàn

toàn đảm bảo ổn định khi ngập lũ. Nếu sử dụng

công nghệ túi địa kỹ thuật để làm mặt đƣờng thì

* Trường Đại học Thủy lợi

DĐ:0912723376

Email:[email protected]

chỉ cần một khối lƣợng nhỏ dăm sạn để trộn vào

đất và rải hoàn thiện mặt đƣờng, sử dụng lao động

tại chỗ, phƣơng tiện thi công đơn giản, nhƣ vậy có

thể tiết kiệm đƣợc 20 - 30% chi phí so với mặt

đƣờng bê tông. Điều quan trọng là kết cấu này

“mềm mại” khi chịu tải, phù hợp với nền đƣờng

yếu, chịu đƣợc ngập nƣớc mà không bị nứt gãy

nhƣ đƣờng bê tông.

Bài này trình bày các kết quả nghiên cứu kết

cấu sử dụng túi địa kỹ thuật để xây dựng đê kết

hợp làm đƣờng giao thông nông thôn tại khu

vực đồng bằng sông Cửu Long.

II. KHÁI QUÁT VỀ TÚI VẢI ĐỊA KỸ THUẬT

(TĐKT) DÙNG GIA CƢỜNG KHỐI ĐẮP

Công nghệ “Túi ĐKT” là công nghệ gia cƣờng

đất bằng việc sử dụng bao Polime hoặc

Polypropylene (bao tải dứa) có đựng vật liệu thô

nhƣ đất, cát, đá dăm, phế liệu xây dựng … Việc

sử dụng công nghệ này rất phong phú cho cả kết

cấu tạm thời hoặc lâu dài. Với kết cấu tạm thời có

thể dùng để đắp đê tạm ngăn nƣớc khi mƣa lũ và

sau khi sử dụng có thể tháo bỏ. Với kết cấu lâu

dài, túi địa kỹ thuật đƣợc biết đến với những ứng

dụng nhƣ có thể sử dụng kết cấu này kết hợp với

vải địa kỹ thuật làm tƣờng chắn đất có cốt; làm


móng đƣờng sắt; làm nhà vòm; làm các lớp giảm

rung trong kết cấu mặt đƣờng do tải trọng phƣơng

tiện giao thông, gia cƣờng nền đất yếu cũng nhƣ

sử dụng làm lớp móng mặt đƣờng.

Những ƣu điểm của túi địa kỹ thuật đƣợc tóm

tắt nhƣ sau:

- Tận dụng đƣợc tối đa các loại túi trong sản

xuất nông nghiệp

- Không yêu cầu các thiết bị thi công đặc biệt.

- Sử dụng đƣợc bất kỳ vật liệu đất hoặc đá để gia cố.

- Sử dụng cho hệ thống đƣờng nội đồng vùng

chiêm trũng

Ở nƣớc ta, công nghệ túi địa kỹ tuật (bao tải đất)

từ trƣớc đến nay đƣợc biết đến chủ yếu dùng cho

các kết cấu tạm thời nhƣ đê ngăn nƣớc, vòng vây

ngăn nƣớc phục vụ thi công và việc nghiên cứu

ứng dụng công nghệ này nhƣ một kết cấu vĩnh cửu

với vai trò gia cƣờng nền móng là hoàn toàn chƣa

có. Gần đây có một số tác giả nghiên cứu về sử

dụng túi vải địa kỹ thuật để tăng cƣờng bảo vệ bờ

kênh mƣơng. Điển hình là sản phẩm nghiên cứu

của tác giả Trịnh Quang Đức, Trịnh Công Vấn và

F.COLLIN trong chƣơng trình đào tạo cao học

Việt Bỉ của cơ sở 2 - Đại học Thủy lợi [11]. Các tác

giả này đã có những thí nghiệm hiện trƣờng về

đánh giá độ bền liên kết giữa các túi vải địa kỹ

thuật với nhiều kích thƣớc túi khác nhau và kết quả

về sức kéo các túi xếp chồng đã đƣợc các tác giả

công bố (Hình 1 và 2). Đối với các túi xếp đơn khả

năng chịu kéo lớn nhất của khối túi xếp chồng là

1,2 kN (xấp xỉ 120 kg). Với các túi vải có bố trí

thêm vải địa kỹ thuật liên kết (đuôi) thì khả năng

chịu kéo của túi liên kết xếp chồng tăng gấp đôi.

Đây là đặc điểm đáng chú ý khi lựa chọn kết cấu

xếp chồng túi khi dùng làm kè, bảo vệ mái dốc...

Hình 1 Các thí nghiệm kéo túi xếp chồng tại

hiện trường

Hình 2 Kết quả kéo túi vải địa kỹ thuật

xếp chồng

III. NGHIÊN CỨU SỬ DỤNG TĐKT GIA

CƢỜNG KHỐI ĐẮP

2.1. Kết cấu khối đắp đê bao kết hợp

đƣờng GTNT

Mặt cắt ngang đê bao kết hợp đƣờng giao

thông nông thôn xây dựng trên nền yếu phải

đảm bảo ổn định của cả khối đắp dƣới tác

dụng của tải trọng phƣơng tiện trong điều kiện

ngập nƣớc, đây là yêu cầu chính của kết cấu

đƣờng. Các dạng kết cấu đƣờng sau đây đƣợc

đề xuất so sánh các yếu tố kinh tế kỹ thuật

(Các hình 3, 4, 5).

Mặt cắt loại I: Đắp bằng đất thông thƣờng,

không bố trí các túi địa kỹ thuật.

Hình 3. Mặt cắt ngang thông thường

Mặt cắt loại II: Khối có sử dụng kêt cấu túi

địa kỹ thuật ở hai bên mái dốc, bên dƣới khối

đắp có trải cốt vải địa kỹ thuật.


Hình 4 Kết cấu khối đắp có sử dụng túi địa kỹ

thuật ở hai bên mái dốc

Mặt cắt loại III: Mở rộng túi tui địa kỹ thuật

thành các khối xếp chồng hai bên mái dốc, tăng

cƣờng độ chặt đất đắp vệt bánh xe và gia tăng

thêm ổn định của khối đắp, nền khối đắp có bố

trí cốt vải địa kỹ thuật

Hình 5. Mở rộng khối xếp chồng hai bên mái

dốc khối đắp

2.2. Mô hình toán cho khối đắp ứng dụng

Giới thiệu về phần mềm tính toán

ReSSA (3.0)

Phần mềm ReSSA(3.0)-Reinforced Slope

Stability Analysis (3.0) là phần mềm chuyên

dụng của công ty ADAMA-Engineering Hoa

Kỳ dùng để thiết kế khối đắp công trình đất,

có sử dụng cốt địa kỹ thuật để tăng ổn định

cho công trình. Chƣơng trình có khả năng mô

phỏng khối đắp công trình đất khi chịu tải

trọng trên mái, trên cơ hay trên đỉnh mái và

cũng xét tới tải trọng động đất. Vật liệu cốt

sử dụng có thể là vải địa kỹ thuật, lƣới nhựa

địa kỹ thuật hay lƣới thép địa kỹ thuật.

Chƣơng trình ứng dụng lý thuyết ổn định mái

dốc của Bishop (Phƣơng pháp trƣợt cung

tròn) và lý thuyết của Spencer (Trƣợt nêm).

Kết quả tính toán cho phép xác định ổn định

tổng thể của mái dốc, ổn định cục bộ (kéo tụt

cốt hoặc đứt cốt), lựa chọn khoảng cách đặt

cốt tối ƣu cho từng lớp cốt, tính tổng khối

lƣợng cốt đã sử dụng và giá thành của nó.

Giao diện phần mềm ReSSA(3.0) đƣợc thể

hiện ở hình 6.

Hình 6. Giao diện phần mềm ReSSA (3.0)


Số liệu tính toán

Túi vải địa kỹ thuật xếp chồng có kích thƣớc

40x40x60 cm và độ bền kéo: 40 kN/m. Các thông

số đầu vào của bài toán nhƣ bảng 1 dƣới đây

Bảng 1. Các thông số của mô hình tính toán

Chỉ tiêu Đơn vị Đất đắp Đất nền Túi ĐKT Hoạt tải

Trọng lƣơng riêng kN/m3 19.0 17.0 18.0 -

Lực dính kN/m2 3.0 3.7 40 -

Góc ma sát trong Degree 25 7.0 - -

Hoạt tải xe H13 - - - -

Kết quả tính toán và các nhận xét

Kết quả tính toán đƣợc trình bày cho từng

loại kết cấu mặt cắt và thể hiện trong các hình

dƣới đây.

a) Mặt cắt loại I: Đắp bằng đất thông thƣờng,

không bố trí các túi địa kỹ thuật

Hệ số an toàn ổn định tổng thể Fs=1.036 cho

thấy khối đắp nền đƣờng ô tô trong trƣờng hợp

không sử dụng cốt vải địa kỹ thuật là không ổn định

(Hình 7, 8, 9, 10). Hình 10 là bảng tổng hợp hệ số an

toàn ổn định tổng thể và tọa độ các cung trƣợt đi qua

phần đỉnh dốc và đi qua đáy dốc. Hệ số an toàn

Fs=1.036 của cả 2 vùng cung trƣợt cho thấy khối đất

mất ổn định khi không dùng cốt địa kỹ thuật.

Hình 7. Mặt cắt loại 1 với hoạt tải H13

Hình 8. Hệ số an toàn tổng thể Fs=1.036

Hình 9. Bảng tổng hợp hệ số an toàn

ổn định tổng thể

Hình 10. Phố màu phân vùng các cung trượt

nguy hiểm


b) Mặt cắt loại II: Mặt cắt loại 2 là mặt cắt

nền đƣờng với kết cấu cốt vải địa kỹ thuật đƣợc

đặt sát nền, túi địa kỹ thuật bố trí hai bên mái

khối đắp, kích thƣớc túi cao 40 cm, rộng 40 cm

và dài 60 cm và đƣợc xếp theo mái nghiêng

m=1. Mô phỏng kết cấu ở hình 11.

Hình 11. Mặt cắt loại 2 của khối đắp

Hình 12. Kết quả tính ổn định mặt cắt loại 2

Hình 12 trình bày kết quả tính ổn định cho

mặt cắt loại 2. Hệ số an toàn ổn định nhỏ nhất

Fs=1.24. Khối trƣợt không ăn sâu xuống nền

cho thấy kết cấu của khối đắp là hợp lý. Hình 13

là kết quả tính ổn định cho mặt cắt loại 2 thể

hiện phổ màu phân bố các cung trƣợt nguy hiểm

nhất của khối đắp mặt cắt nền đƣờng loại 2 và

hình 15 trình bày kết quả tính ổn định cho mặt

cắt loại 2, thể hiện phân bố phổ màu cho 10

cung trƣợt điển hình.

Hình 13. Phổ màu hiển thị vùng các

cung trượt nguy hiểm

Hình 14. Hiển thị kết quả ổn định mười

cung trượt điển hình


Hình 15. Vị trí 10 cung trượt điển hình

Hình 16. Kết quả tính ổn định khối đắp

Hình 16 là kết quả tính ổn định khối đắp mặt

cắt loại 2 theo phƣơng pháp trƣợt nêm, kết quả

tính cho thấy xuất hiện nêm trƣợt với hệ số an

toàn Fs=0.64. Nhƣ vậy với kết cấu của mặt cắt

loại 2 cũng không đảm bảo kỹ thuật để làm nền

đƣờng giao thông nông thôn với hoạt tải H13.

Theo tài liệu hƣớng dẫn của phần mềm RESSA

(3.0) phƣơng pháp cung trƣợt trụ tròn đƣợc thiết

lập theo lý thuyết đƣợc trình bày ở tiêu chuẩn BS

8006, chủ yếu dựa vào lý thuyết Bishop có xét đến

tƣơng tác đất và cốt. Phƣơng pháp trƣợt nêm cũng

đƣợc trình bày trong tiêu chuẩn BS 8006, chủ yếu

dựa vào lý thuyết của Filenius xét cân bằng nêm

(khối rắn) mà không phân mảnh nhƣ phƣơng pháp

của Bishop. Với đặc thù đê bao chống ngập kết hợp

đƣờng giao thông nông thôn trên nền yếu, để thiên

về an toàn tính cho tất cả các phƣơng pháp mà

phần mềm đề xuất, từ đó chọn phƣơng án thiên về

an toàn cho công trình về lâu dài.

c) Mặt cắt loại III: Mở rộng xếp túi địa kỹ

thuật thành các khối xếp chồng hai bên mái dốc,

tăng cƣờng độ chặt đất đắp vệt bánh xe và gia

tăng thêm ổn định của khối đắp, nền khối đắp có

bố trí cốt vải địa kỹ thuật (xem hình 5)

Hình 17. Kết quả tính ổn định MC loại 3

Hình 18. Phổ màu các cung trượt nguy hiểm

Hình 17 trình bày kết quả tính ổn định

cho mặt cắt loại 3. Hệ số an toàn ổn định

nhỏ nhất Fs=1.44. Khối trƣợt ăn sâu xuống

nền cho thấy kết cấu của khối túi địa kỹ

thuật xếp chồng đã ảnh hƣởng tới sự phân

bố của mặt trƣợt.


Hình 19 Kết quả tính ổn định khối đắp

mặt cắt loại 3

Hình 19 là kết quả tính ổn định khối đắp mặt

cắt loại 3 theo phƣơng pháp trƣợt nêm, kết quả

tính cho thấy xuất hiện nêm trƣợt với hệ số an

toàn Fs=1.35. Nhƣ vậy với kết cấu của mặt cắt

loại 3 là đảm bảo kỹ thuật để làm nền đƣờng

giao thông nông thôn với hoạt tải H13.

IV. KẾT LUẬN

Để khắc phục các tồn tại kỹ thuật của đê bao

đắp bằng đất tại chỗ, cứng hóa bằng mặt bê tông

theo cách truyền thống, một số địa phƣơng tự phát

sử dụng túi địa kỹ thuật gia cƣờng, không có tính

toán kiểm tra, dẫn đến hiệu quả sử dụng không

cao. Kết quả nghiên cứu đã đề xuất kết cấu đê bao

kết hợp đƣờng giao thông theo mặt cắt kết cấu loại

3. Mặt cắt kết cấu đề xuất có lớp vải địa kỹ thuật

làm cốt đƣợc trải sát nền, vải có cƣờng độ chịu

kéo tối thiểu 100 kN/m. Các túi địa kỹ thuật kích

thƣớc trung bình 40 x 40 x 60 cm, bên trong nhồi

cát đƣợc xếp chồng thành khối hai bên khối đắp

và mặt đƣờng bên trên (hình 5).

Các tính toán kiểm tra với các trƣờng hợp

làm việc bất lợi nhất của đê bao, cho thấy kết

cấu loại 3 đủ độ tin cậy về an toàn kỹ thuật

trong quá trình vận hành và hoàn toàn phù hợp

với đặc thù giao thông trong điều kiện ngập

nƣớc vùng ĐBCL.


1. Quyết định 315/QĐ-BGTVT ngày

23/2/2011 của Bộ Giao thông vận tải về việc

ban hành Hƣớng dẫn chọn quy mô kỹ thuật

đƣờng giao thông nông thôn phục vụ chƣơng

trình Mục tiêu Quốc gia xây dựng nông thôn

mới giai đoạn 2010-2020.

2. 22 TCN 248-1998 (1998), Tiêu chuẩn thiết

kế, thi công vải địa kỹ thuật trong xây dựng nền

đắp trên đất yếu do Bộ GTVT ban hành ngày

05/09/1998.

3. 22 TCN 262-2000 (2000), Quy trình khảo

sát thiết kế đƣờng ôtô đắp trên nền đất yếu do

bộ GTVT ban hành ngày 29/06/2000.

4. Hoàng Văn Tân-Trần Đình Ngô-Phan

Xuân Trƣờng-Phạm Xuân-Nguyễn Hải (2006).

Những phƣơng pháp xây dựng công trình trên

nền đất yếu, Nhà xuất bản giao thông vận tải.

5. Tô Xuân Trƣờng (2011), Đê bao, bờ bao ở

đồng bằng sông Cửu Long -

vncold.vn/Web/Content.aspx?distid=2851- Hội

đập lớn .

6. Bristish Standards Institution: BS.8081-

1989, Bristish Standard Code of practice for

Ground Anchorages

7. Tran Quang Duc,Trinh Cong Van, F

Collin (2014) Application of Eco-Geo-Sand

bags for River Bank Protection- the Joint

Education Master Program-Vietnam Water

Resources University and University of Liège-

Belgium.

8 Hsai-Yang Fang – Foundation Engineering

Handbook- Second Edition – Van Nostrand

Reinhold-New York-1998.

Người phản biện: GS. NGUYỄN CÔNG MẪN


ĐÁNH GIÁ TÁC DỤNG TƯỜNG SOILCRETE TẠO RA BẰNG CÔNG NGHỆ NSV GIA CỐ ĐÊ BAO CHỐNG LŨ

BẢO VỆ HOA MÀU Ở ĐỒNG THÁP

LÊ PHI LONG*, LÊ KHẮC BẢO

*,

TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG**

, LÝ THỊ MINH HIỀN*

Field performance of soilcrete walls created by the NSV technology to

reinforce earth levees against annual floods to protect rice fields in Dong

Thap province

Abstract: The ability capacity of preventing seepage stop and slope

stabilization stability of the reinforced earth levees in Dong Thap province

by soilcrete walls wais evaluated by using the field monitoring system and

Slope/W2007data. The research assesseds effects of solution reinforcement

in comparisonto compare with preliminary the design and provides field

performance of soilcrete walls before applying widely to in Dong Thap

province in particular and in the Mekong Delta in general. The results

indicate that: the soilcrete walls can prevent seepage through an levee’s

bodys; and improve the factor of safety for reinforced levees is more than

one in preliminary design byabout 1.2 times of the design.

Keywords: soilcrete, field monitoring, seepage, stability, earth levees.

1. GIỚI THIỆU CHUNG *

Phần lớn đê bao ở khu vực Đồng Bằng Sông

Cửu Long (ĐBSCL) có khả năng chống lũ kém

[1]. Thân đê chủ yếu đƣợc xây dựng bằng đất

đắp lấy từ quá trình nạo vét kênh mƣơng và

đƣợc đầm chặt bằng trọng lƣợng bản thân nên

có độ rỗng lớn. Vào mùa lũ, thân đê xuất hiện

dòng thấm làm tăng cao mực nƣớc ngầm gây

giảm sức chống cắt của khối đất. Đồng thời,

dòng thấm có vận tốc và lƣu lƣợng lớn kéo theo

các hạt đất gây ra xói lở cục bộ trong thân đê.

Những yếu tố này là một trong những nguyên

nhân chính gây ra sạt lở đƣờng đê hàng năm,

làm tổn thất lớn về ngƣời và tài sản ở ĐBSCL

trong mùa lũ [2]. Hiện nay, có nhiều giải pháp

* Học viên cao học, Trường Đại Học Bách Khoa TP.

HCM. **

Trường Đại Học Bách Khoa TP. HCM,

Phòng 108, Tòa nhà B6, 268 Lý Thường Kiệt, P. 14,

Q. 10, TP. HCM.

ĐT: (08) 3863-7003, Fax: (08)3865-0714


gia cố đê bao đƣợc áp dụng nhƣ: đóng cừ tràm,

đắp bao tải cát, rọ đá, v.v., Tuy nhiên, nhƣng

những giải pháp này không chƣa khắc phục

đƣợc triệt để các yếu tố gây sạt lở trên.

Công nghệ đất trộn ximăng có khả năng tạo

ổn định và ngăn dòng thấm qua khối đất bằng

tƣờng soilcrete (tạo từ các cọc ximăng đất) [4],

[5]. Công nghệ này đƣợc phát triển và ứng dụng

thành công ở nhiều nơi trên thế giới từ những

năm 1950 và ở Việt Nam từ năm 2000. Tuy

nhiên, việc nghiên cứu ứng dụng vào gia cố đê

bao chống lũ đến thời điểm hiện tại vẫn chƣa có

nhiềuhạn chế. Vì vậy, nhóm nghiên cứu đã đề

xuất và thi công thử nghiệm gia cố đê bao chống

lũ ở Đồng Tháp bằng công nghệ đất trộn

ximăng nhằm đƣa công nghệ này ứng dụng rộng

rãi ở ĐBSCL. Công tác phân tích tác dụng của

tƣờng soilcrete sau khi thi công thử nghiệm là

bƣớc quan trọng, nhằm đánh giá tính khả thi của

giải pháp trong việc tạo ổn định cho đê bao khi

dữ liệu tham khảo ở khu vực này còn hạn chế.


Dấu hiệu mất ổn định mái dốc có thể nhận

thấy bằng mắt thƣờng. Tuy nhiên, kết quả quan

sát bằng mắt thƣờng khó xác định đƣợc chính

xác mức độ ổn định của công trình. Do đó, hệ

thống quan trắc hiện trƣờng đƣợc sử dụng để

thu thập và cung cấp những dữ liệu có thể mô tả

quá trình làm việc thực tế của công trình. Để

đánh giá ổn định mái dốc thì việc quan trắc mực

nƣớc ngầm, áp lực nƣớc lỗ rỗng, và chuyển vị

ngang là cần thiết [2], [3]. Số liệu quan trắc cần

đƣợc đo đạc thƣờng xuyên để có thể đánh giá ổn

định và dự đoán các sự cố mất ổn định có thể

xảy ra đối với công trình một cách liên tục.

Bài báo này phân tích tác dụng của tƣờng

soilcrete đƣợc tạo ra từ công nghệ NSV (công

nghệ đất trộn ximăng trộn sâu-trộn ƣớt) để ngăn

dòng thấm và tạo ổn định thân đê sau khi đƣợc

gia cố ở kênh 2/9, xã An Hòa, huyện Tam

Nông, tỉnh Đồng Tháp. Quá trình phân tích dựa

vào số liệu phân tích chất lƣợng soilcrete sau thi

công thử nghiệm ở hiện trƣờng và dữ liệu quan

trắc từ hệ thống quan trắc hiện trƣờng. Kết quả

của bài báo nhằm đánh giá kết quả thi công so

với thiết kế ban đầu, và là cơ sở để đánh giá khả

năng làm việc của tƣờng soilcrete khi đƣa công

nghệ này ứng dụng đại trà vào gia cố đê bao.

2. VỊ TRÍ NGHIÊN CỨU

Vị trí thi công thử nghiệm gia cố đê bao

bằng công nghệ NSV tại đê Kênh 2/9, xã An

Hòa, huyện Tam Nông, tỉnh Đồng Tháp (Hình

1). Đê kênh 2/9 là dạng đê bao điển hình ở

Đồng Tháp, có chức năng chống lũ bảo vệ hoa

màu và kết hợp làm đƣờng giao thông nông

thôn [19]. Cấu trúc thân đê chủ yếu đƣợc đắp

bằng đất tận dụng từ quá trình nạo vét kênh

mƣơng rồi để cố kết tự nhiên nên có độ rỗng

lớn. Mặt đê có bề rộng từ 3-5 m, cao độ khoảng

+5.0 m (theo cao độ Hòn Dấu), chiều cao trung

bình từ chân đê đến mặt đê khoảng 3 m. Các

chỉ tiêu cơ lý của các mẫu đất nguyên dạng lấy

từ một hố khoan địa chất sâu 25 m tại vị trí

nghiên cứu trình bày ở Bảng 1.

(a) Vị trí nghiên cứu (Google Map) (b) Đƣờng trên đê Kênh 2/9

Hình 1. Vị trí thi công thử nghiệm tại Kênh 2/9

Bảng 1. Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất [18]

Các chỉ tiêu Sét pha

(lớp 1)

Bùn sét

(lớp 2)

Sét pha

(lớp 3)

Sét lẫn sỏi sạn

(lớp 4)

Chiều dày (m) 4.6 2.9 7.0 10.5

Hệ số thấm, k, m/s - 3.29x10-8

1.57x10-8

1.23x10-8


Dung trọng tự nhiên, n, kN/m3 19.36 16.03 20.26 19.74

Lực dính, c, kN/m2 23.9 7.6 14.8 27.2

Góc ma sát trong, 0

13057 6

032 18

029 17

015

3. CƠ SỞ LÝ THUYẾT

3.1. Nƣớc trong đất

Nƣớc trong đất đƣợc chia thành hai khu vực:

vùng bão hòa nằm dƣới mực nƣớc ngầm và

vùng không bão hòa nằm trên mực nƣớc ngầm.

Áp lực nƣớc lỗ rỗng có giá trị dƣơng trong vùng

bão hòa nƣớc và có giá trị âm trong vùng không

bão hòa nƣớc. Ảnh hƣởng của áp lực nƣớc lỗ

rỗng đến sức kháng cắt của nền đất đƣợc trình

bày ở công thức (1) [10]. Sức kháng cắt giảm ở

vùng bão hòa nƣớc và tăng ở vùng không bão

hòa nƣớc.

w( ) tan ( ) tan b

f a f a fc u u u (1)

trong đó: τ: sức kháng cắt của đất (kN/m2); σ:

ứng suất pháp (kN/m2); ua, uw: lần lƣợt là áp lực

khí lỗ rỗng và áp lực nƣớc lỗ rỗng (kN/m2); υ’,

υb: lần lƣợt là góc ma sát hữu hiệu và góc thể

hiện sự tăng cƣờng độ kháng cắt của đất dựa

vào áp lực nƣớc lỗ rỗng âm (độ hút dính) của

vùng đất không bão hoà nƣớc.

Sự thay đổi mực nƣớc ngầm ảnh hƣởng trực

tiếp đến sức kháng cắt của khối đất. Khi mực nƣớc

ngầm dâng cao làm khu vực bão hòa nƣớc tăng,

khu vực không bão hòa nƣớc bị thu hẹp lại dẫn đến

sức kháng cắt của khối đất giảm. Vào mùa lũ, dòng

thấm là một trong những nguyên nhân chính làm

tăng mực nƣớc ngầm trong thân đê.

3.2. Giếng quan trắc mực nƣớc ngầm

Mực nƣớc sông đƣợc xác định trực tiếp bằng

thiết bị đo sâu mực nƣớc (Hình 2). Mực nƣớc

ngầm trong thân đê đƣợc xác định thông qua hệ

thống giếng quan trắc. Giếng quan trắc thƣờng

đƣợc sử dụng loại ống đứng, bên dƣới đƣợc

khoan lỗ để nƣớc thấm vào. Trong môi trƣờng

có tính thấm đồng nhất, cao độ mực nƣớc trong

ống là cao độ mực nƣớc ngầm và đƣợc xác định

bằng thiết bị đo sâu mực nƣớc (Hình 2). Mặt

nƣớc thấm đƣợc mô phỏng bởi đƣờng nối mực

nƣớc sông với mực nƣớc ngầm ở các giếng quan

trắc bố trí trong thân đê. Số liệu các lần đo đƣợc

xử lý và vẽ biểu đồ mô phỏng diễn biến của

mực nƣớc ứng với các thời điểm quan trắc. Áp

lực nƣớc lỗ rỗng tại một điểm tác động đến khối

đất đƣợc tính toán theo Hình 3b.

(a) Minh họa giếng quan trắc (b) Thiết bị đo độ sâu mực nƣớc (c) Đo mực nƣớc trong giếng

Hình 2. Quan trắc mực nước ngầm

3.3. Hệ số ổn định

Hệ số ổn định (Factor of Safety, FS) của mái

dốc là tỷ số giữa sức kháng cắt của đất và ứng

suất cắt giới hạn để giữ khối đất ổn định, đƣợc

tính theo phƣơng trình (2). Sức kháng cắt của

đất theo Mohr-Coulomb khi xét đến ảnh hƣởng


của áp lực nƣớc lỗ rỗng xác định ở phƣơng trình

(3) [3].

sFS

(2)

( ) tans c u

(3)

trong đó: FS – hệ số ổn định; s - sức kháng

cắt của đất, τ - ứng suất cắt giới hạn để giữ khối

đất ổn định; σ, c’, ’, u – lần lƣợt là ứng suất

tổng, lực dính hữu hiệu, góc ma sát trong hữu

hiệu, và áp lực nƣớc lỗ rỗng của khối đất.

Phƣơng pháp Bishop dựa trên phƣơng pháp

phân mảnh cổ điển với giả thiết là mặt trƣợt trụ

tròn (Hình 3a). Xác định hệ số an toàn theo

phƣơng trình (4) dựa trên phƣơng trình cân bằng

giới hạn moment có xét đến ảnh hƣởng của nội

lực ngang và bỏ qua nội lực cắt giữa các mảnh

trƣợt [12]. Theo 22TCN 262-2000 thì khối đất

ổn định khi FS lớn hơn hoặc bằng 1.4.

1 ( )

1

1 1' ( ) tan '

sin

n p

n n n n

n n

n p

n n

n

c b W u bFS m

FS

W

(4)

trong đó: bn – bề rộng mỗi mảnh; Wn – trọng

lƣợng của mỗi mảnh; – góc nghiêng của mỗi

mảnh theo phƣơng ngang; un – áp lực nƣớc lỗ

rỗng; ( )

tan sincos n

n nmFS

.

(a) Mặt trƣợt trụ tròn [3] (b) Minh họa tính áp lực nƣớc lỗ rỗng [9]

Hình 3. Xác định hệ số an toàn bằng phương pháp phân mảnh cổ điển

3.4. Chuyển vị ngang

Quan trắc chuyển vị ngang nhằm xác định độ

lớn, tốc độ, hƣớng và vị trí chuyển vị của các

điểm bên trong thân đê. Đây là cơ sở để đƣa ra

các cảnh báo sớm về nguy cơ sạt lở nếu phát

hiện sự gia tăng độ chuyển vị vƣợt qua mức giới

hạn. Inclinometer là thiết bị chuyên dụng để

quan trắc các thông số chuyển vị ngang, độ

nghiêng và biến dạng của nền đất, gồm 4 bộ

phận chính: Ống thăm dò, cảm biến góc

nghiêng, bộ phận đọc và lƣu số liệu, cáp kết nối.

Ống thăm dò có thể chuyển vị tƣơng ứng theo

sự dịch chuyển của khối đất, hình dạng ống

thăm dò qua các lần đo là chuyển vị của khối

đất xung quanh và đƣợc xác định bằng thiết bị

cảm biến.

Quá trình đo đƣợc thực hiện từ dƣới đáy lên

đến đỉnh ống thăm dò, bộ phận đọc tiến hành

ghi và lƣu trữ số liệu ở từng độ sâu định trƣớc

nhờ các cảm biến trọng lực. Độ lệch của ống

thăm dò tại từng vị trí đo so với phƣơng thẳng

đứng đƣợc tính bằng công thức (6).

sini id L (6)

trong đó: di – độ lệch theo của ống thăm dò

với phƣơng thẳng đứng; L – khoảng cách hai

trục bánh xe của thiết bị cảm biến; θi – góc

nghiêng đo đƣợc từ cảm biến trọng lực (Hình 4).

Hình dạng ban đầu của ống thăm dò (thời


điểm t0) đƣợc xác định ở lần đo đầu tiên sau khi

lắp đặt, và sẽ thay đổi ở các lần đo tiếp theo

(thời điểm tn) nếu nhƣ khối đất chuyển vị.

Chuyển vị của khối đất đƣợc đánh giá dựa trên

độ chênh lệch số liệu và hình dạng của ống

thăm dò ở thời điểm tn và t0.

Hình 4. Minh họa cơ chế hoạt động của thiết bị

inclinometer (Dunnicliff 1998 từ nguồn [6]).

4. THIẾT KẾ VÀ THI CÔNG THỬ

NGHIỆM HIỆN TRƢỜNG

4.1. Thiết kế

Phƣơng án thiết kế gia cố thử nghiệm đê

bao Kênh 2/9, xã An Hòa, huyện Tam Nông,

tỉnh Đồng Tháp trình bày ở Hình 5. Phần mềm

Seep/W2007 và Slope/W2007 đƣợc dùng để

mô phỏng sự làm việc thực tế của đê bao

nhằm đánh giá tính khả thi của các phƣơng án

thiết kế. Quá trình phân tích có xét đến sự

thay đổi áp lực nƣớc lỗ rỗng trong thân đê do

ảnh hƣởng của dòng thấm và mực nƣớc sông.

Cao độ mực nƣớc sông lớn nhất là +4.5 m, lấy

theo số liệu quan trắc tại trạm đo Tân Châu (từ

năm 1926 đến 2004) cách vị trí nghiên cứu

khoảng 30 km [1]. Cao độ mực nƣớc sông nhỏ

nhất là +0.3 m. Tải trọng tính toán là hoạt tải

xe 2.8 tấn đƣợc qui đổi theo 22TCN262 -

2000 có giá trị là 3.0 kN/m2. Số liệu cọc

soilcrete thiết kế trình bày ở bảng 2.

Ảnh hƣởng của mực nƣớc sông đến vị trí

đƣờng bão hòa nƣớc trong thân đê thể hiện ở

Hình 6. Kết quả cho thấy đƣờng bão hoà

trong thân đê tăng giảm theo sự thay đổi của

mực nƣớc sông. Khi đê bao đƣợc gia cố bởi

tƣờng soilcrete thì dòng thấm qua thân đê

giảm và đƣờng bão hoà nƣớc bị hạ thấp đột

ngột khi đi qua tƣờng soilcrete. Nhƣ vậy,

tƣờng soilcrete có thể ngăn đƣợc dòng thấm

qua thân đƣờng đê.

Kết quả phân tích ổn định theo phƣơng

pháp Bishop (Lê Khắc Bảo et al. 2014):

+ Hệ số an toàn phía sông khi chƣa gia cố

là 1.67 ứng với mực nƣớc lớn nhất, khi gia cố

1 hàng và 2 hàng cọc soilcrete hệ số ổn định

tăng lần lƣợt tƣơng ứng khoảng 1.4 và 1.7 lần.

Trƣờng hợp mực nƣớc thấp nhất thì hệ số an

toàn phía sông khi chƣa gia cố là 1.0, khi gia

cố 1 hàng và 2 hàng cọc soilcrete hệ số ổn

định tăng lần lƣợt tƣơng ứng khoảng 1.4 và

1.6 lần.

+ Hệ số an toàn phía ruộng khi chƣa gia cố

ứng với mực nƣớc sông lớn nhất và nhỏ nhất

lần lƣợt là: 2.33 và 2.55. Hệ số an toàn phía

ruộng ảnh hƣởng không đáng kể khi gia cố

tƣờng soilcrete.

Nhƣ vậy, theo 22TCN262 – 2000 thì đƣờng

đê có khả năng mất ổn định ở phía sông ứng

với mực nƣớc sông nhỏ nhất khi chƣa gia cố.

Ngƣợc lại, đƣờng đê đảm bảo ổn định khi gia

cố tƣờng soilcrete, hệ số ổn định tăng từ

khoảng 1.4-1.7 lần.

Bảng 2. Chỉ tiêu cơ lý của tƣờng soilcrete thiết kế


Hệ số thấm, k

(m/s)

Dung trọng tự nhiên,

w (kN/m3)

Cƣờng độ nén, qu

(kN/m2)

Lực dính, c

(kN/m2)

Góc ma sát trong 0

10-9

19.5 350 175 00

Hình 5. Phương án thiết kế tường soilcrete

(a) Không gia cố (b) Gia cố tƣờng soilcrete

Hình 6. Đường bão hòa nước trong thân đê khi mực nước sông thay đổi (Lê Khắc Bảo et al. 2014)

4.2. Thi công thử nghiệm

Thi công thử nghiệm gia cố 30 m đƣờng đê

tại kênh 2/9, xã An Hòa, huyện Tam Nông, tỉnh

Đồng Tháp, chia thành 2 đoạn nhƣ sau:

+ Đoạn 1: chiều dài 15 m sâu 8 m, gồm 2

hàng cọc soilcrete có đƣờng kính cọc đơn bằng

0.6 m bố trí so le và tiếp xúc nhau với hàm

lƣợng xi măng 250 kg/m3 (Hình 5, Hình 7).

+ Đoạn 2: chiều dài 15 m sâu 8 m, gồm 1

hàng cọc soilcrete có đƣờng kính cọc đơn bằng

0.6 m tiếp nối hàng cọc đoạn 1, bố trí chồng

mép 0.1 m với hàm lƣợng xi măng 300 kg/m3

(Hình 5, Hình 7). Hai cọc soilcrete thử hàm

lƣợng 150 và 200 kg/m3

bố trí đầu đoạn 2.

Quá trình đánh giá chất lƣợng cọc soilcrete

hiện trƣờng đƣợc tiến hành bằng phƣơng pháp:


đào lộ đầu cọc, khoan lõi lấy mẫu hiện trƣờng

và thí nghiệm nén nở hông tự do. Kết quả cho

thấy các cọc soilcrete tạo đƣợc tƣờng soilcrete

liên tục theo chiều sâu và cƣờng độ nén nở hông

tự do, qu lớn hơn cƣờng độ thiết kế khoảng 4 lần

(Lê Phi Long et al. 2015).

(a) Mặt bằng gia cố tƣờng soilcrete và bố trí

hệ thống quan trắc

(b) Chi tiết bố trí cọc soilcrete hiện trƣờng

Hình 7. Kết quả quá trình thi công thử nghiệm

5. LẮP ĐẶT THIẾT BỊ

5.1. Quan trắc mực nƣớc ngầm

Hình 8. Lắp đặt giếng quan trắc mực nước ngầm

Hệ thống giếng quan trắc mực nƣớc ngầm

đƣợc bố trí theo Hình 7a. Mặt cắt 1 dùng

quan trắc mực nƣớc trong thân đê ngoài

phạm vi gia cố tƣờng soilcrete gồm các

giếng: HK1, HK2, và HK3. Mặt cắt 2 dùng

quan trắc mực nƣớc ngầm sau gia cố tƣờng

soilcrete ở phạm vi bố trí 2 hàng cọc gồm các

giếng HK4 và HK5. Mặt cắt 3 dùng quan trắc

mực nƣớc ngầm trƣớc và sau gia cố tƣờng

soilcrete ở phạm vi bố trí 1 hàng cọc gồm các

giếng: HK6, HK6a, và HK7. Trong đó, giếng

HK6a thay thế cho giếng HK6 sau thi công

hoàn thiện tƣờng soilcrete. Giếng quan trắc

có chiều sâu là 6.0 m đƣợc làm từ các đoạn

ống uPVC với đƣờng kính 75 mm. Phần bên

dƣới của ống đƣợc khoan tạo lỗ và bọc bằng

vải địa kỹ thuật đảm bảo cho nƣớc ngầm cho

thể đi qua các lỗ này vào giếng quan trắc,

đồng thời đảm bảo cho đất không di chuyển

vào trong ống gây tắc nghẽn. Giếng quan trắc

đƣợc lắp thẳng đứng trong thân đƣờng đê

(Hình 8).

5.2. Quan trắc chuyển vị ngang

Vị trí lắp đặt hệ thống quan trắc chuyển

vị ngang thể hiện ở Hình 7a. Ống thăm dò có

tổng chiều dài là 12 m đƣợc nối từ các đoạn

3 m với đƣờng kính 70 mm. Sau khi khoan

tạo lỗ đến độ sâu cần thiết, tiến hành lắp đặt

nắp bịt đáy cho đoạn ống đầu tiên, lần lƣợt

nối và hạ các đoạn ống thăm dò đến đáy hố


khoan (Hình 9). Khớp nối giữa các đoạn

phải kín không thấm nƣớc, khoảng hở giữa

thành hố khoan và ống thăm dò đƣợc chèn

bằng cát và vữa xi măng sao cho cƣờng độ

phần vữa chèn tƣơng đƣơng với cƣờng độ

đất nền.

(a) Ống thăm dò (b) Minh họa quá trình lắp đặt ống thăm dò

quan trắc chuyển vị ngang [6]

Hình 9. Lắp đặt hệ thống quan trắc chuyển vị ngang

6. KẾT QUẢ

6.1. Quan trắc mực nƣớc ngầm

Quan trắc mực nƣớc ngầm đƣợc thực hiện 1

lần/tuần trong suốt quá trình nghiên cứu thử

nghiệm bằng thiết bị đo sâu mực nƣớc ở Hình

2b. Quan trắc mực nƣớc ngầm trƣớc khi gia cố

đƣợc thực hiện từ ngày 3/7/2013 đến

28/10/2013, quan trắc mực nƣớc ngầm sau khi

gia cố đƣợc thực hiện từ ngày 29/6/2014 đến

ngày 02/12/2014. Mặt nƣớc thấm trong thân đê

từ các lần quan trắc đƣợc mô phỏng ở Hình 10.

6.2. Phân tích ổn định

Phần mềm Slope/W2007 đƣợc dùng để phân

tích ổn định đƣờng đê xét ảnh hƣởng của mực

nƣớc trong thân đê (từ số liệu quan trắc) và chất

lƣợng soilcrete hiện trƣờng trình bày ở bảng 3

(số liệu tham khảo từ nghiên cứu của Lê Phi

Long et al. (2015). Kết quả phân tích nhằm đánh

giá hiệu quả của giải pháp sau thi công thử

nghiệm so với kết quả phân tích ở bƣớc thiết kế

với các trƣờng hợp phân tích sau: (1) đê bao khi

chƣa gia cố; (2) đê bao đƣợc gia cố tƣờng

soilcrete bố trí 1 hàng cọc; (2) đê bao đƣợc gia

cố tƣờng soilcrete bố trí 2 hàng cọc. Các trƣờng

hợp phân tích tiến hành cho phía sông và phía

ruộng, theo mực nƣớc sông lớn nhất và nhỏ

nhất. Tải trọng tính toán tƣơng tự bƣớc thiết kế.

Kết quả tính toán hệ số an toàn theo phƣơng

pháp Bishop trình bày ở bảng 4.

(a) Trƣớc khi gia cố tƣờng soilcrete (số liệu đo năm 2013)


(b) Sau khi gia cố tƣờng soilcrete (số liệu đo năm 2014)

Hình 10. Tổng hợp kết quả quan trắc mực nước ngầm trong thân đường đê tại các mặt cắt.

6.2.Phân tích ổn định

Bảng 4. Phần mềm Slope/W2007 đƣợc dùng để phân tích ổn định đƣờng đê xét ảnh hƣởng của mực

nƣớc trong thân đê (từ số liệu quan trắc) và chất lƣợng soilcrete hiện trƣờng trình bày ở Bảng 3 (số

liệu tham khảo từ nghiên cứu của Lê Phi Long et al. (2015). Kết quả phân tích nhằm đánh giá hiệu

quả của giải pháp sau thi công thử nghiệm so với kết quả phân tích ở bƣớc thiết kế với các trƣờng

hợp phân tích sau: (1) đê bao khi chƣa gia cố; (2) đê bao đƣợc gia cố tƣờng soilcrete bố trí 1 hàng

cọc; (2) đê bao đƣợc gia cố tƣờng soilcrete bố trí 2 hàng cọc. Các trƣờng hợp phân tích tiến hành

cho phía sông và phía ruộng, theo mực nƣớc sông lớn nhất và nhỏ nhất. Tải trọng tính toán tƣơng

tự bƣớc thiết kế. Kết quả tính toán hệ số an toàn theo phƣơng pháp Bishop trình bày ở Bảng 4.

Bảng 5.Bảng 3. Thông số cọc soilcrete hiện trƣờng trung bình ứng với các trƣờng hợp phân tích ổn

định

Các trƣờng hợp

phân tích

Dung trọng tự nhiên,

γ (kN/m3)

Góc ma sát,

φ (độ)

Lực dính c (kN/m2)

Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3

Gia cố 1 hàng soilcrete 17 0 850 700 115

Gia cố 2 hàng soilcrete 17 0 700 890 570

Formatted: Bullets and Numbering


Bảng 6.Bảng 4. Kết quả phân tích ổn định bằng phần mềm Slope/W2007

Trƣờng hợp phân tích

FS (thiết kế) FS (thi tế)

Phía sông Phía

Ruộng Phía sông Phía Ruộng

Mực

nƣớc

thấp nhất

Không gia cố 1.00 2.55 1.09 2.41

Gia cố 1 hàng soilcrete 1.35 2.83 1.60 2.52


Mực

nƣớc cao

nhất

Không gia cố 1.67 2.33 1.23 2.29



6.3. Quan trắc chuyển vị ngang

Quá trình quan trắc thực hiện vào mùa lũ

từ ngày 27/6/2014 đến ngày 27/01/2015, đây

là thời điểm mực nƣớc sông thay đổi lớn

nhất trong năm, hiện tƣợng sạt lở thƣờng

xuất hiện vào thời điểm này. Số liệu quan

trắc đƣợc đo đạc định kỳ 1-2 lần/1 tháng

(Hình 11), sau đó xử lý và vẽ biểu đồ thể

hiện độ chuyển vị của khối đất theo chiều

sâu (Hình 12).

(a) Thiết bị đo chuyển vị ngang (inclinometer) [6] (b) Thực hiện đo chuyển vị ngang

Hình 11. Đo chuyển vị ngang bằng thiết bị inclinometer

Hình 12. Biểu đồ mô phỏng chuyển vị của khối

đất theo chiều sâu

7. THẢO LUẬN

7.1. Tác dụng của tƣờng soilcrete hiện

trƣờng đến dòng thấm trong thân đê

Kết quả ở Hình 10 cho thấy mực nƣớc sông

thay đổi theo các thời điểm trong năm. Khi chƣa

gia cố, mực nƣớc sông lớn nhất là +3.18 m, thấp

Formatted: Justified, Space Before: 0 pt,After: 0 pt, Line spacing: At least 16 pt, Nobullets or numbering, No widow/orphan control


nhất là +0.86 m, chênh lệch giữa 2 lần quan trắc

là 2.32 m. Mực nƣớc ngầm trong thân đê có cao

độ gần tƣơng đƣơng và dao động lên xuống theo

mực nƣớc sông. Nƣớc sông dâng cao thì dòng

thấm có xu hƣớng di chuyển từ phía sông sang

phía ruộng. Ngƣợc lại, nƣớc sông hạ thấp thì

dòng thấm có xu hƣớng di chuyển từ phía ruộng

sang phía sông (Hình 10a). Sau khi gia cố tƣờng

soilcrete, mực nƣớc sông lớn nhất là +3.761 m,

thấp nhất là +1.081 m, chênh lệch giữa 2 lần

quan trắc là 2.68 m. Mực nƣớc trong thân đê có

cũng có xu hƣớng di chuyển từ phía sông sang

phía ruộng khi mực nƣớc sông cao hơn mực

nƣớc ruộng và ngƣợc lại khi mực nƣớc sông nhỏ

hơn mực nƣớc ruộng. Tuy nhiên, mực nƣớc trong

thân đê dao động không đáng kể khi mực nƣớc

sông thay đổi (Hình 10b). Ở giếng quan trắc

HK1 ứng với số liệu đo mực nƣớc từ năm 2013

đến 2014 có cao độ dâng đột ngột, vị trí giếng

quan trắc này đƣợc khoan và lắp đặt gần bụi tre

nên có thể gặp vùng nƣớc có áp. Ở giếng quan

trắc HK4 ứng với số liệu đo mực nƣớc vào tháng

11-12 năm 2014 cũng có cao độ tăng mạnh. Vào

thời điểm này, địa phƣơng tiến hành đào khuôn

đƣờng và bơm cát làm đƣờng mực nƣớc trong

thân đê dâng cao. Đồng thời, quá trình thi công

làm gãy phần trên giếng quan trắc tạo điều kiện

cho đất đá di chuyển và lấp đầy phần ống uPVC

đƣợc khoan tạo lỗ, dẫn đến nƣớc trong giếng

quan trắc không thể di chuyển ra bên ngoài khi

đƣờng mực nƣớc trong thân đê hạ xuống.

Mực nƣớc sông Kênh 2/9 chịu chi phối trực

tiếp của chế độ thủy văn sông Tiền và chia thành

hai mùa rõ rệt trong năm. Mùa khô từ tháng 1

đến tháng 5, mực nƣớc sông dao động lên xuống

do ảnh hƣởng bởi chế độ bán nhật triều của biển

Đông. Mùa mƣa thƣờng từ tháng 8 đến tháng 12,

lúc này mực nƣớc sông bị ảnh hƣởng chủ yếu bởi

lũ từ thƣợng nguồn sông Mê Kông đổ về [15].

Theo Trần Nhƣ Hối (2005) lƣợng nƣớc đổ về hệ

thống sông ở ĐBSCL vào mùa lũ khoảng 80 –

85% là từ thƣợng nguồn, phần còn lại do lƣợng

mƣa của vùng. Vì vậy, thời điểm xuất hiện lũ,

cao độ đỉnh lũ, v.v., ở mỗi năm là khác nhau phụ

thuộc phần lớn vào chế độ mƣa của vùng thƣợng

nguồn sông Mê Kông.

Thân đê có độ rỗng lớn tạo điều kiện hình

thành dòng thấm, làm đƣờng mực nƣớc trong

thân đê dao động tƣơng đƣơng với mực nƣớc

sông khi chƣa gia cố. Khi gia cố tƣờng

soilcrete thì sự dao động này là không đáng

kể. Nhƣ vậy, có thể nhận định tƣờng soilcrete

ngăn đƣợc dòng thấm qua thân đê. Kết quả

này phù hợp với giá trị hệ số thấm của vật liệu

soilcrete khoảng từ 10-9

m/s đến 10-6

m/s

(Bruce & DiMillo 1998 và Kitazume &

Terashi 2013) và kết quả phân tích ở bƣớc

thiết kế.

7.2. Tác dụng của tƣờng soilcrete hiện

trƣờng đến ổn định thân đê

Kết quả phân tích FS cho thấy thân đê đảm

bảo ổn định sau khi gia cố tƣờng soilcrete (0).

Khi mực nƣớc sống thấp nhất, FS ở phía sông

có giá trị lần lƣợt là 1.60 và 1.91 ứng với gia cố

1 và 2 hàng cọc soilcrete. Khi mực nƣớc sông

cao nhất, FS ở phía sông có giá trị lần lƣợt là

2.13 và 2.34 ứng với gia cố 1 và 2 hàng cọc

soilcrete. Các giá trị FS này lớn hơn giá trị ở

bƣớc thiết kế khoảng 1.2 lần. Cƣờng độ qu của

cọc soilcrete sau khi thi công có giá trị lớn hơn

qu ở giai đoạn thiết kế khoảng 4 lần nên có hệ số

ổn định cao hơn. FS ở phía ruộng ứng với tất cả

trƣờng hợp trên có giá trị khoảng từ 2.4 đến 3.1,

thay đổi không đáng kể khi gia cố tƣờng

soilcrete. Vị trí xuất hiện cung trƣợt nguy hiểm

nhất sau khi gia cố tƣờng soilcrete là tại mũi cọc

ở chiều sâu 8 m (Hình 13). Nhƣ vậy, vị trí và

chiều sâu lắp đặt ống thăm dò quan trắc chuyển

vị ngang cắt ngang là phù hợp và có thể khảo

sát đƣợc ứng xử khối đất tại vị trí cung trƣợt

nguy hiểm nhất này.


Hình 13. Vị trí xuất hiện cung trượt nguy hiểm

nhất sau khi gia cố tường soilcrete

Kết quả quan trắc chuyển vị ngang tổng thể

của khối đất ở Hình 12 cho thấy ống thăm dò

chuyển vị tích lũy tƣơng đối nhỏ khoảng 20 mm

hƣớng từ phía sông sang phía ruộng, chuyển vị

đều từ đáy đến đỉnh ống. Trong phạm vi chiều

sâu quan trắc của ống thăm dò không xuất hiện

chuyển vị đột ngột tại một điểm. Vậy, thân đê

không xuất hiện cung trƣợt gây mất ổn định cho

khối đất [17], phù hợp với kết quả phân tích FS.

Trong quá trình lắp đặt khoảng hở giữa ống

thăm dò và lỗ khoan đƣợc chèn bằng cát. Tuy

nhiên, lƣợng cát chƣa đƣợc đầm chặt để lấp đầy

khoảng hở này, khi mực nƣớc ngầm trong thân

đê lên xuống trong mùa lũ làm khối cát sắp xếp

lại ảnh hƣởng đến kết quả quan trắc. Đồng thời,

quá trình thi công lu lèn nâng cấp mặt đƣờng

cũng làm chuyển vị của ống thăm dò tăng vào

thời điểm đo tháng 12/2014 và 01/2015.

Nhƣ vậy, dựa vào kết quả phân tích ổn định mô

phỏng bằng phần mềm Slope/W2007 và kết quả

đánh giá ổn định thực tế của tổng thể thân đê sau

khi gia cố bằng hệ thống quan trắc chuyển vị

ngang, có thể nhận định đê bao đảm bảo ổn định

sau khi đƣợc gia cố bằng tƣờng soilcrete.

8. KẾT LUẬN

Tác dụng tƣờng soilcrete hiện trƣờng trong

việc ngăn dòng thấm và tạo ổn định cho đê bao

ở Đồng Tháp đƣợc đánh giá bằng hệ thống quan

trắc hiện trƣờng kết hợp mô phỏng phần mềm

Slope/W2007. Kết quả đạt đƣợc nhƣ sau:

(1) Tƣờng soilcrete hiện trƣờng ngăn đƣợc

dòng thấm qua thân đê bao.

(2) Tƣờng soilcrete hiện trƣờng đảm bảo tạo

ổn định cho đê bao chống lũ. Hệ số an toàn phía

sông của thân đê sau khi gia cố lớn hơn hệ số an

toàn ở bƣớc thiết kế 1.2 lần.


[1] Trần Nhƣ Hối. “Xây dựng cơ sở dữ liệu mực

nƣớc lũ vùng ngập lụt Đồng Bằng Sông Cửu Long

nhằm đề xuất giải pháp khoa học xây dựng hệ thống

đê bao”, Báo cáo chuyên đề, 312 trang, Tp. Hồ Chí

Minh, 2005, 312 trang.

[2] Uỷ Ban Nhân Dân Tỉnh Đồng Tháp, “Báo

cáo đánh giá hiện trạng hệ thống đê bao, bờ bao sau

lũ 2011 trên địa bàn tỉnh Đồng Tháp”, Số 01/BC-

UBND, 03/01/2012.

[3] J.M. Duncan, and S.G. Wright, Soil strength

and slope stability, New Jersey: John Wiley & Sons,

297 pp, 2005.

[4] D. A. Bruce and A. DiMillo. “The Deep

Mixing Method: A global perspective”, Civil

Engineering-ASCE, Vol.68, No.12, December 1998,

pp. 38-51.

[5] M. Kitazume and M. Terashi. The deep

mixing method, CRC Press, A Balkema Book, UK,

2013, 405 pp.

[6] Nguyễn Ngọc Du. “Nghiên cứu chống sạt công

trình ven sông ở An Giang bằng quan trắc hiện trƣờng”

Luận văn Thạc sỹ, Trƣờng Đại học Bách Khoa thành

phố Hồ Chí Minh, Việt Nam, 2013, 97 trang.

[7] Nguyễn Ngọc Du và Trần Nguyễn Hoàng

Hùng. “Nghiên cứu chống sạt lở ở An Giang bằng

quan trắc hiện trƣờng”, Hội nghị Khoa học và Công

nghệ, lần thứ 13, ĐH Bách khoa TP. HCM, 10/2013,

trang 281-289.

[8] Slope Indicator Company. “Guide to

Geotechnical Instrumentation”. Mukilteo, Washington:

Durham Geo Slope Indicator, 2004, 52 pp.

[9] L. W. Abramson, T. S. Lee, S. Sharma and G.

M. Boyce. “General slope stability concepts”, in

Slope stability and stabilization methods, 2nd Ed. L.

W. Abramson, Ed. New York: John Wiley & Sons,

Inc, 2002, 712 pp.

[10] D. G. Fredlund and H. Rahardjo. Soil

Mechanics for Unsaturated Soils. New York: John

Wiley & Sons, Inc, 1993, 567 pp.

Formatted: Space Before: 0 pt, After: 0 pt,Line spacing: Exactly 15 pt, No widow/orphancontrol


[11] M. Budhu. “Slope stability,” in Soil

mechanics and foundations, 3rd ed. J. Welter, Ed.

New York: John Wiley & Sons, 2010, pp. 687-722.

[12] R.K.H. Ching and D.G. Fredlund,

“Quantitative Comparison of Limit Equilibrium

Methods of Slices,” in Proc. The Fourth

International Symposium on Landslides, Canada,

1984, pp. 373-379.

[13] T. D. Stark, H. Choi, “Slope inclinometers

for landslides”, Springer-Verlag, 2008, 12 pp.

[14] Slope Indicator Company. “Digitilt

Inclinometer Probe”. Mukilteo, Washington:

Durham Geo-Enterprises, 2011, 14 pp.

[15] Tăng Quốc Cƣơng. “Nghiên cứu, thử

nghiệm thành lập mô hình số độ cao (DEM) độ

chính xác cao bằng công nghệ GPS-RTK kết hợp đo

thủy chuẩn phục vụ GIS phòng chống lụt Đồng bằng

sông Cửu Long”, Báo cáo tổng kết khoa học và kỹ

thuật, 105 trang, Hà Nội, 2005.

[16] Bộ Giao Thông Vận Tải. “Quy trình khảo

sát thiết kế nền đƣờng ô tô đắp trên đất yếu”. Tiêu

Chuẩn Ngành, 22TCN 262-2000, 2000, 136 trang.

[17] Transportation Research Board. (TRB) “Use

of Inclinometers for Geotechnical Intrumentation on

Transportation Projects”. Number E-C129,

Washington D.C., 2008, 92 pp.

[18] Las XD 475. “Báo cáo khảo sát địa chất:

Công trình nghiên cứu CRI”, Đồng Tháp, 2013.

[19] Lê Khắc Bảo, Lê Phi Long, Đỗ Thị Mỹ

Chinh và Trần Nguyễn Hoàng Hùng. “Nghiên cứu

ứng xử đất Đồng Tháp trộn ximăng - trộn ƣớt ứng

dụng gia cố đê bao chống lũ ở Đồng Tháp”, Tạp chí

Xây dựng, 6-2014, trang 60-64.

[20] Lê Khắc Bảo, Lê Phi Long và Trần Nguyễn

Hoàng Hùng. “Ảnh hƣởng của tƣờng soilcrete đến

dòng thấm và ổn định của đê bao chống lũ ở Đồng

Tháp”, Tạp chí Xây dựng, 12-2014, trang 66-70.

[21] Lê Phi Long, Lê Khắc Bảo, Trần Nguyễn

Hoàng Hùng, và Quách Hồng Chƣơng. “Phân tích

chất lƣợng cọc xi măng - đất hiện trƣờng từ công

nghệ trộn sâu - ƣớt để gia cố đƣờng đê ven sông ở

Đồng Tháp”, Tạp chí Xây dựng, 2-2015.

Người phản biện: PGS.TS. ĐẶNG HỮU DIỆP


LŨ QUÉT VÀ BIẾN ĐỔI MÔI TRƯỜNG SAU LŨ QUÉT TẠI TRŨNG ĐIỆN BIÊN PHỦ

TRẦN VĂN TƢ

*, VĂN DUY CÔNG

*,

ĐÀO MINH ĐỨC*, NGUYỄN MẠNH TÙNG

*

Sweeping floods and environmental change in Dien Bien Phu valley.

Abstract: Sweeping floods and environmental change after sweeping

floods in the Dien Bien Phu valley are complicated. Dien Bien Phu valley

is regarded as one of the places strongly influenced by sweeping floods on

the mountainous of the northern Vietnam. Neotectonic activities and

sweeping floods are two important factors for the formation and

development of the valley. Each stage of the sediment development relates

to the type of the sweeping flood as obstructive and mixed flow. The

environmental changes after the sweeping flood are expressed in the

variable environments of quaternary geology and environmental

geotechnics, environmental hydrogeology, environmental hydrology and

pedology environment. In which changed environment is the most clearly

quaternary geology and environmental hydrology. The paper presents a

partition after sweeping floods and sweeping floods in the environment on

Dien Bien Phu valley, to propose territorial planning according to prevent

sweeping flood safety.

1. MỞ ĐẦU *

Trũng Điện Biên Phủ là một trong những

trũng lớn nhất ở Tây Bắc Việt Nam. Đây là

nơi mà tập trung đông nhất ngƣời Thái Tây

Bắc sinh sống và có giả thiết cho rằng cũng là

nơi mà ngƣời Thái định cƣ sớm nhất. Di chỉ U

Va nằm ở phía nam của trũng đƣợc xem là tập

trung nhiều di tích lịch sử văn hóa cử ngƣời

Thái. Trũng Điện Biên Phủ cũng đƣợc thế giới

biết đến nhƣ là một di tích lịch sử chiến tranh

chống Pháp của cách mạng Việt Nam. Sự tập

trung các sự kiện lịch sử - văn hóa tại trũng

Điện Biên trƣớc hết là do điều kiện thuận lợi

về địa hình của trũng. Sau nữa là sự dồi dào

về lƣợng nƣớc mặt cung cấp cho sinh hoạt và

canh tác.

* Viện Địa chất, Viện Hàn lâm Khoa học

và Công nghệ Việt Nam

DĐ: 0915508369

Tuy nhiên theo nhận định của các nhà khoa

học và quản lý [1], trũng Điện Biên Phủ cũng

nhƣ các trũng khác của miền núi và trung du, đã

và đang xảy ra lũ quét rất mạnh. Nhƣ đã trình

bày trong các nghiên cứu trƣớc đây [0], tác giả

cho rằng sự hình thành và phát triển trũng giữa

núi là sự kết hợp giữa hoạt động tân kiến tạo và

lũ quét.

Lũ quét tại các trũng giữa núi tùy thuộc vào

kích thƣớc và hình dạng của trũng. Tại trung

tâm chủ yếu là lũ quét nghẽn dòng và hỗn hợp.

Tại các ven sƣờn núi phổ biến là lũ quét sƣờn,

đôi khi là lũ bùn đá. Chính vì vậy, sự biến đổi

môi trƣờng sau lũ quét tại các trũng giữa núi

cũng rất đa dạng. Sự tác động của lũ quét và

biến đổi môi trƣờng sau lũ quét ảnh hƣởng rất

lớn đến hoạt động kinh tế xã hội khu vực, đặc

biệt tại trũng Điện Biên Phủ và mở rộng quy mô

ra toàn trũng. Bài báo trƣớc hết phân tích tình


hình lũ quét và biến đổi môi trƣờng sau lũ quét

tại trũng Điện Biên Phủ, sau đó phân tích sự tác

động của nó đến sự phát triển đô thị Điện Biên

sau này.

2. SƠ LƢỢC ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN

TRŨNG ĐIỆN BIÊN PHỦ

Trũng Điện Biên Phủ đƣợc hình thành vào

Kainozoi muộn (Pliocen - Đệ tứ) [2]. Trũng

Điện Biên có địa hình dạng lòng chảo với độ

cao tuyệt đối nơi thấp nhất là 470-475m. Trũng

đƣợc chia làm 2 phần có hình thái địa hình

khác nhau. Từ bản Hồng Én về phía Bắc, địa

hình bị thu hẹp và phức tạp bởi nhiều đồi cao

núi thấp với độ cao tƣơng đối từ 30- 60-70m.

Phần phía Nam, địa hình bằng phẳng và mở

rộng hơn so với phần phía Bắc. Sông Nậm

Rốm chạy giữa trũng với mạng lƣới suối nhánh

khá dày, ngắn, dốc đổ vuông góc với trục

trũng. Sự tác động của lũ quét của sông chính

và các suối nhánh gây lên sự chuyển dòng

mãnh liệt và kết quả hình hài rất ngoằn nghèo

của sông Nậm Rốm. Ven rìa trũng địa hình là

các dãy đồi có độ cao tƣơng đối 30- 50m đƣợc

cấu tạo từ trầm tích sông tuổi QII. Ra khỏi

trũng địa hình thay đổi nhanh và có độ cao

tuyệt đối từ 550- 970m.

Do tác động của sụt lún tân kiến tạo và hoạt

động của mạng lƣới sông suối, địa hình tích tụ

đƣợc phân làm 4 bậc thềm [3]. Thêm bậc I nằm

dọc theo sông Nậm Rốm có cấu tạo từ trầm

tích tuổi Q21-2

chủ yếu là cát - bột - sét. Thềm

bậc II gồm các trầm tích tuổi Q13 gồm cát sạn,

sét bột, nhiều nơi có cuội sỏi. Thềm bậc III cấu

tạo từ trầm tích tuổi Q12 gồm cát bột lẫn sét đã

bị laterite hóa thành loang lổ. Thềm bậc IV có

độ cao 490-510 m, nằm rìa tây của trũng, cấu

tạo từ trầm tích tuổi Q11 với thành phần cát sạn,

cuội sỏi có lẫn nhiều bột sét. Các thềm của

trũng Điện Biên đều phân bố dọc theo chiều

phát triển của trũng với hoạt động của tân kiến

tạo và sông Nậm Rốm. Đây cũng là kết quả của

lịch sử hoạt động của các loại hình lũ quét trên

trũng Điện Biên.

3. HIỆN TRẠNG LŨ QUÉT VÀ BIẾN

ĐỔI MÔI TRƢỜNG SAU LŨ QUÉT TẠI

TRŨNG ĐIỆN BIÊN PHỦ

Trên cơ sở phân tích các dạng lũ quét, sự

biến đổi môi trƣờng phù hợp với từng loại hình

lũ quét, ta có 6 loại hình biến đổi môi trƣờng

sau lũ quét đƣợc thể hiện nhƣ sau:

Biến đổi môi trường địa chất Đệ tứ và

Địa kỹ thuật môi trường. Điều này thể hiện sự

biến đổi thành phần vật chất và quan hệ địa tầng

các trầm tích Đệ tứ và từ đó biến đổi tính chất

và điều kiện Địa kỹ thuật môi trƣờng của các

lớp đất đá. Trên hình 1 thể hiện mặt cắt địa chất

Đệ tứ theo phƣơng Đông Tây của trũng Điện

Biên. Quy luật trầm tích hạt thô hình thành

trƣớc và nằm lót đáy ở mỗi tuổi thành tạo cho

thấy các đợt lũ quét phát triển trong từng giai

đoạn phát triển của trũng.

Biến đổi môi trường địa chất thủy văn.

Trũng giữa núi thƣờng có trữ lƣợng nƣớc ngầm

lớn tuy nhiên biến đổi rất lớn theo mùa và phụ

thuộc vào lƣợng nƣớc mặt. Theo nghiên cứu

[3], nƣớc ngầm chủ yếu trong lỗ hổng của các

hệ tầng hạt thô. Tầng chứa nƣớc lỗ hổng trên

cùng (qh) nằm trong lớp cát cuội sỏi tuổi Q2 và

liên quan trực tiếp với nƣớc mặt. Tầng nƣớc có

áp qp đƣợc phân làm 3 tầng tƣơng ứng với các

lớp cát cuội sỏi tuổi Q1. Tuy nhiên vì trũng có

quy mô nhỏ so với đồng bằng Bắc Bộ và thông

với nƣớc mặt ở thƣợng nguồn trũng nên mực

nƣớc có áp cũng thay đổi nhiều theo mùa. Chất

lƣợng nƣớc ngầm nói chung tốt, ít bị ảnh hƣởng

của các điều kiện nhân sinh.

Biến đổi điều kiện môi trường thổ

nhưỡng và nông nghiệp. Đây là điệu kiện

thuận lợi duy nhất do lũ quét gây ra. Cánh

đồng Mƣờng Thanh rất phì nhiêu do thƣờng

xuyên đƣợc bồi đắp phù sa. Độ dốc địa hình

theo phƣơng Bắc Nam không lớn, chủ yếu

biến đổi theo phƣơng ngang với độ dốc biến

đổi từ ven rìa vào trung tâm. Tuy nhiên, độ

bằng phẳng tƣơng đối tùy thuộc theo cấu trúc

trầm tích từng bậc thềm. Do vậy, với cấu trúc


ruộng bậc thang, việc canh tác lúa nƣớc khá

thuận lợi.

Hình 2. Mặt cắt trầm tích Đệ Tứ

tại trũng Điện Biên Phủ

Biến đổi thủy văn môi trường. Với sông

Nậm Rốm chảy theo phƣơng Bắc Nam và hệ

thống sông nhánh khá dày đặc từ vùng núi hai

bên đổ vào sông Nậm Rốm tạo ra mạng lƣới

thủy văn dày đặc trong trũng. Lũ quét sƣờn trên

các sông, suối nhánh và lũ quét nghẽn dòng, hỗn

hợp trên sông Nậm Rốm làm thay đổi diện mạo

thƣờng xuyên của mạng lƣới thủy văn sau mỗi

trận lũ lớn (Hình 2).

Hình 3. Thay đổi lòng sông Nậm Ngàm và Nậm

Rốm khu vực phía nam trũng Điện Biên

Ngoài các yếu tố thay đổi môi trƣờng sau lũ

quét kể trên, yếu tố xói mòn trên các vùng sƣờn

núi cũng khá rõ nét. Tuy nhiên, vì cƣờng độ

mƣa khu vực không lớn do vậy cũng không

đƣợc đánh giá chi tiết.

Sau đây, tác giả mô tả lại diễn biến lũ quét

và biến đổi môi trường sau lũ quét được miêu tả

chi tiết cho từng vùng như sau:

a) Vùng I

Chủ yếu là vùng ven sông Nậm Rốm, là khu

vực chịu lũ thƣờng xuyên hàng năm. Tuy nhiên,

lũ quét mạnh thƣờng xảy ra với tần suất khoảng

10-20%. Những biến đổi môi trƣờng sau lũ quét

chủ yếu nhƣ sau:

Nƣớc lũ làm sạt lở nghiêm trọng sông

Nậm Rốm gây ra chuyển dòng mạnh mẽ nhất là

đoạn gần thành phố Điện Biên và khu vực có

suối nhánh cắt sông Nậm Rốm;

Đƣờng giao thông bị phá hủy nghiêm

trọng mỗi lần lũ quét;

Chiều sâu ngập lụt thƣờng xuyên từ 0,5-

2m, nhiều nơi lớn hơn nhất là phía nam khu vực

thành phố; Từ đó, ô nhiễm môi trƣờng sau mỗi

lần lũ quét chủ yếu là bùn cát lấp đầy nhà cửa,

đƣờng giao thông và đồng ruộng;

Lúa và hoa màu bị thiệt hại nặng nề hàng

năm;

Các cầu qua sông cũng bị thiệt hại nặng

nề nếu không đủ chiều cao chống lũ quét.

Sự xói mòn và bồi tích bờ sông mạnh mẽ

tạo ra sự thay đổi lớn về thành phần vật chất

trầm tích ven sông và các bãi nổi giữa dòng.

Nhìn chung xu hƣớng vật liệu mịn dần theo

dòng chảy.

Tác động tiêu cực đến các công trình lịch

sử văn hóa của trũng Điện Biên và văn hóa

ngƣời Thái cổ.

b) Vùng II

Đây là vùng chịu lũ quét với tần suất 5-10%

và chủ yếu là lũ quét nghẽn dòng. Năm 1996 lũ

quét tạo ra diện ngập lớn, cánh đồng Điện Biên

lụt sâu 0,5-1 m trong nhiều ngày. Kết quả ruộng

lúa bị vùi đất lấp đến 0,2 m. Sự biến đổi môi


trƣờng sau lũ quét tƣơng tự nhƣ vùng I nhƣng

thời gian xuất hiện lâu hơn:

Đƣờng giao thông bị phá hủy nghiêm

trọng mỗi lần lũ quét;

Chiều sâu ngập lụt thƣờng xuyên từ 0,5-

1m, nhiều nơi lớn hơn nhất là phía Nam khu vực

thành phố; Từ đó cho thấy thiệt hại sau mỗi lần

lũ quét chủ yếu là làm cho lúa và hoa màu bị

thiệt hại năng nề mỗi lần lũ quét. Tuy nhiên, có

một ƣu điểm là nƣớc lũ đem lại phù sa màu mỡ

cho cánh đồng Mƣờng Thanh;

Các cầu qua sông cũng bị thiệt hại nặng

nề nếu không đủ chiều cao chống lũ quét.

Tác động tiêu cực đến các công trình lịch

sử văn hóa của trũng Điện Biên và văn hóa

ngƣời Thái cổ.

c) Vùng III

Đây là vùng chịu lũ quét với tần suất 1-2%.

Khi này nƣớc có thể ngập lên đến chân núi đe

dọa các khu di tích cách mạng của Điện Biên.

Trong khi đó vùng I và II bị tàn phá rất mạnh.

Nhìn chung khu này khá ổn định vì lũ quét xảy

ra theo tần suất nhỏ. Mức độ ngập lụt không lớn

và vận tốc dòng chảy nhỏ. Tuy nhiên, lũ quét

cục bộ xảy ra trên các suối nhỏ nếu bị cản trở

bởi cầu hay tác động của nhân sinh.

Hình 4. Bản đồ phân vùng lũ quét và biến đổi môi trường tại Điện Biên Phủ


d) Vùng IV

Chiếm diện tích nhỏ khu vực cạnh đồi Him

Lam, biến đổi môi trƣờng sau lũ quét có dạng

điển hình của lũ quét nghẽn dòng, đây là một

đầm lầy cổ do hoạt động sụt lún kiến tạo. Khu

vực có độ cao 490-500 m. Sông Nậm rốm bị

nghẽn dòng tại Nà Páng tạo ra vùng lũ quét

nghẽn dòng tại khu vực này. Lũ quét nghẽn

dòng ở đây độc lập với lũ quét xảy ra do sông

Nậm Rốm tại cánh đồng Mƣờng Thanh.

Đây là trũng có chiều rộng khoảng 1 km,

chiều dài 2-3 km với quy mô của một bản

hoặc xã. Thuận lợi nhất là địa hình khá bằng

phẳng thích hợp cho cƣ dân sinh sống và canh

tác. Tuy vậy, cũng nhƣ các vùng chịu tác động

của lũ quét nghẽn dòng, tần suất xuất hiện lũ

quét khoảng 10-20%. Do vậy, việc quy hoạch

lâu dài ở khu vực này là không thích hợp. Khu

vực này thích hợp xây dựng thành hồ chứa

nƣớc kết hợp nhiều mặt nhƣ du lịch, lấy nƣớc

mặt phục vụ sinh hoạt và sản xuất, nuôi thủy

sản. Mặc dù xung quanh đã có các hồ nhỏ nhƣ

Huổi Phạ và Tà Pô. Việc xây dựng hồ chứa tại

đây cũng có tác dụng rất lớn để giảm cƣờng

độ lũ quét cho vùng I.

e) Vùng V

Khu vực này chủ yếu chịu lũ quét sƣờn.

Riêng các vùng cửa suối chịu cả lũ quét sƣờn

và lũ bùn đá. Tại Điện Biên lũ bùn đá không

lớn do đặc điểm địa chất thạch học không

thích hợp xảy ra lũ bùn đá. Sự biến đổi môi

trƣờng lũ quét xảy ra nhƣ sau:

Vận tốc dòng chảy lớn đặc biệt cửa suối

có khả năng gây nên chết ngƣời và phá hủy

các công trình xây dựng dân dụng và hoa màu;

Phá vỡ các công trình giao thông và thủy

lợi trên tuyến dòng chảy;

Tƣớng cuội sỏi không chọn lọc ngày

càng gia tăng với quá trình proluvi không lớn;

Làm ngập đƣờng trong thời gian ngắn,

gây ách tác giao thông.

f) Vùng VI

Vùng VI là miền sƣờn dốc, lũ quét xảy ra

chủ yếu là lũ quét sƣờn trên các lòng suối. Sự

biến đổi môi trƣờng sau lũ quét chủ yếu là xói

mòn đất sƣờn dốc đặc biệt xói mòn xẻ rãnh và

bề mặt. Hiện nay, ở đây có một số bản dân tộc

sống ven suối kết hợp canh tác nƣơng rẫy. Lũ

quét khu vực này chủ yếu là lũ quét sƣờn với

cƣờng độ không lớn.

Biến đổi môi trƣờng ở đây chủ yếu là xói

mòn đất. Việc cải tạo duy nhất là trồng rừng

để bảo vệ đất.

4. QUY HOẠCH VÙNG THEO

NGUYÊN TẮC AN TOÀN VỚI LŨ QUÉT

Quy hoạch lãnh thổ theo hƣớng an toàn với

lũ quét đƣợc nghiên cứu đề xuất [6]. Tuy

nhiên, với trũng Điện Biên, tƣơng lai cùng

phát triển với thành phố Điện Biên, việc quy

hoạch xây dựng và phát triển kinh tế xã hội có

đặc thù riêng.

a) Nguyên tắc chung

Không xây dựng các công trình vĩnh cửu

và văn hóa trong vùng thƣờng xuyên chịu

lũ quét;

Các tuyến đƣờng giao thông huyết mạch

phải nằm ở nơi cao, nơi đó nếu có tần suất xảy

ra lũ quét ít nhất 50-100 năm;

Các công trình cơ sở hạ tầng phải có

mức độ bảo vệ nhất định tùy theo mức độ xảy

ra của lũ quét;

Kết hợp các công trình xã hội thuộc cơ

sở hạ tầng kết hợp làm nơi tránh lũ quét và nơi

cảnh báo;

Trồng cây có bộ rễ vững chắc để bảo vệ

khu vực dân khi xảy ra lũ quét và lũ bùn đá;

Không bố trí quy hoạch mới các cụm

dân cƣ thƣờng xuyên xảy ra lũ quét, các nơi

đã có dân cƣ phải di dân dần dần, nếu bất khả

kháng phải tiến hành bảo vệ sự an toàn của

dân khi xảy ra lũ quét.

b) Định hƣớng quy hoạch

Vùng I

Đây là vùng thƣờng xuyên xảy ra lũ quét,

nằm ở ven sông Nậm Rốm. Chiều dài từ cực

nam trũng Điện Biên lên đến thành phố Điện


Biên với chiều rộng hẹp dần từ Nam đến Bắc.

Độ cao mặt đất dƣới 470m. Hiện trạng khu

vực này dân cứ sinh sống rất đông đúc từ phía

Nam trũng lên phía Bắc nhƣ: bản Bon Lót xã

sam Mứn, bản Noong Hẹt, xã Noong Hẹt, bản

Sôm. Yên Trƣờng, Hồng Cúm xã Thanh An,

các bản Nong Nhai Pú Luống xã Thanh

Xƣơng, Nong Vai, Thanh Hòa xã Thanh Chăn,

Thanh Tân, Thanh Bình xã Mƣờng Thanh…

Khu vực này chỉ có thể:

Trồng lúa cây ngắn vụ, tránh vào

mùa lũ.

Không thiết kế đƣờng cấp cao trong

khu vực.

Các hộ dân chỉ sống tạm thời, nếu có

làng bản phải di dời lên vùng cao hơn (Vùng

II hoặc III).

Cần thiết phải thiết kế kè để bảo vệ các

công trình văn hóa và lịch sử thuộc trũng Điện

Biên nhƣ ở khu vực Mƣờng Thanh. Những nơi

khác tùy theo sông nhƣng theo tác giả thì hãy

để khu vực này là khu vực phát triển tự nhiên

của lũ quét cũng nhƣ để hoàn thiện sự phát

triển của trũng Điện Biên. Theo nhận xét của

các nhà kiến tạo địa chất, khu vực trung tâm

dọc theo sông Nậm Rốm vẫn đang trong thời

kỳ sụt lún mạnh.

Điện Biên có 2 trục giao thông chính

dọc theo trũng từ Bắc xuống Nam, hai đƣờng

này cắt nhau tại Noong Hẹt. Tuy nhiên, con

đƣờng bên trái vẫn tiếp tục chạy theo sông

Nậm Rốm đi đến các địa phƣơng khác. Con

đƣờng này cắt vùng I tại vị trí Bom Lót xã

Sam Mứn với chiều dài trên 1 km. Tuy nhiên,

nếu dịch sang trái khoảng 500 m thì nằm trong

vùng II, an toàn hơn. Cũng có thể để nguyên

tuyến này mà nâng cao cao trình mặt đƣờng

lên cho phù hợp với khả năng chống ngập của

lũ quét.

Nhƣ vậy, về việc quy hoạch xây dựng ở

vùng I cần chú ý tránh xây dựng các công

trình lớn về dân dụng và công nghiệp. Cần

thiết phải thiết kế các công trình hạ tầng kết

hợp với tránh lũ quét cho nhân dân. Đặc biệt ở

đây là nhà văn hóa xã, làng bản.

Lũ quét nghẽn dòng hiện nay tuy xảy ra

vẫn thƣờng xuyên nhƣ ở vùng I song với kinh

nghiệm của nhân dân và các cấp chính quyền

có thể quy hoạch để sống chung với lũ. Chỉ

còn vấn đề cảnh báo và cứu hộ khi cần thiết.

Đặc biệt vùng I tại các trung tâm đô thị có

thể quy hoạch thành công viên cây xanh. Cây

xanh làm giảm đáng kể vận tốc dòng chảy

tránh xói mòn đất, bảo vệ lòng sông song làm

mực nƣớc dâng cao.

Vấn đề chỉnh trị dòng Nậm Rốm đƣợc đặt

ra từ lâu cho các nhà thủy lợi, song hiện nay

cũng thực hiện manh mún và chƣa có cơ sở

khoa học nhất định. Ta biết rằng khi dòng

Nậm Rốm chảy qua trũng Điện Biên thì bị

chuyển dòng mạnh do tác động thủy lực dòng

chảy, điều kiện địa chất công trình các tập đất

đá, quá trình diễn biến tích cực của chuyển

động hiện đại, sự tác động của các sông

nhánh. Tuy vậy, biên độ chuyển dòng cũng

không lớn. Nếu để không chỉnh trị trong khu

vực từ xã Thanh Xƣơng xuống đến ngã ba

Nậm Núa (Nậm Ngàm) sẽ đảm bảo hoạt động

tự nhiên của con sông. Mặt khác lũ quét tại

cánh đồng Mƣờng Thanh không phải chỉ do

nƣớc ở lƣu vực Nậm Rốm mà còn ảnh hƣởng

rất lớn của Nậm Ngàm.

Tóm lại quy hoạch vùng I nhƣ sau:

Quy hoạch vùng trồng lúa nƣớc theo

thời vụ;

Quy hoạch các công viên cây xanh cận

đô thị;

Chỉ tiến hành kè sông tại các khu vực đô

thị để chống xói lở lòng sông;

Các đƣờng giao thông cấp phối liên

huyện hoặc xã.

Vùng II

Đây là khu vực chịu lũ quét với tần suất 5-

10%, biến đổi môi trƣờng sau lũ quét diễn ra

nhƣ sau: Ngập lụt gây phá hủy nhà cửa, hoa

màu, cây trái, phá hủy đƣờng giao thông, ô


nhiễm môi trƣờng do bùn rác. Tuy nhiên, lớp

phù sa làm tốt thêm cây trồng. Hiện nay dân

cƣ thành phố Điện Biên sống và canh tác chủ

yếu ở vùng này. Vùng II chiếm diện tích lớn ở

phía Nam trũng Điện Biên có độ cao tuyệt đối

từ từ 470-480 m.

Vùng này thích hợp cho quy hoạch đồng

ruộng và cây ăn trái. Rất hạn chế xây dựng

các công trình lịch sử, văn hóa và các công

trình vĩnh cửu khác. Trƣớc mắt các làng bản

chƣa di chuyển đƣợc phải thiết kế các công

trình xã hội hoặc công trình hạ tầng có thể kết

hợp chống và tránh lũ cho dân.

Đƣờng giao thông cần thiết phải có cốt cao

tránh đƣợc ngập lụt do lũ quét. Khi đƣờng

giao thông cắt qua các sông suối phải có thêm

hệ thống ngầm tràn đảm bảo nƣớc lũ có thể

thoát qua. Các vƣờn cây ăn quả và cây công

nghiệp cũng cần đƣợc thiết kế sao cho chống

ngập lụt thời gian dài. Năm 1996 khu vực này

đã bị ngập khoảng 0,5-1 m nƣớc trong vòng 1-

2 tháng. Sau khi nƣớc rút, đồng ruộng bị phù

sa lấp dày 0,2-0,5 m.

Cần thiết phải tổ chức khắc phục môi

trƣờng sau lũ quét mang tính xã hội hóa giống

nhƣ các vùng chịu tác động của lũ quét nghẽn

dòng khác. Đồng ruộng đƣợc lấp đầy bởi phù

sa nên không cần phải cải tạo nhƣ ở vùng I.

Chỉ có hoa màu bị thiệt hại do nƣớc ngập sâu.

Vận tốc dòng chảy không lớn nhƣng tốc độ

dâng nƣớc nhanh. Do vậy, cần các công trình

gần để bảo vệ ngƣời và tài sản.

Tóm lại, theo đề xuất vùng II có thể quy

hoạch tổng thể nhƣ sau:

Quy hoạch thành khu trồng lúa, cây ăn

quả, cây công nghiệp;

Quy hoạch các công viên cây xanh đô thị;

Có thể quy hoạch đƣờng liên tỉnh với quy

mô đƣờng nhựa 2 chiều;

Các khu dân cƣ chỉ tạm thời khi chƣa bố

trí đƣợc quỹ đất để di dời.

Vùng III

Vùng III: Khu vực chịu lũ quét với tần suất

2-5%, các biến đổi môi trƣờng sau lũ quét rất

nhỏ. Đây là vùng an toàn cho vùng trũng. Nếu

xảy ra lũ quét vùng này thì là thảm họa cho

vùng I và II. Có độ cao mặt đất từ 480 – 490

m. Đây đƣợc coi là khu an toàn trong vùng

trũng. Nó không sát núi để tránh sạt lở và lũ

quét sƣờn. Mặt khác quỹ đất lớn, mặt bằng

khá bằng phẳng, tính chất xây dựng của đất tốt

phục vụ hợp lý cho quy hoạch xây dựng công

trình kiên cố.

Khu vực này nằm tập trung gần núi cách xa

sông Nậm Rốm thành dải có chiều rộng lớn từ

1-3 km. Ƣu điểm lớn của vùng này là:

Chu kỳ xảy ra lũ quét dài có thể từ 20-50

năm, nếu xảy ra lũ quét thì chiều sâu ngập lụt

không lớn, vận tốc dòng nƣớc nhỏ;

Diện tích lớn do vậy quỹ đất lớn, mặt

đất bằng phẳng dễ quy hoạch xây dựng;

Nền đất khá ổn định, thích hợp cho xây

dựng các công trình các cấp;

Cách xa chân núi nên không bị ảnh

hƣởng của trƣợt lở và lũ quét sƣờn;

Nhƣ vậy, khu vực này thích hợp nhất trong

vùng trũng Điện Biên. Các hạng mục quy

hoạch thích hợp nhất có thể kể nhƣ:

Quy hoạch cố định các khu dân cƣ đô thị

và nông thôn, kể cả các bản dân tộc và làng

ngƣời kinh;

Xây dựng đƣờng quốc lộ hiện đại;

Xây dựng các công trình lịch sử, văn hóa

và các công trình xây dựng dân dụng và công

nghiệp khác, với nền móng tốt có thể xây

dựng các nhà cao tầng;

Quy hoạch các vƣờn cây công nghiệp

với vốn đầu tƣ lâu dài;

Đặc biệt khu vực này ít ảnh hƣởng của

động đất nên thích hợp quy hoạch xây dựng

bền vững thuộc trũng Điện Biên.

Vùng IV

Chiếm diện tích nhỏ khu vực cạnh đồi Him

Lam, biến đổi môi trƣờng sau lũ quét có dạng

điển hình của lũ quét nghẽn dòng, đây là một

đầm lầy cổ do hoạt động sụt lún kiến tạo. Khu


vực có độ cao 490-500 m. Sông Nậm rốm bị

nghẽn dòng tại Nà páng tạo ra vùng lũ quét

nghẽn dòng. Lũ quét nghẽn dòng ở đây độc

lập với lũ quét xảy ra do sông Nậm Rốm tại

cánh đồng Mƣờng Thanh.

Đây là trũng có chiều rộng khoảng 1 km,

chiều dài 2-3 km với quy mô của một bản

hoặc xã. Thuận lợi nhất là địa hình khá bằng

phẳng thích hợp cho cƣ dân sinh sống và

canh tác. Tuy vậy cũng nhƣ các vùng chịu tác

động của lũ quét nghẽn dòng, tần suất xuất

hiện lũ quét khoảng 10-20% do vậy cũng nhƣ

vùng II, việc quy hoạch xây dựng lâu dài

không thích hợp.

Thật sự khu vực này thích hợp xây dựng

thành hồ chứa nƣớc kết hợp nhiều mặt nhƣ du

lịch, lấy nƣớc mặt phục vụ sinh hoạt và sản

xuất, nuôi thủy sản. Mặc dù xung quanh đã có

hồ nhỏ nhƣ Huổi Phạ và Tà Pô.

Việc xây dựng hồ chứa cũng có tác dụng

rất lớn để giảm cƣờng độ lũ quét cho vùng I.

Vùng V

Vùng V là vùng chịu lũ quét đột biến, về

nguyên tắc xảy ra hàng năm khi có mƣa lớn.

Quá trình proluvi tích lũy dần dần tạo lên

dạng nón phóng vật biến đổi môi trƣờng sau

lũ quét khu vực này chủ yếu do phá hoại công

giao thông thủy lơi, nhà cửa, hoa màu do vận

tốc dòng chảy lớn. Khu vực này có độ cao

490-500 m, nằm rải rác ở các cửa suối trũng

Điện Biên.

Khu vực này thƣờng có đồng bào dân tốc

Thái sinh sống. Các bản dân tộc sống ở đây vì

thuận lợi cho đi nƣơng rẫy và thậm chí trồng

lúa nƣớc. Cũng một phần họ tránh lũ quét

nghẽn dòng xảy ra trên sông Nậm Rốm.

Lũ quét và biến đổi môi trƣờng sau lũ quét

tuy nhỏ song nó đặc trƣng của lũ quét sƣờn,

nghĩa là có sự tập trung vật liệu thô ở cửa

suối. Khi lũ quét xảy ra một khó khăn lớn là

cát sỏi lấp đầy đồng ruộng gây khó khăn cho

canh tác. Thƣờng ngƣời dân trồng trọt xen

trong bãi cuội sỏi, các cây trồng có tác dụng

tạo ra lớp đất thổ nhƣỡng từ đất xói mòn trên

cao xuống.

Với đặc thù địa chất và khí hậu khu vực

này ít có các trận lũ bùn đá lớn nhƣng vật liệu

đất đá và cây cối kéo theo dòng nƣớc của lũ

quét và tích tụ ở cửa suối.

Nhƣ vậy, thích hợp nhất khu vực này là

trồng cây lấy gỗ ngắn ngày nhƣ keo hay mỡ

dể khai thác nguyên liệu và tác dụng cải tạo

đất cát, cuội, sỏi. Rừng cây này cũng có tác

dụng lớn trong việc giảm thiểu cƣờng độ

lũ quét.

Ở Điện Biên cũng đã xây dựng một số công

trình thủy điện, thủy lợi sâu bên trong sƣờn

dốc. Đây cũng là biện pháp kết hợp tổng hợp

để phòng chống lũ quét và giảm biến đổi môi

trƣờng sau lũ quét.

Vùng VI

Vùng VI là miền sƣờn dốc, lũ quét xảy ra

chủ yếu là lũ quét sƣờn trên các lòng suối. Sự

biến đổi môi trƣờng sau lũ quét chủ yếu là xói

mòn đất sƣờn dốc đặc biệt xói mòn xẻ rãnh và

bề mặt. Hiện nay, ở đây có một số bản dân tộc

sống ven suối với tập quán canh tác nƣơng

rẫy. Trừ các khu vực khác tại thành phố Điện

Biên có lũ quét, khu vực này lũ quét chủ yếu

là sƣờn với cƣờng độ không lớn. Biến đổi môi

trƣờng ở đây chủ yếu là xói mòn đất. Việc cải

tạo duy nhất là trồng rừng để bảo vệ đất. Nói

tóm lại, với bản đồ phân vùng lũ quét và biến

đổi môi trƣờng sau lũ quét đã góp phần quy

hoạch an toàn cho trũng Điện Biên đảm bảo

một đô thị bền vững, phục vụ cho quy hoạch

kinh tế vùng và toàn bộ tỉnh Điện Biên.

Hiện nay thành phố Điện Biên nằm ở phía

bắc của trũng, chủ yếu trên vùng VI. Mặc dù

có an toàn ít nhiều về lũ quét song lại có

nguy cơ về động đất và trƣợt lở. Do vậy, xu

hƣớng tốt nhất nên quy hoạch phát triển theo

vùng III.

5. MỘT SỐ NHẬN XÉT THAY CHO

KẾT LUẬN

Lũ quét tại trũng Điện Biên chủ yếu là lũ


quét nghẽn dòng và hỗn hợp. Lũ quét nghẽn

dòng và hỗn hợp xảy ra ở vùng I và II với quy

mô lớn về diện tích và là nơi tập trung kinh tế

- xã hội, nơi canh tác chủ yếu trên cánh đồng

Mƣờng Thanh. Do vậy, mặc dù với sự hiểu

biết hiện nay của ngƣời dân và các cấp chính

quyền, sự thiệt hại về ngƣời không lớn song

về kinh tế và môi trƣờng vẫn đáng kể.

Vùng III đƣợc coi là vùng an toàn nhất và

chiếm một diện tích lớn trong trũng Điện

Biên. Mặc dù có xảy ra lũ quét với tần suất

khoảng 2-5% song mức độ không lớn. Sự biến

đổi môi trƣờng sau lũ quét khu vực này chủ

yếu giống nhƣ ngập lụt ở đồng bằng song thời

gian ngắn hơn nhiều. Từ đấy cho thấy mức độ

ô nhiễm môi trƣờng là không lớn. Khu vực

này có thể hạn chế tác động của động đất. Đất

đai thích hợp với cây công nghiệp.

Lũ quét xảy ra ở Điện Biên không phải chỉ

do sông Nậm Rốm mà còn phần lớn do sông

Nậm Ngàm với lƣu vực rất lớn. Tuy nhiên, lũ

quét do sông Nậm Ngàm chỉ gia tăng thêm

mức độ phá hoại còn thiệt hại về môi trƣờng

xảy ra phần lớn vẫn do sông Nậm Rốm. Nhƣ

vậy, việc lập các phƣơng án dự báo và cảnh

báo phải chú ý cả trên lƣu vực nậm Ngàm.

Theo quy luật phát triển trũng giữa núi, lũ

quét tại Điện Biên còn xảy ra trong thời gian

dài cùng với hoạt động sụt lún tân kiến tạo.

Nhƣ vậy, việc quy hoạch an toàn lãnh thổ do

tác động của lũ quét vẫn đƣợc đặt ra thƣờng

xuyên với các cấp chính quyền và ngƣời dân

trong trũng. Hiện nay, với nguyên tắc sống

chung với lũ quét nhất là lũ quét nghẽn dòng

đƣợc đặt lên hàng đầu trong khu vực. Do vậy,

cần thiết phải có sơ đồ cảnh báo, các phƣơng

án tính toán dự báo để chủ động phòng tránh

lũ quét trong khu vực.

Bài báo đƣợc viết trên cơ sở số liệu của đề

tài KC 08.09/11-15.


1. Lã Thanh Hà và nnk, 2010. Điều tra, khảo

sát, phân vùng và cảnh báo khả năng xuất hiện

lũ quét ở miền núi Việt Nam. Giai đoạn 1- Miền

núi Bắc Bộ. Đề tài cấp Bộ Tài nguyên và Môi

trƣờng, 2010.

2. Lê Triều Việt, 2003. Đặc điểm kiến trúc

và địa động lực các trũng Kainozoi Miền Bắc

Việt Nam. LA Tiến sỹ, Lƣu trữ TV Quốc gia.

3. Nguyễn Địch Dỹ và nnk, 1994. Đề án điều

tra địa chất đô thị Điện Biên-Sơn La. Lƣu trữ

Tổng cục địa chất, Bộ TN&MT.

4. Trần Văn Tƣ, 1999. Cơ sở khoa học

nghiên cứu lũ quét nghẽn dòng. Tạp chí các

khoa học về trái đất, No1, 64-69.

5. Trần Văn Tƣ, 2003. Về sự hình thành và

phát triển lũ quét nghẽn dòng ở trũng giữa núi

và cánh đồng Karst. TC NN & PT Nông thôn ,

No10, 1302-1304.

6. Trần Văn Tƣ, 2006. Hiện trạng và hƣớng

quy hoạch các vùng thƣờng xuyên chịu lũ quét

và trƣợt lở. Tạp chí Địa chất, Loạt A số

295/2006, 79-84.

Trần Văn Tƣ, Đào Minh Đức, Văn Duy

Công, 2013. Phân tích đánh giá biến đổi môi

trƣờng địa chất sau lũ quét khu vực trũng giữa

núi miền núi phía Bắc Việt Nam. Tuyển tập báo

cáo của chƣơng trình KC 08/11-15.

Người phản biện: PGS.TSKH. VŨ CAO MINH


XÁC ĐỊNH LƯỢNG BỔ CẬP TẦNG CHỨA NƯỚC HOLOCEN THÀNH PHỐ HÀ NỘI BẰNG TÀI LIỆU

QUAN TRẮC TÀI NGUYÊN NƯỚC

NGUYỄN CHÍ NGHĨA*, HỒ VĂN THUỶ

*,

TRIỆU ĐỨC HUY*, ĐẶNG HỮU ƠN

**

Using groundwater monitoring data to ditermine groundwater recharge

of the holocen aquifer in Hanoi city

Abstract: The groundwater recharge is important volume of the

unconfined aquifer, determining the groundwater recharge has meaningful

for groundwater exploitation and its necessary information for

groundwater management. From basic hydrogeological investigation data

in the Hanoi city of the Northern division for water resources Planning

and Investigation (NDWRPI) and authors, the researchers completed draw

out the Holocene (qh) distribution scale of 1: 50,000. The research

combining the observation databased (years 2013, 2014) of 26 boreholes

in the Hanoi city and using the Bindeman method (WTF) for determining

the grounwater recharged from rainwater to the Holocen aquifer. The

results showed that the recharge amount depends on the distribution of the

Holocen clay (Thai Binh and Vinh Phuc formations) and rainwater

volume. The area without clay distribution has larger recharge - from

129mm/year at the Dan Phuong (2013) to 973mm/year at the Tu Lien, Tay

Ho (2013); At the clay cover areas, the recharge volume is small (less

than 100 mm/year). Compared with the total region rainfall in 2013 and

2014 years, the recharge amounts counted from 1.1% to 48.62% of

rainfall.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ *

Chủ đề của ngày nƣớc thế giới năm 2015:

“Nƣớc là cốt lõi của cuộc sống” cho thấy vai

trò của nƣớc không thể tách rời với mọi sự

phát triển của xã hội. Thành phố Hà Nội, nơi

tập trung đông dân cƣ tới 9 triệu ngƣời theo

thống kê năm 2012, có nhu cầu dùng nƣớc

lớn và có nhiều thách thức về cấp nƣớc. Tầng

nƣớc dƣới đất (NDĐ) đƣợc khai thác chủ yếu

ở Hà Nội là tầng chứa nƣớc Pleistocen (qp).

Nguồn bổ cập chính cho tầng chứa nƣớc

đƣợc [1], [2], [3], [4] xác định đến từ nƣớc

* Trung tâm Quy hoạch và Điều tra tài nguyên nước

quốc gia **

Hội Địa chất thuỷ văn Việt Nam

sông do sông cắt trực tiếp vào tầng chứa

nƣớc và từ tầng Holocen (qh) thông các cửa

sổ địa chất thủy văn. Tầng chứa nƣớc qh là

tầng chứa nƣớc trung gian tiếp nối giữa con

ngƣời, thiên nhiên với tầng chứa nƣớc qp.

Nguồn bổ cập chính cho nƣớc dƣới đất tầng

qh [5], [6], là thấm từ nƣớc mƣa và một số

dòng mặt, sông, hồ.

Cho đến hiện tại, lƣợng nƣớc dƣới đất đƣợc

khai thác ở Hà Nội đang phục vụ nhu cầu sinh

hoạt của hơn 80% dân số thủ đô. Có hơn 10 nhà

máy khai thác nƣớc dƣới đất lớn lƣu lƣợng Q>

10.000m3/ngày.đêm, với hàng trăm công trình

khai thác nƣớc với lƣu lƣợng Q>

1000m3/ngày.đêm, và hàng ngàn lỗ khoan khai

thác nƣớc có lƣu lƣợng Q>10m3/ngày.đêm (Kết


quả điều tra năm 2014 của NDWRPI). Tổng

lƣợng nƣớc khai thác NDĐ hiện tại đã gần 2

triệu m3 nƣớc/ngày đêm. Điều này cho thấy

nƣớc dƣới đất là nguồn tài nguyên đặc biệt quan

trọng của thủ đô và cần đƣợc quản lý khai thác

hợp lý đảm bảo lƣợng nƣớc cấp cho hiện tại và

tƣơng lai.

Trữ lƣợng động của nguồn NDĐ rất quan

trọng, việc làm rõ đƣợc sự hình thành cũng nhƣ

lƣợng bổ cập cho tầng chứa nƣớc theo thời gian

giúp nhà quản lý điều tiết đƣợc lƣợng nƣớc khai

thác hợp lý cũng nhƣ phát triển bền vững nguồn

NDĐ. Lƣợng bổ cập từ nƣớc mƣa cho NDĐ

tầng nông thƣờng là nguồn chính duy trì cân

bằng nƣớc của tầng. Việc định lƣợng lƣợng bổ

cập giúp xác định đƣợc năng suất khai thác bền

vững của các tầng chứa nƣớc nên đây là việc

làm nhiều ý nghĩa và cần thiết (Sanford, 2002;

Sophocleous và Schloss, 2000; Gonfiantini và

nnk, 1998; Scanlon và nnk., 2002).

Mục tiêu của nghiên cứu này là xác định

đƣợc lƣợng bổ cập cho nƣớc dƣới đất tầng qh

vùng thành phố Hà Nội. Cơ sở số liệu chính sử

dụng trong nghiên cứu này là kết quả điều tra cơ

bản tài nguyên nƣớc và dữ liệu quan trắc tài

nguyên nƣớc quốc gia năm 2013 và 2014 của

Trung tâm Quy hoạch và Điều tra TNN quốc gia

(NAWAPI) cùng các tài liệu quan trắc khí

tƣợng - thủy văn của các trạm quan trắc quốc

gia vùng Hà Nội và lân cận thu thập theo dự án.

2. CÁC PHƢƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH

LƢỢNG BỔ CẬP

Xác định lƣợng bổ cập là một nhiệm vụ khó,

đòi hỏi phải có nhiều dữ liệu liên quan đến tính

thấm của đất đá, lƣợng mƣa và bốc hơi.v.v…

Việc này càng khó hơn khi xác định lƣợng bổ

cập cho các tầng thấm nƣớc yếu vì khi đó sai số

tính toán có thể lớn hơn giá trị lƣợng bổ cập

(Scanlon và nnk, 2002). Quá trình bổ cập là quá

trình phức tạp, khó kiểm soát nên khi tính toán

dễ mắc phải sai số nếu không kiểm soát đƣợc sự

thay đổi môi trƣờng thấm. Khi xác định lƣợng

bổ cập, điều quan trọng cần phải làm là xác định

chế độ thủy động lực của tầng chứa nƣớc hay

các khả năng tiếp nhận nƣớc thấm của tầng chứa

nƣớc để từ đó lựa chọn phƣơng pháp tính toán

hợp lý (Lerneret và nnk, 1990). Lƣợng bổ cập

nƣớc dƣới đất khó đo lƣờng trực tiếp và vì vậy

thƣờng đƣợc tính toán gián tiếp (Lerner và nnk.,

1990). Tuy nhiên khi sử dụng phƣơng pháp gián

tiếp, chúng ta gặp khó khăn trong việc xác định

mức độ chính xác của kết quả, vì thế ngƣời ta

thƣờng sử dụng tổ hợp nhiều phƣơng pháp cùng

lúc hoặc lựa chọn các tài liệu quan trắc có đƣợc

trong quá khứ để đánh giá kết quả, nhƣ vậy sẽ

nhận đƣợc thông tin cậy hơn (USGS, 2008;.

Scanlon và nnk, 2002; Lerner và nnk., 1990).

Có nhiều phƣơng pháp đã đƣợc các tác giả

trong và ngoài nƣớc sử dụng để tính toán lƣợng

bổ cập cho các tầng chứa nƣớc. Ở Việt Nam [7],

[8] tính toán lƣợng bổ cập thông qua các công

thức thực nghiệm trên cơ sở sử dụng các kết quả

thí nghiệm vật lý tầng chứa nƣớc hoặc phƣơng

pháp mô hình số. Trên thế giới có nhiều nghiên

cứu về lƣợng bổ cập cho các tầng chứa nƣớc

trong đó có tầng chứa nƣớc không áp. Theo đặc

điểm địa chất thủy văn có thể phân loại cách tính

lƣợng bổ cập của các tác giả trên thế giới thành 3

nhóm: (1) tính toán theo Miền địa chất thủy văn

(Lerner và nnk., 1990); (2) theo vùng địa chất

thủy văn thông qua hệ số thấm (K) của các tầng

đất đá (Scanlon và nnk., 2002; Beekman và nnk.,

1996; Bredenkamp và nnk., 1995); (3) theo tính

chất vật lý của đất đá, của tầng chứa nƣớc

(Scanlon và nnk., 2002; Lerner và nnk., 1990).

Ngoài ra, cách tính lƣợng bổ cập bằng sử dụng

chất thỉ thị, mô hình số hay đƣợc áp dụng trong

những năm gần đây (Scanlon và nnk., 2002;

Lerner và nnk., 1990; Kinzelbach và nnk., 2002).

Trong ba cách tính kể trên tùy thuộc vào đặc

tính chứa nƣớc của tầng địa chất và vùng tính

toán mà áp dụng các phƣơng pháp phù hợp. Ví

dụ với các vùng ngập nƣớc (sông suối, hồ ao)

thì lƣợng bổ cập đƣợc tính toán bằng phƣơng

pháp lƣợng hóa thấm qua kênh dẫn; thí nghiệm

thấm seepage; và phƣơng pháp tính dòng cơ bản


(baseflow). Đối với vùng không bão hòa nƣớc

thì phƣơng pháp lysimeters thƣờng đƣợc sử

dụng. Ở vùng bão hòa nƣớc thì phƣơng pháp

tính đƣợc áp dụng tuân theo Định luật Darcy.

Với mỗi phƣơng pháp kể trên đòi hỏi phải có

các bộ số liệu tƣơng thích để tính toán lƣợng bổ

cập cho nƣớc dƣới đất. Ví dụ khi sử dụng

phƣơng pháp chất chỉ đồng vị thì chúng ta phải

có các số liệu phân tích mẫu đồng vị nhƣ Oxy

(O18

) và Hydro (H3) của các tầng chứa nƣớc

theo không gian và thời gian; khi sử dụng

phƣơng pháp mô hình số đòi hỏi phải có các số

liệu về điều kiện biên, trƣờng thấm.

Nghiên cứu này sử dụng phƣơng pháp của

Bindeman bằng việc nghiên cứu dao động mực

nƣớc quan trắc trong lỗ khoan để tính toán

lƣợng bổ cập cho nƣớc dƣới đất tầng qh vùng

thành phố Hà Nội (Emmanuel Obuobie và nnk,

2012). Cơ sở lựa chọn phƣơng pháp này là do:

(1) Có số liệu quan trắc liên tục nƣớc dƣới đất

tầng chứa nƣớc qh và số liệu điều tra cơ bản đủ

để áp dụng phƣơng pháp đƣợc lựa chọn (USGS,

2008); (2) Chi phí tính toán thấp, độ chính xác

của tính toán đảm bảo độ tin cậy.

3. PHƢƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH LƢỢNG

BỔ CẬP BẰNG TÀI LIỆU QUAN TRẮC

NƢỚC DƢỚI ĐẤT

Phƣơng pháp xác định lƣợng bổ cập nƣớc dƣới

đất từ tài liệu quan trắc “water-table fluctuation

(WTF)” đƣợc nhiều tác giả trên thế giới lựa chọn

khi đánh giá ảnh hƣởng của biến đổi khí hậu tới

nƣớc dƣới đất (Scanlon và nnk., 2002; Hall và

Risser, 1993; Healy và Cook, 2002). Để sử dụng

phƣơng pháp này đòi hỏi phải có các thông số về

hệ số nhả nƣớc trọng lực (Sy) hay Muy (µ) và giá

trị thay đổi mực nƣớc theo thời gian (Healy và

Cook, 2002). Theo nhiều tác giả (Meinzer và

Stearns 1929; Rasmussen và Vàreasen 1959;

Gerhart 1986; và Hall và Risser 1993; Scanlon và

nnk., 2002) đã nghiên cứu cho thấy đây là phƣơng

pháp rất phù hợp khi tính toán lƣợng bổ cập của

các tầng chứa nƣớc không áp trong điều kiện ảnh

hƣởng bởi biến đổi khí hậu và bề mặt lát mái. Do

đƣợc áp dụng từ rất sớm nên đã có nhiều kết quả

và kiểm nghiệm, WTF đƣợc mô tả là phƣơng

pháp rất phù hợp trong phân tích xác định lƣợng

bổ cập theo chu kỳ ngắn (trận mƣa) và cả chu kỳ

dài nhƣ ảnh hƣởng của BĐKH. WTF đã đƣợc ứng

dụng thành công trong nhiều điều kiện khí hậu

khác nhau. Lƣợng bổ cập xác định đƣợc bởi WTF

có độ chính xác cao, xác định đƣợc lƣợng bổ cập

rất nhỏ từ 5mm/năm (Abdulrazzak và nnk. 1989)

đến giá trị lớn hơn 247mm/năm (Rasmussen và

Vàreasen 1959). Giải thích về độ chính xác cao

của phƣơng pháp là do lƣợng bổ cập đƣợc gắn với

dao động mực nƣớc quan trắc, khi đó quá trình

tăng giảm mực nƣớc theo thời gian sẽ đƣợc kiểm

soát chặt chẽ nên cho kết quả tin cậy. Nội dung

của phƣơng pháp này không đề cập chi tiết đến

vận động của nƣớc trong đới thông khí và đới

không bão hòa nƣớc. Giả thiết để áp dụng phƣơng

pháp là dòng thấm từ bề mặt đất sẽ di chuyển đến

mực nƣớc ngầm dƣới tác dụng của trọng lực.

Các thành phần tham gia vào quá trình tăng

giảm mực nƣớc, thay đổi thể tích chứa của tầng

chứa nƣớc nhƣ các dòng thấm thẳng đứng hay

dòng sát mặt đều đƣợc kiểm soát thông qua giá

trị mực nƣớc (Scanlon và nnk., 2002; Healy và

Cook, 2002).

Với các đặc tính của phƣơng pháp đã nêu ở

trên và hiện trạng điều tra, quan trắc tầng chứa

nƣớc qh của thành phố Hà Nội đi đến nhận định

việc lựa chọn phƣơng pháp WTF để tính toán

lƣợng bổ cập đối với tầng chứa nƣớc qh vùng

Hà Nội là hợp lý, vì thế kết quả sẽ có độ chính

xác cao hơn các phƣơng pháp khác.

Phƣơng trình tính toán lƣợng bổ cập tầng chứa

nƣớc thông qua tăng giảm mực nƣớc quan trắc và

hệ số nhả nƣớc trọng lực đƣợc biểu diễn nhƣ sau:

R = µ x dh/dt = µ x Δh/Δt (1)

Trong đó : R là lƣợng bổ cập (mm/ngày)

µ Hệ số nhả nƣớc trọng lực (không thứ nguyên)

Δh giá trị tăng giảm mực nƣớc theo thời gian

và Δt là khoảng thời gian bổ cập

Điều kiện để áp dụng phƣơng pháp này là: (1)

sự tăng giảm của mực nƣớc ngầm trong tầng


chứa nƣớc phụ thuộc vào lƣợng bổ cập và lƣợng

thoát tự nhiên; (2) giá trị hệ số nhả nƣớc trọng

lực của tầng chứa nƣớc là không đổi trong suốt

quá trình tăng giảm mực nƣớc của tầng chứa

nƣớc; và (3) lƣợng bổ cập đƣợc xác định thông

qua đƣờng mực nƣớc có quy luật giúp kết quả

nội suy có độ tin cậy cao (Healy và Cook, 2002).

Điều kiện giả thuyết trên không hoàn toàn đúng

đối với tầng chứa nƣớc có khai thác nƣớc. Khi có

khai thác thì việc áp dụng phƣơng pháp xác định

lƣợng bổ cập thông qua mực nƣớc quan trắc có

thể gặp sai số lớn, ở những trƣờng hợp này cần

sử dụng thêm các phƣơng pháp bổ trợ. Xét các

điều kiện ứng dụng nhƣ trên, tầng chứa nƣớc qh

vùng Hà Nội hiện tại có rất ít khai thác nƣớc do

biến động chất lƣợng nƣớc và vì vậy đáp ứng các

tiêu chí để áp dụng phƣơng pháp tính toán này.

4. ĐẶC ĐIỂM VÙNG NGHIÊN CỨU

Hà Nội nằm ở trung tâm vùng đồng bằng Bắc

Bộ, có địa hình đồi núi ở rìa phía Tây; chuyển

tiếp là những dải đồi có độ cao 200-250m chạy

dài từ chân núi Ba Vì xuống đến Chƣơng Mỹ,

rồi thấp dần với độ cao 25-150m ở ven rìa và

xuống dƣới 10m ở vùng nội thành và các vùng

phía đông, nam nơi tiếp giáp với tỉnh Hƣng

Yên, Hà Nam.

Cũng nhƣ các tỉnh khác ở miền Bắc, khí hậu

ở Hà Nội mang tính chất nhiệt đới gió mùa với

mùa đông lạnh, ít mƣa kéo dài từ tháng XI đến

tháng III năm sau; mùa hè nóng, nhiều mƣa

dông và bão, kéo dài từ khoảng tháng IV đến

tháng X. Hàng năm ở Hà Nội có khoảng 1500-

1700 giờ nắng. Lƣợng mƣa năm ở vùng thấp

dao động trong phạm vi từ 1500-2100mm và từ

1600-2600mm ở vùng núi cao Ba Vì. Mƣa tập

trung trong thời gian mùa hè với tổng lƣợng

mƣa chiếm đến 80-90% lƣợng mƣa cả năm.

Độ ẩm tƣơng đối trung bình trong vùng

khoảng 82-86%, ít có sự khác biệt rõ rệt giữa

các vùng. Độ bốc hơi trung bình trên vùng là

945mm/năm.

Theo Dovjicov A.E, Lê Thị Nghinh, Nguyễn

Trọng Yêm, Trần Nghi, Trần Văn Trị, Vũ Ngọc

Kỷ, Trần Minh, Nguyễn Văn Đản và các tài liệu

điều tra mới nhất tỷ lệ 1:100.000 và 1:50.000

của NAWAPI thì tầng chứa nƣớc Holocen (qh)

vùng Hà Nội có diện phân bố rộng khắp phần

diện tích phía nam và toàn bộ phần trung tâm

thành phố (2017km2). Có một phần diện tích

phía Bắc thuộc huyện Sóc Sơn và phía tây bắc

(huyện Ba Vì) và một phần nhỏ thuộc các huyện

Thạch Thất, Quốc Oai, Chƣơng Mỹ không có

tầng qh. Ở các vùng này, đá gốc nứt nẻ có tuổi

từ Triat (T2kl, T2nk), đến Jura (J1-2hc), Kreta

(K1) và Neogen (N). Các trầm tích tạo nên tầng

chứa nƣớc qh nhƣ thống kê trong Bảng 1 và

Hình 1, trong đó các tập TB2_1 và TB1_1 là các

thể địa chất chứa nƣớc.

Bảng 1. Phân lớp thạch học địa tầng địa chất tầng chứa nƣớc Holocen

vùng thành phố Hà Nội

Thành tạo Lớp Thạch học

Holo

cene

Thái Bình 2 TB2_2 sét, bột sét màu nâu, nâu xám

TB2_1 cát, cát sét lẫn cuội sỏi màu nâu, nâu xám

Thái Bình 1 TB1_2

sét, bột sét lẫn ít cát, mùn thực vật, thấu kính than bùn mà xám

nâu, xám đen

TB1_1 Cát, cát sét lẫn cuội sỏi màu nâu, xám đen

Hải Hƣng 1 HH3 sét bột lẫn ít cát màu nâu đen, tàn tích mùn thực vật, than bùn

Hải Hƣng 2 HH2 sét, sét bột màu xám xanh, xám, xám phớt vàng lẫn ít kết vón oxit

sắt, tàn tích thực vật thân cỏ

Hải Hƣng 2 HH1 sét, sét bột, cát hạt mịn màu xám, màu sẫm, xám đen có lẫn di

tích thực vật, than bùn


Theo thể hiện trên Hình 1, bản đồ phân vùng

tầng chứa nƣớc qh vùng thành phố Hà Nội thì

phần lớn diện tích (1133km2, chiếm 56%) có

lớp sét thuộc hệ tầng Thái Bình TB2_2 với

thành phần sét, bột sét màu nâu, nâu xám phủ

lên trên; phần diện tích không có lớp sét, hoặc

xen kẹp (884 km2, chiếm 44%) phân bố dọc

sông Hồng, sông Đuống, sông Đáy, thành phần

chủ yếu là cát, cát sét lẫn cuội sỏi màu nâu, nâu

xám thuộc tập TB2_1 và TB1_1 Hệ tầng Thái

Bình (Bảng 1).

Q §.

t r

ê n

g s

a

vÞ trÝ thµnh phè Hµ Néi trong níc viÖt nam

Q §

. h

o µ n g s

a

Hµ Néi

l

µ

TP.Hå chÝ minhp h n « m p ª n h

t h ̧i l a n

o

c a m p u c h i a

Km

0 7.5 15

Lç khoan quan tr¾c níc díi ®Êt

ChØ DÉn

PhÇn diÖn tÝch tÇng qh kh«ng cã líp sÐt phñ phÝa trªn

PhÇn diÖn tÝch tÇng qh cã líp sÐt phñ phÝa trªn

I

ITuyÕn mÆt c¾t

IIIIIIIII

IIIIIIIIIIIIIIIIII

IIIIIIIII

IIIIIIIIIIIIIIIIII

§Ò ¸n: KÕ ho¹ch n©ng cao hiÖu qu¶ qu¶n lý, b¶o vÖ tµi

nguyªn níc díi ®Êt thµnh phè Hµ Néi giai ®o¹n 2014-2020

trung t©m QH vµ §T tµi nguyªn níc quèc gia

8070 9030

54

64

34

44

00

4 0 '

o

1 0 5 3 0 '

1 0 5 4 0 ' 1 0 5 5 0 '

2 05 0 '

o2 0o

1 0 6 0 0 'o

o

o2 12 0 '

6

o

2 10 0 '

o2 11 0 '

2 12 0 '

1 0 6 0 0 '

5 0 '

oo

o

o

2 04 0 '

o2 0

1 0 5 2 0 '

1 0 'o

o2 10 0 '

2 1

1 0 5 2 0 'o o o o1 0 5 4 0 ' 1 0 5 5 0 '1 0 5 3 0 '

N¨m 2014

o

14

24

04

94

00

74

84

6

22

Bé tµi nguyªn vµ m«i trêng1c m trªn b¶n ®å b»ng 1.000m ngoµi thùc tÕ

9080

4000

Tû lÖ 1:100.000

20003000

70

10000m1000

ViÖn khoa häc ®Þa chÊt tµi nguyªn liªn bang (BGR)

®¬n vÞ chñ tr×

605

22

5030 40

84

94

04

14

74

23

5

23

60

64

40 50

34

44

54

24

B¶n ®å ph©n bè tÇng chøa níc holocenthµn h phè hµ n éi

b ¾ c n i n h

q. l o n g b i ª n

g i a l © m

H µ n a m

p h ó x u y ª n

H n g y ª n

t h a n h t r ×

t h ê n g t Ý n

q. h o µ n g m a i

b ¾ c g i a n g

t h ̧i n g u y ª n

s ã c s ¬ n

® « n g A n h

q. t © y h å

q. cÇu

giÊy

m ü ® ø c

ø n g h ß A

Q . H µ ® ¤ N G

t h a n h o a i

h o µ i ® ø c

®an phîng

t õ l i ª m

M ª L i n h

p h ó c t h ä

c h ¬ n g m ü

q u è c o a i

v Ü n h p h ó c

t h ¹ c h t h Ê t

TX. s¬n t©y

H ß a b × n h

p h ó t h ä

b a v ×

P66A

P65A

P60A

P55A

P58A

P54A

P59A

P61AP45A

P50A

P1A

P9A

P17A

P52P38A

P73a

P72A

P67a

P21AP13A

P80a

P77a

Q60a

Q173 Q56

Q58a

Q35

Q33a

Q15

Q66bQ75a

Q69a

Hình 1. Bản đồ phân bố tầng chứa nước qh

vùng thành phố Hà Nội

5. TÀI LIỆU QUAN TRẮC

Mạng quan trắc tài nguyên nƣớc dƣới đất

thành phố Hà Nội là một phần của mạng quan

trắc quốc gia TNN vùng đồng bằng Bắc Bộ.

Mạng có 37 điểm với 68 công trình quan trắc

(mỗi điểm có từ 1 đến 3 công trình quan trắc).

Trong đó quan trắc tầng chứa nƣớc Pleistocen

(qp) có 33 công trình, tầng chứa nƣớc qh có 27

công trình và 6 công trình quan trắc tầng chứa

nƣớc Neogen (n), Hình 2[9]. Các tài liệu quan

trắc từ năm 2012 đến 2014 ở các công trình

quan trắc tầng qh đƣợc sử dụng để phân tích và

sử dụng trong nghiên cứu này. Các tài liệu quan

trắc nƣớc mặt, nƣớc mƣa đƣợc thu thập từ các

trạm quan trắc nƣớc mặt tại sông Hồng (SH1),

sông Đáy (SĐ1, SĐ2), sông Cà Lồ (CL1) và

trạm Láng, Ba Vì và Sơn Tây.

23

48

54

60

42

30

18

24

00

88

94

06

82

76

12

36

6

22

0290 96

By. TriÖu §øc Huy

72 68478 90 96 02

78 8472

6630

5

22

5

23

48 66

48 54

54

60

6030 42

60

42

48

54

12

36

36

42

36

88

30

76

94

18

24

00

06

82

Ranh giíi tØnh thµnh phè

B¶n ®å bè trÝ c«ng tr×nh quan tr¾c quèc gia

níc díi ®Êt thµnh phè hµ néi

S«ng suèi

chØ dÉn

Ranh giíi huyÖnGiao th«ng chÝnh

§iÓm quan tr¾c níc díi ®Êt

§iÓm quan tr¾c níc mÆt

Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)

Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76

Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)

Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)

Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)

Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173

Mª Linh

Phó Xuyªn

HuyÖn Gia L©m

Thanh Oai

Phóc Thä

øng Hßa

Ch¬ng Mü

HuyÖn Sãc S¬n

§an Phîng

HuyÖn §«ng Anh

Thêng TÝn

S¬n T©y

Hoµi §øc

HuyÖn Thanh Tr×

Quèc Oai

Th¹ch ThÊt

Mü §øc

Ba V×

Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)

Q121Q121Q121Q121Q121Q121Q121Q121Q121

Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15

Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173

Q.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23a

Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32

Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)


Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)

Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55

Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56

Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)

Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)


Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)

Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)

Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)

Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)

Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)

Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)

Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)

Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)

Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)

Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)SD1SD1SD1SD1SD1SD1SD1SD1SD1

QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1

Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)

Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)

Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)

Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)

Hình 2. Sơ đồ vị trí các công trình quan trắc

nước dưới đất vùng thành phố Hà Nội

6. GIÁ TRỊ HỆ SỐ NHẢ NƢỚC

TRỌNG LỰC

Do tầng chứa nƣớc qh không phải là tầng

chứa nƣớc chính và cũng ít khai thác nên có ít

số liệu thăm dò, nghiên cứu. Để phục vụ cho

tính toán trong nghiên cứu này, các tác giả đã

tổng hợp các kết quả điều tra của 12 đề án dự án

điều tra vùng Hà Nội cũ và mới và tập hợp đƣợc

22 bộ thông số thí nghiệm của tầng này phân bố

rộng khắp thành phố Hà Nội, xem Hình 3. Giá

trị hệ số nhả nƣớc trọng lực () đƣợc thống kê

có dao động từ 0.003 (LK56c) đến 0.1 (SĐ1),

chi tiết xem Bảng 2. Trên cơ sở bộ thông số này

các tác giả sử dụng phần mềm Surfer 9.0 nội

suy phân vùng đẳng hệ số thấm nhƣ nêu trong

Hình 3.


Bảng 2. Tổng hợp giá trị hệ số nhả nƣớc trọng lực

tầng chứa nƣớc qh vùng thành phố Hà Nội

STT Lỗ Khoan

Tầng

hút nƣớc

thí

nghiệm

Độ

cao Z

(m)

Thông số Địa chất thủy văn

Km

m2/ngày

K

m/ngày

Hệ số

nhả

nƣớc

µ

Nguồn số liệu

1 TD6 qh2 8.46 849.0 59.4 0.042

Dự án thăm dò tỉ mỉ nƣớc

dƣới đất khu vực Hà Nội mở

rộng

2 TD7 KK qh2 8.45 790.0 0.031 nt

3 SÐ1 qh2 6.03 363.0 0.104 nt

4 SĐ2 qh2 3.40 342.0 0.090 nt

5 LK56c qh2 4.55 92.0 2.5 0.082 Báo cáo thăm dò tì mỉ vùng

Hà Nội

6 LK9BHDG qh2 4.73 288.0 69.0 0.003 nt

7 ND12-C

qh2 571.0 0.004

Báo cáo khai thác nƣớc dƣới

đất nhà máy Nam Dƣ

8 TC7-3B qh2+qh1 10.65 775.0 0.010 NMNS Thƣợng Cát

9 TC12-B qh2+qh2 12.15 633.0 0.010 nt

10 LK103 qh1 3.53 330.0 17.1 0.021 Tìm kiếm nƣớc dƣới đất vùng

Phú Xuyên - Hà Tây

11 LK114 qh1 5.59 210.0 12.2 0.090 nt

12 LK119A qh1 4.20 260.0 12.6 0.071 nt

13 LK125 qh1 2.90 171.0 6.1 0.015 nt

14 LK132 qh1 3.32 140.0 4.6 0.021 nt

15 LK72 qh1 9.48 357.0 0.060 Tìm kiếm nƣớc dƣới đất vùng

Xuân Mai-Lƣơng Sơn

16 LK11 qh1 17.39 5.0 0.1 0.020 Thăm dò sơ bộ nƣớc dƣới đất

vùng Sơn Tây-Hà Nội

17 LK17 qh1 9.34 2.0 0.2 0.010 nt

18 LK26 qh1 10.52 2.0 0.0 0.010 nt

19 SN 2 qh1 4.00 370.0 0.010 Thăm dò tỉ mỉ nƣớc dƣới đất

khu vực Hà Nội mở rộng

20 LK.GL5B qh1 9.82 1788.0 0.090

Báo cáo thăm dò ndđ vùng

Gia Lâm-Sài Đồng

21 LK.SĐ1B qh1 5.28 506.0 0.030 nt

22 LK8bHDi qh1 6.30 138.0 9.0 0.030 Báo cáo thăm dò tì mỉ vùng

Hà Nội


7. TÍNH BIÊN ĐỘ DAO ĐỘNG MỰC

NƢỚC ∆H

7.5 15

Lç khoan thÝ nghiÖm

Thíc tØ lÖ

PhÇn diÖn tÝch tÇng qh kh«ng cã líp sÐt phñ phÝa trªn

PhÇn diÖn tÝch tÇng qh cã líp sÐt phñ phÝa trªn

0

Km

ChØ DÉn

0.01

0.020.020.020.020.020.020.020.020.02

0.03

0.03

0.01

0.06

0.020.020.020.020.020.020.020.020.02

0.01

0.05

0.070.08

0.07

0.020.020.020.020.020.020.020.020.02

0.020.020.020.020.020.020.020.020.02

0.040.05

0.08

0.03

0.04

0.01

54

64

34

44

00

23

8070 90305

23

60

64

40 50

34

44

54

4 0 '

o

1 0 5 3 0 '

1 0 5 4 0 ' 1 0 5 5 0 '

2 05 0 '

o2 0o

1 0 6 0 0 'o

o

o2 12 0 '

6

o

2 10 0 '

o2 11 0 '

2 12 0 '

1 0 6 0 0 '

5 0 '

oo

o

o

2 04 0 '

o2 0

1 0 5 2 0 '

1 0 'o

o2 10 0 '

thµn h phè hµ n éi

B¶n ®å ®¼ng hÖ sè nh¶ níc träng lùc

2 1

1 0 5 2 0 'o o o o1 0 5 4 0 ' 1 0 5 5 0 '1 0 5 3 0 '

o

14

24

04

94

00

74

84

6

22

908070605

22

5030 40

84

94

04

14

74

N¨m 2014

24

q. l o n g b i ª n

g i a l © m

t h a n h t r ×

q. h o µ n g m a i

H n g y ª n

t h ê n g t Ý n

t h ̧i n g u y ª n

s ã c s ¬ n

b ¾ c g i a n g

H µ n a m

® « n g A n h

b ¾ c n i n hM ª L i n h

ø n g h ß A

p h ó x u y ª n

m ü ® ø c

q. t © y h å

q. cÇu

giÊy

Q . H µ ® ¤ N G

t h a n h o a i

h o µ i ® ø c

c h ¬ n g m ü

®an phîng

t õ l i ª m

p h ó c t h ä

q u è c o a i

t h ¹ c h t h Ê t

TX. s¬n t©y

v Ü n h p h ó c

b a v ×

H ß a b × n h

p h ó t h ä

TD6TD6TD6TD6TD6TD6TD6TD6TD6

TD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKSÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1

SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2

LK56cLK56cLK56cLK56cLK56cLK56cLK56cLK56cLK56c

LK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDG

TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)

LK103LK103LK103LK103LK103LK103LK103LK103LK103


LK119ALK119ALK119ALK119ALK119ALK119ALK119ALK119ALK119A



LK11LK11LK11LK11LK11LK11LK11LK11LK11 LK26LK26LK26LK26LK26LK26LK26LK26LK26

LK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5B

Hình 3. Sơ đồ đẳng hệ số nhả nước trọng lực

tầng chứa nước qh vùng Hà Nội

Giá trị biên độ dao dộng mực nƣớc đƣợc

tính toán bằng phƣơng pháp đồ thị (Hình

4). Trong nghiên cứu này, từ kết quả quan

trắc mực nƣớc theo thời gian của 26 lỗ

khoan quan trắc (Bảng 3). Kết quả chỉnh lý

số liệu cho thấy mực nƣớc dao động của 22

lỗ khoan quan trắc đủ điều kiện tính toán,

4 lỗ khoan quan trắc còn lại có mực nƣớc

dao động nhỏ hoặc không thay đổi (Hình

5) nên không đƣợc đƣa vào tính toán xác

định ∆h.

8. KẾT QUẢ TÍNH LƢỢNG BỔ CẬP

Phƣơng pháp WTF đƣợc lựa chọn để tính

lƣợng bổ cập nƣớc dƣới đất tầng qh. Lƣợng

bổ cập là tích số của hệ số nhả nƣớc trọng

lực với hiệu số giữa biến đổi mực nƣớc theo

thời gian.

Hình 4. Tính giá trị dao động mực nước bằng phương pháp đồ thị tại điểm Q175, Q120

Hình 5. Các vị trí không tính được dao động mực nước bằng phương pháp đồ thị


Bảng 3. Kết quả xác đinh lƣợng bổ cập cho nƣớc dƣới đất tầng Holocen

năm 2013 và 2014 vùng thành phố Hà Nội

TT

Số

hiệu

công

trình

quan

trắc

Xã Huyện

Năm 2013

-Δt (ngày);

ΔH (m)

Năm 2014

-Δt (ngày);

ΔH (m)

Thạch

học

chính

Lƣợng

bổ cập

(R)

năm

2013

(mm/

năm)

So

sánh

%

lƣợng

bổ

cập

và

lƣợng

mƣa

2013

Lƣợng

bổ cập

(R)

năm

2014

(mm/

năm)

So sánh

%

lƣợng

bổ cập

và

lƣợng

mƣa

2014

Δt ΔH Δt ΔH

1 Q.120 Trâu

Quỳ Gia Lâm 142 2.57 220 1.75 Sét 198.18 9.90 87.10 6.31

2 Q.175 Phú

Minh

Phú

Xuyên 194 2.48 110 2.77 Cát sét 139.98 6.99 275.74 19.98

3 Q.177 Tân Dân Phú

Xuyên 215 3.75 235 3.61 Cát 190.99 9.54 168.21 12.19

4 Q.32

M1

Đông

Hải

Đông

Anh 203 6.94 199 6.87 Cát sét 374.35 18.70 378.02 27.39

5 Q.33 Mai

Lâm

Đông

Anh 162 4.18 99 2.13 Sét 188.36 9.41 157.06 11.38

6 Q.55

M1

Liên

Trung

Đan

Phƣợng 170 6.02 234 8.11 Cát 129.25 6.46 126.50 9.17

7 Q.56 Thọ An Đan

Phƣợng 151 4.81 188 4.60 Cát 465.07 23.23 357.23 25.89

8 Q.57 Tân Lập Đan

Phƣợng 170 3.03 224 3.67 Sét 195.17 9.75 179.40 13.00

9 Q.58 Sơn

Đồng Hoài Đức 181 0.46 202 0.49 Sét 64.93 3.24 61.98 4.49

10 Q.59a Vân Côn Hoài Đức 240 3.40 220 2.73 Cát 413.67 20.66 362.35 26.26

11 Q.60 An

Thƣợng Hoài Đức 82 1.56 80 1.18 Cát 555.51 27.75 430.70 31.21

12 Q.64 P. Kim

Liên

Q. Đống

Đa 109 1.22 159 1.19 Sét 163.41 8.16 109.27 7.92

13 Q.65

P.

Hoàng

Liệt

Q.Hoàng

Mai Cát

14 Q.65a

P.

Hoàng

Liệt

Q.Hoàng

Mai 169 0.72 128 0.60 Cát sét 77.75 3.88 85.55 6.20

15 Q.66 Ngũ

Hiệp Thanh Trì 164 2.57 244 3.08 Cát sét 114.40 5.71 92.15 6.68


TT

Số

hiệu

công

trình

quan

trắc

Xã Huyện

Năm 2013

-Δt (ngày);

ΔH (m)

Năm 2014

-Δt (ngày);

ΔH (m)

Thạch

học

chính

Lƣợng

bổ cập

(R)

năm

2013

(mm/

năm)

So

sánh

%

lƣợng

bổ

cập

và

lƣợng

mƣa

2013

Lƣợng

bổ cập

(R)

năm

2014

(mm/

năm)

So sánh

%

lƣợng

bổ cập

và

lƣợng

mƣa

2014

Δt ΔH Δt ΔH

16 Q.67 P.Tứ

Liên

Q. Tây

Hồ 102 6.80 159 5.57 Cát 973.33 48.62 511.46 37.06

17 Q.69 Phú

Lãm

TX Hà

Đông 141 1.29 Sét 0.00 100.12 7.25

18 Q.75 Đông

Mai

Thanh

Oai 175 5.05 226 4.10 Cát 526.64 26.31 331.08 23.99

19 QIII-1 Thọ An Đan

Phƣợng 146 5.00 Cát 250.00 12.49


Phƣợng 127 5.05 Sét 290.28 14.50


Phƣợng 146 4.68 Sét 234.00 11.69


Phƣợng 124 5.73 Sét 337.33 16.85

23 QTIV-

1M1

Liên

Trung

Đan

Phƣợng 138 0.42 178 0.50 Sét 22.22 1.11 20.51 1.49

24 QTIV-

2M1

Liên

Trung

Đan

Phƣợng 193 0.97 160 0.75 Sét 36.69 1.83 34.22 2.48

25 QTIV-

3M1 Tân Lập

Đan

Phƣợng 194 0.86 197 0.93 Sét 48.54 2.42 51.69 3.75

26 QTIV-

4M1 Tân Lập

Đan

Phƣợng 147 0.75 267 0.73 Sét 55.87 2.79 29.94 2.17

Lƣợng bổ cập tính cho 22 điểm quan trắc

năm 2013 dao động từ 22.22mm/năm (QTIV-

1M1 ở Liên Trung, Đan Phƣợng, chiếm 1.1%

lƣợng mƣa) đến 973.33mm/năm (Q67 phƣờng

Tứ Liên, quận Tây Hồ, chiếm 48.62% lƣợng

mƣa). Lƣợng bổ cập năm 2014 nhỏ hơn năm

2013 do lƣợng mƣa giảm. Các vị trí có lƣợng bổ

cập cao nhƣ các điểm ở Đông Hải, huyện Đông

Anh; Thọ An, huyện Đan Phƣợng; Vân Côn và

An Phƣợng huyện Hoài Đức; Tứ Liên, quận Tây

Hồ; Đông Mai, huyện Thanh Oai đều là các

điểm mà tầng chứa nƣớc qh vắng lớp sét phủ

phía trên. Các vùng không có lớp sét phía trên là

các vùng có lƣợng bổ cập thấp nhƣ ở Liên

Trung, Tân Lập và một số điểm thuộc xã Thọ

An huyện Đan Phƣợng; phƣờng Hoàng Liệt,

quận Hoàng Mai; Sơn Đồng, huyện Hoài Đức;

Tân Dân, huyện Phú Xuyên. Các giá trị bổ cập

trong hai năm tính toán 2013 và 2014 biến đổi

tƣơng ứng với tổng lƣợng mƣa cho thấy lƣợng

bổ cập thay đổi một phần do biến đổi lƣợng

mƣa. So sánh giá trị lƣợng bổ cập tính toán

đƣợc với các tính toán tƣơng đối trƣớc đây

thƣờng lấy lƣợng bổ cập biến đổi từ 15% đến


30% lƣợng mƣa trên tất cả bề mặt thì thấy rằng

lƣợng bổ cập tính theo phƣơng pháp này cho kết

quả chi tiết hơn và có cơ sở khoa học tốt hơn.

Giá trị tính toán lƣợng bổ cập tại các vùng bị

phủ rất nhỏ và trên thực tế các vùng có lớp sét

phủ đa số trùng với vùng dân cƣ, đô thị và có

lớp lát kiên cố phía trên.

9. KẾT LUẬN

Bằng việc áp dụng phƣơng pháp tính lƣợng

bổ cập nƣớc dƣới đất tầng Holocen vùng Hà

Nội từ tài liệu quan trắc (WTF) đã xác định

đƣợc lƣợng bổ cập biến đổi từ 1.1% đến 48.62%

lƣợng mƣa. Vùng đƣợc xác định có lƣợng bổ

cập lớn R>100 mm/ năm đều tập trung ở nơi

tầng chứa nƣớc qh không có lớp sét phủ phía

trên; các vùng có lớp sét hoặc trầm tích hỗn hợp

cát sét phủ phía trên thì lƣợng bổ cập giảm đáng

kể chỉ chiếm từ 1% đến dƣới 20% lƣợng mƣa.

Trên cơ sở tài liệu điều tra ĐCTV mới của

NDWRPI cho thấy vùng nội thành Hà Nội và

các vùng bao nơi tập trung dân cƣ và có bề mặt

lát mái kiên cố đa số là vùng có lớp sét phủ tầng

qh và cũng là nơi có lƣợng bổ cập nhỏ. Kết quả

nghiên cứu cho thấy, sự ảnh hƣởng của Biến đổi

khí hậu làm thay đổi lƣợng mƣa sẽ ảnh hƣởng

tới lƣợng bổ cập cho tầng chứa nƣớc qh vùng

thành phố Hà Nội. Kết quả này có độ chính xác

cao do đƣợc tính thông qua mực nƣớc quan trắc;

là cơ sở tin cậy cho thiết lập điều kiện biên các

mô hình dòng ngầm vùng nghiên cứu.


1. Trần Minh và nnk, Báo cáo thăm dò tỉ mỉ

NDĐ vùng Hà Nội mở rộng. Lƣu trữ Địa chất,

Hà Nội, 1993. 226 trang.

2. Trần Minh và Phạm Tƣờng Vi, Báo cáo

lập bản đồ ĐCTV, ĐCCT 1:50.000 thành phố

Hà Nội. 1993: Lƣu trữ Địa chất. 283 trang.

3. Tống Ngọc Thanh và nnk, Báo cáo đánh

giá nguồn nƣớc dƣới đất vùng thành phố Hà

Nội, lƣu trữ Liên đoàn Địa chất thuỷ văn-Địa

chất Công trình miền Bắc. 1999-2004: Hanoi.

158 trang.

4. Nguyễn Văn Đản và nnk, Nƣớc dƣới đất

các đồng bằng ven biển Bắc Bộ, Bắc Trung Bộ

và triển vọng cung cấp nƣớc. Tạp chí Cấp thoát

nƣớc số 1 và 2, 2002.

5. Đặng Hữu Ơn, Đánh giá mức độ suy thoái

giếng khai thác NDĐ khu vực Hà Nội. Tuyển

tập các công trình khoa học tập 26, 1997

(Trƣờng Đại học Mỏ - Địa Chất. Hà Nội): trang.

8-12.

6. Phạm Quý Nhân, Những thành phần cơ

bản tham gia vào cân bằng nƣớc tầng chứa

nƣớc Pleistocene (Qa) vùng Hà Nội. Tuyển

tập các công trình khoa học ĐCTV 1967-

1992. Trƣờng Đại học Mỏ Địa chất, , 1992,

Trang 189-192.

7. Đặng Hữu Ơn, Phƣơng pháp dự báo động

thái NDĐ, Bài giảng sau đại học. 1998, Trƣờng

Đại học Mỏ - Địa chất, 60 trang.

8. Đặng Đình Phúc, Một số vấn đề về tính

toán mực nƣớc hạ thấp dự báo bằng phƣơng

pháp giải tích và tính toán thông số ĐCTV, in

Hội thảo khoa học tài nguyên nƣớc ngầm lãnh

thổ Việt Nam hiện trạng khai thác phƣơng

hƣớng sử dụng hợp lý ở các tỉnh phía nam.

2002, Hội địa chất Việt Nam: TP Hồ Chí Minh.

Trang 55-59.

9. Nguyễn văn Đản và nnk, Báo cáo tổng thể

quan trắc quốc gia động thái NDĐ. 2000: Lƣu

trữ địa chất, Hà Nội.


Người phản biện: TS. LÊ HUY HOÀNG


NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP CẢI TIẾN TRONG TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG CỦA KHỐI ĐẤT YẾU

ĐƯỢC GIA CỐ TRỤ ĐẤT XI MĂNG

LÊ BÁ VINH*

VÕ PHÁN**

NGUYỄN TẤN BẢO LONG***

Study on the modified method to calculate settlement of the soft soil

improved by soil cement columns

Abstract: Settlement S1 of the soft soil block improved by soil-cement

columns is usually calculated by the basic theory of elasticity through

Hooke’ law. This calculation is very simple, because it ignores the

surrounding friction of the reinforcement block, the stress reduction

with depth, and modulus of deformation of improved block is calculated

without the interaction between columns and soft soil. This paper

proposes a method which takes into account the above-mentioned

factors to determine the settlement of the soft soil block improved by

soil-cement columns.

1. GIỚI THIỆU *

Ngày nay công nghệ đất trộn xi măng đã rất

phổ biến và đem lại hiệu quả cao trong việc

xử lí nền đất yếu. Tuy nhiên các cơ sở lý

thuyết để tính toán biến dạng của nền đất yếu

gia cố trụ đất xi măng vẫn chƣa nhiều, đặc

biệt là ở Việt Nam. Do đó việc nghiên cứu về

cơ sở lý thuyết để tính toán biến dạng là rất

cần thiết. Hiện nay, khi tính độ lún S1 của bản

thân khối đất yếu đƣợc gia cố trụ đất xi măng,

hầu hết các phƣơng pháp đều tính theo lý

thuyết đàn hồi thông qua định luật Hooke,

ε=σ/E . Khi đó độ lún S1 đƣợc tính đơn giản,

không xét đến ảnh hƣởng của ma sát xung

quanh khối gia cố, không xét đến sự giảm ứng

suất theo độ sâu và mô đun biến dạng của khối

* Trường Đại học Bách khoa Tp. HCM,

268 Lý Thường Kiệt, Q.10, Tp. HCM, **

Trường Đại học Bách khoa Tp. HCM,

268 Lý Thường Kiệt, Q.10, Tp. HCM, ***

Trường Đại Học Tiền Giang

ĐT: 0913641432 Email: [email protected]

gia cố chỉ đƣợc tính trung bình, không xét đến

tƣơng tác giữa trụ và đất. Rõ ràng tính nhƣ thế

sẽ chƣa đúng với thực tế, vì trong thực tế phản

ứng thủy hóa xi măng sẽ làm mất nƣớc trong

nền, đồng nghĩa với việc ma sát giữa trụ và

đất tăng đáng kể. Ngoài ra, ảnh hƣởng của tải

trọng ngoài sẽ giảm dần theo độ sâu. Vì vậy

để có đƣợc độ lún chính xác khi tính lún cho

nền đất yếu gia cố trụ đất xi măng, cần có

phƣơng pháp phù hợp để tính biến dạng của

bản thân khối gia cố. Trong bài báo này, tác

giả đề xuất công thức hiệu chỉnh để tính biến

dạng của bản thân khối gia cố, sau đó sử dụng

số liệu quan trắc thực tế và phƣơng pháp phần

tử hữu hạn để kiểm chứng lại công thức giải

tích đã đề xuất.

2. BIẾN DẠNG CỦA KHỐI ĐẤT YẾU

ĐƢỢC GIA CỐ BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG

Độ lún của nền đất yếu gia cố trụ đất xi măng

đƣợc tính bằng tổng độ lún S1 của bản thân khối

gia cố và độ lún S2 của nền đất bên dƣới khối

gia cố nhƣ trong hình 1.



Hình 1. Các độ lún thành phần của nền gia cố

Theo các phƣơng pháp tính hiện nay, độ lún

S1 của bản thân khối gia cố đƣợc tính đơn giản

nhƣ sau:

(1)

Trong đó:

S1 – độ lún của bản thân khối gia cố;

q – tải trọng phân bố trên khối gia cố;

H – chiều dày khối gia cố;

a – tỷ diện tích thay thế;

Ec – mô đun đàn hồi vật liệu trụ;

Es – mô đun biến dạng của đất xung quanh trụ.

Theo cách tính này thì độ lún S1 của bản thân

khối gia cố đƣợc tính dựa trên định luật Hooke:

E

, trong đó bỏ qua ma sát thành của khối gia

cố, và ứng suất do tải trọng ngoài không thay

đổi theo chiều sâu, trong khi theo thực tế thì ma

sát thành của khối gia cố vẫn tồn tại dù khá nhỏ

và ứng suất do tải trọng ngoài sẽ giảm dần theo

chiều sâu.

Trong bài báo này, một phƣơng pháp tính

đƣợc đề xuất với sự hiệu chỉnh công thức tính

lún ở trên bằng cách xét thêm: ma sát xung

quanh khối gia cố, sự giảm dần ảnh hƣởng của

tải trọng ngoài và sử dụng module biến dạng

trung bình của khối gia cố phù hợp hơn.

3. PHƢƠNG PHÁP CẢI TIẾN ĐỀ TÍNH

TOÁN BIẾN DẠNG CỦA KHỐI ĐẤT YẾU

ĐƢỢC GIA CỐ BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG

Theo Alen [4], phƣơng trình phân bố ứng

suất trong khối gia cố (do Alen cải tiến từ công

thức của Boussinesq):

((2)

Ứng suất theo độ sâu trong khối gia cố do tải

trọng ngoài q tạo ra:

(3)

Ma sát đơn vị xung quanh khối gia cố đƣợc

tính nhƣ sau:

(4)

Trong đó:

c, φ lần lƣợt là lực dính và góc ma sát trong

của đất yếu xung quanh trụ.

Mô đun biến dạng của khối gia cố (do

H.Ochiai & M.D.Boton đề xuất năm 1994)

đƣợc tính nhƣ sau:

(5)

(6)

Trong đó:

Eblock – mô đun biến dạng của khối gia cố;

a – tỷ diên tích thay thế;

b – hệ số tập trung ứng suất;

m = 1- Si phụ thuộc hệ số poison của đất;

Si đƣợc xác định dựa theo hình dạng của đất

trộn xi măng (hình 2,3,4,5):

Hình 2. Đất- xi măng là những lớp ngang

SCtb EaaE

qH

E

qHS

11

),,(.),,,( zxBIqzxBq

ctgf vs 'sin1

sc

block

E

a

E

ab

abE

1

1)1(

1iS

m

s

c

E

Eb

1

),,( zxBI

)

2

2(

)2(4

2.2)

2

2(

)2(4

2.2

12222 z

xBarctg

xBz

xBz

z

xBarctg

xBz

xBz


Hình 3. Đất- xi măng là những lớp đứng

Hình 4. Đất- xi măng là những khối cầu

Hình 5. Đất- xi măng là những khối trụ

Xét khối đất yếu có chiều rộng B, chiều

dài L, chiều cao H đƣợc gia cố bằng các khối

đất xi măng hình trụ:

Hình 6. Sơ đồ tính lún cho khối gia cố

Chia khối gia cố thành nhiều lớp phân tố có

chiều dày dz. Xét lực đứng tác dụng lên 1 lớp

phân tố đất :

Hình 7. Lớp phân tố đất gia cố có chiều dày dz

Biến dạng tƣơng đối của lớp phân tố đƣợc

tính nhƣ sau:

(7)

(8)

(9)

Xét những điểm nằm trên trục qua tâm diên

chịu tải, khi đó x = 0:

(10)

(11)

Đặt:

(12)

Đặt:

( 13)

(14)

(15)

Ta có:

(16)

block

s

ELB

dzLBfLBzxBIq

..

).(2..).,,(.

dzdS .

dzELB

dzLBfLBzxBIqdSS

H

block

s

H

00..

)(2..).,,(.

1iS

0iS

)1(15

57

s

siS

)1(8

45

s

siS

dzELB

dzLBfLBzBIqS

H

block

s

0..

)(2..).,0,(.

H H

s

block

dzLB

LBfdzzBIq

ES

0 0.

)(2),(.

1

H

dzzBIqS0

1 ),(.

H

sdzfLB

LBS

0

2.

)(2

H

sdzfLB

LBS

0

2.

)(2

H H

dzz

Barctgdz

Bz

zBqS

0 0

22124

22

dzBz

zBI

D

2214

2dz

z

BarctgI

D

22

HBzB

I 0

22

1 4ln4

H

BzB

z

BarctgzI

0

22

2 4ln82

.

H

BzB

z

Barctgz

qS

0

22

1 )4ln(82

.2

H

sdzfLB

LBS

0

2.

)(2

H

czztgLB

LBS

0

2

2 ..sin12

1

.

)(2


Từ các phƣơng trình (15) và (16)

(17)

Với:

(18)

(19)

Từ các phƣơng trình (17), (18), (19), ta có

thể tính đƣợc độ lún S1 của bản thân khối gia cố.

4. KIỂM CHỨNG PHƢƠNG PHÁP ĐỀ

XUẤT BẰNG CÁC MÔ HÌNH

4.1. Kiểm chứng bằng mô hình thí nghiệm

của M.D.Bolton (đại học Cambridge)

Theo đó M.D.Bolton đã tạo 8 trụ đất xi măng

đƣờng kính 30mm, dài 200mm trong hộp vách

kính. Xi măng Portland đƣợc trộn với hàm

lƣợng 15kg/m3

vào trong sét Kaolin. Tải trọng

thẳng đứng đƣợc gia tăng từ 0.96 đến 25kPa

thông qua tấm cứng đặt trên đầu trụ (hình 8) và

các thông số đất nhƣ trong bảng 1.

Hình 8. Mô hình thí nghiệm của Bolton

Bảng 1. Thông số vật liệu của Bolton

Loại

vật liệu

E

(kPa) ν

c

(kPa)

Φ

(º) a(%)

Đất xi

măng 17262 0.4 29.96 35 22

Sét

Kaolin 4171 0.49 2.66 0

Kiểm chứng bằng phƣơng pháp phần tử

hữu hạn

Mô hình gồm 30 trụ đất xi măng, trên đầu và

dƣới mũi cột là 2 tấm cứng bằng bê tông dày

10cm, tải phân bố tác dụng lên tấm cứng là q=

7.5KN/m2 (hình 9).

Hình 9. Mô hình tính toán trong Plaxis 3DF

Bảng 2. Thông số vật liệu trong Plaxis

Vật

liệu Mô hình Các thông số

Đất

đắp

Mohr-

Coulomb

E=4(Mpa), c=10 (kPa),

φ=25, ν=0.3, H=3m,

γ=18(kN/m3),

kv=kh=10-9 (m/sec)

Đất

yếu

Mohr-

Coulomb

E=1.5(Mpa), c=10(kPa),

φ=0, γ=16(kN/m3),

ν=0.495, H=15m,

kv=kh=10-9(m/sec)

Trụ

đất-xi

măng

Mohr-

Coulomb

E=50(Mpa), c=80(kPa),

φ=35,γ=17(kN/m3),

ν=0.495,H=10m,

kv=kh=10-10

(m/sec)

Bảng 3. Tổng hợp số liệu tính toán S1

q (kN/m2) 7.5

H (m) 10

Ec (kPa) 5e4

Es (kPa) 1.5e3

a (%) 6.5 8.6 10.87 16.97

B (m) 10

L (m) 12

c(kN/m2) 10

H

block

mBLq

czLBzmBz

B

z

Barctgz

E

qS

0

2

2

1

22 )(4ln

82.

2

1.sin12

1

tgqBL

LBm

2

2 ln8

BB

m


5. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

Biểu đồ so sánh kết quả thu đƣợc từ cách

tính theo các phƣơng pháp khác, theo công

thức đề xuất với kết quả từ mô hình thí

nghiệm của Bolton đƣợc thể hiện trong hình

10. Biểu đồ so sánh kết quả thu đƣợc từ cách

tính theo các phƣơng pháp khác, theo công

thức đề xuất với kết quả từ Plaxis cho các

trƣờng hợp nền đất gia cố có 30 trụ, 40 trụ,

50 trụ, 60 trụ đƣợc thể hiện trong các hình

11, 12, 13, 14.

Hình 10. So sánh kết quả tính lún theo các

phương pháp với kết quả từ thí nghiệm

Hình 11. So sánh kết quả tính lún theo

các phương pháp với kết quả từ Plaxis

cho trường hợp 30 trụ


các phương pháp với kết quả từ Plaxis cho

trường hợp 40 trụ


các phương pháp với kết quả từ Plaxis cho


Hình 14. So sánh kết quả tính lún theo các

phương pháp với kết quả từ Plaxis cho



* Nhận xét:

Qua các biểu đồ trong hình 10, 11, 12, 13,

14 ta thấy kết quả tính toán độ lún S1 thu đƣợc

từ công thức đề xuất nhỏ hơn kết quả thu đƣợc

từ các phƣơng pháp khác và gần sát với kết quả

thu đƣợc từ mô hình thí nghiệm, hay xấp xỉ

với kết quả thu đƣợc từ Plaxis. Cụ thể trong

hình 10 kết quả thu đƣợc từ công thức đề xuất

lớn hơn kết quả thu đƣợc từ mô hình thí

nghiệm của Bolton 29%, và nhỏ hơn kết quả

thu đƣợc từ các phƣơng pháp khác 38%. Trong

các hình 11, 12, 13, 14 kết quả thu đƣợc từ

công thức đề xuất nhỏ hơn kết quả thu đƣợc từ

các phƣơng pháp khác khoảng (27 ÷31)% và

nhỏ hơn kết quả thu đƣợc từ Plaxis khoảng

(7÷10)%. Qua đó cho thấy phƣơng pháp đề

xuất cho kết quả xấp xỉ với kết quả từ Plaxis,

thể hiện đƣợc những ứng xử thực tế của khối

đất yếu gia cố trụ đất xi măng.

6. PHÂN TÍCH CÁCH XÁC ĐỊNH MÔ

ĐUN ĐÀN HỒI CỦA VẬT LIỆU TRỤ ĐẤT

XI MĂNG

Theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9403:2012

[1], khi tính toán độ lún S1 của khối gia cố, thì

thông số Ec là mô đun đàn hồi của vật liệu trụ.

Theo nhƣ một số đề xuất giá trị mô đun đàn hồi

này có thể đƣợc lấy từ thí nghiệm nén một trục

có nở hông vì đây là thí nghiệm đơn giản và rất

phổ biến. Tuy nhiên với cách xác định nhƣ vậy

thì thật sự là chƣa phù hợp vì thực tế ngoài hiện

trƣờng xung quanh các trụ đất xi măng còn có

áp lực ngang của đất nền, còn trong thí nghiệm

nén một trục có nở hông thì không có áp lực

xung quanh mẫu thí nghiệm. Do vậy, đây là một

trong những nguyên nhân gây ra sự khác biệt

giữa giá trị mô đun đàn hồi của vật liệu trụ đất

xi măng thực tế tại hiện trƣờng và giá trị mô đun

đàn hồi của vật liệu trụ đất xi măng thu đƣợc từ

thí nghiệm nén một trục có nở hông. Nhiều kết

quả thí nghiệm hiện trƣờng đã cho thấy sự khác

biệt này là đáng kể.

Theo thí nghiệm hiện trƣờng của Baker

[7] tại công trƣờng Loftaan miền nam Goteborg,

Thụy Điển đã phân tích biến dạng theo độ sâu

của trụ đất xi măng. Theo đó 30 trụ đất-vôi-xi

măng đƣờng kính 0.6m đƣợc đặt ở độ sâu 6m

nhằm phục vụ cho các thí nghiệm khác nhau.

Hình 16. Kết quả thu được từ thí nghiệm

hiện trường

Hình 15. Thí nghiệm hiện trường của Baker


Hình 17. Kết quả thu được từ mô phỏng số.

Thí nghiệm cho kết quả mô đun đàn hồi của

vật liệu trụ thực tế ở hiện trƣờng là Ec = 220

MPa, trong khi kết quả thí nghiệm nén đơn có

Ec = 60MPa.

Theo mô hình thí nghiệm trong phòng của

M.D.Bolton có mô đun đàn hồi của vật liệu trụ

thực tế ở hiện trƣờng là Ec = 65,3 MPa, trong

khi kết quả thí nghiệm nén đơn cho kết quả Ec =

17,26MPa.

Hình 18. Kết quả thu được từ thí nghiệm trong

phòng của M.D.Bolton

Hình 19. Kết quả thu được từ mô phỏng

số của M.D.Bolton

Theo thí nghiệm hiện trƣờng tại quận Liên

Chiểu thành phố Đà Nẵng [2] với trụ đất xi

măng chiều dài 7,5 m, hàm lƣợng xi măng

360kg/m3 đƣợc nén tĩnh sử dụng thiết bị đo biến

dạng dọc trục là strain gage Geokon 9411,

Hình 20. Mô hình thí nghiệm hiện trường

của GS.TS Nguyễn Trường Tiến


Thí nghiệm cho kết quả mô đun đàn hồi của

vật liệu trụ thực tế ở hiện trƣờng là Ec = 2130

MPa, trong khi kết quả thí nghiệm nén đơn có

Ec = 1000Mpa.

Từ những số liệu thí nghiệm hiện trƣờng nêu

trên cho thấy có sự chênh lệch đáng kể, từ

(2,1÷3,7) lần, giữa mô đun đàn hồi của vật liệu trụ

thực tế ở hiện trƣờng và mô đun đàn hồi của vật

liệu trụ thu đƣợc từ kết quả thí nghiệm nén đơn.

7. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Trong việc tính toán ứng suất, biến dạng của

nền đất yếu đƣợc gia cố bằng các trụ đất xi

măng theo một số phƣơng pháp hiện nay, cụ thể

là tính toán độ lún độ lún S1 của bản thân khối

gia cố đƣợc tính dựa trên định luật Hooke E

bỏ qua ma sát thành của khối gia cố, và ảnh

hƣởng của tải trọng ngoài xem nhƣ không giảm

theo chiều sâu, trong khi theo thực tế thì ma sát

thành của khối gia cố vẫn tồn tại dù khá nhỏ và

ứng suất do tải trọng ngoài gây ra sẽ giảm dần

theo chiều sâu. Khi tính toán nhƣ thế sẽ cho kết

quả khá an toàn, với kết quả độ lún của khối gia

cố lớn hơn từ 25% đến 35% kết quả thực tế tùy

theo độ lớn của tỷ diện tích thay thế. Thật vậy

khi số lƣợng trụ càng nhiều thì ma sát xung

quanh khối gia cố càng lớn và phản ứng thủy

hóa xi măng càng nhiều làm cho nền tăng khả

năng chịu lực nên độ sai lệch giữa các phƣơng

pháp càng lớn. Cho nên, tính toán theo cách này

sẽ không kinh tế, đặc biệt đối với các công trình

đƣờng, khối lƣợng thi công rất lớn.

- Với phƣơng pháp cải tiến đƣợc đề xuất trong

bài báo này, đã có xét đến ma sát của đất xung

quanh khối gia cố và sự giảm của ứng suất do tải

ngoài gây ra trong vùng đất đƣợc gia cố. Các kết quả

phân tích thu đƣợc từ phƣơng pháp cải tiến bƣớc

đầu cho thấy sự phù hợp với biến dạng thực tế của

nền đất đƣợc gia cố bằng các trụ xi măng đất.

- Khi tính toán độ lún S1 của khối gia cố, nếu

lấy giá trị mô đun đàn hồi của vật liệu trụ từ thí

nghiệm nén một trục có nở hông thì thật sự là

chƣa phù hợp vì thực tế ngoài hiện trƣờng xung

quanh các trụ đất xi măng còn có áp lực ngang

của đất nền, còn trong thí nghiệm nén một trục

có nở hông thì không có áp lực xung quanh mẫu

thí nghiệm. Do vậy, đây là một trong những

nguyên nhân gây ra sự khác biệt giữa giá trị mô

đun đàn hồi của vật liệu trụ đất xi măng thực tế

tại hiện trƣờng và giá trị mô đun đàn hồi của vật

liệu trụ đất xi măng thu đƣợc từ thí nghiệm nén

một trục có nở hông. Từ những số liệu thí

nghiệm hiện trƣờng nêu trên cho thấy có sự

chênh lệch đáng kể, từ (2,1÷3,7) lần, giữa mô

đun đàn hồi của vật liệu trụ thực tế ở hiện

trƣờng và mô đun đàn hồi của vật liệu trụ thu

đƣợc từ kết quả thí nghiệm nén đơn.


[1] Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9403-2012,

Gia cố đất nền yếu – Phƣơng pháp trụ đất xi măng.

[2] Đỗ Hữu Đạo, Phan Cao Thọ, Nguyễn

Trƣờng Tiến. “Xác định hệ số sức chịu tải của

cọc đất xi măng thông qua mô hình thí nghiệm

Full scale với thiết bị đo biến dạng dọc trục”,

Tạp chí Địa Kỹ thuật số 3-2014, năm 2014.

[3] Alamgir.“Stress–Strain distribution in

embankment reinforced by columnar

inclusion” (1996).

[4] Alen, C. “Lime/Cement Column

Stabilized Soil – A New Model for Settlement

Calculation” (2010).

[5] Hakan Bredenberg, Goran Holm, Bengt

B.Broms. “ Dry Mix Methods for Deep Soil

Stabilization”.

[6] John P.Carter. “ Deformation Analysis In

Soft Ground Improvement” (2011).

[7] Sadek Baker. “Deformation Behaviour of

Lime/Cement Column Stabilized Clay” (2000).

Người phản biện: TS. NGUYỄN ANH DŨNG


ĐÁNH GIÁ SỨC CHỐNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI CÔNG TRÌNH ĐẮP THUỘC KHU VỰC

ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG

LÊ HOÀNG VIỆT*, VÕ PHÁN

**

Estimating the undrained shear strength of soft soil under embankment

in mekong delta area

Abstract: This article presents the results of author evaluation study

changed the undrained shear strength Su, base on the problem one -

dimensional consolidation theoryconsidered compressibility basis on

correlations undrained shear strength according degree of compaction

and time. Evaluating results changed undrained shear strength was

appropriate to the result of in-siu field van shear test. The results can be

used to estimate long-term stability of soft soil under embankment in

Mekong Delta area.

Keywords: Undrained shear strength; Soft soil; Stability; Displacements.

1. TỔNG QUAN KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU *

Sức chống cắt không thoát nƣớc (Su) là thông

số quan trọng đƣợc sử dụng để đánh giá ổn định

công trình đắp trên đất yếu. Dƣới tác dụng của

khối đắp, hiện tƣợng cố kết xảy ra và kéo dài

theo thời gian. Theo 22TCN 262-2000 [1], Su

tăng đồng đều theo độ sâu và theo thời gian

dƣới tác dụng của tải trọng ngoài do việc dự báo

thay đổi Su chỉ căn cứ vào mức độ cố kết tổng

thể Ut(t). Tuy nhiên, ở khu vực có lớp đất yếu

có bề dày tƣơng đối lớn, hiện tƣợng cố kết kéo

dài đến hàng chục năm, thậm chí trăm năm và

quá trình cố kết vẫn tiếp diễn ra trong quá trình

sử dụng. Trong quá trình cố kết, sự tiêu tán áp

lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ xảy ra không đồng

đều trong phạm vi nền ảnh hƣởng. Tại các vị trí

gần biên thoát nƣớc, sự tiêu tán áp lực nƣớc lỗ

rỗng thặng dƣ xảy ra nhanh hơn. Khi áp lực

*,**

Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG-HCM

268 Lý Thường Kiệt, quận 10, TP. HCM, ĐT: 083 8636822

* ĐT: 0979 853 988,

Email: [email protected],

** ĐT: 0913 867008,


nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ tiêu tán một phần, ứng

suất hữu hiệu gia tăng tƣơng ứng với hiện tƣợng

nén chặt đất. Nhƣ vậy sự gia tăng Su cũng xảy ra

không đồng đều trong nền. Một số kết quả thí

nghiệm trong phòng trên cùng một loại đất bão

hòa chỉ ra rằng Su phụ thuộc vào độ ẩm và tuân

theo quy luật phi tuyến [2]. Nhƣ vậy, Su có liên

hệ chặt chẽ với độ chặt hay trạng thái ứng suất

ban đầu và có thể thể hiện thông qua tỷ số

Su/’v, [3].

Theo Skempton (1948):

u vo pS / 0,11 0,0037I (1)

Các tƣơng quan giữa Su và chỉ số dẻo Ip của

Bjerrum (1972), Terzaghi, Peck và Mersi (1996)

đã nghiên cứu. Theo quan điểm thiết kế

SHANSEP (Stress History And Normalized Soil

Engineering Properties) [4], [5]: m

u voS / S( OCR ) (2)

Trong đó: S - hệ số chuẩn hóa sức chống cắt

không thoát nƣớc cho trạng thái cố kết thƣờng

(OCR=1),

u vo OCR 1S S /

(3)

m - hệ số xác định từ độ dốc của đƣờng quan

hệ log(OCR) và log u voS / .



Su của sét quá cố kết đƣợc xác đinh:

m

u u vo vOCR 1S S / .(OCR ) .

(4)

Điều này đã các tác giả Jamiolkowski (1985),

Mersi (1989), Ladd (1991) nghiên cứu bổ sung.

Ladd (1991) đề nghị giá trị các hệ số: S= 0,22 ±

0,03 và m = 0,8 ± 0,1.

Sức chống cắt không thoát nƣớc cũng đƣợc

xác định bằng cách phân tích theo ứng suất hữu

hiệu với việc sử dụng hệ số áp lực lỗ rỗng

Skempton Af (khi phá hoại) [6] nhƣ sau:

vo o f 0

u

f

c' cos '+ ' sin ' K A (1 K )S

1 ( 2A 1)sin '

(5)

Đối với sét cố kết thƣờng:

vo o f 0

u

f

' sin ' K A (1 K )S

1 ( 2A 1)sin '

(6)

Trên cơ sở cân bằng giới hạn, bỏ qua các

thông số hệ số áp lực nƣớc lỗ rỗng, Verruijt

cũng đƣa ra công thức gần tƣơng tự để đánh giá

giá trị Su theo trạng thái ứng suất [7]. Ngoài ra,

thông qua tính toán trên cơ sở lý thuyết cố kết

thấm, tác giả đã tính toán dự báo Su thay đổi

theo thời gian bằng các biểu thức (5) và (6) cho

kết quả khác nhau đáng kể so với kết quả thí

nghiệm cắt cánh tại hiện trƣờng.

2. GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

Hình 1. Vị trí tuyến đường mở rộng Quốc lộ 1A đoạn Mỹ Thuận - Cần Thơ

Chiều dài tuyến thuộc khu vực nghiên cứu từ

Km 2042 đến Km 2061 dự án nâng cấp mở rộng

Quốc lộ 1- Mỹ Thuận – Cần Thơ thuộc địa bàn

tỉnh Vĩnh Long. Theo kết quả khảo sát hiện

trƣờng & kết quả thí nghiệm trong phòng, địa

tầng tại khu vực nghiên cứu đƣợc chia làm các

lớp đất chính nhƣ sau:

Lớp K: Đất đắp, là lớp đất không đồng nhất,

tuỳ từng khu vực mà lớp này có đặc điểm khác

nhau. Bề dày lớp biến thiên từ 0,5m đến 2,8m.

Lớp 1a: Sét, màu xám nâu, xám đen, xám

xanh, trạng thái dẻo mềm. Cao độ đáy lớp biến

thiên từ -1,67m đến 2,75m. Bề dày lớp biến

thiên từ 0,4m đến 3,4m.

Lớp 1b: Bùn sét cát / bùn sét kẹp cát, màu

xám xanh, xám nâu, xám đen. Tại một số lỗ

khoan (Km 2056- Km 2061) chƣa phát hiện lớp

này. Cao độ đáy lớp đƣợc từ -29,8m đến -

29,0m. Bề dày lớp thay đổi từ 14,0m đến 15,2m.

Lớp 1: Bùn sét/bùn sét kẹp cát, màu xám

xanh, xám đen. Lớp này gặp trong tất cả các lỗ

khoan. Hầu hết các lỗ khoan phần tuyến đều

chƣa đƣợc khoan qua hết bề dày của lớp. Cao

độ đáy lớp biến thiên từ -29,80m đến -9,58m.

Bề dày lớp đã khoan đƣợc biến thiên từ 10,0m

đến 30,0m.


Lớp 2: Sét, màu xám nâu, xám đen, trạng thái

dẻo chảy. Lớp này chỉ gặp trong mộ vài vị trí.

Bề dày lớp đã khoan đƣợc là 1,8 đến 15,0m. Bề

dày lớp chƣa đƣợc xác định qua hết.

Thấu kính TK1: Cát, hạt nhỏ, màu xám đen,

đôi chỗ lẫn ổ bùn sét, kết cấu rời rạc. Thấu kính

này gặp trong một vài vị trí (Km 2042- Km 2047),

cao độ đáy thấu kính biến thiên từ -10,90m đến -

3,6m và bề dày thấu kính biến thiên từ 2,0m đến

9,2m. Thấu kính này gặp trong một vài vị trí (Km

2056- Km 2061), cao độ đáy thấu kính biến thiên

từ -21m đến -24,2m và bề dày thấu kính biến thiên

từ 4,1m đến 4,7m.

Thấu kính TK2: Cát hạt mịn. Thấu kính này

gặp trong lớp 1, tại một vài vị trí (Km 2042-Km

2047). Cao độ đáy thấu kính là 10,2m. Bề dày

thấu kính là 2,0m

Đã có nhiều tác giả kết quả nghiên cứu về Su

theo chỉ số dẻo IP, theo trạng thái ứng suất và hệ

số cố kết OCR, theo kết quả thí nghiệm cắt cánh

tại hiện trƣờng.

3. ĐÁNH GIÁ SỰ THAY ĐỔI SỨC

CHỐNG CẮT THEO THOÁT NƢỚC

THEO BÀI TOÁN CỐ KẾT THẤM

3.1. Xây dựng tƣơng quan sức chống cắt

không thoát nƣớc theo độ sâu, mức độ nén chặt

Để đánh giá Su của đất yếu cần xác định

tƣơng quan giữa độ chặt (e) và trạng thái ứng

suất của đất nền. Từ kết quả thí nghiệm nén cố

kết cho ta kết quả hình 2:

e(*)

= 1,6073exp(-0,0015σ'v) (7)

Với: e(*)

- hệ số rỗng, σ'v- ứng suất nén

Hình 2. Tương quan mức độ nén chặt theo

trạng thái ứng suất

Để dự báo sự gia tăng Su của đất yết theo thời

gian, ngoài độ chặt, cần phải đánh giá trạng thái

ứng suất trong quá trình cố kết. Từ đó rút xây

dựng tƣơng quan giữa ứng suất (σ'v) – độ chặt

(e) và sức chống chắt không thoát nƣớc (Su). Từ

tƣơng quan này cho phép dự báo sự gia tăng Su

dƣới tác dụng của quá trình gia tải. Trong phạm

vi nghiên cứu này, tác giả sử dụng giá trị hệ số

hiệu chỉnh của Bjerrum.

Hình 3. Tương quan giữa Su theo độ sâu khu

vực dự kiến mở rộng mặt đường

Hình 4. Tương quan giữa Su theo độ sâu

(với lớp đất trên bề mặt cố kết trước)


Su= µ.Su(VST) (8)

với µ=1.7 - 0.54*log(IP) để hiệu chỉnh giá trị

Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh (VST) và

thành lập các tƣơng quan: Su –z; tƣơng quan

Su/e– z; tƣơng quan Su/e - ’v của các khu vực

nghiên cứu. Kết quả tính toán đƣợc nhƣ sau:

Su = 0,395Z + 13,978 (9)

uv

S201,2.ln 442,79

e

(10)

Từ kết quả tổng hợp sức chống cắt không thoát

nƣớc từ thí nghiệm VST và đƣợc hiểu chỉnh theo

biểu thức (8). Kết quả nghiên cứu xây dựng đƣợc

các tƣơng quan biểu thức (9) và (10) là khá chặt

chẽ, với hệ số tƣơng quan R2=0,99 và đƣợc thể

hiện trên hình 3, hình 4, hình 5 và hình 6.

Hình 5. Tương quan giữa Su/e theo độ sâu Hình 6. Tương quan giữa Su/e và ứng suất hữu hiệu

3.2. Cơ sở lý thuyết dự báo sức chống cắt

không thoát nước theo bài toán cố kết thấm

Để thực hiện tính toán giá trị áp lực nƣớc lỗ

rỗng thặng dƣ ở thời điểm bất kỳ theo độ sâu có

thể sử dụng lý thuyết cố kết thấm 1 chiều của

K.Terzaghi. Lời giải cố kết thấm một chiều của

K.Terzaghi chấp nhận nƣớc lỗ rỗng không chịu

nén ép, hệ số cố kết phụ thuộc vào tính nén ép

của cốt đất và tính thấm của đất:

zv

0 w

kC

a

(11)

Thực tế, nƣớc lỗ rỗng luôn chứa một hàm

lƣợng khí nhất định, các loại khí này khi chịu

nén ép sẽ bị hòa tan một phần. Xét tính nén ép

của nƣớc lỗ rỗng, hệ số cố kết có thể đƣợc biểu

diễn bằng biểu thức sau:

z

v

w

sk a ,w

kC

2 1 3n

K K

(12)

ou

EK

3(1 2 )

(13)

a ,w

r

0 0

3K

1 S 1 H 1 1

2 p p p

(14)

Trong đó:

Ksk - module biến dạng thể tích khung

cốt đất;

Ka,w - module biến dạng thể tích hỗn hợp khí-

nƣớc lỗ rỗng;

Với: po = patm + w.z - áp lực ban đầu của

nƣớc lỗ rỗng trong điều kiện tự nhiên;

E0 - Module biến dạng tổng quát;


ν - Hệ số Poisson của đất ;

w - trọng lƣợng riêng của nƣớc;

n - độ rỗng của đất;

kz - hệ số thấm theo phuơng đứng.

Sử dụng lý thuyết cố kết thấm cho phép xác

định đƣợc giá trị áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ

theo độ sâu tại một thời điểm nhất định nào

đó. Từ đó, ứng suất hữu hiệu: v v( u)

xác định đƣợc khi đã biết ứng suất tổng tác

dụng. Áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ của bài

toán cố kết thấm một chiều đƣợc tính theo

biểu thức sau: 2 2

v

2i 1

C i4q 1 i zu sin exp t

i h h

(15)

Với điều kiện địa chất khu vực nghiên cứ, xét

khối đắp dày 2m, trọng lƣợng riêng của vật liệu

đắp là 19,5kN/m3, hệ số cố kết tính theo biểu

thức (12), Cv= 6,704x10-4

m2/ngđ và hệ số thấm

kz = 3,145x10-5

m/ngđ. Kết quả tính toán biểu

thức (7) và (10) trên cở sở bài toán cố kết thấm

một chiều khi xét tính nén ép của nƣớc lỗ rỗng,

giá trị sức chống cắt không thoát nƣớc Su gần

với giá trị Su từ thí nghiệm VST. Kết quả tính

toán đƣợc thể hiện hình 7 và hình 8.

Kết quả dự báo sức chống cắt không thoát

nƣớc Su theo độ sâu (hình 8) tại tâm diện gia tải

ở các thời điểm khác nhau trên cơ sở bài toán cố

kết thấm một chiều cho thấy có sự khác biệt

không đáng kể. Kết quả tính toán cho thấy ở gần

bề mặt trong phạm vi 30 năm, ở độ sâu từ 8-9m

trở lại thì Su ở tâm diện truyền tải lớn hơn ở

taluy vì ứng suất nén trong nền ở tâm diện gia

tải lớn hơn ở taluy. Ở độ sâu từ 9-14 m, giá trị

Su ở các thời điểm khác nhau có giá trị gần bằng

nhau và phù hợp với giá trị Su từ kết quả thí

nghiệm cắt cánh tại hiện trƣờng. Từ độ sâu 14m

trở lên, giá trị Su ở các thời điểm khác nhau có

giá trị gần bằng nhau và lớn hơn đáng kể với giá

trị Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh tại hiện

trƣờng thuộc khu vực nghiên cứu.

Hình 7. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố

kết và độ sâu theo thời gian không xét tính

nén ép của nước lỗ rỗng

Hình 8. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố

kết và độ sâu theo thời gian có xét tính nén ép

của nước lỗ rỗng


4. KẾT LUẬN

Kết quả phân tích và tổng hợp số liệu thí

nghiệm xác định sức chống cắt không thoát

nƣớc và xây dựng các tƣơng quan: (Su-z), (e-

Su), (’v-Su/e), và kết hợp với lý thuyết cố kết

thấm một chiều có xét tính nén ép của nƣớc lỗ

rỗng, cho phép dự báo đƣợc sự thay đổi Su theo

thời gian và theo độ sâu. Kết quả nghiên cứu có

thể rút ra các kết luận chính nhƣ sau:

- Khu vực nền đất cố kết trƣớc (khu vực đã

tồn tại công trình đắp), kết quả tính toán Su

theo các tƣơng quan thí nghiệm đề nghị với bài

toán cố kết thấm thấm một chiều có xét tính

nén ép của nƣớc lỗ rỗng phù hợp với kết quả

thí nghiệm

VST tại hiện trƣờng. Sức chống cắt ở khu

vực này gần bề mặt giảm dần đến độ sâu 2m, từ

độ sâu này trở đi thì Su tăng gần nhƣ tuyến tính

theo độ sâu.

- Dƣới tác dụng của tải trọng ngoài, kết quả

dự báo Su theo thời gian tại tâm diện gia tải với

bài toán cố kết thấm một chiều phù hợp với xu

hƣớng gia tăng sức chống cắt nơi tồn tại công

trình đắp.

- Giá trị Su dƣới mái taluy tăng ít hơn so

với tâm ở khu vực bề mặt.

Kết quả nghiên cứu cho phép đánh giá khả

năng ổn định của nền đất yếu theo thời gian và

sự gia tăng khả năng chịu tải của đất nền ở khu

vực bề mặt.


[1] Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN: 262-200,

"Qui trình khảo sát thiết kế nền đƣờng ô tô đắp

trên đất yếu," Nhà xuất bản xây dựng, 2000.

[2] Lareal Nguyễn Thành Long, Lê Bá

Lƣơng, Nguyễn Quang Chiêu, Vũ Đức Lực,

"Công trình trên đất yếu trong điều kiện Việt

Nam," Trƣờng Đại học Bách Khoa TP. HCM –

Tổ Giáo trình, 1989.

[3] Kenya Sagae, Motohiro Sugiyama,

Akira Tonosaki and Masaru Akaishi, "Ratio of

undrained shear strength to vertical effective

stress," Proc.Schl.Eng.Tokai University, vol. 31,

pp. 21-25, 2006.

[4] F.H. Kulhavy, P.W. Mayne, Manual on

estimating soil properties for foundation design,

Cornell University Ithaca ed., 1990.

[5] Charles C. Ladd, Hon. M.,

"Recommended practice for soft ground site

characterization," in 12th Panamerican

conference on soil mechanics and geotechnical

engineering, 2003.

[6] Braja M. Das, Advanced Soil

Mechanics, T. edition, Ed., Taylor & Francis

Group, 2008.

[7] Arnold Verruijt, Soil Mechanics, D. U.

o. Technology, Ed., 2001.

[8] Bùi Trƣờng Sơn, "Biến dạng tức thời

và lâu dài của nền đất sét bão hòa nƣớc," Tạp

chí Phát triển Khoa học và Công nghệ, Đại

học Quốc gia TP Hồ Chí Minh, vol. 9, pp. 17-

24, 2006.

[9] Lê Hoàng Việt, Bùi Trƣờng Sơn,

"Tƣơng quan sức chống cắt không thoát nƣớc

của sét mềm theo độ sâu và mức độ nén chặt,"

Tạp chí khoa học kỹ thuật thủy lợi & Môi

trường, Đại học Thủy Lợi, vol. 39, pp. 120-

125, 2012.

Người phản biện: PGS.TS. ĐỖ MINH TOÀN


NGHIÊN CỨU NGUYÊN NHÂN GÂY LÚN VÀ CHÊNH LỆCH LÚN ĐẬP TRÀN DƯƠNG THIỆN -

QUY NHƠN VÀ ĐỀ XUẤT GIẢI PHÁP XỬ LÝ

HOÀNG VIỆT HÙNG*

Settlement and diferent settlement of Duong Thien-Quy Nhon spillway

and treatment solution.

Abstract: Duong Thien-Quy Nhon structure is a local spillway belonging

to Dong dike in Binh Dinh province. Duong Thien spillway was built in

1978. In 2009, the settlement of this structure is about 83 cm at northern

and 28 cm at southern. In order to find the settlement cause and propose

suitable treatment methods, this paper shows the content of research

including investigation of geology engineering, modeling of the structure

to find the settlement values with many loading levels so that these

settlement values coincide monitoring values at the field. Based on

modeling analyses, the treatment of structure foundation will be

proposed.

Keywords: Duong Thien-Quy Nhon, spillway, settlement, treatment,

modeling.

I. MỞ ĐẦU *

Đập tràn Dƣơng Thiện-Quy Nhơn là đập

tràn lớn với chiều dài 326 m, cao trình đỉnh

tràn + 0,5m, chiều dài ngƣỡng tràn là 6.0 m,

kết hợp làm đƣờng giao thông thuộc tuyến đê

Đông của tỉnh Bình Định, đƣợc xây dựng năm

1978. Sau 22 năm xây dựng, vào năm 2000,

đầu phía Bắc của tràn bị lún 43 cm, đầu phía

Nam lún 15cm, phải tiến hành đổ bù đến cao

trình thiết kế. Sau 9 năm xử lý đổ bù lún, quan

trắc lại, cho thấy, đầu Bắc tiếp tục lún 40cm

và đầu Nam lún 13cm. Tổng cộng hai lần

quan trắc độ lún của tràn Dƣơng Thiện là 83

cm ở đầu Bắc và 28 cm ở đầu Nam. Nếu

không đánh giá đƣợc nguyên nhân gây lún của

tràn và có giải pháp xử lý chống lún hiệu quả,

công trình sẽ có nguy cơ càng ngày càng chìm

sâu xuống nền. Tràn hoạt động không hiệu

* Trường Đại học Thủy lợi

DĐ: 0912723376

Email:[email protected]

quả trong việc ngăn mặn giữ ngọt, gây nguy

hại cho 3000 ha đất canh tác phía trong đê,

đồng thời cắt đứt tuyến giao thông chiến lƣợc

ven biển. Để có phƣơng án thiết kế sửa chữa

thỏa đáng, đảm bảo ổn định lâu dài của công

trình, việc đánh giá đúng nguyên nhân gây lún

và dự báo đƣợc độ lún của công trình để có

giải pháp xử lý phòng lún lâu dài cho đập tràn

Dƣơng Thiện là cấp thiết có ý nghĩa khoa học

và thực tiến.

Công tác nghiên cứu xác định nguyên nhân

lún và lún không đều của đập tràn bao gồm

Khảo sát thực nghiệm hiện trƣờng đánh giá lại

điều kiện địa chất công trình, đặc biệt các chỉ

tiêu cơ lý của đất nền và mô phỏng bằng mô

hình số theo phƣơng pháp phần tử hữu hạn.

Trên cơ sở số liệu đã khảo sát bổ xung, phân

tích đánh giá sơ bộ nguyên nhân gây lún. Mô

phỏng bài toán tính lún đập tràn Dƣơng Thiện

bằng phần mềm PLAXIS và đối chiếu so sánh

kết quả tính toán, dự báo thời gian lún còn lại và

đề xuất biện pháp xử lý.


II. KHẢO SÁT ĐÁNH GIÁ LẠI CHỈ

TIÊU CƠ LÝ CỦA ĐẤT NỀN

Theo các kết quả khảo sát bổ sung, đất nền

gồm 4 lớp: trên cùng là lớp đất đắp, bên dƣới là

các lớp đất bùn sét ở trạng thái dẻo chảy và

phân bố không đều ở hai đầu đập. Các chỉ tiêu

cơ lý của đất nền đƣợc trình bày ở bảng 1

Ở đầu Bắc, đất nền có 2 lớp (lớp 2 và lớp 3),

đầu Nam tràn có 3 lớp (lớp 1, lớp 2 và lớp 3).

Sự phân bố địa tầng không đều ở hai đầu đập

tràn là một trong các nguyên nhân gây ra lún

lệch của công trình.

Theo phân tích sơ bộ, lún đập tràn Dƣơng

Thiện có thể do các nguyên nhân: (1) Đất bị ép

trồi đất hai bên tràn, hoặc (2) có sự dịch chuyển

ngang của tràn từ thƣợng lƣu về hạ lƣu hoặc (3)

do đất nền có độ rỗng lớn cộng với tải trọng gia

tăng do bù lún và tải trọng giao thông.

Các kết quả quan trắc hiện trƣờng và

quan sát phía sân bể tiêu năng không thấy có

hiện tƣợng ép trồi vì thế cho phép loại bỏ

nguyên nhân (1) và (2) chỉ còn nguyên nhân

thứ (3).

Để khẳng định đƣợc nguyên nhân lún do đất

nền và gia tăng tải trọng giao thông thì việc thiết

lập các thời đoạn mô phỏng bài toán tính lún và

dò tìm tải trọng gây lún để độ lún tính đƣợc

bằng độ lún quan trắc ở các thời điểm thực tế là

nhiệm vụ trọng tâm của nghiên cứu này.

III. MÔ PHỎNG BÀI TOÁN TÍNH LÚN

ĐẬP TRÀN DƢƠNG THIỆN

3.1. Tính toán kiểm tra mặt cắt tràn

đầu Bắc

a) Sơ đồ tính toán

Sơ đồ hình học mặt cắt tràn đầu Bắc đƣợc

mô phỏng trong tính toán theo phƣơng pháp

phần tử hữu hạn bằng phần mềm Plaxis nhƣ

hình 1, sơ đồ lƣới phần tử ở hình 2.

Hình 1 Mô phỏng mặt cắt tràn đầu Bắc Hình 2: Lưới PTHH mặt cắt tràn đầu Bắc

Hình 1 mô phỏng mặt cắt tràn Dƣơng Thiện-

đầu Bắc công trình, chiều cao tổng cộng của

công trình là 2,7 m, nhƣng quá trình lún của tràn

sau hai lần quan trắc là 83 cm. Tức là quá trình

lún xảy ra tới 30% chiều cao công trình, nếu

không xử lý kịp thời sẽ có khả năng dẫn đến

công trình chìm hẳn xuống nền. Sơ đồ lƣới phần

tử ở hình 2 với điểm quan trắc lún là điểm giữa

đỉnh tràn.

Quá trình tính đƣợc tách làm 7 thời đoạn,

trong đó có thời đoạn 4 và thời đoạn 7 tƣơng

ứng với hai thời điểm quan trắc năm 2000 và

năm 2009. Quá trình gia tải đƣợc thay đổi ở thời

đoạn 6.

b) Các thông số vật liệu sử dụng trong mô

hình tính toán:

Các lớp đất đƣợc mô phỏng bằng mô hình

Mohr-Coulomb và sử dụng kiểu phân tích

không thoát nƣớc. Các đặc trƣng tính toán của

bê tông đƣợc lấy theo TCVN.

Điểm quan trắc lún


Bảng 1: Các thông số của vật liệu sử dụng trong mô hình tính toán

Thông số Đơn vị Lớp D Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Bê tông Đá xây

Chiều dày m 0.6 0 3.5 8.0 - -

T.lƣợng riêng kN/m3 15.6 17.5 16.6 17.0 25.0 24.0

Mô đun biến dạng kN/m2

1600 780 1650 1580 2e6 2e

5

Hệ số nở hông - 0.25 0.25 0.25 0.15 0.15

Lực dính kN/m2 13.7 3.9 2.0 7.5 - -

Góc ma sát trong Độ 10.5 7.5 12.4 5.6 - -

Kiểu p tích - Undrained Und Und Und Non-Pr Non-Pr

Mô hình PT - M-C M-C M-C M-C LE LE

Hệ số thấm m/s 3.5e-6

2.4e-7

8.6e-7

6.5e-8

- -

c) Kết quả tính toán và phân tích

Kết quả tính toán đƣợc trình bày trong các hình 3, 4, 5 và 6

Hình 3: Chuyển vị đứng (lún) của tràn Hình 4: Lưới biến dạng của nền

Hình 3 thể hiện chuyển vị đứng của tràn tại

thời điểm năm 2000 (tƣơng ứng với giai đoạn 4

của quá trình thiết lập mô phỏng bài toán).

Chuyển vị đứng lớn nhất tại điểm quan trắc lún

(điểm A) là 0.443 m. Kết quả này rất sát với kết

quả quan trắc tại hiện trƣờng là 0.43 m.

Hình 4 thể hiện lƣới biến dạng của nền sau

giai đoạn 7, tức là giai đoạn phân tích cố kết đất

nền cho tới năm 2009. Nhƣ vậy sau khi bù lún

cho công trình vào năm 2000 thì công trình vẫn

tiếp tục lún cho đến năm 2009 thì lún thêm 40

cm nữa. Thực tế tiếp tục bù lún bằng bê tông

cho đến cao trình thiết kế thì có thể coi là gia tải

thêm và công trình còn thƣờng xuyên có tải

trọng giao thông trên mặt tràn. Dẫn đến tràn lại

tiếp tục lún, và nguy cơ chìm hẳn trong nền vì

đập tràn này cao chỉ có 2,7 m.

Hình 5 thể hiện chuyển vị đứng (lún) của tràn

sau giai đoạn 7, tức là thời điểm năm 2009, sau

9 năm bù lún. Trị số chuyển vị lớn nhất tại điểm

quan trắc là 0.4 m, kết quả này phù hợp với kết

quả quan trắc ngoài thực tế.

Tràn còn tiếp tục lún sau bao lâu nữa và trị số

lún lớn nhất có thể là bao nhiêu. Tuy nhiên do

cao độ ngƣỡng tràn không đạt thiết kế nên lại

phải đỏ bù, đổ bù thì lại tiếp tục lún. Quá trình

này đƣợc mô phỏng thêm quá trình 8 và quá

trình 9.


-50

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

1975 1985 1995 2005 2015 2025 2035

Time (year)

Dis

pla

cem

en

t (c

m)

Hình 5: Chuyển vị đứng (lún) của tràn Hình 6: Lún theo thời gian của điểm A

Hình 6 biểu diễn quá trình lún theo thời gian

của điểm quan trắc A trên mặt tràn. Kết quả tính

toán cho thấy diễn tiến lún của nền tràn chƣa

dừng lại, nhƣ vậy cần thiết phải có xử lý nền sau

khi đắp bù cao độ ngƣỡng tràn


đầu Nam

a) Sơ đồ tính toán

Tƣơng tự nhƣ trên, sơ đồ hình học của mặt

cắt tràn đầu Nam đƣợc mô phỏng trong tính

toán theo phƣơng pháp phần tử hữu hạn bằng

phần mềm Plaxis nhƣ hình 7, sơ đồ lƣới phần tử

đƣợc thể hiện ở hình 8.

Hình 7 mô phỏng mặt cắt tràn Dƣơng Thiện-

đầu Nam công trình, chiều cao tổng cộng của

công trình là 2,7 m, nhƣng quá trình lún của tràn

sau hai lần quan trắc là 28 cm. So với độ lún ở

đầu Bắc thì mức độ chênh lệch lún ở hai đầu

tràn là 55 cm.

b) Kết quả tính toán

Kết quả tính toán đƣợc trình bày trong các

hình 9, 10, 11 và 12.

Hình 7: Mô phỏng MC tràn đầu Nam

Hình 8: Lưới PTHH mặt cắt tràn đầu Nam

Hình 9 thể hiện chuyển vị đứng của tràn

tại thời điểm năm 2000 (tƣơng ứng với giai

đoạn 4 của quá trình thiết lập mô phỏng bài

toán). Chuyển vị đứng lớn nhất tại điểm quan

trắc lún (điểm A) là 0.153 m. Kết quả này rất

sát với kết quả quan trắc tại hiện trƣờng là

0.15 m.

Hình 10 thể hiện lƣới biến dạng của nền sau

giai đoạn 7, tức là giai đoạn phân tích cố kết đất

nền cho tới năm 2009. Nhƣ vậy sau khi bù lún

cho công trình vào năm 2000 thì công trình vẫn

tiếp tục lún cho đến năm 2009 thì lún thêm 13

cm nữa. Nếu tiếp tục bù lún bằng bê tông cho

đến cao trình thiết kế thì có thể coi là gia tải

thêm và còn thƣờng xuyên có tải trọng giao

thông trên mặt tràn.

Điểm quan trắc lún


Hình 9: Chuyển vị đứng (lún) của tràn

Hình 10: Lưới biến dạng của nền

Hình 12 biểu diễn quá trình lún theo thời gian

của điểm quan trắc A trên mặt tràn. Kết quả tính

toán cho thấy diễn tiến lún của nền tràn chƣa dừng

lại, nhƣ vậy cần thiết phải có xử lý nền để phòng

lún sau khi đắp bù cao độ ngƣỡng tràn.

Hình 11 thể hiện chuyển vị đứng (lún) của

tràn sau giai đoạn 7, tức là thời điểm năm 2009,

sau 9 năm bù lún. Trị số chuyển vị lớn nhất tại

điểm quan trắc là 0.13 m, kết quả này phù hợp

với kết quả quan trắc ngoài thực tế.

-20

-18

-16

-14

-12

-10

-8

-6

-4

-2

0

1975 1985 1995 2005 2015 2025 2035

Time (year)

Dis

pla

cem

en

t (c

m)

Hình 11: Chuyển vị đứng (lún) của nền

Hình 12: Lún theo thời gian của điểm A

IV. GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN CHỐNG LÚN

Giải pháp khoan phụt vữa xi măng bằng áp

lực cao đƣợc đề xuất.

Sau khi áp dụng giải pháp khoan phụt vữa xi

măng áp lực cao, các thông số đất nền biến đổi

và các chỉ tiêu của nền tƣơng đƣơng dùng trong

tính toán đƣợc trình bày ở bảng 2.

Bảng 2: Các thông số của vật liệu sử dụng tính nền xử lý cọc xi măng đất


Chiều dày m 0.6 0 3.5 8.0 - -

Trọng lƣợng riêng kN/m3 15.6 17.5 16.6 17.0 25.0 24.0

Mô đun biến dạng kN/m2

1600 780 1650 1580 2e6 2e

5

Hệ số nở hông - 0.25 0.25 0.25 0.15 0.15

Lực dính kN/m2 13.7 3.9 2.0 7.5 - -



Góc ma sát trong Độ 10.5 7.5 12.4 5.6 - -

Kiểu phân tích - Undrained Und Und Und Non-Pr Non-Pr

Mô hình Ph tích - M-C M-C M-C M-C LE LE

Hệ số thấm m/s 3.5e-6

2.4e-7

8.6e-7

6.5e-8

- -

Mô đun Etd kN/m2 2628 2698 2704 2599 - -

Lực dính Ctd kN/m2 29.62 4.76 2.48 9.14 - -

4.1. Tính toán kiểm tra mặt cắt tràn đầu

Bắc sau xử lý

Sơ đồ hình học của mặt cắt tràn đầu Bắc

đƣợc mô phỏng trong tính toán theo phƣơng

pháp phần tử hữu hạn bằng phần mềm Plaxis, sơ

đồ lƣới phần tử đƣợc minh hoạ ở hình 13.

Hình 13: Mô phỏng nền tràn đầu Bắc

Hình 14: Lưới phần tử hữu hạn

Hình 13 mô phỏng mặt cắt tràn Dƣơng

Thiện-đầu Bắc sau khi xử lý nền, vùng vật liệu

màu nâu là vùng xử lý cọc vữa xi măng áp lực

cao đƣợc tính với cƣờng độ tƣơng đƣơng.

Hình 14 là sơ đồ lƣới phần tử hữu hạn mặt

cắt tràn đầu phia Bắc với điểm quan trắc trên

đỉnh tràn. Điểm này cũng là điểm biểu diễn kết

quả tính trong bài toán mô phỏng.

Hình 15 là kết quả tính lún của nền tràn đầu

Bắc sau xử lý. Nhƣ vậy với nền đƣợc xử lý sau

khoan phụt thì độ lún của nền tràn giảm nhiều,

độ lún tổng cộng là 3,2 cm.

Hình 15: Kết quả tính lún của nền tràn đầu

Bắc sau xử lý

Hình 16: Chuyển vị tổng tại mặt cắt tràn đầu

Nam, độ lún tổng cộng của nền tràn là 2.7 cm



đầu Nam

Hình 16 thể hiện chuyển vị tổng tại mặt cắt

tràn đầu Nam sau khi xử lý nền bằng khoan

phụt tren diện tích thiết kế, độ lún tổng cộng

của nền tràn là 2.7 cm. Nhƣ vậy sau khi xử lý

thì nền tràn Dƣơng Thiện đã đạt đƣợc mức độ

đồng nhất giữa hai đầu tràn phía Bắc và phía

Nam. Chênh lệch lún của đầu tràn Bắc –Nam

là 5 mm.

V. KẾT LUẬN

-Lún và lún không đều giữa hai đầu của đập

tràn Dƣơng Thiện là do sự bất đồng nhất về địa

tầng của chúng.

-Mô phỏng bài toán dự báo lún trên cơ sở

tách giai đoạn và dò tìm tải trọng của các giai

đoạn, kết quả tính toán cho thấy mức độ lún ở

các giai đoạn khá sát với thực tế quan trắcvà

tràn Dƣơng Thiện vẫn tiếp tục lún.

- Giải pháp khoan phụt vữa áp lực cao để xử

lý nền là hợp lý. Kết quả tính lún cho mặt cắt

đập tràn đầu phía Bắc có độ lún 3,2 cm, mặt cắt

tràn phía Nam là 2,7 cm đảm bảo đƣợc sự ổn

định lún lâu dài cho công trình.


1. Nguyễn Quốc Dũng (2012)-Gia cố và xử

lý nền móng-Bài giảng Cao học Địa kỹ thuật

Xây dựng-Đại học Thủy lợi 2012.

2. Phan Trƣờng Phiệt (1976) –Tính toán nền

các loại công trình thủy lợi theo trạng thái giới

hạn-Nhà xuất bản Nông thôn-1976.

3. TCVN-4253-2012- Tiêu chuẩn thiết kế

nền Công trình Thủy công-Nhà xuất bản xây

dựng 2012.

4. Viện thiết kế nền và công trình ngầm-

Viện thiết kế móng (Liên Xô) -Sổ tay thiết kế

Nền móng-Bản dịch-Nhà xuất bản khoa học kỹ

thuật-1975

5. Hsai-Yang Fang (1998)– Foundation

Engineering Handbook- Second Edition – Van

Nostrand Reinhold-New York-1998.

6. Donald P. Coduto (1999) Geotechnical

Engineering Principle and Practices-Prentice

Hall, Upper Saddle River, NJ 07458.

7. John-Krahn (2004)-Stress and

Deformation Modeling with SIGMA/W-An

Engineering Methodology.

Người phản biện: PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG

tạp chí ĐỊa kỸ thuẬt · 2018. 5. 18. · ờng trong quá trình thi công cọc khoan...

Documents