tạp chí ĐỊa kỸ thuẬt - vgi-vn.vn
TRANSCRIPT
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 1
Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT
ISSN - 0868 - 279X
NĂM THỨ 24
SỐ 4 NĂM 2020
MỤC LỤC
NGUYỄN CÔNG MẪN, NGUYỄN CÔNG
THẮNG: Phát triển lý thuyết áp lực đất
C.A Coulomb cho đất dính. Bảng tra sẵn các
hệ số không thứ nguyên 3
PHẠM HUY DŨNG, HOÀNG VIỆT HÙNG,
NGUYỄN CÔNG MẪN: Nghiên cứu ảnh
hưởng của mưa đến ổn định của đập đất trên cơ sở khoa học đất không bão hòa 12
TRẦN THƢƠNG BÌNH: Về tính toán dự báo
sức chịu tải của cọc 20
NGUYỄN HỒNG DƢƠNG: Một số kết quả
nghiên cứu mối quan hệ giữa độ ẩm và các chỉ tiêu cơ lý của đất phong hóa 27
NGUYỄN HOÀI NAM: Một số kết quả nghiên cứu chấn động bề mặt bằng VM 1220E để
đánh giá hư hại của các công trình 34
ĐẶNG HÔNG LAM, PHÍ HỒNG THỊNH:
Nguyên cứu đặc trưng biến dạng bất đẳng
hướng của khối đá nứt nẻ tại Km119+000
quốc lộ 3B, tỉnh Bắc Kạn theo phương
pháp EFC 41
NGUYỄN NHỰT NHỨT, LÊ BÁ VINH, TÔ
LÊ HƢƠNG: Phân tích ảnh hưởng tương tác
của tường vây và nhóm cọc trong hệ móng bè cọc - tường vây 49
NGUYỄN CÔNG ĐỊNH: Nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng xi măng trong phương
pháp cải tạo đất loess bằng phương pháp trộn
xi măng và đầm chặt ở Calarasi, Romania 59
CHU TUẤN VŨ: Về điêu kiện địa kỹ thuật công
trình cáp treo trên núi đá vôi ở Việt Nam 67
HOÀNG NGỌC TRIỀU, LÊ BÁ VINH:
Nghiên cứu khả năng ứng dụng phần mềm
Plaxis 3D trong phân tích tương tác kết cấu-móng-đất nền làm việc đồng thời 74
NGÔ DOÃN HÀO: Nghiên cứu, đề xuất hình dạng mắt cắt ngang, kết cấu chống phù hợp cho đường lò đào qua khu vực có điều kiện địa chất phức tạp, đất đá bở rời, mềm yếu 83
PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG
HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP
PGS.TS. PHÙNG MẠNH ĐẮC
PGS.TS. HOÀNG VIỆT HÙNG
PGS.TS. PHẠM QUANG HƢNG
PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ
TS. PHÙNG ĐỨC LONG
GS. NGUYỄN CÔNG MẪN
PGS.TS. NGUYỄN ĐỨC MẠNH
PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC
GS.TS. VŨ CÔNG NGỮ
PGS.TS. VÕ PHÁN
PGS.TS. NGUYỄN HUY PHƢƠNG
GS.TS. TRẦN THỊ THANH
PGS.TS. VƢƠNG VĂN THÀNH
TS. LÊ THIẾT TRUNG
GS.TS. ĐỖ NHƢ TRÁNG
PGS.TS. TRẦN THƢƠNG BÌNH
TS. NGUYỄN TRƢỜNG HUY
PGS.TS. ĐẬU VĂN NGỌ
PGS.TS. TẠ ĐỨC THỊNH
Giấy phép xuất bản số 1358/GPXB - Ngày 8-6-1996, Bộ Văn hóa - Thông tin
Cơ quan xuất bản: Viện Địa Kỹ thuật
(Liên hiệp các Hội KH&KT Việt Nam) 152 Lê Duẩn - Đống Đa - Hà Nội Tel: 024. 22141917.
Email: [email protected]; [email protected] Website: www.vgi-vn.vn
Xuất bản 3 tháng 1 kz Nộp lưu chiểu: tháng Mười 2020 In tại Công ty TNHH in và Thương mại Mê Linh
Giá: 20.000 đ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 2
VIETNAM GEOTECHNIAL JOURNAL
ISSN - 0868 - 279X
VOLUME 24
NUMBER 4 - 2020
CONTENTS
NGUYEN CONG MAN, NGUYEN CONG
THANG: Coulomb's theory for cohesive soils.
Referenced tables for non-dimensional
coefficients 3
PHAM HUY DUNG, HOANG VIET HUNG,
NGUYEN CONG MAN: Study the effect of rainfall on stability of earth dams on the basis
of unsaturated soil mechanics 12
TRAN THUONG BINH: On the prediction of pile bearing capacity 20
NGUYEN HONG DUONG: Some research
results on the relationship between moisture and physical and mechanical properties of
weathered soils 27
NGUYEN HOAI NAM: Some results of research
on surface vibration caused by means of traffic 34
DANG HONG LAM, PHI HONG THINH:
A study of anisotropic mechanical properties of fractured rock mass at Km119+000 in 3B
highway, Backan province by EFC method 41
NGUYEN NHUT NHUT, LE BA VINH, TO LE
HUONG: Analysis of interaction effects of the
diaphragm wall and the pile group in Piled raft
foundations - Diaphragm wall 49
NGUYEN CONG DINH: Study effect of cement
content in cement treatment to improve the
loess soil from Calarasi county, Romania 59
CHU TUAN VU: About geotechnical conditions
of the cable cars works built on the Karst
mountains in Vietnam 67
HOANG NGOC TRIEU, LE BA VINH: Research
on the possibility of Plaxis 3D for analysing
interaction of the superstructure-foundation-soil system working together 74
NGO DOAN HAO: Research and
recommendation of suitable shapes and supports of roadways excavated in the complex geological
conditions, in the loose and weak rocks 83
DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF
Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG
EDITORIAL BOARD
Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC
Assoc. Prof., Dr. HOANG VIET HUNG
Assoc. Prof., Dr. PHAM QUANG HUNG
Assoc. Prof., Dr. NGUYEN BA KE
Dr. PHUNG DUC LONG
Prof. NGUYEN CONG MAN
Assoc. Prof. Dr. NGUYEN DUC MANH
Assoc. Prof., Dr. NGUYEN SY NGOC
Prof.,Dr. VU CONG NGU
Assoc. Prof., Dr. VO PHAN
Assoc. Prof., Dr. NGUYEN HUY
PHUONG
Prof., Dr. TRAN THI THANH
Assoc. Prof., Dr. VUONG VAN THANH
Dr. LE THIET TRUNG
Prof., Dr. DO NHU TRANG
Assoc. Dr. TRAN THUONG BINH
Dr. NGUYEN TRUONG HUY
Assoc. Prof., Dr. DAU VAN NGO
Assoc. Prof., Dr. TA DUC THINH
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: 152 Le Duan, Dong Da, Hanoi
Tel: 024.22141917. Email: [email protected];
[email protected] Website: www.vgi-vn.vn
Copyright deposit: October 2020
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 3
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 4
PHÁT TRIỂN LÝ THUYẾT ÁP LỰC ĐẤT C.A COULOMB CHO ĐẤT DÍNH. BẢNG TRA SẴN CÁC HỆ SỐ
KHÔNG THỨ NGUYÊN
NGUYỄN CÔNG MẪN*
NGUYỄN CÔNG THẮNG
Coulomb's theory for cohesive soils. Referenced tables for non-
dimensional coefficients
Abstract: C.A Coulomb (1773) made the following assumptions in the development of his theory: - When the soil is in critical equilibrium state (active or passive), the
failure wedge is a rigid body consisting of failure surface generated in the soil mass and the second failure surface is the contiguous surface between the soil and the retaining wall. - The active pressure of the soil is equal to the maximum of the thrust values
(Ed) of the soil on the wall and the passive pressure due to the soil compression is equal to the smallest of the anti-force values (Ech) of soil onto the wall. The author calls these propositions the rule of Maximum and Minimum. - To solve the problem, using theoretical mechanical tools, but with the
cohesive backfill, this method still faces many difficulties and often has to be solved mainly by polygon of forces. Based on the two basic assumptions mentioned above of Coulomb's theory, this paper introduces two established trigonometric quadratic equations for the relation Ecđ = f (1) and Ebđ = g (2))
where Ecđ and Ebđ are active forces and passive forces on walls, respectively, 1 / 2 are the corresponding sliding / rising angles to facilitate the calculation of necessary parameters when calculating soil pressure on retaining walls. (H. 3). The results of this study have been made available as a spreadsheet for
parameters corresponding to cases that may be common in the design of retaining walls. The TCVN 9152: 2012 (Hydraulic structures - Designing Process for Retaining Walls) has been structured according to the standards of designing retaining walls of hydraulic works - TCXD 57-73
with HDTL-C-4-76 updated in 2003, which stated The author's new research results are in section B1.2 of the Appendix. Although there are some examples in this standard that apply new research results, they are only calculated by hand, so NC Man and NC
Thang have prepared tables for the critical shear angle and corresponding coefficients in the formulas for calculating active and passive earth pressure for convenient use.
Phát triển lý thuyết áp lực đất C.A
Coulomb cho đất dính *
Từ kết quả thí nghiệm mô hình vật lý rút gọn
(H 1), CA Coulomb (1773) đã nêu cách xác
định áp lực đất chủ động (cd) và bị động (bd)
* Viện Địa kỹ thuật Việt Nam,
Email: [email protected]
của đất cát tác động lên mặt lưng tường chắn và
các lực tác động lên lăng thể trượt xem như cố
thể và đa giác các lực đó khép kín biểu thị sự
cân bằng của các lực đặt lên khối đất trượt và
tường. Lý thuyết này dùng cho bài toán phẳng
nên các sơ đồ tính toán là mặt cắt của 1 đơn vị
chiều dài.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 5
Hình 1: Sơ đồ mô hình thí nghiệm
của CA Coulomb
Theo cơ học lý thuyết, ở trạng thái cân bằng
tĩnh đa giác các lực tác động lên lăng thể trượt
(hay trồi) là khép kín tương đương với điều
kiện X = O và Z = O.
Để xác định cực trị cho áp lực chủ động và bị
động, lý thuyết này dùng “quy tắc Cực đại và cực
tiểu”tương ứng với áp lực chủ động và bị động.
Do vậy khi đất đắp sau tường chắn là đất dính
thì lý thuyết này rất bị hạn chế do phải dùng chủ
yếu là đồ giải.
1. ĐIỀU KIỆN SẢN SINH CÁC LOẠI ÁP
LỰC ĐẤT
Có nhiều nguyên nhân gây ra chuyển vị hay
quay quanh gót của tường và đất đắp sau tường,
bài báo chỉ nêu tương tác đất - tường trong quá
trình hình thành áp lực chủ động và bị động.
Kế thừa kết quả thí nghiệm mô hình tường
chắn cỡ lớn với cát khô của Terzaghi thực hiện
từ đầu thế kỷ trước, và theo các kết quả nghiên
cứu thực nghiệm đã được kiểm chứng về độ lớn
của các chuyển động của tường cần có để đạt
các điều kiện tới hạn cho áp lực chủ động và bị
động (1934 ÷1990)kết hợp với phương pháp
phần tử hữu hạn, G.W Clough và J.M Duncan
[5] đã cho giá trị tỷ số Δ/H đối với một số loại
đất khác nhau (Bảng 1).
Hình 2: Chuyển vị cần của tường để đạt trạng
thái chủ động và bị động
Hình 2 cũng nêu một ví dụ về biểu đồ quan
hệ giữa chuyển vị cần của tường để đạt trạng
thái chủ động và bị động theo tỷ số Δ/H của một
loại cát trạng thái chặt. Theo các tác giả trên
chuyển động cần để đạt tới các áp lực bị
động/chủ động tỷ lệ với chiều cao tường (Δ/H)
và sấp xỉ bằng khoảng 10 lần.
Đã có nhiều tác giả [6] [7] [8] …bàn về vấn
đề này cũng thừa nhận dạng đường cong như
nêu trong hình 2 tùy theo loại-trạng thái của đất
và kiểu chuyển động của tường…
Bảng 1: Các giá trị xấp xỉ của chuyển động tƣờng cần đạt
cho áp lực đất cực tiểu - áp lực chủ động, và cực đại - áp lực bị động
Loại đất đắp sau tường Giá trị Δ/H
a
Áp lực chủ động Áp lực bị động
Đất cát chặt
Đất cát chặt vừa
Đất cát xốp
Đất sét pha (sét bụi) chặt
0,001
0,002
0,004
0,002
0,01
0,02
0,04
0,02
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 6
Loại đất đắp sau tường Giá trị Δ/H
a
Áp lực chủ động Áp lực bị động
Đất sét gầy (không dẻo) chặt
Đất sét béo (dẻo) chặt
0,01b
0,01b
0,05b
0,05b
Ghi chú: Δa - chuyển động đỉnh tường cần để đạt áp lực cực tiểu-chủ động-hay áp lực cực đại-bị
động- do lật nghiêng hay chuyển dịch hông (ngang); H- chiều cao tường; b
Trong những điều kiện sấp xỉ đạt áp lực cực tiểu-chủ động hay áp lực cực đại-bị động những
đất dính liên tục trượt bò (creep). Những chuyển động đã nêu để đạt áp lực chủ động và bị độngchỉ
trong giây lát. Với thời gian những chuyển động sẽ tiếp tục nhưng các giá trị áp lực nêu trên vẫn
không thay đổi (H.3).
2. LẬP BIỂU THỨC GIẢI TÍCH CHO
ÁP LỰC CHỦ ĐỘNG VÀ BỊ ĐỘNG
2.1 Áp lực chủ động
Hình 2 cho sơ đồ tính toán và đa giác các lực
tác động lên lăng thể trượt
Hình 3: Sơ đồ tính toán và đa giác lực
Từ hình 3b có thể viết biểu thức của lực đẩy
Edd tác động lên tường:
E = Ew - (EC1 + Ec2 ) (1)
Trong đó
EW- lực đẩy của đất lên tường khi bỏ qua ảnh
hưởng của lực dính đơn vị C1, C2
EC1- lực chống trượt do tác động của lực dính
đơn vị tại mặt BC;
EC2 - lực chống trượt do lực dính tại mặt AB.
Các biểu thức của EW, EC!, EC2 được xác
định theo hệ thức lượng trong các tam giác lực
tương ứng abh, ghi và eik, lần lượt như sau:
(2)
C1 (3)
(4)
Trong đó:
(5)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 6
N1 (6)
N2 (7)
Với 1= + φ +
2 = + φ
Từ các biểu thức (1) đến (7) để tìm được
giá trị góc trượt tới hạn th≈c tương ứng với
áp lực chủ động lên tường chắn với các thông
số đã cho của mặt cắt tường và dạng - tính
chất của khối đất trượt nêu trên hình 3a, N.C
Mẫn đã lập được biểu thức giải tích cho
trường hợp này. Đó là một phương trình đại
số bậc hai dạng lượng giác mà ẩn số là c
theo công thức sau:
(8)
Vậy Ec là một phương trình đại số bậc hai có ẩn số là - góc trượt (hình 3a) hay Ec= f(). Để tìm
Ecmax cần cho điều kiện: được biểu thức cho góc trượttới hạn sau:
(9)
Lấy dấu trừ trước căn thức vì ở đây là trạng thái chủ động theo lý thuyết Coulomb (Hình 3).
Trong biểu thức (9):
Pc = cos sin cos( + ) – sinφ cos ( - ) cos( + φ + ); (10)
Qc = cos( - ) cos( +2φ+ ) – cos( + ) cos ( + ); (11)
Rc = cosφsin( + φ + ) cos( - ) - sin cos cos (+ ); (12)
Sc = 4 cos cosφ sin( + + φ + ); (13)
Tc = 2cos cosφ cos( + + φ + ); (14)
;
cos
sincoscos2 2
cU
(15)
(16)
(17)
c (không thứ nguyên, để tiện lập bảng) (18)
Thay c từ biểu thức (9) vào các biểu thức từ 1 đến 7 tìm đượclực đẩy lớn nhất
(19)
Trong đó:
(20)
(21)
Chú ý
1.Trường hợp bỏ qua ảnh hưởng của lực dính bám đơn vị tác dụng tại lưng tường (C2 = 0)
(9‟)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 7
2.Trường hợp đất rời (C1 = C2 = 0)
tg (9‟‟)
Các biểu thức tính toán - biểu đồ phân bố áp lực dất chủ động của đất rời và đất dính
Đất rời
Hình 4: Biểu đồ phân bố áp lựcđất lên tường chắn
2.2. Áp lựcbị động
H×nh 4 biÓu thÞ s¬ ®å tÝnh to¸n vµ ®a gi¸c
c¸c lùc t¸c dông lªn l¨ng thÓ trît trồi (khèi
®Êt) ABC. V× l¨ng thÓ trît c©n b»ng tÜnh nªn
®a gi¸c c¸c lùc t¸c dông lªn nã khÐp kÝn.
Từ hình 4b có thể lập biểu thức giải tích dạng
lượng giác của lực chống Eb của đất tác động
lên tườngnhư sau.
Hình 5: Sơ đồ tính toán và đa giác lực
Các biểu thức của EWb, Eb1, Eb2 được xác
định theo hệ thức lượng trong các tam giác lực
tương ứng abc, cde và eih, lần lượt như sau:
Eb = Ebw (Eb1 + Eb2 ) (26)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 8
Trong đó
Ebw-giá trị lực chống của khối đất lên mặt
lưng tường khi bỏ qua ảnh hưởng của lực dính
đơn vị C1 và C2;
Eb1, Eb2 lực chống của đất tăng do lực dính
đơn vị tác dụng lên mặt trượt BC và lưng tường.
Các biểu thức của Ebw, Eb1và Eb2 lần lượt
được lập từ hệ thức lượng trong các tam giác
abc, cde và eih (Hình 4b)
(27)
; (28)
(29)
Trong đó:
; (30)
; (31)
; (32)
trong đó 3 = - φ - và 4 = - φ
Từ các biểu thức (26) đến (32), tìm giá trị
góc trồi tới hạn th= b tương ứng với áp lực bị
động lên tường chắn với các thông số đã cho
của mặt cắt tường và dạng - tính chất của khối
đất trồi nêu trên hình 4b, N.C Mẫn đã lập được
biểu thức giải tích cho trường hợp này. Đó là
một phương trình đại số bậc hai dạng lượng giác
mà ẩn số là btính theo theo biểu thức sau:
(33)
Eb là một phương trình đại số bậc hai có ẩn số là - góc trượt (hình 4a) hay Eb= f(). Để tìm
Ebmincần cho điều kiện: được biểu thức cho góc trượt tới hạn sau:
(34)
Trong biểu thức (34)
Pb = cos. sin. cos - ) + sinφ. cos ( - ).cos( - φ- ); (35)
Qb = cos( - ). cos(- 2φ -) – cos( + ).cos ( - ); (36)
Rb = cosφ.sin( - φ - ).cos( - ) - sin cos.cos (- ); (37)
Sb = 4 cos.cosφ.sin( + - φ - ); (38)
Tb = 2cos.cosφ.cos( + -φ - ); (39)
Ub, Vb Wbvẫn tính theo các biểu thức (15) (16) (17)
Lấy dấu cộng trước căn thức vì ở đây là trạng thái bị động theo lý thuyết áp lực đât Coulomb
(Hình 4).
Thay b từ biểu thức (34) vào các biểu thức từ (26) đến (32)tìm được lực chống nhỏ nhất
(43)
Trong đó:
(44)
(45)
Chú ý
1.Trường hợp bỏ qua ảnh hưởng của lực dính đơn vị tác dụng tại lưng tường (C2 = 0)
(34‟)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 9
2.Trường hợpc1 = c2 = 0 biểu thức (34) trở lại biểu thức tính cho đất rời:
tg (34‟‟)
Các biểu thức tính toán vàbiểu đồ phân bố áp lực dất bị động của đất rời và đất dính.
3. LẬP BẢNG TÍNH CÁC HỆ SỐ ÁP
LỰC ĐẤT DÍNH
3.1. Phụ lục của Hƣớng dẫn thiết kế tƣờng
chắn công trình thủy lợi là các bảng tính sẵn
góc trƣợt tới hạn và các hệ số không thứ
nguyên cho áp lực chủ động và bị động tƣơng
ứng đƣợc thực hiện dùng máy tính
MINSK/32đặt tại Ủy ban Khoa học Nhà
nƣớc do cố giáo sƣ Nguyễn Nhƣ khuê giúp và
đã công bố
Sau này, năm 1979 bảng lại được nâng cấp
bổ sung xét cả ảnh hưởng của lực
dính bám (adhesive) tại lưng tường nhờ cố
Giảng viên chính BM Toán ĐHTL Nguyễn Đức
Hồ dùng IBM 360/50 ở miền Nam cho in được
thành bảng ngay. Tuy nhiên chất lượng in hai
bảng này không tốt nên không tiện công bố.
Hiện nay hai bảng này đã được lưu trữ tại Trung
tâm Di sản các nhà khoa học.
Cuối cùng, năm 2009 NC Mẫn và NC Thắng
đã nâng cấp lập được bảng dùng máy tính
bàn/sách tay cho kết quả đẹp và gọn hơn nhiều.
(xem Phụ lục).
3.2. Các hệ số nêu trong bảng tính
Góc trượt tới hạn cvà các hệ số Mc, Nc để
tính toán áp lực chủ động cũng như góc trượt tới
hạn bvà các hệ số Mb, Nb để tính toán áp lực bị
động được lập thành các bảng tra với các thông
số thường gặp trong tính toán, thiết kế trường
chắn đất.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 10
Bảng 2: Góc trượt tới hạn cvà các hệ số Mc, Nc để tính toán áp lực chủ động ứng với =0.5, =15o
c Mc Nc c Mc Nc c Mc Nc c Mc Nc c Mc Nc
-30 52.9321 0.4562 3.3476 53.4549 0.4558 3.3354 54.1009 0.4548 3.3224 54.5673 0.4538 3.3143 54.9202 0.4529 3.3091
-20 47.9910 0.4970 2.6874 48.5862 0.4967 2.6770 49.3233 0.4959 2.6658 49.8567 0.4950 2.6589 50.2608 0.4942 2.6544
-10 43.0584 0.5392 2.2335 43.7366 0.5389 2.2240 44.5782 0.5381 2.2137 45.1883 0.5374 2.2074 45.6511 0.5366 2.2032
0 38.1372 0.5887 1.9099 38.9125 0.5884 1.9006 39.8763 0.5877 1.8906 40.5763 0.5869 1.8844 41.1077 0.5862 1.8803
10 33.2318 0.6515 1.6727 34.1237 0.6512 1.6631 35.2344 0.6504 1.6527 36.0423 0.6496 1.6462 36.6564 0.6489 1.6419
20 28.3491 0.7351 1.4951 29.3855 0.7348 1.4845 30.6789 0.7339 1.4730 31.6210 0.7330 1.4658 32.3378 0.7322 1.4610
30 23.5004 0.8514 1.3595 24.7240 0.8509 1.3469 26.2538 0.8499 1.3333 27.3700 0.8489 1.3248 28.2200 0.8479 1.3191
-30 54.5438 0.4913 3.5304 54.5575 0.4913 3.5304 54.5735 0.4913 3.5304 54.5846 0.4913 3.5304 54.5926 0.4913 3.5304
-20 50.2102 0.5348 2.8289 50.2259 0.5348 2.8289 50.2443 0.5348 2.8289 50.2570 0.5348 2.8288 50.2663 0.5348 2.8288
-10 45.9660 0.5803 2.3483 45.9838 0.5803 2.3483 46.0049 0.5803 2.3483 46.0195 0.5803 2.3483 46.0303 0.5803 2.3483
0 41.8397 0.6347 2.0071 41.8601 0.6347 2.0071 41.8842 0.6347 2.0071 41.9010 0.6347 2.0071 41.9134 0.6347 2.0070
10 37.8746 0.7050 1.7582 37.8979 0.7050 1.7581 37.9257 0.7050 1.7581 37.9450 0.7050 1.7581 37.9593 0.7050 1.7581
20 34.1371 0.8002 1.5727 34.1639 0.8002 1.5727 34.1961 0.8002 1.5727 34.2185 0.8002 1.5727 34.2352 0.8002 1.5727
30 30.7346 0.9353 1.4317 30.7658 0.9353 1.4317 30.8033 0.9353 1.4317 30.8297 0.9353 1.4317 30.8493 0.9353 1.4317
-30 57.2079 0.5483 3.9195 56.2656 0.5469 3.8765 55.2681 0.5443 3.8411 54.6390 0.5422 3.8238 54.2054 0.5405 3.8141
-20 53.7966 0.5939 3.1454 52.7155 0.5927 3.1088 51.5583 0.5905 3.0782 50.8219 0.5886 3.0631 50.3114 0.5872 3.0545
-10 50.5685 0.6431 2.6221 49.3363 0.6419 2.5887 48.0041 0.6399 2.5605 47.1494 0.6382 2.5463 46.5538 0.6368 2.5383
0 47.5801 0.7035 2.2583 46.1821 0.7024 2.2258 44.6555 0.7004 2.1981 43.6682 0.6987 2.1841 42.9765 0.6973 2.1760
10 44.9117 0.7835 2.0025 43.3304 0.7824 1.9690 41.5850 0.7803 1.9401 40.4462 0.7785 1.9253 39.6440 0.7770 1.9168
20 42.6789 0.8944 1.8253 40.8938 0.8932 1.7885 38.8992 0.8909 1.7563 37.5847 0.8888 1.7398 36.6526 0.8872 1.7302
30 41.0529 1.0552 1.7111 39.0422 1.0538 1.6678 36.7619 1.0510 1.6295 35.2402 1.0486 1.6096 34.1524 1.0466 1.5980
-30 63.8082 0.6971 5.9050 59.6016 0.6632 4.8154 56.4238 0.6341 4.3962 54.7654 0.6174 4.2587 53.7280 0.6064 4.1947
-20 62.4288 0.7427 4.9305 57.4918 0.7118 3.9367 53.6922 0.6851 3.5524 51.6866 0.6697 3.4257 50.4244 0.6595 3.3665
-10 61.3053 0.7965 4.3232 55.6512 0.7666 3.3636 51.2037 0.7408 2.9909 48.8252 0.7258 2.8677 47.3183 0.7158 2.8099
0 60.4916 0.8683 3.9763 54.1514 0.8378 2.9957 49.0312 0.8112 2.6136 46.2492 0.7959 2.4868 44.4721 0.7856 2.4272
10 60.0476 0.9691 3.8451 53.0819 0.9361 2.7824 47.2725 0.9072 2.3671 44.0525 0.8904 2.2289 41.9743 0.8792 2.1638
20 60.0375 1.1155 3.9346 52.5542 1.0773 2.7072 46.0607 1.0438 2.2259 42.3683 1.0243 2.0653 39.9525 1.0112 1.9895
30 60.5265 1.3366 4.3134 52.7049 1.2891 2.7875 45.5782 1.2474 2.1874 41.3883 1.2230 1.9865 38.5958 1.2066 1.8915
-30 54.4371 0.3949 2.8128 54.4441 0.3949 2.8128 54.4532 0.3949 2.8128 54.4600 0.3949 2.8128 54.4655 0.3949 2.8128
-20 50.1288 0.4410 2.3023 50.1367 0.4410 2.3023 50.1470 0.4410 2.3023 50.1548 0.4410 2.3023 50.1609 0.4410 2.3023
-10 45.9306 0.4885 1.9420 45.9396 0.4885 1.9420 45.9513 0.4885 1.9420 45.9602 0.4885 1.9420 45.9672 0.4885 1.9420
0 41.8779 0.5433 1.6786 41.8881 0.5433 1.6786 41.9015 0.5433 1.6786 41.9116 0.5433 1.6786 41.9196 0.5433 1.6786
10 38.0257 0.6114 1.4801 38.0375 0.6114 1.4801 38.0529 0.6114 1.4801 38.0645 0.6114 1.4801 38.0737 0.6114 1.4801
20 34.4624 0.7007 1.3257 34.4761 0.7007 1.3257 34.4940 0.7007 1.3257 34.5075 0.7007 1.3257 34.5182 0.7007 1.3257
30 31.3365 0.8238 1.1998 31.3527 0.8238 1.1998 31.3738 0.8238 1.1998 31.3898 0.8238 1.1998 31.4024 0.8238 1.1998
-30 56.0313 0.4293 3.0277 55.5443 0.4290 3.0174 54.9382 0.4282 3.0065 54.4976 0.4273 2.9997 54.1626 0.4265 2.9954
-20 52.3141 0.4794 2.4859 51.7624 0.4791 2.4768 51.0736 0.4784 2.4671 50.5713 0.4777 2.4612 50.1886 0.4770 2.4573
-10 48.7795 0.5319 2.1065 48.1550 0.5316 2.0979 47.3729 0.5309 2.0888 46.8010 0.5302 2.0832 46.3645 0.5295 2.0795
0 45.4833 0.5933 1.8334 44.7758 0.5930 1.8249 43.8870 0.5923 1.8157 43.2351 0.5916 1.8100 42.7364 0.5909 1.8063
10 42.5097 0.6710 1.6335 41.7060 0.6707 1.6244 40.6927 0.6699 1.6146 39.9469 0.6692 1.6086 39.3750 0.6685 1.6046
20 39.9871 0.7751 1.4862 39.0700 0.7747 1.4759 37.9085 0.7739 1.4647 37.0501 0.7730 1.4578 36.3899 0.7722 1.4532
30 38.1185 0.9220 1.3787 37.0656 0.9216 1.3661 35.7244 0.9206 1.3524 34.7278 0.9195 1.3438 33.9583 0.9185 1.3382
-30 58.6254 0.4862 3.4767 57.2313 0.4830 3.3825 55.6444 0.4770 3.2988 54.5747 0.4715 3.2548 53.8018 0.4670 3.2286
-20 55.7769 0.5409 2.8797 54.1985 0.5381 2.7966 52.3845 0.5327 2.7219 51.1523 0.5279 2.6823 50.2576 0.5237 2.6585
-10 53.1812 0.5994 2.4712 51.4056 0.5967 2.3930 49.3451 0.5916 2.3220 47.9347 0.5869 2.2840 46.9056 0.5830 2.2612
0 50.9092 0.6696 2.1905 48.9224 0.6669 2.1122 46.5930 0.6618 2.0405 44.9849 0.6570 2.0019 43.8051 0.6529 1.9786
10 49.0595 0.7607 2.0039 46.8481 0.7578 1.9205 44.2238 0.7523 1.8436 42.3941 0.7471 1.8019 41.0431 0.7427 1.7766
20 47.7696 0.8857 1.8956 45.3232 0.8825 1.8008 42.3771 0.8761 1.7126 40.2975 0.8702 1.6645 38.7497 0.8651 1.6353
30 47.2320 1.0672 1.8657 44.5505 1.0633 1.7495 41.2606 1.0554 1.6405 38.9006 1.0480 1.5807 37.1249 1.0417 1.5442
7.5 10
0 15
7.5 0
7.5 5
0 0
0 5
0 10
BẢNG TÍNH CHO ĐẤT DÍNH ( =0.5, =15)
c/h=0.01 c/h=0.025 c/h=0.05 c/h=0.075 c/h=0.1
Bảng 3: Góc trƣợt tới hạn bvà các hệ số Mb, Nb để tính toán áp lực chủ động ứng với =0.5, =15o
b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb
-30 67.672 2.922 7.978 67.882 2.923 7.966 68.145 2.924 7.952 68.338 2.925 7.944 68.485 2.926 7.938
-20 62.730 2.278 5.543 63.011 2.330 5.532 63.362 2.279 5.521 63.619 2.280 5.514 63.814 2.281 5.509
-10 57.797 1.912 4.134 58.159 2.026 4.124 58.611 1.913 4.114 58.939 1.914 4.108 59.189 1.915 4.103
0 52.875 1.698 3.250 53.332 1.862 3.240 53.900 1.700 3.230 54.312 1.700 3.224 54.626 1.701 3.220
10 47.969 1.583 2.662 48.538 1.788 2.652 49.245 1.584 2.642 49.758 1.584 2.636 50.147 1.585 2.631
20 43.085 1.540 2.255 43.794 1.783 2.245 44.671 1.542 2.233 45.306 1.542 2.227 45.787 1.543 2.222
30 38.234 1.566 1.966 39.122 1.847 1.954 40.218 1.567 1.941 41.008 1.568 1.933 41.606 1.569 1.928
-30 64.040 3.434 9.502 64.290 3.536 9.470 64.610 3.438 9.434 64.849 3.440 9.410 65.035 3.443 9.394
-20 58.668 2.605 6.446 59.023 2.875 6.418 59.476 2.608 6.387 59.815 2.610 6.367 60.078 2.613 6.353
-10 53.239 2.152 4.749 53.711 2.541 4.724 54.315 2.154 4.696 54.766 2.157 4.678 55.116 2.159 4.665
0 47.737 1.894 3.717 48.344 2.373 3.692 49.120 1.897 3.665 49.699 1.899 3.647 50.149 1.901 3.635
10 42.137 1.757 3.050 42.902 2.313 3.025 43.880 1.760 2.997 44.610 1.762 2.979 45.177 1.764 2.966
20 36.399 1.710 2.605 37.355 2.345 2.578 38.577 1.713 2.547 39.490 1.716 2.528 40.198 1.718 2.514
30 30.456 1.745 2.309 31.651 2.473 2.278 33.179 1.749 2.242 34.320 1.752 2.219 35.206 1.754 2.204
-30 61.002 4.072 11.534 61.197 4.637 11.491 61.445 4.076 11.440 61.629 4.078 11.406 61.771 4.081 11.382
-20 55.344 2.982 7.573 55.667 3.852 7.532 56.082 2.985 7.484 56.394 2.988 7.452 56.636 2.991 7.430
-10 49.579 2.413 5.486 50.041 3.467 5.447 50.637 2.417 5.402 51.088 2.420 5.372 51.440 2.423 5.351
0 43.684 2.099 4.260 44.301 3.289 4.222 45.100 2.103 4.178 45.705 2.106 4.148 46.179 2.110 4.127
10 37.619 1.935 3.493 38.413 3.256 3.453 39.444 1.939 3.407 40.226 1.943 3.377 40.841 1.946 3.356
20 31.320 1.878 3.000 32.321 3.352 2.956 33.626 1.883 2.906 34.619 1.887 2.873 35.400 1.891 2.850
30 24.682 1.919 2.692 25.936 3.595 2.641 27.574 1.925 2.583 28.823 1.930 2.544 29.809 1.934 2.517
-30 58.328 4.921 14.362 58.406 7.251 14.334 58.492 4.922 14.303 58.544 4.922 14.285 58.576 4.923 14.274
-20 52.488 3.436 9.007 52.719 6.172 8.962 53.009 3.439 8.910 53.220 3.442 8.875 53.379 3.444 8.849
-10 46.499 2.710 6.372 46.888 5.664 6.324 47.386 2.714 6.268 47.760 2.718 6.230 48.049 2.721 6.203
0 40.339 2.322 4.889 40.896 5.465 4.840 41.619 2.327 4.782 42.167 2.330 4.743 42.597 2.334 4.715
10 33.961 2.121 3.991 34.706 5.495 3.939 35.679 2.127 3.878 36.422 2.131 3.837 37.008 2.135 3.807
20 27.292 2.050 3.433 28.251 5.745 3.376 29.511 2.056 3.308 30.478 2.061 3.263 31.244 2.066 3.230
30 20.214 2.092 3.105 21.425 6.261 3.037 23.024 2.100 2.959 24.258 2.106 2.905 25.240 2.112 2.867
-30 72.724 4.075 10.887 72.726 4.284 10.887 72.728 4.075 10.887 72.730 4.075 10.887 72.732 4.075 10.887
-20 68.348 2.951 7.024 68.350 2.951 7.024 68.354 2.951 7.024 68.357 2.951 7.024 68.359 2.951 7.024
-10 64.064 2.353 4.972 64.068 2.381 4.972 64.073 2.353 4.972 64.076 2.353 4.972 64.079 2.353 4.972
0 59.898 2.012 3.754 59.903 2.086 3.754 59.909 2.012 3.754 59.914 2.012 3.754 59.917 2.012 3.754
10 55.890 1.819 2.974 55.895 1.934 2.974 55.903 1.819 2.974 55.909 1.819 2.974 55.913 1.819 2.974
20 52.099 1.727 2.444 52.107 1.875 2.444 52.116 1.727 2.444 52.123 1.727 2.444 52.129 1.727 2.444
30 48.628 1.718 2.069 48.637 1.895 2.069 48.649 1.718 2.069 48.658 1.718 2.069 48.665 1.718 2.069
-30 69.125 5.161 13.516 69.175 5.184 13.512 69.242 5.161 13.506 69.294 5.161 13.503 69.335 5.162 13.500
-20 64.323 3.561 8.345 64.408 3.641 8.341 64.523 3.561 8.337 64.611 3.562 8.333 64.682 3.562 8.331
-10 59.550 2.764 5.767 59.675 2.987 5.764 59.841 2.764 5.759 59.970 2.764 5.756 60.074 2.765 5.754
0 54.815 2.327 4.298 54.983 2.658 4.295 55.208 2.327 4.291 55.383 2.327 4.288 55.523 2.328 4.286
10 50.129 2.087 3.386 50.346 2.502 3.382 50.638 2.087 3.378 50.865 2.088 3.375 51.047 2.088 3.373
20 45.509 1.977 2.785 45.785 2.465 2.781 46.156 1.978 2.777 46.445 1.978 2.773 46.677 1.978 2.771
30 40.986 1.974 2.374 41.334 2.536 2.370 41.800 1.974 2.365 42.164 1.975 2.361 42.457 1.975 2.359
-30 66.036 6.690 17.430 66.048 6.797 17.427 66.062 6.690 17.424 66.071 6.690 17.422 66.076 6.690 17.421
-20 60.941 4.327 10.131 61.015 4.879 10.123 61.113 4.327 10.113 61.187 4.327 10.106 61.247 4.328 10.101
-10 55.824 3.243 6.785 55.962 4.074 6.777 56.146 3.244 6.766 56.290 3.244 6.758 56.406 3.245 6.752
0 50.682 2.676 4.973 50.889 3.684 4.964 51.167 2.677 4.953 51.386 2.678 4.945 51.563 2.678 4.939
10 45.509 2.373 3.888 45.792 3.521 3.879 46.176 2.374 3.867 46.479 2.375 3.858 46.725 2.376 3.852
20 40.294 2.237 3.196 40.666 3.524 3.186 41.170 2.238 3.174 41.571 2.239 3.164 41.896 2.240 3.158
30 35.021 2.234 2.743 35.497 3.687 2.731 36.145 2.235 2.717 36.661 2.236 2.706 37.080 2.237 2.698
7.5 10
0 15
7.5 0
7.5 5
0 0
0 5
0 10
BẢNG TÍNH CHO ĐẤT DÍNH ( =0.5, =15)
c/h=0.01 c/h=0.025 c/h=0.05 c/h=0.075 c/h=0.1
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 11
Bảng 3: (Tiếp theo)
b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb
-30 67.672 2.922 7.978 67.882 2.923 7.966 68.145 2.924 7.952 68.338 2.925 7.944 68.485 2.926 7.938
-20 62.730 2.278 5.543 63.011 2.330 5.532 63.362 2.279 5.521 63.619 2.280 5.514 63.814 2.281 5.509
-10 57.797 1.912 4.134 58.159 2.026 4.124 58.611 1.913 4.114 58.939 1.914 4.108 59.189 1.915 4.103
0 52.875 1.698 3.250 53.332 1.862 3.240 53.900 1.700 3.230 54.312 1.700 3.224 54.626 1.701 3.220
10 47.969 1.583 2.662 48.538 1.788 2.652 49.245 1.584 2.642 49.758 1.584 2.636 50.147 1.585 2.631
20 43.085 1.540 2.255 43.794 1.783 2.245 44.671 1.542 2.233 45.306 1.542 2.227 45.787 1.543 2.222
30 38.234 1.566 1.966 39.122 1.847 1.954 40.218 1.567 1.941 41.008 1.568 1.933 41.606 1.569 1.928
-30 64.040 3.434 9.502 64.290 3.536 9.470 64.610 3.438 9.434 64.849 3.440 9.410 65.035 3.443 9.394
-20 58.668 2.605 6.446 59.023 2.875 6.418 59.476 2.608 6.387 59.815 2.610 6.367 60.078 2.613 6.353
-10 53.239 2.152 4.749 53.711 2.541 4.724 54.315 2.154 4.696 54.766 2.157 4.678 55.116 2.159 4.665
0 47.737 1.894 3.717 48.344 2.373 3.692 49.120 1.897 3.665 49.699 1.899 3.647 50.149 1.901 3.635
10 42.137 1.757 3.050 42.902 2.313 3.025 43.880 1.760 2.997 44.610 1.762 2.979 45.177 1.764 2.966
20 36.399 1.710 2.605 37.355 2.345 2.578 38.577 1.713 2.547 39.490 1.716 2.528 40.198 1.718 2.514
30 30.456 1.745 2.309 31.651 2.473 2.278 33.179 1.749 2.242 34.320 1.752 2.219 35.206 1.754 2.204
-30 61.002 4.072 11.534 61.197 4.637 11.491 61.445 4.076 11.440 61.629 4.078 11.406 61.771 4.081 11.382
-20 55.344 2.982 7.573 55.667 3.852 7.532 56.082 2.985 7.484 56.394 2.988 7.452 56.636 2.991 7.430
-10 49.579 2.413 5.486 50.041 3.467 5.447 50.637 2.417 5.402 51.088 2.420 5.372 51.440 2.423 5.351
0 43.684 2.099 4.260 44.301 3.289 4.222 45.100 2.103 4.178 45.705 2.106 4.148 46.179 2.110 4.127
10 37.619 1.935 3.493 38.413 3.256 3.453 39.444 1.939 3.407 40.226 1.943 3.377 40.841 1.946 3.356
20 31.320 1.878 3.000 32.321 3.352 2.956 33.626 1.883 2.906 34.619 1.887 2.873 35.400 1.891 2.850
30 24.682 1.919 2.692 25.936 3.595 2.641 27.574 1.925 2.583 28.823 1.930 2.544 29.809 1.934 2.517
-30 58.328 4.921 14.362 58.406 7.251 14.334 58.492 4.922 14.303 58.544 4.922 14.285 58.576 4.923 14.274
-20 52.488 3.436 9.007 52.719 6.172 8.962 53.009 3.439 8.910 53.220 3.442 8.875 53.379 3.444 8.849
-10 46.499 2.710 6.372 46.888 5.664 6.324 47.386 2.714 6.268 47.760 2.718 6.230 48.049 2.721 6.203
0 40.339 2.322 4.889 40.896 5.465 4.840 41.619 2.327 4.782 42.167 2.330 4.743 42.597 2.334 4.715
10 33.961 2.121 3.991 34.706 5.495 3.939 35.679 2.127 3.878 36.422 2.131 3.837 37.008 2.135 3.807
20 27.292 2.050 3.433 28.251 5.745 3.376 29.511 2.056 3.308 30.478 2.061 3.263 31.244 2.066 3.230
30 20.214 2.092 3.105 21.425 6.261 3.037 23.024 2.100 2.959 24.258 2.106 2.905 25.240 2.112 2.867
-30 72.724 4.075 10.887 72.726 4.284 10.887 72.728 4.075 10.887 72.730 4.075 10.887 72.732 4.075 10.887
-20 68.348 2.951 7.024 68.350 2.951 7.024 68.354 2.951 7.024 68.357 2.951 7.024 68.359 2.951 7.024
-10 64.064 2.353 4.972 64.068 2.381 4.972 64.073 2.353 4.972 64.076 2.353 4.972 64.079 2.353 4.972
0 59.898 2.012 3.754 59.903 2.086 3.754 59.909 2.012 3.754 59.914 2.012 3.754 59.917 2.012 3.754
10 55.890 1.819 2.974 55.895 1.934 2.974 55.903 1.819 2.974 55.909 1.819 2.974 55.913 1.819 2.974
20 52.099 1.727 2.444 52.107 1.875 2.444 52.116 1.727 2.444 52.123 1.727 2.444 52.129 1.727 2.444
30 48.628 1.718 2.069 48.637 1.895 2.069 48.649 1.718 2.069 48.658 1.718 2.069 48.665 1.718 2.069
-30 69.125 5.161 13.516 69.175 5.184 13.512 69.242 5.161 13.506 69.294 5.161 13.503 69.335 5.162 13.500
-20 64.323 3.561 8.345 64.408 3.641 8.341 64.523 3.561 8.337 64.611 3.562 8.333 64.682 3.562 8.331
-10 59.550 2.764 5.767 59.675 2.987 5.764 59.841 2.764 5.759 59.970 2.764 5.756 60.074 2.765 5.754
0 54.815 2.327 4.298 54.983 2.658 4.295 55.208 2.327 4.291 55.383 2.327 4.288 55.523 2.328 4.286
10 50.129 2.087 3.386 50.346 2.502 3.382 50.638 2.087 3.378 50.865 2.088 3.375 51.047 2.088 3.373
20 45.509 1.977 2.785 45.785 2.465 2.781 46.156 1.978 2.777 46.445 1.978 2.773 46.677 1.978 2.771
30 40.986 1.974 2.374 41.334 2.536 2.370 41.800 1.974 2.365 42.164 1.975 2.361 42.457 1.975 2.359
-30 66.036 6.690 17.430 66.048 6.797 17.427 66.062 6.690 17.424 66.071 6.690 17.422 66.076 6.690 17.421
-20 60.941 4.327 10.131 61.015 4.879 10.123 61.113 4.327 10.113 61.187 4.327 10.106 61.247 4.328 10.101
-10 55.824 3.243 6.785 55.962 4.074 6.777 56.146 3.244 6.766 56.290 3.244 6.758 56.406 3.245 6.752
0 50.682 2.676 4.973 50.889 3.684 4.964 51.167 2.677 4.953 51.386 2.678 4.945 51.563 2.678 4.939
10 45.509 2.373 3.888 45.792 3.521 3.879 46.176 2.374 3.867 46.479 2.375 3.858 46.725 2.376 3.852
20 40.294 2.237 3.196 40.666 3.524 3.186 41.170 2.238 3.174 41.571 2.239 3.164 41.896 2.240 3.158
30 35.021 2.234 2.743 35.497 3.687 2.731 36.145 2.235 2.717 36.661 2.236 2.706 37.080 2.237 2.698
7.5 10
0 15
7.5 0
7.5 5
0 0
0 5
0 10
BẢNG TÍNH CHO ĐẤT DÍNH ( =0.5, =15)
c/h=0.01 c/h=0.025 c/h=0.05 c/h=0.075 c/h=0.1
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] C.A. Coulomb. 1773. Sur une application
des règles de Maximis &Minimis à quelques
Problèmes de Statique, relatifs à l‟ Architecture.
[2] Nguyễn Công Mẫn,1977. Hướng dẫn
thiết kế tường chắn công trình thủy lợi - HDTL
C4 -76
[3] Nguyễn Công Mẫn - Nguyễn Đức
Hồ1979.Bảng tính các hệ số áp lực chủ động/bị
động của đất dính/đất rời lên tương chắn (gồm 2
tập, mỗi tập 234 Tr).
[4] Nguyễn Công Mẫn, 1991.Phát triển
thuyết áp lực đất C.A.Coulomb cho đất dính và
tính áp lực đất theo chuyển vị tương đối của vật
chắn (1991-92). LA TS - Bảo vệ theo chế độ đặc
biêt. Bộ Đại học và Trung học chuyên nghiệp.
[5] TCVN 9152:2012 Công trình thủy lợi -
Quy trình thiết kế tường chắn công trình thủy lợi.
[6] Joseph E. Bowles. 1997 Foundation
analysis and design. 5th Edit - International
Edition. (Chapter 11.3).
[7]Robert W. Day (2006). Foundation
Engineering Handbook: Design and
Construction with the 2006 International
building Code. (p.556 - 605)Copyright © 2006
by The McGraw-Hill Companies;
[8] Chris R.I. Clayton, Rick I.Woods,
Andrew J.Bond, Jarbas Milititsky.2013. Earth
pressure & Earth-retaining structures. 3th
Edit.
Taylor &Francis Group.
[9] Z H Mazindrani and M.H Gạnjali. Lateral
Earth Pressure Problem of Cohesive Backfill
with Inclined Surface
[10] Bulusu Satyanarayana, 1965, Earth
Pressures for bilinear Backfill surface. J.
Soil Mechanics and Foundation Division-
January, 1965.
Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN BÁ KẾ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 12
NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA MƯA ĐẾN ỔN ĐỊNH CỦA ĐẬP ĐẤT TRÊN CƠ SỞ KHOA HỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HÕA
PHẠM HUY DŨNG*, HOÀNG VIỆT HÙNG
*,
NGUYỄN CÔNG MẪN**
Study the effect of rainfall on stability of earth dams on the basis of
unsaturated soil mechanics
Abstract: In fact, the soil mass in earth dams is a saturated/unsaturated
soil system. Therefore, the application of unsaturated soil mechanics is
really necessary to fully and accurately evaluate the slope stability of
earth dams. This paper reports the results of study to determine the
unsaturated soil parameters of filling material at Chuc Bai Son earth dam,
Quang Ninh province. Based on the historical rainfall observations, the
authors consider the impacts of different rainfall categories on the slope
stability of earth dams. The results show similar effects of high intensity
with short duration rainfall (HI) and small intensity with long duration
rainfall (LD) on variation of pore water pressure and slope stability.
However, the LD rainfall shows a greater impact on the slope stability
than the HI rainfall.
Keywords: earth dams, unsaturated soil mechanics, soil-water
characteristic curve
1. GIỚI THIỆU CHUNG*
1.1. Mở đầu
Theo hệ thống cơ sở dữ liệu ngành thủy
lợi thì hiện nay nước ta có 6421 hồ chứa,
trong đó loại hình đập đất chiếm số lượng
chủ yếu. Đối với đập đất, cường độ kháng cắt
và áp lực nước lỗ rỗng là những tham số quan
trọng khi đánh giá ổn định mái đập. Các quan
niệm truyền thống của cơ học đất đều giả
thiết đất bão hòa hoàn toàn khi nằm dưới
mực nước ngầm và khô hoàn toàn khi nằm
trên mực nước ngầm. Tuy nhiên, kết quả
nghiên cứu của nhiều nhà khoa học đã chứng
tỏ sự gia tăng cường độ kháng cắt do áp lực
nước lỗ rỗng âm (hoặc lực hút dính) trong đất
* Trường Đại học Thủy lợi
E-mail: [email protected]
Trường Đại học Thủy lợi
E-mail: [email protected] ** Viện Địa kỹ thuật Việt Nam
Email: [email protected]
KBH, tức là làm tăng hệ số ổn định của mái
đập như trong nghiên cứu của Fredlund và
Rahardjo (1993).
Trên thực tế các khối đất trong thân đập là
một hệ đất bão hòa/không bão hòa. Trong
trường hợp có mưa, nước mưa xâm nhập vào
bề mặt mái đập làm tăng độ ẩm của đất, giảm
lực hút dính, giảm cường độ kháng cắt và
giảm hệ số ổn định mái đập. Trong điều kiện
khô hạn, nước bốc hơi từ bề mặt mái đập sẽ
làm giảm độ ẩm của đất, tăng lực hút dính,
tăng cường độ kháng cắt kéo theo tăng hệ số
ổn định mái đập.
Vì vậy, để tính toán một cách đầy đủ và
chính xác điều kiện ổn định của đập đất, đặc
biệt dưới ảnh hưởng của mưa thì việc áp dụng
các lý thuyết của cơ học đất KBH là thực sự cần
thiết. Bài viết này trình bày các kết quả nghiên
cứu xác định các thông số đất KBH của vật liệu
đất đắp đập Chúc Bài Sơn, tỉnh Quảng Ninh và
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 13
ứng dụng vào tính toán ảnh hưởng của mưa đến
ổn định mái đập.
1.2. Giới thiệu về hồ chứa Chúc Bài Sơn,
tỉnh Quảng Ninh
Hồ chứa nước Chúc Bài Sơn thuộc xã Quảng
Sơn, huyện Hải Hà, tỉnh Quảng Ninh. Công
trình có nhiệm vụ đảm bảo nước tưới cho 3.100
ha diện tích đất nông nghiệp, cung cấp nước
sinh hoạt cho 20.000 nhân khẩu và một phần
nước công nghiệp của thị trấn Hà Cối. Đập
Chúc Bài Sơn thuộc loại đập đất đồng chất trên
nền đá sét phiến sét phong hóa mạnh đến trung
bình. Các thông số chính của hồ chứa nước
Chúc Bài Sơn như sau:
- Loại công trình: hồ chứa thủy lợi loại vừa,
cấp II.
- Diện tích lưu vực: 18,2 km2
- Cao trình MNDBT: +75,27 m
- Dung tích hồ chứa: 15.106 m
3
- Cao trình đỉnh đập: +80,3 m
- Chiều rộng đỉnh đập: 5,0 m
- Chiều dài đập: 235,0 m
- Chiều cao đập lớn nhất: 25,0 m
1.3. Thông số cơ bản của đất KBH
1.3.1. Đường cong đặc trưng đất-nước
Đường cong đặc trưng đất-nước (SWCC)
được định nghĩa là mối quan hệ giữa lượng
chứa nước trong đất và lực hút của đất. SWCC
được coi là thông số trung tâm của đất KBH,
nó được dùng để xác định các đặc tính của đất
KBH như hệ số thấm, cường độ kháng cắt và
biến thiên thể tích. SWCC thường được phân
chia thành 3 vùng là vùng bão hòa, vùng
chuyển tiếp và vùng tàng dư với hai giá trị
biên là giá trị khí vào (AEV) và lực hút dính
dư. Kết quả nghiên cứu của các nhà khoa học
đã cho thấy sự thay đổi của SWCC cho các
loại đất khác nhau. Các nghiên cứu đều chỉ ra
xu hướng biến thiên của AEV và lực hút dính
dư tăng dần khi thay đổi từ đất cát đến đất bụi,
đất á sét và đất sét. Hình 1 minh họa SWCC
của một số loại đất điển hình theo Fredlund và
nnk (2012).
Đất bụi
Lực hút dính (kPa)
Đất cát
Đất sét
Độ
ẩmth
ểtí
ch
Hình 1: SWCC điển hình của một số loại đất
1.3.2. Cường độ kháng cắt đất KBH
Đối với đất KBH, các biến trạng thái ứng
suất được biểu thị bằng các ứng suất đo được
như ứng suất tổng , áp lực nước lỗ rỗng uw và
áp lực khí lỗ rỗng ua. Tổ hợp ứng suất pháp thực
(- ua) và lực hút dính (ua-uw) thường được lựa
chọn để biểu thị trạng thái ứng suất của đất
KBH. Phương trình cường độ kháng cắt dành
cho đất KBH theo đề xuất của Fredlund và nnk
(1978) có dạng:
f = c‟+( – ua) tan‟+(ua – uw) tanb (1)
Trong đó: Trong đó: f là cường độ kháng cắt
của đất; c‟ là lực dính đơn vị; (– ua) là ứng suất
pháp thực; (ua – uw) là lực hút dính; ‟ là góc ma
sát trong; b là góc má sát biểu thị lượng tăng
của cường độ kháng cắt theo lực hút dính.
So với đất bão hòa, cường độ kháng cắt của
đất KBH có bổ sung thêm thành phần (ua–
uw)tgb, đại lượng này thể hiện sự gia tăng
cường độ kháng cắt của đất KBH so với đất bão
hòa là do lực hút dính. Như vậy, cường độ
kháng cắt đất KBH là sự mở rộng của tiêu
chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb so với đất bão
hòa. Những nghiên cứu ban đầu cho thấy góc b
hầu như không đổi chứng tỏ quan hệ tuyến tính
của cường độ kháng cắt đất KBH theo lực hút
dính. Tuy nhiên, các nghiên cứu sau này đã cho
thấy sự thay đổi của góc b theo lực hút dính
như trong các công bố của Fredlund và nnk
(1987), Thu và nnk (2006), tức là cường độ
kháng cắt đất KBH có quan hệ phi tuyến theo
lực hút dính. Một trong những phương trình
cường độ kháng cắt dạng phi tuyến được sử
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 14
dụng phổ biến là theo đề xuất của Vanapalli và
nnk (1996) có dạng:
(2)
Trong đó: là độ ẩm thể tích; s là độ ẩm thể
tích bão hòa; r là độ ẩm thể tích dư.
2. XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƢNG CỦA
ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA
2.1. Xác định SWCC
Để xác định SWCC, tác giả sử dụng thiết bị
thí nghiệm là bình áp lực với đĩa gốm tiếp nhận
khí cao 500 kPa chế tạo bởi hãng Eijkelkamp
như ở hình 2.
Hình 2: Bình áp lực để xác định SWCC
của đất KBH
Trong nghiên cứu này, thí nghiệm SWCC
được tiến hành với các mẫu đất nguyên dạng
được lấy từ hố khoan ở tim đập Chúc Bài Sơn.
Công tác thực nghiệm được tiến hành tại
Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, Trường Đại
học Thủy lợi. Kết quả thực nghiệm đã xác
định được độ ẩm thể tích bão hòa và giá trị khí
vào đối với đất đắp đập Chúc Bài Sơn là s
=0,425 và AEV =18 kPa (như ở hình 3).
Để xây dựng đường cong SWCC hoàn
chỉnh, tác giả sử dụng phương trình thực
nghiệm của Modified Kovacs (MK) được
trình bày trong nghiên cứu của Aubertin và
nnk (2003). Đây là một trong những mô hình
được biết đến rộng rãi vì nó phù hợp với khá
nhiều loại đất bao gồm cả đất rời và đất dính.
Các tham số hiệu chỉnh của mô hình dựa vào
các dữ liệu liên quan đến đường cong cấp
phối hạt. Đây là dữ liệu rất phổ biến trong
các tài liệu khảo sát địa chất ở Việt Nam.
Hình 3: Kết quả thực nghiệm xác định SWCC
của đất đắp đập Chúc Bài Sơn
Trong phương trình MK, hai tham số là hệ
số hút dính ac và hệ số phân bố kích thước lỗ
rỗng m là các tham số khống chế độ dốc của
SWCC và độ lớn của AEV. Quy luật ảnh
hưởng của ac và m đến SWCC là khi ac tăng
thì SWCC dốc hơn và khi m tăng thì AEV
tăng. Đối với các loại đất có nguồn gốc Bắc
Mỹ, ac và m là các hằng số với giá trị ac
=0,0007 và m=0,00003 theo như Aubertin và
nnk (2003). Tuy nhiên, khi áp dụng trực tiếp
các giá trị như vậy cho loại đất đắp đập Chúc
Bài Sơn thì có sự sai lệch lớn. Bằng phương
pháp bình phương nhỏ nhất tìm được cặp giá
trị ac =0,0005 và m=0,00002 thì đường cong
MK phù hợp nhất với kết quả thực nghiệm. Vì
vậy, tác giả kiến nghị sử dụng ac=0,0005 và
m=0,00002 trong phương trình MK cho loại
đất đắp đập Chúc Bài Sơn. Kết quả xây dựng
đường cong SWCC hoàn chỉnh được minh họa
ở hình 4.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 15
Hình 4: Đường cong SWCC của đất đắp đập
Chúc Bài Sơn
2.2. Xác định hàm thấm
Hàm thấm là thông số quan trọng đối với đất
KBH, đặc biệt trong các bài toán có sự ảnh
hưởng của môi trường nước. Từ kết quả xây
dựng đường cong SWCC ở mục 2.1, sử dụng
phương trình hàm thấm của Leong và Rahardjo
(1997) để xác định hệ số thấm tại các giá trị lực
hút dính khác nhau. Ở đây giá trị độ ẩm thể tích
w được xác định theo hai trường hợp là theo
phương trình MK và theo đề xuất hiệu chỉnh của
tác giả như ở mục 2.1. Kết quả xác định hàm
thấm của đất KBH tương ứng với các lực hút
dính khác nhau được trình bày trong hình 5. Kết
quả tính toán cho thấy, hình dạng của hàm thấm
tương đồng với hình dáng của SWCC.
Hình 5: Hàm thấm của đất đắp đập
Chúc Bài Sơn
3. ẢNH HƢỞNG CỦA MƢA ĐẾN ỔN
ĐỊNH ĐẬP CHÚC BÀI SƠN
3.1. Phƣơng pháp tính toán
Trong tính toán, tác giả sử dụng bộ phần mềm
Geo-Studio (2018) để phân tích ổn định mái dốc
với hai mô đun là SEEP/W và SLOPE/W. Trong
đó, mô đun SEEP/W được dùng để phân tích
thấm không ổn định theo thời gian nhằm xác
định sự thay đổi của đường bão hòa trong mái
dốc khi có mưa. SEEP/W sử dụng phương pháp
phần tử hữu hạn để giải quyết bài toán thấm hai
hướng với phương trình vi phân có dạng:
Ở đây: h là cột nước tổng; kx là hệ số thấm
của đất theo phương x; ky là hệ số thấm của đất
theo phương y; Q là điều kiện biên của dòng
chảy tác dụng lên bề mặt mái dốc; w là độ ẩm
thể tích; t là thời gian.
Do và nên
phương trình (3) có thể được viết dưới dạng:
Ở đây: mw là độ dốc của SWCC; uw là áp lực
nước lỗ rỗng; w là trọng lượng riêng của nước;
y là thế năng.
Trong phân tích tính toán dòng thấm không
ổn định đập Chúc Bài Sơn, điều kiện ban đầu
được thiết lập tương ứng với trường hợp
MNDBT. Để xét tới ảnh hưởng của mưa, điều
kiện biên về cường độ mưa thay đổi theo thời
gian được tác dụng lên toàn bộ bề mặt của mái
dốc. Ở nghiên cứu này, mực nước thượng lưu
được giả định là không thay đổi theo thời gian
trong quá trình mưa. Sau đó, mô đun
SLOPE/W được sử dụng ghép đôi với mô đun
SEEP/W để phân tích ổn định mái dốc. Mô đun
SLOPE/W cho phép phân tích ổn định mái dốc
theo nhiều phương pháp khác nhau. Ở nghiên
cứu này tác giả lựa chọn phương pháp tính toán
theo Bishop (1955). Ngoài ra, tác giả cũng lựa
chọn phương trình cường độ kháng cắt của đất
KBH theo Vanapalli và nnk (1996) vì nó cho
phép thể hiện sự phi tuyến của cường độ kháng
cắt theo lực hút dính.
3.2. Trƣờng hợp tính toán
Theo tài liệu khảo sát của Viện kỹ thuật công
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 16
trình (2017), tác giả lựa chọn tính toán ổn
định đập Chúc Bài Sơn cho mặt cắt nguy hiểm
nhất là mặt cắt giữa đập D3 (hình 6). Mực
nước trong hồ tương ứng với trường hợp
MNDBT +75,27 m. Số liệu mưa được phân
tích, lựa chọn từ dữ liệu thống kê các trận mưa
của trạm Quảng Hà trong khoảng thời gian 15
năm từ 2001 đến 2015. Theo dữ liệu này, các
trận mưa có cường độ lớn thường xảy ra trong
khoảng thời gian từ 1,0 giờ đến 3,0 giờ. Trong
khi các trận mưa nhỏ có thể liên tiếp kéo dài
từ 3,0 đến 4,0 ngày, cá biệt kéo dài đến 7
ngày. Cường độ mưa giờ lớn nhất được ghi
nhận trong khu vực là 91,0 mm/giờ (từ 6h00
đến 9h00 ngày 29/06/2003). Trận mưa dài
nhất trong khu vực kéo dài 162,0 giờ (từ 2h00
ngày 26/07/2015 đến 20h00 ngày
01/08/2015) với tổng lượng mưa là 1150,1
mm. Vì vậy, trong nghiên cứu này tác giả lựa
chọn hai kiểu mưa điển hình là mưa cường độ
lớn (HI) và mưa kéo dài (LD). Trận mưa
cường độ lớn HI được lựa chọn có cường độ
91,0 mm/giờ với thời gian mưa liên tục trong
3,0 giờ, còn trận mưa kéo dài LD được lựa
chọn có thời gian mưa liên tục trong 162,0 giờ
với cường độ phân bố đều từ tổng lượng mưa
(1150,1 mm) trong thời gian mưa.
3.3. Các chỉ tiêu cơ lý của đất dùng trong
tính toán
Căn cứ vào tài liệu khảo sát của Viện kỹ
thuật công trình (2017), cấu tạo địa chất đập
Chúc Bài Sơn bao gồm lớp đất đắp (lớp 1a)
thuộc loại đất á sét màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn
dăm sạn, trạng thái dẻo cứng. Tiếp đến là lớp á
sét (lớp 1b) màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn dăm sạn,
trạng thái dẻo mềm. Bên dưới là lớp cuội lẫn cát
(lớp 2) màu xám nâu, xám vàng, trạng thái chặt
vừa. Dưới cùng là đới đá phong hóa IA2 (lớp 3)
thuộc loại đá phiến sét phong hóa mạnh đến
trung bình. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất dùng
trong tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài
Sơn được nêu trong bảng 1. Ngoài ra, để xét đến
yếu tố không bão hòa của đất đắp, các thông số
về đường cong SWCC và hàm thấm được lấy từ
các kết quả nghiên cứu thực nghiệm của tác giả
ở mục 2.1 và 2.2.
Hình 6: Mặt cắt tính toán đập Chúc Bài Sơn
Bảng 1: Các chỉ tiêu cơ lý dùng trong tính toán đập Chúc Bài Sơn
STT Chỉ tiêu cơ lý Ký hiệu Đơn vị Lớp 1a Lớp 1b Lớp 2
1 Trọng lượng thể tích
tự nhiên kN/m
3 19,2 18,6 19,5
2 Góc ma sát trong ‟ độ 26,7 17,0 30
3 Lực dính đơn vị C‟ kN/m2
14,5 14,9 0,1
4 Hệ số thấm bão hòa K cm/s 6,2.10-5
7,6.10-5
1,0.10-4
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 17
3.4. Khi không xét ảnh hƣởng của mƣa
Kết quả tính toán cho thấy, khi không xét đến
ảnh hưởng của mưa và không xét đến yếu tố
không bão hòa của đất đắp thì đường bão hòa
trong thân đập có xu thế như ở hình 7. Lúc này
hệ số ổn định mái đập Chúc Bài Sơn là Kmin =
1,505 (hình 8). Tức là điều kiện về ổn định được
thỏa mãn do Kmin = 1,505 > [K] = 1,30 (tham
chiếu TCVN 8216:2018).
Tuy nhiên, khi xét đến các yêu tố không bão
hòa thì hệ số ổn định mái đập ở trường hợp này
là Kmin = 1,633 (hình 9). Nguyên nhân của sự
gia tăng này là do áp lực nước lỗ rỗng âm hay
lực hút dính của đất ở vùng không bão hòa đã
làm tăng cường độ kháng cắt ở đới không bão
hòa theo quy luật được biểu diễn ở phương trình
2. Như vậy, khi xét đến yếu tố không bão hòa đã
làm hệ số ổn định tăng thêm 8,5% so với trường
hợp không xét đến yếu tố không bão hòa.
3.5. Ảnh hƣởng của kiểu mƣa HI
Hình 10 biểu diễn sự biến đổi của cột nước
áp lực tại điểm A nằm trên mặt cắt X-X và cách
bề mặt mái dốc 1,0 m (hình 6). Kết quả phân
tích cho thấy khi bắt đầu mưa thì áp lực nước lỗ
rỗng tăng rất nhanh cho đến thời điểm kết thúc
mưa. Sau đó, áp lực nước lỗ rỗng tiếp tục tăng
nhưng với tốc độ giảm dần.
Như vậy, dưới tác động của kiểu mưa HI đã
làm cho mực nước ngầm trong thân đập dâng
lên và thu hẹp đới không bão hòa. Sự gia tăng
của áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình mưa ở
vùng không bão hòa đã dẫn đến sự suy giảm của
hệ số ổn định mái dốc. Hệ số ổn định mái dốc
giảm từ Kmin = 1,633 về Kmin = 1,545 (giảm
5,7%) khi kết thúc mưa (hình 11). Tuy nhiên giá
trị này vẫn vượt ngưỡng an toàn theo yêu cầu
của TCVN 8216:2018. Sau khi ngừng mưa, hệ
số ổn định mái dốc tăng ngược trở lại và đạt trị
số Kmin = 1,59 sau khi ngừng mưa 8,0 giờ.
3.6. Ảnh hƣởng của kiểu mƣa LD
Khi bắt đầu mưa thì áp lực nước lỗ rỗng tại A
tăng nhanh trong khoảng thời gian 15,0 giờ đầu
tiên, sau đó tăng rất chậm cho đến khi kết thúc
mưa thì cột nước áp lực đạt giá trị 0,5 m. Như
vậy, mực nước ngầm trong thân đập đã dâng lên
và vượt qua điểm A (hình 12). Điều này chứng
tỏ kiểu mưa LD đã làm mái đập hầu như bão
hòa hoàn toàn.
27 23
19
11 7 3
-1
-5
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 17045
51
57
63
69
75
81 MNDBT = 75.27 m
[m]
[m] Hình 7: Phân bố áp lực nước trong thân
và nền đập Chúc Bài Sơn
Hình 8: Hệ số ổn định mái đập khi không
xét đến yếu tố không bão hòa
1.633
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 17045
51
57
63
69
75
81 MNDBT = 75.27 m
[m]
[m]
Hình 9: Hệ số ổn định mái đập khi có xét
đến yếu tố không bão hòa
Hình 10: Sự biến đổi của cột nước áp lực tại
điểm A với kiểu mưa HI
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 18
Hình 11: Sự biến đổi của hệ số ổn định mái đập
với kiểu mưa HI
Khi ngừng mưa, áp lực nước lỗ rỗng tại A
giảm nhanh trong khoảng 20,0 giờ đầu tiên. Tiếp
đó, tốc độ suy giảm của áp lực nước lỗ rỗng chậm
dần và cột nước áp lực đạt trị số -1,3m sau thời
gian ngừng mưa 7,0 ngày (hình 12).
Hình 12: Sự biến đổi của cột nước áp lực tại
điểm A với kiểu mưa LD
Sự biến đổi của áp lực nước lỗ rỗng trong
quá trình mưa đã dẫn đến sự thay đổi của hệ số
ổn định mái đập. Ban đầu, hệ số ổn định mái
đập giảm rất nhanh từ giá trị Kmin = 1,633 trong
khoảng 70,0 giờ kể từ lúc bắt đầu mưa. Sau đó,
hệ số ổn định mái đập hầu như không đổi cho
đến khi kết thúc mưa với giá trị ở ngưỡng an
toàn Kmin = 1,304 khi so với yêu cầu của TCVN
8216:2018, tức là giảm đến 20,1 % kể từ lúc bắt
đầu mưa. Khi dừng mưa, hệ số ổn định mái đập
tăng nhanh trở lại trong khoảng 20 giờ đầu tiên,
sau đó tốc độ tăng chậm dần. Sau khi dừng mưa
7,0 ngày, thì hệ số ổn định mái đập đạt tới giá trị
Kmin = 1,51 tức là tăng thêm 15,8 % so với lúc
dừng mưa.
Hình 13: Sự biến đổi của hệ số ổn định
mái đập với kiểu mưa LD
4. KẾT LUẬN
Từ những nghiên cứu thực nghiệm và phân
tích mô hình số, bài báo đã đánh giá ảnh hưởng
của mưa đến ổn định của đập đất trên cơ sở
khoa học đất KBH. Một số kết luận chính có thể
rút ra từ nghiên cứu này đó là:
1. Các khối đất trong thân đập đất là một hệ
đất bão hòa/không bão hòa. Vì vậy, để đánh giá
một cách đầy đủ và chính xác điều kiện ổn định
của đập đất thì việc áp dụng các lý thuyết của cơ
học đất KBH là thực sự cần thiết.
2. Đối với đất KBH, SWCC là một thông số
quan trọng, nó liên hệ mật thiết đến tính thấm,
tính kháng cắt và biến thiên thể tích. Dựa vào
kết quả thực nghiệm, kiến nghị sử dụng mô hình
MK với sự điều chỉnh hai tham số là hệ số hút
dính ac=0,0005 và hệ số phân bố kích thước lỗ
rỗng m=0,00002 khi thiết lập SWCC cho vật
liệu đất đắp đập Chúc Bài Sơn.
3. Kết quả phân tích đã cho thấy, trong
trường hợp không có mưa thì hệ số ổn định mái
đập Chúc Bài Sơn tăng tới 8,5% khi xét đến yếu
tố KBH so với tính toán đất bão hòa truyền
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 19
thống. Hai kiểu mưa LD và HI có xu thế gây
ảnh hưởng đến mái dốc tương tự nhau. Tuy
nhiên, kiểu mưa LD cho thấy xu thế áp lực nước
lỗ rỗng tăng nhanh và giảm nhanh khi bắt đầu
mưa và sau khi dừng mưa. Sau đó tốc độ tăng
và giảm chậm dần khi thời gian tăng dần. Đặc
biệt, kiểu mưa LD làm hệ số ổn định mái dốc
giảm tới 20,1% so với không có mưa. Vì vậy,
trường hợp mưa dài có nguy cơ gây mất ổn định
mái đập là rất lớn, đặc biệt khi không có đủ thời
gian để hệ số ổn định mái đập hồi phục trở lại
sau mỗi trận mưa.
4. Mưa tác động rất lớn đến sự ổn định của
đập đất, đặc biệt trong điều kiện biến đổi khí
hậu như hiện nay. Vì vậy, kiến nghị bổ sung
tính toán trường hợp ảnh hưởng của mưa kéo
dài trong công tác thiết kế mới hoặc nâng cấp
sửa chữa đập đất.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Viện kỹ thuật công trình, "Hồ sơ thiết kế
dự án hồ chứa nước Chúc Bài Sơn," 2017.
2. Tổng cục Tiêu chuẩn Đo lường Chất
lượng, "TCVN 8216:2018 Công trình thủy lợi -
Thiết kế đập đất đầm nén," 2018.
3. A. W Bishop, "The use of the slip circle
in the stability analysis of slopes," Geotechnique
5, No.1, pp. 7-17, 1955.
4. D. G. Fredlund et al, "The shear strength
of unsaturated soils," Canadian Geotechnical
Journal, vol. 15, No. 3, pp. 313–321, 1978.
5. D. G. Fredlund et al, "Nonlinearity of
strength envelope for unsaturated soils," in
Proceedings of the Sixth International
Conference on Expansive Soils, Vol. 1, pp. 49–
54, New Delhi, 1987.
6. D. G. Fredlund and H. Rahardjo, Soil
Mechanics for Unsaturated Soils. New York:
Wiley, 1993.
7. S. K. Vanapalli et al, "Model for the
prediction of shear strength with respect to soil
suction," Canadian Geotechnical Journal, vol.
33, pp. 379–392, 1996.
8. E. C. Leong and H. Rahardjo,
"Permeability functions for unsaturated soils,"
Journal of Geotechnical and Geoenvironmental
Engineering, ASCE, vol. 123, No.12, pp. 1118–
1126, 1997.
9. M. Aubertin et al, "A model to
predict the water retention curve from basic
teotechnical properties," Canadian
Geotechnical Journal, vol. 40, pp. 104–
1122, 2003.
10.T. M. Thu et al, "Shear strength and pore-
water pressure characteristics during constant
water content triaxial tests," Journal of
Geotechnical and Geoenvironmental
Engineering, ASCE, vol. 132, No. 3, pp. 411–
419, 2006.
11.D. G. Fredlund et al, Unsaturated Soil
Mechanics in Engineering Practice. New
Jersey: John Wiley & Sons, Inc., 2012.
12. GEO-SLOPE International Ltd, Stability
modelling with GeoStudio, 2018.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 20
Người phản biện: PGS,TS. VŨ CAO MINH
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 21
VỀ TÍNH TOÁN DỰ BÁO SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC
TRẦN THƢƠNG BÌNH*
On the prediction of pile bearing capacity
Abstract: The foundation soil is always characterized by the components,
physical and mechanical properties collectively called the information of
the ground. According to the method of information acquisition, it can be
divided into forms: information from laboratory tests and from field tests.
When using the soil information forms for the load capacity of the pile,
different results usually received. Matter is how to do for the rational
selection of calculated results. Based on calculation examples, the paper
will clarify the factors affecting the differences between the calculated
results. In that, the calculation are performed on Excel to limit errors
calculation of results and at the same time have many results for
comparative analysis. Especially in the article refer to the static
penetration test (CPT) and standard penetration test (SPT).
Key words: pile bearing capacity calculated by CPT and SPT results
1. ĐĂT VẤN ĐỀ*
Sức chịu tải của cọc Pc thường được chọn là
giá trị nhỏ nhất giữa hai giá trị: sức chịu tải theo
đất nền (Pđn) và theo vật liệu (Pvl). Sức chịu tải
của cọc Pđn có thiết diện không đổi và đất nền
đồng nhất trong suốt chiêu dài coc được tính
toán bằng biểu thức:
Pđn= Ap.fm+U.ft.L (1)
Trong đó Ap: Diện tích mặt cắt ngang
của cọc;
fm: Sức kháng mũi đơn vị của đát dưới
mũi cọc;
U- Chu vi mặt cắt ngang cọc;
L- Chiều dài đoạn cọc nằm trong nền dưới
đài cọc;
ft- Sức kháng thành đơn vị của đất mà cọc
xuyên qua.
Trong bài báo này, đề cập đến trường hợp
sức chịu tải của cọc theo vật liệu lớn hơn theo
đất nền và:
Pc = Pđn = AP.fm + U.ft.L (2)
* Đại học Kiến trúc Hà Nội
Km10 Nguyễn Trãi, P. Văn Quán, Hà Đông, Hà Nội
Email: [email protected]
Trong biểu thức (2), các thông số Ap, U, L là
các giá trị thuộc về kích thước, hình dạng cọc và
các thông số fm, ft là thuộc về các chỉ tiêu đất
nền. Nếu kích thước và hình dạng cọc có thể
được xác định tuyệt đối thì chỉ tiêu đất nền chỉ
là kết quả của đánh giá tương đối phụ thuộc vào
các phương pháp xác định thông tin đất nền. Do
đó Pc, phụ thuộc vào sự đánh giá các thông số
fm, ft, theo đó mỗi phương pháp cho những kết
quả không giống nhau. Trong khi thiết kế chỉ
chấp nhận kết quả của một phương pháp tính, đã
đặt ra yêu cầu lựa chọn.
2. CƠ SỞ CÁC PHƢƠNG PHÁP TÍNH
TOÁN DỰ BÁO SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC
2.1. Khái quát về các phƣơng pháp tính
sức chịu tải của cọc
Cơ sở của việc đánh giá các thông số fm, ft là
bản chất ứng xử của đất nền với tác dụng của
cọc và quy luật phân bố theo không gian và thời
gian các đặc trưng của nền đất như thành phần
cấu trúc và tính chất cơ lý. Có nhiều phương
pháp tính toán khác nhau phụ thuộc vào các đặc
trưng của đất nền sử dụng trong tính toán dự
báo và thường cho các kết quả không giống
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 22
nhau. Có thể liệt kê một vài phương pháp tính
khác nhau như sau:
- Phương pháp tính toán theo kết quả thí
nghiệm trong phòng;
- Phương pháp tính toán theo kết quả
của CPT;
- Phương pháp tính toán theo kết quả
của SPT.
Các phương pháp này cũng được thể hiện
trong các tiêu chuẩn của Việt Nam như TCVN
10304-2014.
Như vậy, một cọc nhất định được thả vào đất
nền bằng một phương pháp, có thể có nhiều kết
quả tính toán khả năng chịu tải của cọc đó bằng
các phương pháp khác nhau. Sự khác biệt giữa
các phương pháp không chỉ được phân biệt bằng
thử nghiệm trong phòng thí nghiệm và SPT,
CPT mà còn bởi độ tin cậy của kết quả thông
qua các hệ số của phép tính. Trong bài báo này
chỉ phân tích các vấn đề của tính toán sức chịu
tải của cọc trong tiêu chuẩn TCVN:10304-2014
làm cơ sở lựa chọn hợp lý kết quả tính cho thiết
kế nền móng.
2.2. Dự báo sức chịu tải của cọc bằng
Excel
a) Phương pháp tính theo kết quả thí nghiệm
trong phòng
Sức chịu tải của cọc Rc,u theo các kết quả thí
nghiệm trong phòng
Rc,u = gc(gcqqbAb + u∑gcf fi li) (3)
trong đó:
gc là hệ số điều kiện làm việc của cọc trong
đất, gc =1;
qb là cường độ sức kháng của đất dưới mũi
cọc, lấy theo bảng phụ thuộc vào thành phần hạt
và trạng thái của đất dưới mũi cọc;
fi là cường độ sức kháng trung bình của
lớp đất thứ “i” trên thân cọc, lấy theo bảng
phụ thuộc vào thành phần hạt và trạng thái
của đất;
gcq và gcf tương ứng là các hệ số điều kiện
làm việc của đất dưới mũi và trên thân cọc có
xét đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc lấy
theo bảng phụ thuộc vào hinh dạng cọc, phương
pháp thi công và loại đất mà cọc đi qua.
Như vậy, các kết quả thí nghiệm trong
phòng được sử dụng là thành phần hạt và độ
chặt đối với đất rời và chỉ số dẻo, độ sệt dối với
đất dính.
Để có thể tính toán nhanh chóng và chính
xác, các giá trị bảng của cường độ ma sát bên và
lực cản mũi qp đã được xây dựng thành các hàm
có điều kiện của tên đất và chỉ số dẻo. Dữ liệu
được nhập và kết quả được hiển thị trong bảng
tính excel (bảng 1) Vì vậy, thao tác hoàn toàn tự
động bởi các tính năng của Excel.
Bảng 1: Bảng tính excel cho sức chịu tải cực
hạn của cọc ép theo thí nghiệm trong phòng
Trong bảng tính (1), dòng thứ nhất là tên
theo phần hạt cho đất rời, dòng thứ 2 chỉ số dẻo.
Các thao tác tính toán gồm đắt tên cho các lớp,
nhập số liệu vào các ô tương ứng. Sau khi nhập
xong kết quả sẽ tự động hiện ra và chuyển vào
vị trí yêu cầu.
b) Phương pháp tinh theo kết quả CPT
Sức chịu tải của cọc có thể xác định
công thức
Rcu=qbAc+u∑fili (4)
trong đó: qb là cường độ sức kháng của đất
dưới mũi cọc xác định theo công thức:
qb = kc qc
qc là cường độ sức kháng mũi xuyên trung
bình của đất trong khoảng 3d phía trên và 3d
phía dưới mũi cọc, d là đường kính cọc;
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 23
kc là hệ số chuyển đổi sức kháng mũi xuyên
thành sức kháng mũi cọc, xác định theo bảng
phụ thuộc vào thành phần trạng thái của và
phương pháp thi công;
fi là cường độ sức kháng trung bình trên
thân cọc trong lớp đất thứ ”i”, xác định theo
công thức:
i
tb
ii
qf
(5)
Trong biểu thức (5) qtb
i là cường độ sức
kháng mũi xuyên trung bình trong lớp đất thứ
„‟i”; αi là hệ số chuyển đổi từ sức kháng mũi
xuyên sang sức kháng trên thân cọc, xác định
theo bảng tra phụ thuộc vào loại đất mà cọc
xuyên qua
Để có thể tính toán nhanh chóng và chính
xác, mọi phép tính đều tự động thực hiện bằng
công cụ bảng tính excel (Bảng 2).
Bảng 2: Bảng tính excel cho sức chịu tải cực hạn của cọc ép bằng CPT
Trong bảng 2, tên của lớp đất được số hóa
như sau; Số 1 là tên của lớp đất rời (đất không
kết dính), số 2 là lớp đất, số 3 là đất nhân tạo.
Việc chuẩn bị bao gồm: tính trung bình của qc
và fs của các lớp đất, đặt tên cho các lớp. Khi
nhập dữ liệu, sẽ nhập các ô trắng, không sửa ô
màu. Sau khi nhập kết quả, kết quả sẽ tự động
xuất hiện và di chuyển đến vị trí yêu cầu
c) Phương pháp tinh theo kết quả SPT
Công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản
Rcu = qbAb + u (fc,ilci + fs,i ls,i) (6)
trong đó: qb là cường độ sức kháng đơn vị
của đất dưới mũi cọc, với đất rời xác định bằng
biểu thức qb = 300 Np cho cọc ép và qb = 150
Np cho cọc đóng .( NP là chỉ số SPT trung bình
trong khoảng 1d dưới và 4d trên mũi cọc), với
mũi cọc nằm trong đất dính qb = 9 cu cho cọc
đóng và qb = 6 cu cho cọc khoan nhồi
fs,i là cường độ sức kháng đơn vị của đất
thành cọc trong đất rời ở lớp thứ i xác định bởi
biểu thức (8)
3
10 siNfsi
(8)
fc,i là cường độ sức kháng đơn vị của đất
thành cọc trong đất dính ở lớp thứ i xác
định bởi biểu thức (9)
fc,i = pfLCu,i (9)
Trong biểu thức (9): fL- hệ số điều chỉnh theo
độ mảnh của cọc (L/D);
Cu,i – lực dính đơn vị của đất ở lớp thứ i, xác
theo nén 1 trục hoăc theo N: Cu= 6.25 kPa
p hệ số điều chỉnh cho cọc đóng, phụ thuộc
vào tỷ lệ giữa sức kháng cắt không thoát nước
của đất với trị số trung bình của ứng suất pháp
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 24
hiệu quả thẳng đứng, xác định theo biểu đồ .
Trong cả ba biểu thức tính toán sức chịu tải
của cọc:
li - chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất
thứ “i”;
Ab- diện tích cọc tựa lên đất, lấy bằng diện
tích tiết diện ngang mũi cọc
U- chu vi tiết diện ngang thân cọc;
Như vậy, nếu tính toán khả năng chịu lực của
cọc theo kết quả SPT theo hướng dẫn của tiêu
chuẩn số 10302, thì ngoài giá trị SPT, cần có
các tính chất của vật lý cơ học đất, như: khối
lượng thể tích, thành phần hạt…
Để có thể tính toán nhanh chóng và chính
xác, việc tính toán được thực hiện bởi công cụ
bảng tính excel (Bảng 3).
Bảng 3: Bảng tính excel cho sức chịu tải cực hạn của cọc ép bằng SPT
Trong bảng 3, tên lớp được số hóa như sau;
Số 1 là tên của lớp đất rời (đất không kết dính)
Số 2 là đất dính, số 3 là đất nhân tạo. Các hoạt
động chuẩn bị bao gồm: tính giá trị trung bình
của N cho các lớp và đặt tên cho các lớp. Sau
khi nhập các số liệu đầu vào, kết quả sẽ tự động
xuất hiện và di chuyển đến vị trí cần thiết.
3. ĐÁNH GIÁ KẾT QUẢ TÍNH TOÁN
SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC
3.1. Kết quả tính của các ví dụ thực tế
Áp dụng bảng tính excel, tính toán theo kết
quả theo phòng thí nghiệm, CPT và SPT cho
một số ví dụ thực tế. Trong các ví dụ này, thiết
bị CPT là thiết bị Gouda- Geo của Hà Lan. Ví
dụ là trong số 26 SPT trong 26 lỗ khoan và 26
CPT trên khu vực của một dự án. Trong mỗi ví
dụ, điểm SPT và CPT cách nhau 1m và CPT
tiến hành trước, SPT tiến hành ngay sau khi kết
thúc CPT.
Ví dụ 1: Kết quả khảo sát và thí nghiệm SPT
ở HK2 và CPT Khoan khảo sát và SPT và CPT
trên nền 5 lớp, thành phần của lơp, chiều sâu
mặt lớp thể hiện ở bảng 4. Kết quả tính cho cọc
ép BTCT, vuông dài 15 m, mũi cọc đặt vào lớp
cát số 5, đỉnh cọc cách mặt đất 1 mét.
Bảng 4. Số liệu thí nghiệm SPT trong HK2
và CPT liền kề với HK2
TT Lớp đất
Chiề
u
dày,
m
Khố i
lƣợn
g
CPT MPa
SPT
(N) (qc) fs
1 Đ ất lấp 1,7 18 3,07 0,039
2 Sét pha
nâu
hồ ng
1,8 19,5 1,28 0,06 9
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 25
TT Lớp đất
Chiề
u
dày,
m
Khố i
lƣợn
g
CPT MPa
SPT
(N) (qc) fs
dẻo
cúng
3 Sét pha
hữu cơ
chảy
6,7 16,7 0,948 0,033 5.5
4 Cát mịn
kẹp sét
pha
chảy
2,0 17,9 0,942 0,015 5
5 Cát mịn
chặt vừa
9,5 20,1 5,961 0,0627 19,8
Sử dụng dữ liệu trong bảng 4 và nhập dữ liệu
vào bảng tính excel thu được kết quả hiển thị
trong bảng 5
Bảng 5: Kết quả tính sức chịu tải cho ví dụ 1
In laboratory CPT SPT
Ma
sát
Mũi Ma
sát
Mũi Ma
sát
Mũi
406 297 343 179 323 366
689 622 689
Ví dụ 2: Kết quả khảo sát và thí nghiệm
SPT ở HK26 và CPT. Khoan khảo sát và SPT
và CPT trên nền 4 lớp, thành phần của lơp,
chiều sâu mặt lớp thể hiện ở bảng 6. Kết quả
tính cho cọc ép, vuông BTCT, dài 17 m, mũi
cọc đặt vào lớp cát số 5, đỉnh cọc cách mặt đất
1 mét.
Bảng 6. Kết quả khảo sát và thí nghiệm SPT
ở HK26 và CPT
TT Lớp đất
Chiều
dày
Khố i
lƣợ
ng
CPT SPT
(N) (qc) fs
1 Đ ất lấp
lẫn tạp
chất cát
2,3 18 0,584 0,006
2 Sét pha
dẻo
cứng
3,8 19,5 1,365 0,06 9,5
3 Sét pha
hữu cơ
chảy
11,1 16,7 1,32 0,031 6,6
4 Cát mịn
chặt vừa
4,8 20.1 3,066 0,07 19
Sử dụng dữ liệu trong bảng 6 và nhập dữ liệu
vào bảng tính excel thu được kết quả hiển thị
trong bảng 7.
Bảng 7: Kết quả tính sức chịu tải cho ví dụ 2
In laboratory CPT SPT
Ma
sát
Mũi Ma
sát
Mũi Ma
sát
Mũi
537 218 681 356 537 125
1088 721 1250
Ví dụ 3: Kết quả khảo sát và thí nghiệm SPT
ở HK15 và CPT. Khoan khảo sát và SPT và
CPT trên nền 4 lớp, thành phần của lơp, chiều
sâu mặt lớp thể hiện ở bảng 8. Kết quả tính cho
cọc ép, vuông BTCT, dài 20 m, mũi cọc đặt vào
lớp cát số 4, đỉnh cọc cách mặt đất 1 mét.
Bảng 8: Kết quả khảo sát và thí nghiệm
SPT ở HK15 và CPT
TT Lớp đất
Chiều
dày
Khố i
lƣợng
CPT SPT
(N) (qc) fs
1 Đ ất lấp 0,2 18
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 26
lẫn tạp
chất cát
2 Sét pha
dẻo cứng
2,2 19,5 3,367 0,021 7
3 Sét pha
hữu cơ
chảy
15,4 16,7 3,076 0,041 5,5
4 Cát mịn
chặt vừa
2,2 20,1 7,937 0,063 20
Sử dụng dữ liệu trong bảng 8 và nhập dữ liệu
vào bảng tính excel thu được kết quả hiển thị
trong bảng 9.
Bảng 9: Kết quả tính sức chịu tải cho ví dụ 3
In laboratory CPT SPT
Ma
sát
Mũi Ma
sát
Mũi Ma
sát
Mũi
228 698 223 672 375 692
926 895 1067
Tổng hợp kết quả tính toán sức chịu tải của
coc theo ba phương pháp cho 3 trường hợp
nhận thấy sự khác nhau giữa các kết quả tinh.
3.2. Đánh giá về sai số, tin cậy của các kết
quả tính
Để đánh giá sai số của kết quả tính toán, tốt
nhất là sử dụng kết quả của thử nghiệm nén cọc,
trong đó cọc thử có cấu trúc và kích thước như
trong tính toán. Trong trường hợp không có thử
nghiệm nén, có thể chấp nhận đánh giá sai số
của kết quả tính toán dựa trên việc xem xét các
giải thích hệ số tính toán và sai số của thông tin
đất nền, do quá trình khảo sát địa kỹ thuật gây
ra. Hãy thử phân tích ảnh hưởng của các tham
số thí nghiệm đến kết quả tính toán sức chịu tải.
-Chỉ số dẻo cũng như thành phần hạt, sai số
của kết quả thử nghiệm phụ thuộc chủ yếu vào
chất lượng của mẫu thử và nếu có, chúng chỉ
ảnh hưởng gián tiếp đến kết quả thông qua phân
loại đất và phân tầng đất.
- Khối lượng thể tích, theo quy trình thí
nghiệm [9] cho thấy sai số thí nghiệm của
khối lượng lớn nhất là 5%, chỉ thay đổi (0,5-
1)% giá trị của kết quả tính toán khả năng
chịu lực của cọc.
- Giá trị SPT và CPT là các giá trị định lượng
được đánh giá khách quan.
Tham số còn lại trong biểu thức, nhưng ít
quan tâm, là độ dày của các lớp đất.
Do đó, để phân tích các đặc điểm lỗi của kết
quả tính toán có thể sử dụng dữ liệu trong bảng
10 với 5 kịch bản thay đổi độ dày các lớp đất,
sức kháng mũi (tip resistance) và ma sát bên
(skin friction).
Bảng 10: Các kịch bản thay đổi độ dày và giá trị sức kháng mũi, ma sát bên
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 27
Từ kết quả thể hiện trên bảng 10 nhận thấy
có một số một số vấn đề sau:
-Trong các kết quả được tính theo ba loại dữ
liệu khác nhau, kết quả được tính bằng dữ liệu
CPT là nhỏ nhất. Vấn đề này tồn tại bởi vì các
hệ số b1 và b2 trong biểu thức được lấy từ bảng
phụ thuộc vào sức kháng mũi qc, theo đó qc
càng lớn thì b1 và b2 càng nhỏ, khi qc> 30 Mpa
b1 = 0,2 và b2 = 0,4. do đó sức cản của mũi và
lực ma sát của cọc bị giảm, trong đó sức cản của
mũi giảm nhiều hơn.
-Khi thay đổi chiều dày lớp đất yếu thì sức
chịu tải của cọc tính theo chỉ tiêu cơ học vât lý
sẽ tăng giảm theo sự tăng giảm của chiều dày,
có thể có một phần biến thiên tuyến tính. Ngược
lại, khi thay đổi chiều dày lớp đất yếu sức kháng
mũi của cọc tính bằng số liệu CPT không thay
đổi và tính bằng số liệu SPT thì biến đổi không
rõ ràng . Đó là do: đối với kết quả tính bằng chỉ
tiêu cơ lý, ngoài chỉ tiêu phân loại để phân chia
các lớp đất, giá trị duy nhất trong biểu thức
chính là chiều dày nên thay đổi chiều dày lớp
đất yếu cũng là thay đổi giá trị các tham số
trong biểu thức tinh toán. Ngược lại đối với kết
quả tính bằng số liệu SPT và CPT sự thay đổi về
chiều dày hoàn toàn độc lập với các giá trị của
CPT và SPT .Do đó, kết quả tinh sức chịu tải
không bị thay đổi. Sự không đổi của kêt quả
tính toán bằng số liệu của CPT và CPT sẽ không
nhận ra theo cách tính thông thường nhưng có
thể thấy rõ trên bảng tính excel. Bởi vì, bảng
tính excel khi xây dựng đã cài đặt hàm tính giá
trị trung bình vào biểu thức tính sức kháng
xuyên mũi và ma sát của CPT theo các lớp.
4. KẾT LUẬN
Trong ba dạng thí nghiệm, mỗi dạng đều có
những ảnh hưởng khác nhau đến kết quả tính
tóan dự báo và khả năng sử dụng. Do đó, việc
lựa chọn sử dụng kết quả tính toán sức chịu tải
của cọc trong thiết kế cần được xem xét ở nhiều
khía cạnh, trong đó nên xem xét mức độ chính
xác của kết quả tính bằng SPT là cao nhất, bằng
chỉ tiêu cơ lý là thấp nhất;
Trong thiết kế móng cọc, khi xác định sức
chịu tải cho phép của cọc từ sức chịu tải cực hạn
của nó bằng một hệ số. Khi chọn hệ số đó, cần
có sự phân biệt với nhau giữa kết quả tính toán
bằng bằng dữ liệu của CPT và SPT và các chỉ
tiêu cơ học .
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Standard TCVN:10304-2014
[2]BOGUMIŁ WRANA Studia Geotechnica
et Mechanica, Vol. 37, No. 4, 2015 DOI:
10.1515/sgem-2015-0048
[3]NIAZI F.S., MAYNE P.W., Cone
Penetration Test Based Direct Methods for
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 28
Evaluating Static Axial Capacity of Single Piles,
Geotechnical and Geological Engineering,
2013, (31), 979–1009.
[4] KARLSRUD K., CLAUSEN C.J.F., AAS
P.M., Bearing Capacity of Driven Piles in Clay,
the NGI Approach, Proc. Int. Symp. on
Frontiers in Offshore Geotechnics, 1. Perth
2005, 775–782
[5] Liu Zheng-yu,Su Shou-bao,Yang
Yang,Yu Shu-hao.N-S Flowchart Analysis and
Applications in Algorithm Description. Joumal
of Jinggangshan University(Natural Science)
2010; 31(6):70-81.
[6] JANBU N., (ed.), Static bearing
capacity of friction piles, Proceedings of the
6th European Conference on Soil Mechanics
and Foundation Engineering, 1976, Vol. 1.2,
479-488.
[7] WHITE D.J., BOLTON M.D.,
Comparing CPT and pile base resistance in
sand, Proc. Inst. Civil Eng. Geotech. Eng., 2005,
158(GE1), 3–14.
Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN ĐỨC NGUÔN
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 29
MỘT SỐ KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU MỐI QUAN HỆ GIỮA ĐỘ ẨM VÀ CÁC CHỈ TIÊU CƠ LÝ CỦA ĐẤT PHONG HÓA
NGUYỄN HỒNG DƢƠNG
*
Some research results on the relationship between moisture and physical
and mechanical properties of weathered soils
Abstract: The paper presents the physicochemical nature and the
randomness of the relationship of moisture with the shear resistance of
weathered soil, and introduces the principle of methods and examples for
establishing those relationships by experiment results.
Keywords: Weathered mechanical and physical properties
ĐẶT VẤN ĐỀ *
Khi độ ẩm của đất thay đổi, tỷ lệ giữa các
pha rắn, lỏng, khí trong hệ phân tán của đất
sẽ thay đổi, đồng thời bề dày màng nước liên
kết của hạt biến đổi, sẽ làm liên kết giữa các
hạt biến đổi, theo đó khối lượng thể tích của
đất và chỉ tiêu kháng cắt biến đổi.Trong khi
đó, độ ẩm của đất là chỉ tiêu nhạy cảm nhất
trong điều kiện môi trường có khí hậu luôn
thay đổi. Bởi vậy, xác lập được quy luật biến
đổi của các chỉ tiêu kháng cắt và khối lượng
thể tích khi độ ẩm của đất thay đổi sẽ có
nhiều ý nghĩa thực tiễn trong đánh giá sự mất
ổn định của khối đất. Tuy nhiên, quy luật
biến đổi các chỉ tiêu kháng cắt và khối lượng
thể tích của đất khi độ ẩm của nó thay đổi,
phụ thuộc đồng thời vào nhiều yếu tố đặc
trưng cho hệ phân tán như kích thước hình
dạng và thành phần khoáng hóa các hạt
khoáng v.v...Trong khi đó, các đặc trưng này
biến đổi phức tạp trong khối đất và có sự
khác nhau giữa các vỏ phong hóa. Do đó, xác
lập mối quan hệ tương quan dựa trên kết quả
thí nghiệm và lý thuyết xác suất thống kế là
cách để có được biểu thức mô tả định lượng
mối quan hệ giữa độ ẩm với các chỉ tiêu
kháng cắt và khối lượng thể tích.
* Đại học Kiến trúc Hà Nội
Km10 Nguyễn Trãi, P. Văn Quán, Hà Đông, Hà Nội
Email [email protected]
1. CƠ SỞ LÝ THUYẾT XÁC LẬP CÁC
MỐI QUAN HỆ
1.1. Bản chất cơ lý hóa của các mối quan
hệ của độ ẩm trong đất phong hóa
Đất phong hóa, được cấu thành bởi các hạt
khoáng là sản phẩm phong hóa từ đá gốc, bao
gồm các hạt keo lẫn trong các hạt mịn đôi khi
các tảng phong hóa lỏi, Trong đó, hạt keo có
kích thước siêu nhỏ và có cấu trúc khoáng vật
khác nhau mang lại cho chúng khả năng hấp thụ
nước khác nhau. Các khoáng vật có cấu trúc lớp
của ô mạng tinh thể như các khoáng vật sét mà
tiêu biểu là Monmorinolit, Bentonit ... có khả
năng hấp thụ nước rât cao. Khi tham gia vào cấu
trúc ô mạng tinh thể nước này làm gia tăng thể
tich của hạt khoáng. Đông thời với đường kính
siêu nhỏ từ micromet đến nanomet của các hạt
khoáng, chúng sẽ có tỷ mặt ngoài rất lớn, theo
đó có năng lượng bề măt rất cao. Chính năng
lượng bề mặt đã tạo nên sự liên kết giữa các hạt
theo bản chất của mối liên kết phân tử trong vật
rắn. Phân lớn các hạt khoáng có đặc điểm tích
điện mang lại cho chúng khả năng ưa nước, nên
nếu gặp nước sẽ hấp thụ tạo thành màng nước
bao quanh các hạt là nước liên kết có quy luật
vận động và tồn tại khác biệt với nước trọng lực
thông thường. Màng nước bao quanh hạt càng
dày, năng lượng bề mặt càng giảm. Mỗi một hạt
khoáng có thành phần khoáng hóa, đường kính
xác định trong một môi trường chất lỏng có độ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 30
pH xác định sẽ có một trị giá cực đại của bề dày
màng nước liên kết. Khi màng nước liên kết đạt
chiều dày cực đại, năng lượng bề mặt của hạt
khoáng không còn khả năng liên kết với các hạt
khoáng khác, đất ở vào trạng thái chảy với các
đặc trưng cơ học của một chất lỏng và mất khả
năng kháng căt. Từ trạng thái chảy, khi nước
trong đất mất dần, để màng nước mỏng dần, khi
đó sẽ xuất hiện trở lại khả năng liên kết giữa các
hạt. Nếu đồng thời cùng tồn tại mối liên kết này
trong sự tồn tại nước liên kết thì liên kết giữa
các hạt sẽ thông qua màng nước, bởi thế liên kết
giữa các hạt có tính mềm dẻo và làm cho đất có
các đặc trưng của vật rắn có tính dẻo. Màng
nước có chiều dày nhỏ nhất mà đất bắt đầu có
tính dẻo được xem là chiều dày màng nước liên
kết mạnh để phân biệt với chiều dày cực đại liên
quan đến trạng thái chảy của đất. Khi màng
nước liên kết mất đi hoàn toàn đất sẽ ở trạng
thái cứng. Tuy nhiên, trong điều kiện tự nhiên
chỉ có phần trên mặt của vỏ phong hóa do có
khả năng bốc hơi, nên màng nước liên kết mới
có khả năng nhỏ hơn ở bề dày màng liên kết
mạnh của nó hay đất ở trạng thái cứng hoàn
toàn, ngược lại phần nằm sâu trạng thái cứng ít
khi xảy ra.
Như vậy, với sự tăng khối lượng nước vào
trong đất phong hóa, nước sẽ được tiếp nhận
theo ba dạng: trong cấu trúc mạng tinh thể gọi là
nước cấu trúc, trong màng liên kết của các hạt
khoáng gọi là nước liên kết và trong lỗ hổng
giữa các hạt khoáng gọi là nước trọng lực. Nước
cấu trúc không thoát ra khỏi ô mạng cấu trúc ở
nhiệt độ bay hơi 1000c, nên nó không có trong
thành phần của độ ẩm. Giữa các dạng tồn tại của
nước ở trong đất, nước trọng lực chỉ hình thành
và phát triển khi nước cấu trúc và liên kết đã
hoàn chỉnh. Như thế, sự tham gia của nước
trọng lực chỉ làm thay đổi trọng lượng của đất
mà không ảnh hưởng đến liên kết giữa các hạt,
sự thay đổi mối liên kết các hạt khi độ ẩm của
đất thay đổi có bản chất là biến đổi bề dày màng
nước liên kết, theo đó sự biến thiên độ ẩm của
đất với sự biến đổi các chỉ tiêu kháng cắt và
khối lượng thể tích của nó không thể là quan hệ
tuyến tính mà sẽ có các điểm uốn và cực trị liên
quan đến các trạng thái về độ ẩm của đất, các
trạng thái đó là: độ ẩm giới hạn chảy và dẻo, độ
ẩm bão hòa.
1.2. Lý thuyết xác suất thống kê trong các
mối quan hệ của độ ẩm
Nghiên cứu xác lập mối quan hệ tương quan
giữa độ ẩm với các chỉ tiêu kháng cắt và khối
lượng thể tích, đã có nhiều vấn đề được giải
quyết ở các mức độ khác nhau. Các mối quan hệ
của độ ẩm trong đất phong hóa có thể được biểu
diễn bằng nhiều cách khác nhau, nhưng với mục
đích sáng tỏ độ tin cậy về sự chính xác của kết
quả tính toán áp lực đất lên tường chắn bằng các
chỉ tiêu kháng cắt và khối lượng thể tích theo
phương pháp giải tích thì biểu diễn bằng hàm
tương quan thực nghiệm sẽ là cách để thỏa mãn
mục đích yêu cầu.
Cở sở lý thuyết để xác lập mối quan hệ tương
quan là lý thuyết xác suất thông kê, với nền tảng
xem giá trị các chỉ tiêu độ ẩm, đặc trưng kháng
cắt và khối lượng thể tích là những tập hợp
thống kế có phân bố ngẫu nhiên. Theo đó
phương trình tương quan thực nghiệm là biểu
diễn đường quan hệ trên hệ trục tọa độ XOY
trong đó trục ox là các giá trị độ ẩm, trục oy là
các giá trị của các chỉ tiêu tương quan với độ
ẩm. Trong đó đường quan hệ được định nghĩa đi
qua các điểm mà tổng bình phương các khoảng
cách từ các điểm đến đường quan hệ là nhỏ
nhất. Theo định nghĩa đó phương trình tổng quát
của đường quan hệ có thể biểu diễn qua dạng đa
thức TSebusop:
y=b0P0(x)+b1P1(x)+.....bnPn(x)
trong đó pi(x) - hoành độ với xác xuất Pi
Đối với quan hệ bậc nhất phương trình
có dạng:
tbtb
x
yyxx
S
sry )(
trong đó, Sx- độ lệch bình phương trung bình
của tập hợp x,
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 31
Sy- độ lệch bình phương trung bình của tập
hợp y,
xtb,ytb- tị trung bình của các tập hợp x,y
tương ứng
r - hệ số tương quan, -1<r<1, trị tuyệt đôi của
r càng lớn quan hệ đó càng chặt, khi r=1 mối
quan hệ đó trở thành quan hệ hàm số, trong đó r
được tinh theo công thức sau
)yiy)(xix()1n(ss
1r
yx
Trong công cụ bảng tính excell việc tính toán
các quan hệ tương quan và hệ số tương quan với
các dạng quan hệ đã được cài đặt. Do đó, với
công cụ excell phổ thông đang được sử dụng rất
phổ biến, việc xác định phương trình tương
quan kể cả đồ thị của nó và hệ số tương quan trở
nên đơn giản và dễ dàng. Tuy nhiên, đánh giá
độ tin cậy của các mối quan hệ chưa có sẵn,
nhưng có thể tiến hành dựa vào hệ số tương
quan bằng phân phối student theo biểu thức
1 nrta
Trong đó ta hệ số xác suất tin cậy Student
Từ giá trị ta tính được, nếu tra bảng hệ số xác
suất tin cậy Student theo n hoặc dùng hàm Tdist
trong bảng tính excell sẽ xác định được xác suất
tin cậy.
Theo biểu thức, khi n càng tăng tức là tập
hợp thống kê càng lớn thì độ tin cậy càng cao,
tương tự với hệ số tương quan càng lớn hay
quan hệ càng chặt thì độ tin cậy càng cao và
ngược lại.
Tóm lại, với bất cứ một tập hợp thống kê nào
của độ ẩm với các chỉ tiêu kháng cắt và khối
lượng thể tích đều có thể thiết lập được rất nhiều
dạng các mối quan hệ tương quan, trong đó có
một dạng quan hệ có hệ số tương quan lớn nhất
hay chặt nhất. Nhưng quan hệ đó có phản ánh
thật sự bản chất cơ lý hóa của mối quan hệ còn
tùy thuộc vào sự phân tích các yếu tố phụ thuộc
mà không nằm trong mối quan hệ được xác lập.
Do đó, loại bỏ các yếu tố phụ thuộc hay cô lập
chúng bằng cách đồng nhất hóa các biến đổi của
chúng là quy tắc thường được áp dụng khi thiết
lập và sử dụng các mối quan hệ tương quan. Nội
dung cơ bản trong quy tắc đồng nhất là phân
chia đối tượng hay tập hợp thống kê của chúng
theo những tiêu chí hợp lý nhất.
1.3. Cơ sở lựa chọn mẫu thí nghiệm để xây
dựng các tập hợp thống kê
Đất phong hóa là sản phẩm phá hủy đất đá
trên bề mặt do sự thay đổi các yếu tố khí hậu
của môi trường, khi đó sự phá hủy làm biến đổi
thành phần sự nguyên khối của chúng, kết quả
là độ bền giảm, thể tích tăng lên. Trong đó, phần
bề mặt thường bị biến đổi mạnh mẽ nhất và
giảm dần vào bên trong, phân thành ba đới từ
ngoài vào trong, theo thứ tự triệt để, dở dang và
đá gốc. Đới phong hóa triêt để là phần ngoài
cùng bị phong hóa mãnh liêt nhất và bị tác dụng
rửa trôi bề mặt. Tùy theo, đặc điểm môi trường,
thành phần đá gốc và địa hình cũng như kiến tạo
mà đới ngoài cùng có mức độ phong hóa triệt để
khác nhau và được giữ lại hay bị rửa trôi, theo
đó đới phong hóa triệt để sẽ có bề dày khác
nhau. Ngoài một số trường hợp do tác dụng của
nước dưới đất làm cho phong hóa mạnh xảy ra ở
bên trong, thì hầu hết phần trên bề mặt phong
hóa diễn ra mạnh mẽ nhất, đó là quy luật phổ
quát đặc trưng cho tính phân đới của vỏ phong
hóa. Trong quy luật đó, có sự khác nhau về vỏ
phong hóa giữa vị trí đỉnh với sườn dốc được
phân biệt bởi hai nguồn gốc eluvi với deluvi.
Eluvi là phong hóa tại chỗ còn deluvi hay sườn
tích là sản phẩm phong hóa trên đỉnh được di
chuyển xuống. Giữa eluvi với deluvi, không chỉ
khác nhau về khoáng hóa mà sự khác nhau
mang tính đặc trưng cơ bản là thành phần hạt
mịn. Nhưng để phân biệt chúng không đơn giản,
thực tế thường căn cứ vào vị trí tồn tại của
deluvi trên các dạng địa hình đặc trưng.
Tóm lại, theo thời gian đất trong vỏ phong
hóa không trải qua thời kỳ nén chặt như đất
trầm tích, trái lại chúng rất ưa nước nễn dễ dàng
hấp thụ nước và bị trương nở tăng thể tích, trong
đó khả năng hấp thụ nước làm tăng thể tích có
sự khác nhau giữa các đới và giữa deluvi với
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 32
eluvi, trong đó deluvi là đối tượng có nhiều khả
năng hấp thụ nước và tiềm ẩn nhiều nguy cơ
mất ổn định trên sườn dốc.
Địa hình sườn dốc chiếm ba phần tư diện
tích lãnh thô ở Viêt Nam đặc biệt ở phía băc.
Đia hình sườn dốc phía bắc có đặc điểm
nguồn gốc và hình thái rât đa dạng. Cấu tạo
nên các dạng địa hình này gồm đủ các loại đá
trầm tích magma và biến chất. Trong các dạng
địa hình sườn dốc thì địa hình cấu tạo bởi các
đá trầm tich sét bột kết có diện phân bố rộng
nhất, các địa hình cấu tạo bởi đá biến chất
nhiệt phiến sét serisit, cũng như đá magma
phun trào bagian foocfiarít có diện phân bố
không lớn nhưng rải rác ở nhiều nơi có liên
quan đến mất ổn định sườn dốc do tác dụng
của mưa bão tức là liên quan đến sự biến đổi
độ ẩm của đất.
Như vậy, xét trên các tiêu chí điển hình cho
tính rất nhạy cảm và đại diện cho sự phân bố
rộng và tính đặc trưng cho các kiểu nguồn gốc,
đối tượng được lựa chọn để thí nghiệm là phần
trên của vỏ phong hóa của các đá sét bột kết,
nằm trong phần sườn tích deluvi.
2. MỐI QUAN HỆ GIỮA DỘ ẨM VỚI CHỈ
TIEU KHANG CẮT VA KHỐI LƯỢNG
2.1 Những vấn đề thí nghiệm xác định
các chỉ tiêu cơ lý của đất để thiết lập mối
quan hệ
Phần deluvi của vỏ phong hóa có nhiều loại
với thành phần hạt khác nhau, song, đặc trưng
nhất là thành phần hạt mịn được tập hợp thành
các loại đất sét, sét pha và cát pha. Nếu xét theo
bản chất cơ lý hóa của hệ phân tán thì ở các độ
ẩm giới hạn sẽ là những điểm đặc biệt trong mối
quan hệ, như thế ngoài các trạng thái bất kỳ, thí
nghiệm xác định sức kháng cắt của đất phải tiến
hành ở các độ ẩm giới hạn. Bằng thiết bị tạo độ
ẩm theo nguyên lý cưỡng bức cùng với dụng cụ
đo độ ẩm đất chế tạo tại Nhật Bản cho phép tạo
độ ẩm của đất ở mọi trạng thái trong đó các
trạng thái giới hạn. Chi tiết tạo độ ẩm giới hạn
như sau:
Một thỏi mẫu sau khi đã lấy vào nhiều dao
vòng để tiến hành cắt phẳng, lấy ra một mẫu
đất trong số các mẫu có trong các dao vòng đó,
cân xác định khối lượng mtn sấy khô ở nhiệt độ
1050c xác định được khối lượng đất khô mk và
lượng nước có trong đó là mn=mtn-mk, đồng
thời xác định chỉ số dẻo Is và độ sệt Ip từ một
phần đất bất kỳ trong thỏi mẫu đó. Với các số
liệu thi được, lượng nước cần đưa vào để mẫu
đạt trạng thái dẻo hoặc chảy sẽ được tính toán
theo biểu thức:
)1( pstnk IIwmm
Theo công thức trên để đưa một mẫu đất
về trạng thái dẻo có độ sệt Ip=0.5 sẽ cần bổ
sung vào môt khối lượng nước được tính theo
công thức
)15,0( stnk Iwmm
và để đưa một mẫu đất về trạng thái dẻo có
độ sệt Ip=0.75 sẽ cần bổ xụng vào môt khối
lượng nước được tính theo công thức
)175,0( stnk Iwmm
Từ lượng nước cần bổ xung, sử dụng pisston
tăng áp đưa nước vào trong đất theo nguyên tắc
thấm cho đến khi đạt lượng nước yêu cầu.
Theo nguyên lý và quy trình đó thí nghiệm
xác định các chỉ tiêu để lập các mối quan hệ
tương quan, đã được tiến hành trong phòng thí
nghiệm Địa kỹ thuật của trường Đại học Kiến
Trúc Hà Nội.
2.2. Các mối quan hệ của độ ẩm trong đất
phong sét bột kết
Để có số liệu thiết lập các mối quan hệ của
độ ẩm đã tiến hành thí nghiệm đất sét bột kết
phong hóa trên các từ đá trầm tích lục nguyên
sét bột kết trong phần sườn tích deluvi của vỏ
phong hóa.
Với số lượng 30 mẫu đất có chỉ số dẻo khác
nhau từ sét, sét pha, cát pha thí nghiệm ở các độ
ẩm khác nhau, trong đó có độ ẩm ở giới hạn dẻo
và giới hạn hạn chảy. Từ kết quả thí nghiệm cắt
phẳng trên các mẫu ở các độ ẩm đã xây dựng
được các tập hợp thống kê như sau:
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 33
1 0,114 0,552 0,290 1,87 -0,66
2 0,20 0,548 0,280 1,91 -0,20
3 0,24 0,541 0,229 1,92 0,00
4 0,28 0,463 0,198 1,94 0,21
5 Sét 0,29 0,433 0,191 1,94 0,25
6 0,34 0,400 0,144 1,96 0,50
7 0,38 0,312 0,086 1,96 0,75
8 0,41 0,162 0,082 1,95 0,91
9 0,46 0,182 0,080 1,89 1,17
10 0,50 0,136 0,071 1,84 1,37
11 0,46 0,164 0,069 1,8445 1,29
12 0,20 0,427 0,247 1,9044 -0,20
13 0,24 0,415 0,232 1,9261 0,00
14 0,28 0,389 0,192 1,94 0,25
15 Sét 0,30 0,359 0,179 1,9581 0,37
16 pha 0,32 0,324 0,157 1,9982 0,50
17 0,37 0,315 0,110 1,9833 0,75
18 0,38 0,258 0,105 1,98 0,83
19 0,41 0,218 0,079 1,9629 1,00
20 0,42 0,147 0,067 1,9343 1,06
21 0,15 0,412 0,324 1,8982 -0,50
22 0,16 0,352 0,315 1,92 -0,33
23 0,17 0,345 0,249 1,95 -0,20
24 0,18 0,317 0,250 1,98 0,00
25 Cát 0,19 0,288 0,248 1,9928 0,17
26 pha 0,20 0,258 0,179 2 0,33
27 0,21 0,25 0,244 2,00 0,50
28 0,23 0,189 0,125 1,9948 0,75
29 0,25 0,179 0,087 1,95 1,17
30 0,27 0,135 0,078 1,948 1,50
Độ sệt
Ip
hệ số ma
sát tg
khối lương
thể tích
thư
tự
loại
đất Is
độ ẩm
W
lực
dính C
Từ các tập hợp thống kê, dựa vào các hàm thống kê trong Excell có các quan hệ với độ ẩm
như sau:
Đối với đất sét:
C- W
y = 20,183x3 - 20,654x
2 + 5,1545x + 0,199
R2 = 0,9674
y = -1,2953x + 0,7893
R2 = 0,8972
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
tg- W
y = 13,411x3 - 11,919x
2 + 2,4732x + 0,1453
R2 = 0,9905
y = -0,6775x + 0,3828
R2 = 0,9321
0,000
0,050
0,100
0,150
0,200
0,250
0,300
0,350
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
- W
y = -2,5666x2 + 1,602x + 1,7017
R2 = 0,827
y = -10,729x3 + 7,2368x
2 - 1,0873x + 1,9146
R2 = 0,9799
1,82
1,84
1,86
1,88
1,90
1,92
1,94
1,96
1,98
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
Hình 1a: Quan hệ C- W Hình 1b: Quan hệ tg-W Hình 1c: Quan hệ - W
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 34
Đối với đất sét pha:
C- W
y = 18,94x3 - 21,169x2 +
6,4066x - 0,163
R2 = 0,949
y = -1,1469x + 0,6884
R2 = 0,9187
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
0,35
0,4
0,45
0,5
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
tg- W
y = 18,964x3 - 18,182x2 +
4,7929x - 0,1367
R2 = 0,9969
y = -0,7845x + 0,4082
R2 = 0,9769
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
- W
y = -6,39x2 + 4,16x + 1,31
R2 = 0,80
y = -38,91x3 + 32,11x
2 - 8,06x
+ 2,55
R2 = 0,96
1,82
1,84
1,86
1,88
1,9
1,92
1,94
1,96
1,98
2
2,02
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Hình 2a: Quan hệ C- W Hình 2b: Quan hệ tg-W Hình 2c: Quan hệ - W
Đối với đất cát pha:
C- W
y = -39,43x3 + 33,70x2 -
11,01x + 1,43
R2 = 0,98
y = -2,19x + 0,71
R2 = 0,96
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
0,35
0,4
0,45
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30
tg- W
y = 90,612x3 - 54,132x2 +
8,3609x - 0,0238
R2 = 0,9022
y = -2,1466x + 0,6399
R2 = 0,8987
0,000
0,050
0,100
0,150
0,200
0,250
0,300
0,350
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30
- W
y = -23,45x2 + 10,12x + 0,91
R2 = 0,91
y = 193,53x3 - 144,78x2 + 34,95x -
0,75
R2 = 0,96
1,88
1,9
1,92
1,94
1,96
1,98
2
2,02
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30
Hình 3a: Quan hệ C- W Hình 3b: Quan hệ tg-W Hình 3c: Quan hệ - W
Cho tất cả các loại đất:
C- W
y = -0,69x + 0,51
R2 = 0,34
y = -19,782x3 + 16,85x2 -
5,0363x + 0,8506
R2 = 0,3818
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
tgw
y = 0,9261x3 + 0,5295x2 -
1,2834x + 0,4606
R2 = 0,7769
y = -0,6791x + 0,3673
R2 = 0,7467
0,000
0,050
0,100
0,150
0,200
0,250
0,300
0,350
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
- W
y = -2,77x2 + 1,61x + 1,74
R2 = 0,47
y = -4,19x3 + 1,07x
2 + 0,53x +
1,83
R2 = 0,49
1,82
1,84
1,86
1,88
1,90
1,92
1,94
1,96
1,98
2,00
2,02
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
Từ những quan hệ trên nhận thấy, nếu xét
riêng đất loại sét, sét pha và với cát pha thi các
mối quan hệ của độ ẩm với các chỉ tiêu có hệ số
tương quan, kể cả tương quan bậc nhất đều có
n> 0.85 chứng tỏ yếu tố bên ngoài tác động vào
quan hệ đó là không đáng kể và quan hệ thể
hiện đúng bản chất của hệ phân tán. Nhưng nếu
không phân biệt giữa các loại đất thì quan hệ
của độ ẩm với các chỉ tiêu có hệ số tương quan
thấp. Điều đó cũng phù hợp với bản chất phân
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 35
tán của đất. Bởi cùng một độ ẩm nhưng chỉ số
dẻo khác nhau thì các đặc trưng kháng cắt sẽ
khác nhau do năng lượng bề mặt của các hạt
khoáng của chúng khác nhau. Do đó để phù
hợp với bản chất và hạn chế sự chia nhỏ tập
hợp thống kê thì thay vì quan hệ trực tiếp với
độ ẩm sẽ thông qua một đại lượng khác để
thiết lập mối quan hệ, đại lượng đó là độ sệt Is
của đất. Kết quả của việc xác lập quan hệ của
độ sệt với các chỉ tiêu kháng cắt và khối lượng
thể tích thể hiện trên biểu đồ trọng các hình 4
như sau:
C- Ip
y = -0,03x2 - 0,16x + 0,40
R2 = 0,72
y = 0,03x3 - 0,06x
2 - 0,16x + 0,41
R2 = 0,72
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
-1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00
tg- Ip
y = 0,0636x3 - 0,0636x2 - 0,159x
+ 0,2442
R2 = 0,9293
y = -0,1346x + 0,2335
R2 = 0,8993
0,000
0,050
0,100
0,150
0,200
0,250
0,300
0,350
-1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00
- Ip
y = -0,09x2 + 0,08x + 1,95
R2 = 0,51
y = -0,01x3 - 0,07x
2 + 0,09x + 1,95
R2 = 0,51
1,82
1,84
1,86
1,88
1,90
1,92
1,94
1,96
1,98
2,00
2,02
-1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00
Từ hệ số tương quan của các chỉ tiêu với độ ẩm
và chỉ tiêu với độ sệt nhận thấy quan hệ với độ sệt
chặt hơn quan hệ với độ ẩm. Sự khác nhau đó
hoàn toàn phù hợp với bản chất của hệ phân tán.
Như vậy, theo đặc tính số đông của lý thuyết
thống kê và để hạn chế sự phức tạp phân chia tập hợp
thống kê, thì trong những trường hợp như thế này thì
chấp nhận hệ số tương quan thấp nhưng có được tập
hợp thống kê lớn, khi đó độ tin cậy của quan hệ chưa
hẳn đã giảm đi. Ví dụ theo biểu thức xác định hệ số
tin cậy student 1 nrta , xét quan hệ bậc nhất
của lực dính kết C với độ ẩm của đất loại sét với
n=10, r2 = 0.89 khi đó ta= 2.83 xác suất tin cậy của
quan hệ là 0.991, trong khi với tập hợp 30 mẫu có
n=30 và hệ số tương quan r2=0.72 khi đó ta=4.56 theo
đó xác suất tin cậy của quan hệ là 0.999.
KẾT LUẬN
Các chỉ tiêu mẫũ để xác lập mối quan hệ tương
quan giữa độ ẩm với các chỉ tiêu kháng cắt và
khối lượng thể tích của đất phong hóa trên đá sét
bột kết được thực hiện ở trạng thái giới hạn nên
phương trình biểu diễn và độ chặt của mối quan
hệ đã phản ánh sát thực tác dụng của độ ẩm đên sự
hình thành sức kháng cắt và khối lượng thể tich
của đất. Thông qua các mối quan hệ từ các tập
hợp này cũng cho thấy quan hệ bậc ba phản ánh
trung thực hơn, bậc nhất nhưng quan hệ bâc nhất
cũng cho độ tin cậy với xác suất đạt tới 95%.
trong khi xác lập quan hệ bậc nhất chỉ cần tiến
hành bằng các thí nghiệm đơn giản không nhất
thiết phải tiến hành ở độ ẩm giới hạn. Do đó, có
thể sử dụng quan hệ bậc nhất để đánh giá sự biến
đổi các giá trị các đặc trưng kháng cắt và khối
lượng thể tích theo sự biến đổi của độ ẩm.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1.V.M. Fridland. Đất và vỏ phong hóa nhiệt
đới ẩm, nhà xuất bản khoa học kỹ thuật 1973.
2.Isik Yilmaz. Gypsum/anhydrite - Some
engineering problems. Bulletin of Engineering
Geology and the Environment,Volume 60
Number 3 (2001).
3. John A. Franklin, Maurice B.
DusseaultRock Engineering applications.
MacGraw - Hill International Edition, Civil
Engineering Series (1992)
4. Hasald Crames Phương pháp toán học
trong thống kê , bản dịc tiếng việt, Nhà xuất bản
khoa học kỹ thuật .1970
5. E.D. Sukina bản chất cơ lý hóa của hệ
phân tán tự nhiên. Tiếng Nga nhà xuất bản
Matscova 1985.
Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN ĐỨC MẠNH
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 36
MỘT SỐ KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU CHẤN ĐỘNG BỀ MẶT BẰNG VM 1220E ĐỂ ĐÁNH GIÁ HƯ HẠI CỦA CÁC CÔNG TRÌNH
NGUYỄN HOÀI NAM*
Some results of research on surface vibration caused by means of traffic
Abstract: By the seismic measurement results on the road, using the VM
1220E vibration measuring device from Japan, the article analyzes the
relationship between geological structures and the some vibration
parameters such as amplitude and acceleration. In particular, the
relationship over time of measurement parameters have been described for
clarifying influence of dynamic loads on the structural damage of the
works along the road during construction and use of the road
Keywords: Surface vibrations and damage works
GIỚI THIỆU CHUNG *
Gần đây các tuyến đường cao tốc được khởi
công ở rất nhiều nơi trên lãnh thổ Việt Nam.
Trong đó, rất nhiều tuyên đường đi vào giữa
khu dân cư, thấm trí cắt ngang qua các thị trấn
thị tứ và khu đô thị đã thấy xuất hiện hiện tượng
nứt rạn kết cấu tường công trình gần đường.
Hiện tượng hư hại kết cấu công trình dưới tác
dụng của tải trọng động đã được nhận thấy từ
lâu không chỉ ở Việt Nam mà cả trên thế giới.
Tuy nhiên, tải trọng động thông qua sự lan
truyền trong nền đất dưới dạng sóng đàn hồi phụ
thuộc vào nhiều yếu tố và ứng xử của kết cấu
công trình dưới tác dụng của tải trọng động
cũng vô cùng đa dạng. Do đó, ảnh hưởng của tải
trọng động mà phổ biến là tải trọng trùng phục
của phương tiện vận chuyển, phần lớn chỉ nhận
ra theo cảm tính mà rất ít có đánh giá định
lượng bằng các số liệu đo cụ thể. Tại những
nước có trình độ khoa học kỹ thuật phát triển
như Mỹ, Tây âu, từ lâu đã ban hành các tiêu
chuẩn để đánh giá sự ảnh hưởng của tải trọng
động đến kết cấu công trình. Điển hình như tiêu
chuẩn Din DIN 4150 của Cộng hòa Liên bang
Đức mà sau này Việt Nam trên cơ sở đó đã ban
* Đại học Kiến Trúc Hà Nội
Km10 Nguyễn Trãi, P. Văn Quán, Hà Đông, Hà Nội
hành TCVN 7378: 2004. TCVN 7378: 2004 được
xem là căn cứ để đánh giá đánh giá sự hư hại kết
cấu do tác dụng của tải trọng động. Tuy nhiên, các
thiết bị hiện đo thường sử dụng các geophon với
các phép đo là vận tốc và gia tốc hoặc biên độ tần
số và cho kết quả là các đường biểu diễn các đại
lượng đó theo thời gian nên sử dụng giá trị nào
trong nhiều các giá trị trên đường biểu diễn để
đánh giá là một vấn đề phức tạp.
Bài báo ở đây chỉ đề cập tới ảnh hưởng lan
truyền chấn động trên các dạng cấu trúc nền
khác nhau của tải trọng động có đặc trưng trùng
phục của các phương tiện vận tải di chuyển trên
đường, kế cả các thiết bị thi công. Theo đó, tải
trọng trùng phục được nhìn nhận qua các đặc
tính như sau:
- Nguồn gây chấn động biến đổi cùng với
chiều chuyển động của xe chạy và lăp lại theo
chu kỳ của đoàn xe nối tiếp nhau.
- Có sự tham gia của nhiều nguồn chấn động
do nhiều xe chạy đồng thời.
Như vậy, đặc điểm lan truyền có tính chất
động sẽ gây ra chấn động bề mặt và biến dạng
tích lũy cho mặt đường. Nói cách khác, biến
dạng do tác dụng trùng phục gồm chấn động với
biến dạng tích lũy, đó là các biểu hiện mang tính
hai mặt của quá trình chuyển hóa năng lượng.
Việc đánh giá dự báo chấn động và biến dạng
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 37
tích lũy bằng các bài toán hiện có là vô cùng
phức tạp. Do đó, tìm hiểu mối quan hệ cấu trúc
nền đường với chấn động bề mặt đường dưới tác
dụng của tải trọng trùng phục sẽ sáng tỏ nhiều
vấn đề của lan truyền dao động đến nền móng
công trình gần đường.
1. CƠ SỞ CỦA PHƢƠNG PHÁP
NGHIÊN CỨU
Như đã biết, các phương tiện vận tải khi
chuyển động trên đường, sẽ có lực ngang tác
dụng vào lớp mặt áo đường và lực thẳng đứng
tác dụng xuống cả áo và nền đường. Trong đó,
tác dụng thẳng đứng gồm tác dụng lăn biến đổi
theo tốc độ và mật độ xe chạy và tác dụng xung
đột ngột do sự va chạm của bánh xe với mặt
đường. Dưới các tác dụng lăn, nền đất sẽ đồng
thời có biến dạng thể tích và hình dạng lớn hơn
so với các lớp áo đường. Các biến dạng này, có
thể xem như là biến dạng dưới diện chịu tải của
mặt trụ lăn quanh tâm tức thời. Biến dạng này,
luôn có kết quả cuối cùng là làm thay đổi trạng
thái ứng suất biến dạng, trong đó có cả sự thay
đổi độ chặt của đất để đạt sự cân bằng giữa tải
trọng với phản lực nền ở mọi điểm mà trụ lăn
qua. Do đó, năng lượng mà đường tiếp nhận
được từ động năng của các phương tiện chuyển
động sẽ được chuyển hóa dưới 2 dạng, là biến
dạng tích lũy và chuyển động bề mặt. Trong đó,
chuyển động bề mặt chính là biểu hiện lan
truyền sóng bề mặt theo cơ chế lan truyền ứng
suất và biến dạng. Tất cả những điều đó đặt ra
các vấn đề cần phải xem xét là:
- Sự khác nhau về lan truyền chấn động giữa
phương thẳng đứng và các phương song song,
vuông góc với tuyến đường.
- Quy luật biến đổi các giá trị biên độ, tần số
dao động theo các dạng cấu trúc nền.
Căn cứ vào những phân tích trên, để tìm hiểu
về chấn động bề mặt cho việc sáng tỏ cơ chế
phá hủy của tải trọng trùng phục, nhóm nghiên
cứu đã sử dụng máy VM của Nhật Bản (ảnh 1).
Máy đo có tính năng tác dụng và thực hiện được
các phép đo như sau:
- Máy có thể đo các thông số gia tốc và biên
độ dao động theo 3 phương vuông góc X, Y, Z.
- Máy đo liên tục theo thời gian với tốc độ đo
0,05s /1 lần đo
- Kết quả đo được tự động tính toán thể hiện
dưới dạng logarit, trong đó kết quả là các giá trị
trung bình của phổ biên độ ứng với các khoảng
thời gian
Ảnh1: Thiết bị đo VM1220E
- Kết quả đo được lưu giữ
Trên cơ sở khảo sát tình trạng hoạt động của
các phương tiện vận tải trên đường và tài liệu
địa chất thu thập được ở một số điểm, nhóm
nghiên cứu đã bố trí đo tại 4 điểm trên 2 tuyến
quốc lộ 5 và tuyến cao tốc Hà Nội – Hải Phòng.
Tại mỗi điểm đo đều có cấu trúc địa chất đặc
trưng. Đặc điểm hoạt động của các phương tiện,
địa tầng và các kết quả đo tại các điểm đo
nghiên cứu như sau đây.
2. KẾT QUẢ ĐO TRÊN TUYẾN CAO TỐC
Kết quả đo tại xã Cửu Cao:
-Đặc điểm hoạt động của phương tiện vân
tải: tuyến đường đang trong thời gian thi công
phần nền đường, tốc độ chuyển động của các
phương tiện vận tải thấp biến đổi trong khoảng
15-25 km/h. Mật độ lưu thông của các phương
tiện nhỏ nhưng tải trọng xe lớn, thường tải trọng
trên trục 12 tấn.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 38
- Đăc điểm nền và mặt đường: đường được
xử lý bằng cọc cát, nền đường đắp cao 2m đã thi
công phần nền đến cao trình thiết kế.
- Địa tầng tại điểm đo xã Cửu Cao:
Thứ tự lớp bề dày, m Ký hiệu Tên đất Mô dun Ekpa Cƣờng độ Rkpa
1 1 Cát lấp 12000 75
2 1,4 Sét pha nâu hông 7500 140
3 1,2 Sét xám xanh dẻo mềm 6000 105
4 2 Đất hữu cơ 7000 130
5 Bùn sét pha 25 50
- Kết quả đo:
Thời gian đo 9 giờ ngày 29/3/2011
Chỉ tiêu
đo
Đơn vị
đo
Mức rung Lv Mức gia tốc rung Lva
Z Y X Trung Bình Z Y X Trung
Bình
Leq dB 29,5 23,9 24 44,9 40 32,3 33 61,1
Lmax dB 45,8 29 31 62,4 48,3 38,2 39,6 73,2
Lmin dB 20,2 20,2 20,2 35,0 28,2 27,6 27,9 48,3
L10 dB 42,8 27,5 28,3 58,2 45,6 37,2 38,1 70,1
L50 dB 25,6 23,7 23,9 42,3 37,2 31,6 32,2 58,5
L90 dB 22,5 21,5 22 38,1 30,8 29,4 28,9 51,5
Kết quả đo tại khu vực Bình Giang -
Gia Lộc:
- Đặc điểm hoạt động của phương tiện vân
tải: tuyến đường đang trong thời gian thi công
phần nền đường, tốc độ chuyển động của các
phương tiện vận tải thấp biến đổi trong khoảng
10-20 km/h. Mật độ lưu thông của các phương
tiện nhỏ nhưng tải trọng xe lớn, thường tải trọng
trên trục 12 tấn.
- Đặc điểm nền và mặt đường
Đường được xử lý bằng cọc cát, nền đường
đắp cao 3 m nhưng mới thi công phần nền đến
độ cao 0,5m
- Địa tầng
Thứ tự lớp bề dày Ký hiệu Tên đất ModunEKpa cƣờng độ Rkpa
1 1 Sét pha nâu hồng 8500 120
2 1,8 Bùn sét pha xám đen 3000 65
3 3,5 Cát pha xám đen 6500 70
4 Bùn sét pha xám đen 2500 55
- Kết quả đo
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 39
Thời gian đo 11 giờ ngày 29/3/2011
Chỉ tiêu
đo
Đơn vị
đo
Mức rung Lv Mức gia tốc rung Lva
Z Y X Trung Bình Z Y X
Trung
Bình
Leq dB 37,2 32,8 32,9 59,5 40,3 36 35,3 64,5
Lmax dB 51,4 39,5 39,4 75,9 61,9 61,7 58,6 105,2
Lmin dB 29,1 28,3 29,6 50,2 30,3 29,5 30,1 51,9
L10 dB 35,4 31,6 31,5 57,0 39,1 35,1 34,5 62,9
L50 dB 32,3 31,3 31,8 55,1 32,5 31,8 32,2 55,7
L90 dB 30 29,7 30,1 51,8 34,6 33,9 32,6 58,4
So sánh, đánh giá giữa 2 điểm đo
Để làm sáng tỏ mối cấu trúc nền đến dao
động bề mặt có một số đánh giá sự giống nhau
và khác nhau giữa 2 điểm đo như sau:
- Hoạt động của các phương tiện vận tải trên
đường giữa hai điểm đo là như nhau
- Cao độ mặt đường hiện tại ở điểm Bình
Giang 0,5m thấp hơn điểm Cửu Cao 2m
- Sự khác nhau về cấu trúc nền giữa 2 điểm
đo có đặc điểm cơ bản là chiều dày lớp đất có
độ bền cao nằm trên ở Cửu Cao lớn hơn điểm
Bình Giang, điểm Cửu Cao theo chiều sâu các
lớp có độ bền giảm.
Nhận xét kết quả đo
● Trên tuyến cao tốc
- Biên độ dao động theo các phương tại điểm
đo Bình Giang luôn lớn hơn, trong khi gia tốc
rung thì ngược lại, chứng tỏ tần số rung tại điểm
Cửu Cao lớn hơn.
- Giữa ba phương dao động thì biên độ dao
động phương Z thẳng đứng là lớn nhất, biên độ
dao động theo phương Y vuông góc với tuyến là
nhỏ nhất, trong khi gia tốc rung thì ngược lại,
chứng tỏ tần số dao động theo phương Y ngang
tuyến lớn hơn.
● Trên tuyến quốc lộ 5
Tuyến đường đã được sử dụng gần 20 năm,
mật độ lưu thông của các phương tiện lớn với
đủ dạng tải trọng, trong đó có nhiều xe tải
trọng lớn. Để có cơ sở so sánh ảnh hưởng của
đặc điểm tải trọng, thời gian đo được chọn chủ
yếu được quyết định bởi tải trọng lớn đi qua vị
trí đo.
Kết quả đo tại khu vực Phú Thụy - Gia Lâm:
- Đặc điểm hoạt động của phương tiện vận
tải: Tốc độ chuyển động của các phương tiện
vận tải trên đoạn này biến đổi trong khoảng
60-80 km/h.
- Đăc điểm nền và mặt đường: Đường được
xử lý bằng đệm cát, nền đường đắp cao 1,5 m.
- Địa tầng:
Thứ tự lớp bề dày Ký hiệu Tên đất ModunEKpa cƣờng độ Rkpa
2 1,3 Sét pha nâu hông 8000 140
3 2 Sét xám xanh dẻo mềm 6000 115
5 Sét nâu vần nâu đỏ dẻo cứng 11000 180
- Kết quả đo:
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 40
Thời gian đo 18 h ngày 29/3/2011
Chỉ tiêu
đo
Đơn vị
đo
Mức rung Lv Mức gia tốc rung Lva
Z Y X Trung Bình Z Y X
Trung
Bình
Leq dB 23,4 23,3 23,5 40,5 28,3 27,9 27,8 48,5
Lmax dB 29,6 27,5 25,9 48,0 44,5 41,2 42,7 74,2
Lmin dB 20,9 20,2 20,2 35,4 21,9 25,9 24,8 42,0
L10 dB 26,6 25,8 24,2 44,3 40,8 36,2 39,8 67,5
L50 dB 23,3 23,3 23,5 40,5 26,9 27,4 27 46,9
L90 dB 21,7 21,3 21,4 37,2 23,7 26 25,8 43,6
Kết quả đo tại khu vực Quán Toan
- Đặc điểm hoạt động của phương tiện vận
tải: Tốc độ chuyển động của các phương tiện
vận tải trên đoạn này biến đổi trong khoảng 40-
60 km/h.
- Đăc điểm nền và mặt đường: Nền đường
đắp thấp bằng cốt thiên nhiên, được xử lý bằng
đệm cát kết hợp với bấc thấm.
- Địa tầng.
Thứ tự lớp bề dày Ký hiệu Tên đất ModunEKpa Cường độ RKpa
2 1,2 Sét pha nâu xám 7000 90
3 1,5 Cát pha xám đen 9000 110
4 3 Cát mịn xám đen 15000 200
5 Bùn sét pha xám den lẫn vỏ sò 3000 35
- Kết quả đo:
Thời gian đo 18 giờ ngày 28/3/2011
chỉ tiêu
đo
đơn vị
đo
Mức rung Lv Mức gia tốc rung Lva
Z Y X Trung Bình Z Y X Trung Bình
Leq dB 40,6 38,5 38,7 68,0 55,3 51,4 51 91
Lmax dB 54,5 42,8 41,4 80,7 61,8 62,5 59,4 106
Lmin dB 35,2 35,2 35,2 61,0 43,5 42,3 42,6 74
L10 dB 52,1 40,6 40,3 77,4 58,9 57 56,6 100
L50 dB 39,8 38,5 38,7 67,6 54 48,3 57 92
L90 dB 37,7 36,6 36,2 63,8 47,4 46,6 45,3 80
So sánh đánh giá giữa 2 điểm đo;
Để làm sáng tỏ mối liên quan giữa cấu trúc nền
đến dao động bề mặt có một số đánh giá sự giống
nhau và khác nhau giữa 2 điểm đo như sau:
- Hoạt động của các phương tiện vận tải
trên đường giữa hai điểm đo có tải trọng mật
độ như nhau, nhưng có sự khác nhau về tốc
độ xe chạy.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 41
- Cao độ mặt đường hiện tại ở điểm Quán
Toan thấp hơn điểm Phú Thụy
- Sự khác nhau về cấu trúc nền giữa 2 điểm
đo có đặc điểm cơ bản là chiều dày lớp đất có
độ bền cao nằm trên ở điểm Phú Thụy lớn hơn
điểm Quán Toan, điểm Quán Toan có mặt nhiều
lớp đất có độ bền và tính chất khác nhau nằm
đan xen nhau theo chiều sâu.
Nhận xét chung kết quả đo
- Biên độ dao động và gia tốc theo các
phương tại điểm đo Quán Toan luôn lớn hơn
điểm Phú Thụy
- Giữa ba phương dao động thì biên độ dao
động phương Z thẳng đứng là lớn nhất, biên độ
dao động theo hai phương còn lại khác nhau
không nhiều.
3. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Kết luận
Các kết quả đo trong các điều kiện về cấu
trúc nền, mặt đường và hoạt tải khác nhau, cùng
với cơ chế biến dạng tức thời của bề mặt đường
dưới tác dụng diện chịu hình trụ minh họa bởi
hình 2a,2b. Có thể đi đến một số kết luận làm cơ
sở xây dụng mô hình đánh giá và dự báo biến
dạng lún tích lũy nền đường dưới tác dụng của
tải trọng trùng phục như sau:
Bánh xe Bánh xe
mặt đường
2a Biến dạng ngang tuyến 2b biến dạng dọc tuyến
Hình 1 (a, b): Biểu diễn biến dạng tức thời mặt đường theo các phương
- Độ cứng của lớp áo đường quyết định đến
sự khác nhau về biên độ theo các chiều song
song và vuông góc với tuyên đường, trong đó độ
cứng áo càng cao sự khác nhau giữa các phương
càng không đáng kể.
- Sự khác nhau về cấu trúc nền sẽ có sự khác
biệt rõ ràng về biên độ dao động theo phương
thẳng đứng.
- Sự khác nhau về tốc độ xe chạy giữa 40-
60km/h với 60-80km/h không ảnh hưởng
nhiều đến dao động bằng sự khác nhau về cấu
trúc nền.
- Giữa nền đường đắp cao với nền đường đắp
thấp có sự khác nhau căn bản về dao động bề
mặt, cụ thể sự khác nhau đó là như sau: Với nền
đường đắp thấp luôn có xu hướng biên độ dao
động thẳng đứng cao hơn, trong khi đường đắp
cao biên độ dao động theo phương ngang tuyến
lớn hơn.
Một số kiến nghị
Khi đường mới sử dụng bề mặt còn bằng
phẳng, đường chỉ chịu tác dụng lăn của bánh xe.
Sau một thời gian tác dụng lăn làm bề mặt
không còn bằng phẳng, khi đó sẽ xuất hiện tác
dụng va chạm làm nền đường xuống cấp nhanh
chóng. Vì thế làm chậm quá trình biến dạng tích
lũy mặt đường do tác dụng lăn của bánh xe là
yêu cầu cơ bản để nâng cao tuổi thọ công trình,
trong đó khống chế biến dạng tích lũy nền
đường là khâu quyết định. Từ kết quả nghiên
cứu có một số kiến nghị bổ xung và quy trình
thiết kế để khống chế biến dạng tích lũy nền
đường như sau:
- Đối với đường đắp thấp không phân biệt
nền đất thiên nhiên có độ bền cao hay thấp, luôn
cần có lớp đệm đồng nhất đủ dầy nằm dưới lớp
áo đường để đảm bảo biến dạng tích lũy xảy ra
như nhau trên toàn bộ chiều dài tuyến.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 42
- Đối với đường đắp cao, chiều rộng nền
đường đủ lớn để không chỉ đảm bảo ổn định
mái ta luy mà còn phải đủ rộng cho phần vỉa hè
và có phần dành cho các phương tiện giao
thông tải trọng nhỏ để hạn chế những biến
dạng ngang tuyến.
- Đánh giá dự báo biến dạng tích lũy do tác
dụng của tải trọng trùng phục là rất quan trọng
để có biện pháp phòng chống, nhưng cũng vô
cùng phức tạp. Sử dụng các số liệu quan trắc
trên cơ sở kết hợp với tài liệu khảo sát là một
cách giải quyết có hiệu quả.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Trần Đình Bửu, Nguyễn Quang Chiêu,
Nguyễn Quang Toản - Khai thác đánh giá và
sửa chữa đường ôtô tập I và II – NXB Đại học
& THCN - Hà Nội, 1984
[2] Tiêu chuẩn thiết kế nền đường đắp
22TCN 262-2000.
[3] Nguyễn Văn Kháng. 2001. Dao động kỹ
thuật NXB Khoa học kỹ thuật, Hà Nội 2003.
[4] Trần Thương Bình, nghiên cứu mô hình
dao động đất nền 2005. Tạp chí khoa học kỹ
thuật Mỏ- Địa chất
[5]. Áo đường mềm, các yêu cầu kỹ thuật và
chỉ dẫn thiết kế, 22 TCN 211-06.
[6] Quy chuẩn về đánh giá ô nhiểm môi
trường QCVN 27:2010/BTNMT
[7] Svinkin, MR (1999), Prediction and
calculation of construction
vibrations, Proceedings 29th Annual
Members Conference Deep Foundations
Institute, Dearborn MI: 1-22, Accessed 30
April2008,
[8] Wiss, JF (1981), Construction
vibrations: state-of-the-art, Journal of the
Geotechnical Engineering Division,
Proceedings of the American Society of Civil
Engineers 107, no. GT2.
Người phản biện: PGS,TS. ĐẬU VĂN NGỌ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 43
NGUYÊN CỨU ĐẶC TRƯNG BIẾN DẠNG BẤT ĐẲNG HƯỚNG CỦA KHỐI ĐÁ NỨT NẺ TẠI KM119+000 QUỐC LỘ 3B,
TỈNH BẮC KẠN THEO PHƯƠNG PHÁP EFC
ĐẶNG HÔNG LAM*, PHÍ HỒNG THỊNH
*
A study of anisotropic mechanical properties of fractured rock mass at
Km119+000 in 3B highway, Backan province by EFC method
Abstract: The stability of rock slope is almost studied based on the
assumption of homogenous and isotropic material properties of fractured
rock mass by equivalent equilibrium method. However, the complicated
distribution of fractures give significantly the anisotropy of mechanical
properties of fractured rock as results in the literature. The article
presents the anisotropic mechanical properties of fractured rock mass at
Km119+000 in 3B highway, Backan province by EFC method in which the
mechanical properties such as Young modulus and Poisson ratio are
obtained from mechanical properties of intact rock and fractures. By the
site survey and re-generation of fractures distribution at the Km119+000
in 3B highway, the anisotropy of fractured rock mass is highlighted.
1. GIỚI THIỆU CHUNG*
Nghiên cứu trượt lở ở Việt Nam được tiến hành
từ đầu những năm 1985 và tập trung chủ yếu ở
Viện Địa chất-Viện Hàn lâm Khoa học và Công
nghệ Việt Nam, Viện Khoa học Địa chất và
Khoáng sản, Viện Khoa học và Công nghệ Giao
thông Vận tải. Phần lớn các nghiên cứu đều được
tiến hành dựa vào xử lý số liệu ảnh vệ tinh, địa
hình, địa mạo... để xây dựng bản đồ phân vùng và
dự báo nguy cơ trượt lở. Các nghiên cứu đã kết
luận trong những năm gần đây tại các tỉnh miền núi
phía Bắc, dạng tai biến này diễn ra ngày càng nguy
hiểm hơn với 12/16 tỉnh nằm trong vùng có nguy
cơ trượt – lở cao. Theo hướng này, phải kể đến các
công trình: Nghiên cứu đánh giá tai biến trượt lở
khu vực các tỉnh miền núi phía Bắc và các giải
pháp phòng tránh (Lê Thị Nghinh và nnk, 2003).
Nghiên cứu đánh giá trượt lở, lũ quét- lũ bùn đá tại
vùng trọng điểm tỉnh Lào Cai (H. Bát Xát, H. Sapa
và TP. Lào Cai - tỉnh Lào Cai) và kiến nghị các giải
pháp phòng tránh giảm nhẹ thiệt hại (Nguyễn
* Khoa Công trình-Đại học Giao thông Vận tải
03 Cầu Giấy-Láng Thượng-Đống Đa-Hà Nội
Email: [email protected]
Trọng Yên, 2006). Có thể phân biệt hai nhóm
phương pháp mô hình nghiên cứu trượt lở:
- Nhóm phương pháp vật lý dựa trên các phương
trình toán lý mô phỏng bản chất vật lý của quá trình
trượt. Trong đó phương pháp phân tích cân bằng
giới hạn được sử dụng phổ biến. Một số tác giả khác
của Việt Nam đã phát triển Lý thuyết khối của
Goodman và Shi (1985) để phân tích xác định khối
nguy cơ trượt lở trên bề mặt mái dốc đá dựa vào số
đo thế nằm khe nứt và thế nằm của bề mặt mái dốc.
- Nhóm phương pháp thống kê dựa trên quan hệ
thống kê giữa các điểm trượt lở và các yếu tố được
cho là nguyên nhân gây nên trượt lở. Phí Trường
Thành (2018) đã nhận dạng các kiểu trượt và mô
hình hóa 3 chiều (3D) các khối nguy cơ trượt trên
một số mái dốc đá điển hình trong mối liên quan
với hoạt động tân kiến tạo: Áp dụng cho tuyến
Quốc lộ 4B, đoạn Tiên Yên - Lạng Sơn. Trần
Mạnh Liểu (2013) đã dự báo nguy cơ và cường độ
phát triển trượt lỡ khu vực Thị xã Bắc Kạn.
Tuy nhiên, các nghiên cứu ở trên vẫn chưa
làm nổi bật sự ảnh hưởng của vết nứt đến tính
ổn định của bờ dốc đá nứt nẻ. Cụ thể là do sự
phân bố của vết nứt làm cho tính chất biến dạng
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 44
của khối đá theo các phương là khác nhau. Một
số nghiên cứu của Dang (2018) và Dang và nnk
(2019) cho khối đá ở trên thế giới như Sellafield
chỉ ra rằng ứng xử của khối đá nứt nẻ là không
đẳng hướng. Do đó mục đích của bài báo là tìm
hiểu sự ảnh hưởng khe nứt đến tính chất biến
dạng của khối đá ở quốc lộ 3B thông qua kết
quả khảo sát hiện trường về tình trạng nứt nẻ
trên Quốc lộ 3B (QL3B) tại Km119.
Cấu trúc của bài báo như sau: tiếp theo phần
giới thiệu là lý thuyết xác định các thông số biến
dạng của đá nứt nẻ. Tiếp theo nhóm tác giả tiến
hành khảo sát hiện trường QL3B tại Km119 để
xác định thế nằm và các vết nứt nẻ của đá. Trên
cơ sở kết quả hiện trường, nhóm tác giả tiến
hành xây dựng lại hệ thống vết nứt và các thông
số đặc trưng của vết nứt. Từ đó, nhóm tác dụng
áp dụng phương pháp EFC (Dang, 2018; Dang
và nnk, 2019) để xác định đặc trưng biến dạng
của khối đá. Kết quả chỉ ra tính chất bất đẳng
hướng rất lớn của khối đá thực tế theo các
phương ở tuyến QL3B. Cuối cùng là một số kết
luận chung của bài báo.
2. PHƢƠNG PHÁP EFC TRONG VIỆC
XÁC ĐỊNH TÍNH CHẤT CƠ HỌC TƢƠNG
ĐƢƠNG CỦA ĐÁ NỨT NẺ
Mô đun đàn hồi tương đương của đá nứt nẻ
Ý tưởng để xác định mô đun đàn hồi tương
đương của đá nứt nẻ ở đây được đề xuất trong
tài liệu (Dang và nnk, 2019) trong đó phương
pháp nhúng vết nứt vào môi trường liên tục
(EFC) được sử dụng để mô hình hóa mạng lưới
vết nứt dưới ứng xử cơ học. Điểm cơ bản của
phương pháp này, so với các phương pháp đã đề
cập trước đây, là việc sử dụng khái niệm phần
tử tương đương. Theo đó, mỗi vết nứt được mô
hình hóa bởi môi trường gồm một nhóm các ô
lưới (phần tử vết nứt) giao nhau (xem Hình 1)
(Dang và nnk, 2019).
Để thực hiện chi tiết, chúng tôi phân biệt ô
lưới thành 2 loại sau: (1) ô lưới có chứa vết nứt
(fracture cell) và (2) ô lưới không chứa vết nứt
(matrix cell) (Dang và nnk, 2019). Cũng lưu ý
rằng trong phương pháp EFC, chúng tôi phân
chia loại ô lưới có chứa vết nứt thành 2 loại nhỏ:
loại I đại diện cho tế bào được giao nhau bởi chỉ
một vết nứt trong khi đó loại II là tập hợp tất cả
ô lưới có chứa nhiều vết nứt (nhiều hơn một vết
nứt) như được chỉ ra trong Hình 1.
Hình 1: Sơ họa khái niệm ô lưới có chứa vết nứt
và ô lưới không chứa vết nứt trong phương
pháp EFC (a), loại I biểu thị các ô lưới chỉ chứa
một vết nứt (b) và loại II biểu thị ô lưới chứa
nhiều hơn một vết nứt (c).
Một trong những nghiên cứu đầu tiên trong
phương pháp này được thực hiện bởi Figueiredo
và nnk (2015) trong đó mô đun đàn hồi của đá
nứt nẻ là đẳng hướng được tính từ mô đun đàn
hồi của đá gốc (đá không nứt nẻ), độ cứng của
khe nứt và khoảng cách của khe nứt (công thức
1). Hơn nữa, hệ số Poisson của đá nứt nẻ được
đề xuất bằng hệ số Poisson của đá gốc
1 1 1;
fc
iso m n
fc
iso m
E E k h
(1)
Trong đó Em, vm, kn và h tương ứng là mô
đun đàn hồi, hệ số Poisson của đá gốc, độ cứng
pháp tuyến và kích thước của ô lưới. Nghiên
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 45
cứu của Dang và nnk (2019) đã đề xuất công
thức xác định mô đun đàn hồi tương đương của
bề mặt đá có nứt nẻ theo công thức (2)(3):
Đối vớiphần tử loại I có một vết nứt, mô đun
đàn hồi theo các phương của phần tử được tính
theo công thức (2): 1
2 2 41 cos .sin cos; ;
. .
fc fc
iso iso m
m t n
EE k d k d
(2)
Trong đó: là góc nghiêng của vết nứt minh
họa theo hình 1b. kn và kt lần lượt là độ cứng
vuông góc (chống nén) và tiếp tuyến (chống cắt)
của vết nứt. d là khoảng cách các vết nứt.
Tương tự, đối với phần tử loại II có nhiều
hơn một vết nứt, mô đun đàn hồi theo các
phương cũng được xác định theo công thức (3): 1
2 2 4cos .sin cos1( ) ; ;
. .
fc fci i i
iso iso mi iim t i n i
EE k d k d
(3)
Trong đó chỉ số i là chỉ số ứng với vết nứt
thứ i. Ý nghĩa của các đại lượng tương tự như ở
công thức (2) và được minh họa ở hình 1c.
3. ÁP DỤNG PHƢƠNG PHÁP EFC ĐỂ
XÁC ĐỊNH MÔ ĐUN ĐÀN HỒI TƢƠNG
ĐƢƠNG CỦA ĐÁ NỨT NẺ Ở QUỐC LỘ 3B
TỈNH BẮC KẠN
Phương pháp xác định tính mô đun đàn hồi
tương đương
Mô đun đàn hồi tương đương của các khối đá
nứt nẻ được tính toán trong bài báo này dựa trên
giả thuyết biến dạng mặt phẳng 2D. Cách xác
định ma trận biến dạng đã được đề xuất trong
(Min và Jing, 2003) (Dang và nnk, 2019) được
áp dụng ở đây. Với giả thuyết biến dạng phẳng,
mô đun đàn hồi của vật liệu tổng quát được viết
dưới dạng ma trận như công thức (4) sau:
11 12 13 14
21 22 23 24
31 32 33 34
41 42 43 44
zz zz
xx xx
yy yy
xy xy
S S S S
S S S S
S S S S
S S S S
(4)
Lưu ý ở đây là tọa độ Oxyz thể hiện tọa độ
tổng thể, tọa độ phần tử được liên hệ với tọa độ
tổng thể như sau z = 1, x = 2, y = 3
Giả sử rằng mô đun đàn hồi và hệ số Poisson
theo hướng z bằng với các giá trị của đá gốc
(zx zy m ,
z mE E ) và tuân
theo12 21 13 31 / ,m mS S S S E 11 1/ mS E .
Nghiên cứu của (Min và Jing, 2003) cũng chỉ ra
rằng các giá trị S14,S24,S41,S42 rất nhỏ so với các
thành phần khác trong khi S34,S43bằng 0 do thực
tế là ứng suất cắt σxy không ảnh hưởng đến biến
dạng hướng z. Do đó, ma trận biến dạng trong
phương trình (4) có thể được viết lại dưới dạng
như công thức (5) sau:
22 23
32 33
44
10
0
02
0 0 0
m m
m m m
zz zz
m
xx xx
m
yy yy
m
xy xym
E E E
S SE
S SE
S
(5)
(a) (b) (c)
Hình 2: Ba bài toán: nén theo hướng x (a), nén theo hướng y (b), cắt thuần túy
(c) để xác định năm thành phần S22,S23,S32,S33,S44 của khối đá nứt nẻ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 46
Do đó, việc tính toán các đặc trưng tính chất
đàn hồi tương đương của các khối đá bị nứt nẻchỉ
còn làviệc xác định năm thành phần S22, S23, S32,
S33, S44. Các thông số này được thực hiện thông
qua ba bài toán minh họa trong Hình 2.
Bài toán đầu tiên (Hình 2a) thể hiện cho bài
toán nén đơn phương với ứng suất pháp tuyến
fax được áp dụng theo phương x. Hai thành phần
S22 và S32được tính toán từ bài toán này theo
công thức (6)trong đó có xét đến điều kiện ( )
0a
zz (do đóa
azz m xf ):
( ) ( )2 2
11 21( ) ( );
a a
xx yym m
a a
x m x m
S Sf E f E
( ) ( ) ( ) ( )
22 32( ) ( );
a a a am mxx m x yy m x
m m
a a
x x
f fE E
S Sf f
(6)
Tương tự, hai thành phần S23 và S33 được tính từ bài toán thứ hai theo công thức (7) (Hình 2b):
( ) ( )2 2
21 22( ) ( );
b b
xx yym m
b b
y m y m
S Sf E f E
(b) (b) (b) (b)
23 33(b) (b);
m mxx m y yy m y
m m
y y
f fE E
S Sf f
(7)
Thành phần cuối cùng S44 được xác định từ bài toán thứ ba theo công thức (8) (Hình 2c): ( ) ( )
44
2 c c
xy xyS
(8)
Lưu ý rằng ( ) ( ),a a
xx yy và (b) (b),xx yy thể hiện biến
dạng trung bình dưới ứng suất theo hướng x và
y tương ứng trong khi (c)
xy chỉ ra biến dạng cắt
trung bình theo tải trọng cắt.
Từ các thành phần này của ma trận biến dạng,
chúng ta suy ra mô đun đàn hồi, hệ số Poisson và
mô đun chống cắt của vật liệu tương đương (đá
nứt nẻ) được xác định theo công thức (9):
23 32 44
22 33
1 1; ; ; ; 1/x y xy y yx x xyE E S E S E G S
S S
(9)
Kết quả mô đun đàn hồi của khối đá nứt nẻ
trên QL3B tỉnh Bắc Kạn
Tiến hành đo vẽ vết nứt tại Km 119 xác định
được dạng vết nứt được sơ họa theo hình 3. Tiến
hành đo góc vết nứt và độ nghiêng của vết nứt
theo minh họa ở hình thu được thông số vết nứt
theo như bảng1. Bằng phép thống kê số lượng
vết nứt cho mặt bờ dốc có kích thước 5m2, ta
được thống kê số lượng vết nứt như bảng 2.
Hình 3. Sơ họa mặt nứt của đá
Trong đó:
• Đường phương (a) là đường thẳng nằm
ngang trên mặt lớp đá (chỉ phương kéo dàicủa
lớp đá)
• Đường hướng dốc (b‟) là đường thẳng nằm
ngang, vuông góc với đường phương vàcắm
theo hướng dốc của lớp đá (chỉ hướng cắm của
lớp đá). Góc của đường hướng dốc so với
phương bắc được ký hiệu là ()
• Góc dốc (α) là góc tạo bởi giữa mặt lớp đá
với mặt phẳng nằm ngang
Bảng 1: Thế nằm của các lớp đá
trên bờ dốc đá tại Km119
Lớp
Góc phương
vị đường
hướng dốc
()
(độ)
Góc dốc
(θ)
(độ)
Khoảng
cách
(m)
1 125 60 3
2 345 40 10
3 95 70 0,2
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 47
Bảng 2: Sự phân bố chiều dài vết nứt
tại Km 119
Chiều dài vết nứt
(m) Số lượng
vết nứt
(cái)
Góc phương
vị đường
hướng dốc
(θ) (độ) Min. Max.
0,5 0,6 42 95
0,6 0,7 24 95
0,7 0,8 15 95
0,8 1 17 95
1 1,5 16 95
1,5 2 5 95
2 3 4 95
3 4 1 125
4 5 1 125
5 10 1 345
Khi đó thông số đặc trưng cho mật độ vết nứt
được xác định như sau:
P20 = 5.04 vết nứt / m2
P21 = 4.78 m dài / m2
Giống với sự phân bố vết nứt của đá được
nghiên cứu bởi Min và Jing (2003), sự phân bố
chiều dài của khe nứt được phân bố theo quy
luật power với công thức (10) trong đó trong đó
NF là số lượng khe nứt (với chiều dài gãy lớn
hơn chiều dài L) trên một đơn vị diện tích; C, D
là các hệ số đến mật độ phân bố của vết nứt
. D
FN C L
(1
0)
Đối với đá ởquốc lộ 3B, C=1.1 và D=2.2
được lựa chọn. Khi đó sự phân bố theo lý thuyết
và thực tế của chiều dài vết nứt được biểu thị ở
Hình 4.
Dựa trên các cuộc thảo luận này, trong công
trình này, kích thước đặc trưng của khối đá 5m
được chọn để tính toán mô đun đàn hồi của khối
đá nứt nẻ này bằng cách sử dụng phương pháp
EFC. Trong đó sự phân bố thực tế của khối đá
5m được chụp lại ở hình 5.
Hình 6 trình bày một mẫu hình vuông (L = Lx
= Ly = 5m) của đá nứt nẻ ở QL3B được tạo ra
tương ứng số lượng vết nứt là 118 theo phương
pháp đã trình bày bởi Dang và Phi (2020)
0
20
40
60
80
100
120
0 1 2 3 4 5
Số
lƣ
ợn
g v
ết
nứ
t
Chiều dài (m)
Lý thuyết
Thực tế
Hình 4: So sánh sự phân bố chiều dài vết nứt
theo lý thuyết và thực tế
Hình 5: Sự phân bố vết nứt của đá lại Km119
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 48
Hình 6: Kết quả tạo lại mẫu đá nứt nẻ có cạnh 5m
Vấn đề tiếp theo trong việc xác định các tính
chất biến dạng tương đương của khối nứt ở quốc
lộ 3B đó là các đặc trưng biến dạng cần được
xác định.Nghiên cứu của Ahmed Alnuaim và
nnk (2019) đã chỉ ra giá trị cường độ kháng nén
nở hông (qu) của đá vôi thường dao động trong
khoảng từ 100MPa đến 200MPa đồng thời kiến
nghị giá trị mô đun đàn hồi Emtrong khoảng từ
47.0 GPa đến 58.0 GPa, hệ số poisson từ 0.19
đến 0.28. Do đó, nhóm tác giả chọn giá trị Em =
50.0 GPa và hệ số poisson bằng 0.24 cho đá vôi
ở quốc lộ 3B trong nghiên cứu này được thống
kê ở bảng 3.
Về độ cứng (pháp tuyến và tiếp tuyến) của
khe nứt, đây là vấn đề khó xác định trong điều
kiện Việt Nam khi chưa thể tiến hành thí
nghiệm cho khối đá nguyên dạng (khối đá bao
gồm cả khe nứt). Trong điều kiện của bài báo
này, nhóm tác giả xác định độ cứng của khe nứt
đá ở QL3B dựa theo các nghiên cứu đã có trên
thế giới, cụ thể như sau. Bandis và nnk (1983)
đã đề xuất công thức(11) tính độ cứng pháp
tuyến của vết nứt đá theo công thức sau:
(11)
Trong đó:
JRC là hệ số độ nhám của vết nứt. Barton
and Choubey (1977) để xuất thang hệ số JRC
ứng với 10 hình dạng vết nứt khác. Theo nghiên
cứu của Du Shigui và nnk (2011) đã chỉ ra cho
đá vôi thường có giá trị JRC trong khoảng từ
8.43 đến 9.20, do đó trong nghiên cứu này nhóm
tác giả đề xuất hệ số JRC = 9.0
JCS là cường độ nén của vết nứt (MPa), theo
kết quả nghiên cứu của Du Shigui và nnk (2011)
đã chỉ ra rằng JCS của đá vôi ở QL3B có giá trị
trung bình khoảng 70 MPa. Giá trị JCS = 70
MPa này sẽ được lựa chọn trong tính toán ở bài
báo này.
a0 là bề rộng ban đầu của vết nứt (mm). Kết
quả khảo sát hiện trường cho thầy vết nứt đã
được lấp đầy bằng vật liệu lớp nhét. Nghiên cứu
của Benmadi và nnk (2018) đã chỉ ra rằng với
đá vôi thì các vết nứt ở đây thước có kích thước
từ 0.05 đến 0.33 mm trong đó giá trị nhiều nhất
ở 0.1mm. Trong trường hợp tại quốc lộ 3B,
quan sát và đo trực tiếp ở hiện trường rút ra
được bề rộng vết nứt trung bình ở đây là 0.1mm
và giá trị này sẽ được sử dụng trong tính toán ở
bài báo này. Kết quả tính toán theo công thức
(11) trên cho được giá trị kn=22.6 MPa/mm =
22.6GPa/m
Về giá trị độ cứng chống cắt (ks), đã có nhiều
nghiên cứu về giá trị này cho đá như Barton và
Chubey (1977), Małkowski, Piotr. (2015) đã đề
xuất công thức (12)tính độ cứng chống chắt (ks)
như sau:
(12)
Trong đó:
Lx là khoảng cách giữa các vết nứt.
σn là ứng suất pháp.
JRC là hệ số độ nhám của vết nứt.
φr là góc ma sát trong của vết nứt.
Phần mềm UDEC (2000) đề xuất giá trị ks
trong khoảng từ 10 đến 100 MPa/m cho trường
hợp khe nứt được lấp phủ bởi đất sét trong khi
đó giá trị này được tăng lên rất nhiều cho đá
Magma là 100GPa/m. Giá trị mặc định ở phần
mềm Phase 2 (2013) là kn = 100 GPa/m và ks =
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 49
10 GPa/m. Nghiên cứu của Baohua Guo và
Hangyu Dong (2018) về cường độ kháng cắt
của đá đưa gia giá trị trong khoảng từ
100MPa/m đến 800 MPa/m. Với các nghiên
cứu trên, nhóm tác giả đề xuất giá trị dộ cứng
chống chắt của khe nứt đá ở QL3B là giá trị
tương ứng với 1% độ ứng chống nén, tức là
ks = 0.226 GPa/m
Bảng 3: Giá trị biến dạng của đá gốc
và vết nứt ở Quốc lộ 3B
Đá
gốc
Mô đun đàn hồi Em [GPa] 50,0
Hệ số poisson νm 0,24
Vết
nứt
Độ cứng pháp tuyến kn
[GPa/m] 22,6
Độ cứng tiếp tuyến kt [GPa/m] 0,226
Tiến hành xác định mô đun và hệ số poisson
tương đương của mẫu đá có vết nứt với kích
thước vuông 5m theo các công thức đã nêu ra ở
trên, kết quả chuyển vị của mẫu đá ứng với các
bài toán (a), (b), (c) minh họa ởhình 7 như sau.
Từ đó xác định các đặc trưng biến dạng tương
đương của mẫu đá theo công thức (11) cho kết
quả thông kê ở bảng 4.
Bảng 4: Mô đun đàn hồi tƣơng đƣơng
(Ex, Ey, υyz, υxy, Gxy)
xE
(GPa)
yE
(GPa) yx
xy xyG
(GPa)
40,45 1,26 0,26 0,23 16,45
Hình 7: Kết quả chuyển vị của mẫu theo
các bài toán nêu ra ở hình 2
4. KẾT LUẬN
Các thông số biến dạng của đá nứt nẻ (mô
đun đàn hồi và hệ số poisson) ở quốc lộ 3B địa
phận Tỉnh Bắc Kạn đã được nghiên cứu thông
qua phương pháp EFC. Kết quả nghiên cứu đã
chỉ ra rằng mô đun đàn hồi của khối đá nứt nẻ
này chỉ còn lại khoảng 80% và 2,5% so với đá
gốc khi xét đến sự ảnh hưởng của khe nứt trong
khối đá nứt nẻ theo các phương khác nhau. Điều
này chứng tỏ tính bất đẳng hướng rất lớn theo 2
phương khác nhau ở khối đá thực tế đang xảy ra
ở Km119 thuộc quốc lộ 3B tỉnh Bắc Kạn.Kết
quả nghiên cứu này chỉ ra sự cần thiết phải đưa
mô hình vật liệu bất đẳng hưởng trong xem xét
sự ổn định bờ dốc đá trên tuyến quốc lộ 3B cho
các nghiên cứu tiếp theo sau này.
LỜI CẢM ƠN
Nghiên cứu này được tài trợ bởi Trường đại
học Giao thông Vận tải (ĐH GTVT) trong đề tài
mã số T2020-CT-024.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 50
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Alnuaim, Ahmed & Hamid, Wagdi &
Alshenawy, Abdulhafiz. (2019). Unconfined
Compressive Strength and Young's Modulus of
Riyadh Limestone. Electronic Journal of
Geotechnical Engineering. 24. 707-717.
2. Bandis, Stavros & Lumsden, A.C. &
Barton, Nick. (1983). Fundamental of joint
deformation. International Journal of Rock
Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics
Abstracts. 20. 249-268. 10.1016/0148-
9062(83)90595-8.
3. Barton, Nick & Choubey, Vishnu. (1977).
The shear strength of rock joints in theory and
practice. Rock Mechanics Felsmechanik Mecanique
des Roches. 10. 1-54. 10.1007/BF01261801.
4. Dang Hong-Lam (2018), A hydro-
mechanical modeling of double porosity and
double permeability. PhD thesis, University of
Orleans (France), ftp://ftp.univ-
orleans.fr/theses/honglam-dang_3747.pdf
5. Dang, Hong-Lam & Do, Duc Phi & Hoxha,
Dashnor. (2019). Effective Elastic and Hydraulic
Properties of Fractured Rock Masses with High
Contrast of Permeability: Numerical Calculation
by an Embedded Fracture Continuum Approach.
Advances in Civil Engineering. 2019. 1-21.
10.1155/2019/7560724.
6. Dang, Hong-Lam and Thinh, Phi-Hong
(2020), A methodology of re-generating a
representative element volume of fractured rock
mass. Transport and Communications Science
Journal, Vol. 71, Issue 4 (05/2020), pp. 347- 358
7. Du, Shigui & Hu, Yunjin & Hu, Xiaofei &
Guo, Xiao. (2011). Comparison between
empirical estimation by JRC-JCS model and
direct shear test for joint shear strength. 22. 411-
420. 10.1007/s12583-011-0193-6.
8. Figueiredo, Bruno & Tsang, Chin-Fu &
Rutqvist, Jonny & Niemi, Auli. (2015). A study of
changes in deep fractured rock permeability due to
coupled hydro-mechanical effects. International
Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences.
79. 10.1016/j.ijrmms.2015.08.011.
9. Goodman, R. E. and Shi, G. (1985). Block
Theory and its Application to Rock Engineering.
Prentice Hall, Englewood Cliffs, New Jersey
10. Guo, Bao & Dong, Hangyu. (2019). Shear
failure modes and AE characteristics of sandstone
and marble fractures. Open Geosciences. 11. 249-
262. 10.1515/geo-2019-0020.
11. Lê Thị Nghinh, Nguyễn Xuân Huyền
(2003), Nghiên cứu đánh giá tai biến trượt lở khu
vực các tỉnh miền núi phía Bắc và các giải pháp
phòng tránh, ĐHQGHN
12. Małkowski, Piotr. (2015). Behaviour of
joints in sandstones during the shear test. Acta
Geodynamica et Geomaterialia. 12. 1-12.
10.13168/AGG.2015.0034.
13. Milad, Benmadi & Slatt, Roger. (2018).
Impact of lithofacies variations and structural
changes on natural fracture distributions.
Interpretation. 1-51. 10.1190/int-2017-0138.1.
14. Min, Ki-Bok & Jing, Lanru. (2003).
Numerical determination of the equivalent elastic
compliance tensor for fractured rock masses using
the distinct element method. International Journal
of Rock Mechanics and Mining Sciences. 40. 795-
816. 10.1016/S1365-1609(03)00038-8.
15. Nguyễn Trọng Yên (2006), nghiên cứu
đánh giá trượt lở, lũ quét- lũ bùn đá tại vùng trọng
điểm tỉnh Lào Cai (H. Bát Xát, H. Sapa và TP.
Lào Cai – tỉnh Lào Cai) và kiến nghị các giải pháp
phòng tránh giảm nhẹ thiệt hại.
16. Phase2 Tutorials. www.rocscience.com.
2013-12-12.
17. Phí Trường Thành (2018). Báo cáo tổng
hợp Đề tài khoa học và công nghệ cấp cơ sở:
Nhận dạng các kiểu trượt và mô hình hóa 3 chiều
(3D) các khối nguy cơ trượt trên một số mái dốc
đá điển hình trong mối liên quan với hoạt động tân
kiến tạo; Áp dụng cho tuyến Quốc lộ 4B, đoạn
Tiên Yên - Lạng Sơn. Tổng cục Địa chất và
Khoáng sản Việt Nam, Trung tâm Thông tin, Lưu
trữ và Tạp chí Địa chất.
18. Trần Mạnh Liễu (2013), Dự báo nguy cơ
và cường độ phát triển trượt lỡ khu vực Thị xã
Bắc Kạn, Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
số 3+4/2013
19. UDEC (Universal Distinct Element Code)
(2000). Version 3.0. User‟s Manual. Itasca.
Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN CHÂU LÂN
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 51
PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG TƯƠNG TÁC CỦA TƯỜNG VÂY VÀ NHÓM CỌC TRONG HỆ MÓNG BÈ CỌC - TƯỜNG VÂY
NGUYỄN NHỰT NHỨT
*
LÊ BÁ VINH, TÔ LÊ HƢƠNG
Analysis of interaction effects of the diaphragm wall and the pile group in
Piled raft foundations - Diaphragm wall. Abstract: High-rise buildings with basements, Barrette pile diaphragm walls
are constructed deeply into the ground at the bottom of the foundation to
hold the soil, subject to horizontal soil pressure during the construction of
deep excavation pits, foundation construction pile raft and basement floor,
at the same time the diaphragm wall combined with raft and basement floor
form a system of "Pile raft foundation - Diaphragm wall" (PRF-Dw). In this
study, comparative analysis with real works "Messeturm building" in
Frankfurt Germany. A series of finite element analysis simulations using
Plaxis 3D software was performed for different foundations of distance
between pile group and diaphragm wall length. The results of this study give
the designer an overall view and properly assess the vertical load capacity
of the diaphragm wall, proving that the optimal distance of the boundary
piles and diaphragm walls is equal to or greater than 5 times the road
diameter of boundary pile (Sw ≥ 5dp). The behavior of load sharing in the
system "Piled raft foundations - Diaphragm wall" (PRF-Dw), load-sharing
for the pile group from 45% to 55%, load-sharing for the raft from 20% to
25% and load-sharing for the diaphragm wall from 20% to 35%.
Keywords: Reinforced concrete sluices, numerical analysis, piled raft
foundation, PLAXIS 3D.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ *
Móng bè - cọc là loại móng kết hợp khả năng
mang tải của bè và nhóm cọc [1], [2], [3]. Một
số trường hợp áp dụng móng bè cọc cho các tòa
nhà cao tầng trên thế giới [Bảng 1].
Các công trình nhà cao tầng có tầng hầm,
tường vây cọc Barrette được thi công cắm sâu
vào nền đất dưới đáy móng để chắn giữ đất, và
chịu áp lực đất theo phương ngang trong giai
đoạn thi công hố đào sâu, thi công hệ móng bè
cọc và sàn tầng hầm, đồng thời tường vây liên
kết với bè và sàn tầng hầm tạo thành một hệ
“Móng bè cọc - Tường vây” (PRF-Dw) [Hình 2].
Trong các nghiên cứu, hiện nay chỉ xem xét khả
* Bộ môn Địa cơ – Nền móng, khoa Kỹ Thuật Xây Dựng,
Trường Đại Học Bách Khoa – Đại Học Quốc Gia
Thành Phố Hồ Chí Minh.
Email: [email protected]
năng mang tải của bè và cọc mà chưa xem xét
đến khả năng mang tải đứng của tường vây, cũng
như sự ảnh hưởng tương tác của tường vây và
nhóm cọc trong mô hình làm việc chung trong hệ
“Móng bè cọc - Tường vây" [4], [5], [6].
Trong nghiên cứu này, phân tích đối chiếu
với công trình thực “Messeturm building” ở
Frankfurt nước Đức. Một loạt các mô phỏng
phân tích phần tử hữu hạn bằng phần mềm
Plaxis 3D được thực hiện cho các phương án
móng khác nhau về khoảng cách giữa nhóm cọc
và chiều dài tường vây. Khảo sát sự ảnh hưởng
tương tác của tường vây và nhóm cọc, khoảng
cánh và chiều dài tường vây đến sự tương tác
phân chia tải cho bè, nhóm cọc và tường vây.
Kết quả nghiên cứu này giúp cho người thiết kế
đánh giá đúng khả năng mang tải đứng của
tường vây, biết được khoảng cách tối ưu của
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 52
hàng cọc biên và tường vây, qua đó có thể giảm
bớt số lượng cọc không cần thiết và hướng đến
phương án “Móng bè cọc - Tường vây" tối ưu
và tiết kiệm nhất.
Bảng 1: Bảng tổng hợp một số công trình trên thế giới sử dụng giải pháp móng bè cọc
STT Công trình Chiều cao, tầng Truyền tải (%) Độ lún lớn nhất
Smax (mm) Cọc Bè
1 Messeturn, Frankfurt 256m, 60 tầng 57 43 144
2 Westend 1, Frankfurt 208m, 53 tầng 49 51 120
3 Commerzbank, Frankfurt (PF)
259m, 56 tầng 96 4 19
4 Skyper, Frankfurt 153m, 38 tầng 63 27 55
5 Messe-Torhaus, Frankfurt 130m, 30 tầng 75 25 N.A.
6 Treptower, Berlin 125m, 32 tầng 55 45 73
7 QV1, Perth, West Australia 163m, 40 tầng 70 30 40
8 Petronas, Kuala Lampur (PF) 450m, 88 tầng 85 15 40
Ghi chú: (PF) Giải pháp móng bè cọc; (D) Phân phối tải theo tính toán;
N.A.= Không có thông tin.
2. ỨNG XỬ TƢƠNG TÁC CỦA HỆ
MÓNG BÈ CỌC - TƢỜNG VÂY
Móng bè cọc là một hệ móng kết hợp từ hai
thành phần: nhóm cọc và bè [Hình 1]. Tổng
phản lực của móng bè cọc Rtotal:
,total raft pile i totR R R S (1)
Ứng xử phân chia tải cho Bè – Nhóm cọc –
Tường vây là rất phức tạp do các ảnh hưởng
tương tác trong móng [Hình 2]. Khả năng mang
tải của Móng bè cọc - Tường vây gồm ba thành
phần: bè, nhóm cọc, tường vây.
wprrpw QQQQ
(2)
trong đó, Qrpw = khả năng mang tải của hệ
móng bè cọc - tường vây; Qr = khả năng mang
tải của bè; Qp = khả năng mang tải của nhóm
cọc; Qw = khả năng mang tải của tường vây.
Khả năng mang tải của Móng bè cọc - Tường
vây là sự kết hợp từ khả năng mang tải của bè,
nhóm cọc và khả năng mang tải của tường vây,
ứng xử phân chia tải được mô tả bằng hệ số
phân chia tải của tường vây là αw và hệ số phân
chia tải của nhóm cọc là βp , áp dụng cho tổng
tải tác dụng lên hệ móng bè cọc - tường vây
được đưa ra như sau:
rpw
ww
Q
Q (3)
rpw
p
pQ
Q (4)
trong đó, Qw = khả năng mang tải của tường
vây; Qp = khả năng mang tải của nhóm cọc;
Qrpw = khả năng mang tải của hệ Móng bè cọc -
Tường vây.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 53
raft
pile
diaphragm wall
1
23
4
5
6
7
Tương tác cọc – đất; Tương tác bè – đất;
Tương tác tường vây – đất; Tương tác cọc
– cọc. Tương tác bè – cọc; Tương tác
tường vây – cọc; Tương tác tường vây – bè;
Tương tác tường vây – tường vây. Tương tác cọc – đất; Tương tác cọc –
cọc; Tương tác bè – đất; Tương tác bè –
cọc;
Hình 1: Hiệu ứng tương tác giữa đất và cấu
trúc trong móng cọc đài bè của Katzenbach et
al. (1998) and Katzenbach et al. (2000).
Hình 2: Ứng xử tương tác của hệ Móng
bè cọc - Tường vây.
3. MÔ HÌNH NGHIÊN CỨU
3.1 Phân tích tham số mô hình thực
Công trình tòa tháp Messeturm được xây
dựng trên nền đất Sét Frankfurt nước Đức.
Công trình có chiều cao 256m, kết cấu móng
công trình là móng bè cọc với kích thước bè là
hình vuông có bề rộng 58.8m, chiều dày bè
thay đổi từ 6 m ở giữa đến 3 m ở cạnh móng,
tổng số 64 cọc có đường kính cọc đều nhau là
1.3 m nhưng chiều dài cọc thay đổi. Cọc được
bố trí thành mô hình 3 vòng. Vòng trong gồm
có 16 cọc với chiều dài cọc là 34.9 m, vòng
giữa gồm có 20 cọc với chiều dài cọc là 30.9
m, và vòng ngoài gồm có 28 cọc với chiều dài
cọc là 26.9 m [Hình 3]. Tổng tải trọng 1818.7
MN, bao gồm trọng lượng tòa nhà và trọng
lượng bản thân bè, áp dụng với dạng áp lực
thẳng đứng lên trên móng bè cọc (Reul 2000).
Các nghiên cứu trước đây đã sử dụng điều này
cho việc áp dụng một khối kiến trúc gộp lại
vào đơn vị móng (Tabesh và Poulos 2007;
Castelli và Maugeri 2009).
Bảng 2: Thông số mô hình bè và
cọc nhập vào phần mềm Plaxis 3D
(Dữ liệu từ Reul 2000)
Tham số Ký hiệu
/ đơn vị Bè Cọc
Trong lượng
riêng
γ
(kN/m3)
25 25
Mô đun đàn
hồi
E
(kN/m2)
34106 2510
6
Hệ số
Poisson 0,2 0,2
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 54
Hình 3: Tòa tháp Messeturm và mô hình bố trí cọc (phỏng theo Katzenbach at al. 2005)
Hình 4: Mô hình móng bè cọc trong phần mềm Plaxis 3D
Bảng 3: Thông số mô hình đất Sét Frankfurt và sỏi sạn, cát nhập
vào phần mềm Plaxis 3D (Dữ liệu từ Berth 1970 và Reul 2000)
Tham số Ký hiệu / đơn vị Sỏi sạn và cát Sét Frankfurt
Chiều dày lớp đất L (m) 8 90
Dung trọng tự nhiên γunsat (kN/m3) 18,00 19,00
Dung trọng bão hòa γsat (kN/m3) 18,19 19,00
Độ cứng cát tuyến E50 ref
(kN/m2) 7510
3 7010
3
256
m
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 55
Tham số Ký hiệu / đơn vị Sỏi sạn và cát Sét Frankfurt
Độ cứng tiếp tuyến Eoed ref
(kN/m2) 7510
3 7010
3
Độ cứng dỡ tải / gia tải lại Eur ref
(kN/m2) 22510
3 21010
3
Hệ số năng lượng m 0,5 0,85
Ứng suất tham chiếu Pref (kN/m2) 100 100
Lực dính c‟ref (kN/m2) 0 20
Góc nội ma sát φ‟ (độ) 30 20
Hệ số rỗng ban đầu einit 0,5 0,65
Hệ số thấm ngang kx = ky (m/ngày) 1 0,518410-3
Hệ số thấm đứng Kz (m/ngày) 1 0,259210-3
Hệ số tiếp xúc Rinter 1 0.8
Hình 5: Độ lún của móng bè cọc thu
được thông qua Plaxis 3D
Hình 6: Độ lún của móng bè cọc thu được
thông qua Plaxis 3D
Bảng 4: Kết quả phân chia tải thông qua Plaxis 3D và kết quả đo đƣợc tại hiện trƣờng
Tổng tải trọng công tình (kN) 1818700
Móng bè cọc Cọc Bè
Kết quả thu được thông qua Plaxis 3D Phân chia tải (kN) 1010052 808648
Truyền tải (%) 56 44
Kết quả đo được tại hiện trường Truyền tải (%) 57 43
Qua phân tích phần tử hữu hạn Plaxis 3D
[Hình 4], [Hình 5], cho thấy độ lún lớn nhất của
móng bè cọc thu được là 149.5 mm và độ lún đo
được tại hiện trường vào ngày 17/12/1998 là
144 mm [Hình 6]. Kết quả phân tích trên Plaxis
3D cho thấy phần trăm truyền tải lên cọc là
56%, bè là 44% và thực tế tại hiện trường đo
được phần trăm truyền tải lên cọc là 57%, bè là
43% [Bảng 4]. So sánh kết quả phân tích thu
được từ Plaxis 3D và kết quả đo được tại hiện
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 56
trường có sự tương đồng về độ lún và ứng xử
phân chia tải giữa bè – cọc.
Từ các kết quả phân tích tải tĩnh, ta quan
sát thấy rằng kết quả phân tích từ phần tử hữu
hạn của Plaxis 3D mô phỏng các phép đo tại
chỗ một cách hợp lý, cả về định tính và định
lượng, vì vậy xác nhận mô hình số hiện tại.
Do đó, cùng một mô hình số sẽ được tác giả
sử dụng để phân tích ứng xử của móng bè cọc
của Tháp Messeturm trong các điều kiện tải
tĩnh khác nhau.
3.2 Phân tích mô hình Móng bè cọc -
Tƣờng vây
Xuất phát từ mô hình phần tử hữu hạn Plaxis
3D của móng bè cọc của Tháp Messeturm đã
được kiểm chứng là hợp lý, cả về định tính và
định lượng, do đó xác nhận mô hình số hiện tại
[Hình 7]. Để phân tích ảnh hưởng tương tác của
tường vây và nhóm cọc trong hệ Móng bè cọc -
Tường vây, tác giả tiến hành khảo sát khoảng
cách và chiều dài tường vây đến ảnh hưởng đến
sự phân chia tải cho bè, nhóm cọc và tường vây
[Hình 8] và [Bảng 5]. Tường vây là một hệ các
cọc barrette riêng biệt được bố trí gài với nhau,
vì vậy mà độ cứng của hệ tường vây chỉ làm
việc theo phương đứng, mô men kháng uốn của
Tường vây theo phương ngang bằng không
[Hình 9]. Tường vây được mô phỏng trên Plaxis
3D là kết cấu tấm với loại vật việu bất đẳng
hướng [Hình 10].
Bảng 5: Tham số mô hình phân tích ảnh hƣởng tƣơng tác của Móng bè cọc - Tƣờng vây
Tham số Ký hiệu Giá trị
Chiều dày bè như [Hình 3] dR (m) 6 ÷ 3
Đường kính cọc như [Hình 3] dP (m) 1,3
Chiều dài cọc như [Hình 3] LP (m) 26,9 ÷ 30,9 ÷ 34,9
Chiều dày tường vây dW (m) 0,8
Khoảng cách giữa cọc vòng ngoài và tường vây SW (m) 1dP ; 2dP ; 3dP ; 4dP ; 5dP
; 6dP ; 7dP ; 8dP
Khoảng cách giữa các vòng cọc SP (m) 5dP
Chiều dài tường vây LW (m) 5; 10 ; 15 ; 20 ; 25 ; 30
Hình 7: Mô hình Móng bè cọc
của Tháp Messeturm
Hình 8: Mô hình Móng bè cọc - Tường vây
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 57
Hình 9: Mô hình Tường cọc Barrette quy đổi
tương đương trên Plaxis 3D
Hình 10: Mô hình Móng bè cọc - Tường vây
trên Plaxis 3D
4. KẾT QUẢ PHÂN TÍCH MÓNG BÈ
CỌC - TƢỜNG VÂY
Trên [Hình 11], phần trăm truyền tải lên
nhóm cọc tăng khi khoảng cách giữa tường vây
và cọc biên Sw < 5dp , khi khoảng cách giữa
tường vây và cọc biên Sw > 5dp thì phần trăm
truyền tải lên nhóm cọc không tăng và có sưu
hướng giảm. Trên [Hình 12], phần trăm truyền
tải lên tường vây tăng khi khoảng cách giữa
tường vây và cọc biên Sw tăng lên, tường vây
góp phần tham gia mang tải hiệu quả ở chiều dài
tường vây Lw ≥ 10m và khoảng cách giữa tường
vây và cọc biên Sw ≥ 5dp. Trên [Hình 13], phần
trăm truyền tải lên bè giảm khi khoảng cách
giữa tường vây và cọc biên Sw < 5dp , khi
khoảng cách Sw > 5dp thì phần trăm truyền tải
lên bè gần như không thay đổi và có sưu hướng
tăng khi chiều dài tường vây Lw ≤ 10m.
Phân chia tải trọng của công trình lên tường
vây trong hệ móng bè cọc là rất lớn, khi khoảng
cách của tường vây với cọc biên Sw ≥ 5dp và
chiều dài tường vây Lw ≥ 0.5LP , phân chia tải
cho nhóm cọc 45% đến 55%, phân chia tải cho
cho bè 20% đến 25% và phân chia tải cho tường
vây 20% đến 35%. Độ lún của Móng bè cọc –
Tường vây có khoảng cách tường vây với cọc
biên Sw ≥ 5dp và chiều dài tường vây Lw ≥ 0.5LP
là tương đồng với nhau, độ lún giảm dần và
cùng đạt giá trị độ lún bằng 138mm khi chiều
dài tường vây Lw = LP , [Hình 14].
Hình 11: Biểu đồ truyền tải lên nhóm cọc theo
khoảng cách tường vây và cọc biên, với các
chiều dài tường vây khác nhau
Hình 12: Biểu đồ truyền tải lên tường vây theo
khoảng cách tường vây và cọc biên, với các
chiều dài tường vây khác nhau
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 58
Hình 13: Biểu đồ truyền tải lên bè theo khoảng
cách tường vây và cọc biên, với các chiều dài
tường vây khác nhau
Hình 14: Biểu đồ độ lún của móng bè cọc –
tường vây theo chiều dài tường vây, với khoảng
cách tường vây và cọc biên khác nhau
Hình 15: Biểu đồ truyền tải lên Bè -
Nhóm cọc - Tường vây theo khoảng cách
tường vây và cọc biên Sw = 1dp , với các chiều
dài tường vây khác nhau
Hình 16: Biểu đồ truyền tải lên Bè -
Nhóm cọc - Tường vây theo khoảng cách tường
vây và cọc biên Sw = 4dp , với các chiều dài
tường vây khác nhau
Hình 17: Biểu đồ truyền tải lên Bè -
Nhóm cọc – Tường vây theo khoảng cách
tường vây và cọc biên Sw = 5dp , với các chiều
dài tường vây khác nhau
Hình 18: Biểu đồ truyền tải lên Bè -
Nhóm cọc - Tường vây theo khoảng cách tường
vây và cọc biên Sw = 8dp , với các chiều dài
tường vây khác nhau
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 59
Hình 19: Biểu đồ lực dọc trong cọc biên với
chiều dài tường vây Lw = 15 m, theo độ sâu và
khoảng khoảng cách của tường vây và cọc biên
(đường kính cọc dp = 1.3 m)
So sánh biểu đồ truyền tải của Móng bè cọc
– Tường vây [Hình 15], [Hình 16], [Hình 17],
[Hình 18], phần trăm chuyền tải lên bè giảm
nhiều và phần trăm truyền tải lên nhóm cọc
giảm rất ít khi tăng chiều dài tường vây Lw =
(5 † 10)m. Điều đặc biệt là khi chiều dài
tường vây Lw ≥ 15m, tức là chiều dài tường
vây lớn hơn hoặc bằng 1/2 lần chiều dài của
nhóm cọc thì phần trăm chia tải lên bè gần
như không thay đổi, lúc này chỉ có nhóm cọc
và tường vây là ảnh hưởng tương tác phân
chia tải với nhau.
Khảo sát lực dọc của cọc biên có cùng kích
thước, khoảng cách trong mô hình Móng bè cọc
và Móng bè cọc – Tường vây [Hình 19], ta thấy
tải tác dụng lên đầu cọc là 15280 kN cho trường
hợp Móng bè cọc không có tường vây và khi có
sự tham gia gánh tải của tường vây cách cọc
biên Sw = 1dp thì tải tác dụng lên đầu cọc là
10822 kN, như vậy là sức chịu tải của cọc biên
bị giảm 30% do sự tham gia gánh tải của tường
vây và ảnh hưởng tương tác của cọc biên với
tường vây. Nhưng khi tăng khoảng cách của
tường vây và cọc biên lên Sw = 5dp thì giá trị tải
tác dụng lên đầu cọc là 14200 kN, sức chịu tải
của cọc biên giảm 7%. Đồng thời khi tăng
khoảng cách của cọc và tường vây lên Sw = 6dp,
Sw = 7dp, Sw = 8dp thì tải tác dụng lên đầu cọc
biến động không nhiều và bằng khoảng 14500
kN, sức chịu tải của cọc biên giảm 5%.
Để trách sự ảnh hưởng tương tác của tường
vây đến khả năng chịu tải của cọc biên thì
khoảng cách giữa cọc biên và tường vây càng
xa nhau càng tốt, nhưng qua những phân tích
trên thì khi khoảng cách giữa cọc biên và
tường vây Sw ≥ 5dp thì tải tác dụng lên đầu
cọc biên tăng lên không nhiều, tức là ảnh
hưởng tương tác giữa cọc biên và tường vây là
nhỏ nhất.
5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Trong hệ Móng bè cọc - Tường vây, ứng xử
phân chia tải cho Nhóm cọc từ 45% đến 55%,
phân chia tải cho cho Bè 20% đến 25% và phân
chia tải cho Tường vây 20% đến 35%. Để tường
vây làm việc hiệu quả, tường vây tham gia gánh
tải trọng công trình tốt nhất là khi chiều dài của
tường vây lớn hơn hoặc bằng phân nữa chiều
dài của nhóm cọc (Lw ≥ 0.5Lp).
Khoảng cách giữa Tường vây và cọc biên có
tác động lớn đến ứng xử phân chia tải trong hệ
Móng bè cọc - Tường vây. Để tránh hiệu ứng
nhóm cọc và tường vây làm cho khả năng chịu
tải của cọc biên làm việc không hiệu quả thì
khoảng cách giữa tường vây và cọc biên làm
việc tối ưu là lớn hơn hoặc bằng 5 lần đường
kính cọc biên (Sw ≥ 5dp).
Tường vây trong hệ Móng bè cọc - Tường
vây góp phần làm giảm độ lún của bè, tường
vây tham gia mang tải, phân bố lại biên dạng
lún trong đất dưới móng trong phạm vi chiều dài
tường vây và làm mở rộng diện tích truyền tải
lên nền đất dưới chân tường vây góp phần làm
giảm độ lún trong nền đất bên trong tường vây.
Trong trường hợp thiết kế Móng bè cọc cho
công trình có tầng hầm và buộc phải thi công
tường vây hố đào để thi công hệ kết cấu móng,
người thiết kế cần thiết kế tổng thể khả năng
chịu tải ngang và mang tải đứng của hệ tường
vây nhầm tận dụng tối đa khả năng mang tải của
tường vây trong hệ kết cấu móng mới “Móng bè
cọc - Tường vây”.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 60
Nghiên cứu này được tài trợ bởi trường Đại
Học Bách Khoa – Đại Học Quốc Gia Thành
Phố Hồ Chí Minh trong khuôn khổ đề tài mã số
T-KTXD-2019-83.
Lời cảm ơn
Chúng tôi xin cảm ơn Trường Đại học Bách
Khoa, ĐHQG-HCM đã hỗ trợ thời gian, phương
tiện và cơ sở vật chất cho nghiên cứu này.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Randolph MF. Design methods for pile
groups and piled rafts. In: Proc. 13th
international conference on soil mechanics and
foundation engineering, vol. 5, New Delhi,
India; 1994. p. 61–82.
[2] Clancy P, Randolph MF. Simple design
tools for piled raft foundations. Geotechnique
1996;46(2):313–28.
[3] Poulos HG. Piled raft foundations:
design and applications. Geotechnique
2001;51(2):95–113.
[4] Katzenbach R, Schmitt A. High - Rise
Buildings in Germany Soil - Structure
Interaction of Deep Foundations. Fifth
International Conference on Case Histories in
Geotechnical Engineering New York, NY, April
13-17, 2004.
[5] Sales MM, Small JC, Poulos HG.
Compensated piled rafts in clayey soils:
behaviour, measurements, and predictions. Can.
Geotech. J. Vol. 47, 2010. p. 327–345.
[6] Kumar A, Choudhury D, Katzenbach
R: Effect of Earthquake on Combined Pile–
Raft Foundation. International Journal of
Geomechanics, © ASCE, ISSN 1532-3641;
2016. p. 040613-1– 040613-16.
Người phản biện: PGS, TS. NGUYỄN VĂN DŨNG
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 61
NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA HÀM LƯỢNG XI MĂNG TRONG PHƯƠNG PHÁP CẢI TẠO ĐẤT LOESS BẰNG
PHƯƠNG PHÁP TRỘN XI MĂNG VÀ ĐẦM CHẶT Ở CALARASI, ROMANIA
NGUYỄN CÔNG ĐỊNH*
Study effect of cement content in cement treatment to improve the
loess soil from Calarasi county, Romania
Abstract: This study presents experimental results on the effect of
cement content to improve loess soil by mix with cement and
compacted. Same type of loess is mixed with different cement
content (at 0-2-4-6 %). Then the samples are test to determined
physical and mechanical characteristics. Results are analysis and
compare to assess the effect of cement content on loess soil
Key words: cement content, loess soil, soil improvement.
1. GIỚI THIỆU *
Loess và các loại đất dạng loess (gọi chung
là đất loess) có nguồn gốc trầm tích do gió - đất
phong thành, là loại đất có tính lún ướt, lún sập
nên cần phải được xử lý, cải tạo để phục vụ mục
đích xây dựng công trình nói chung [4]. Đã có
nhiều phương pháp cải tạo, xử lý đất loess được
nghiên cứu và ứng dụng, trong đó có phương
pháp trộn xi măng và đầm chặt. Bằng cách thêm
một vài phần trăm xi măng theo khối lượng trộn
với đất loess tại chỗ đã cho thấy hiệu quả rõ rệt
khi đầm chặt, tiết kiệm chi phí đáng kể so với
phương án bóc bỏ và thay thế đất ở một số dự
án [7]. Đã có một số nghiên cứu trên thế giới về
phương pháp cải tạo đất loess bằng cách trộn
với xi măng, nhưng tính chất của đất ở từng địa
phương thường rất khác nhau nên mỗi dự án
cũng cần có những nghiên cứu riêng [1]. Bài
viết này trình bày các kết quả thực nghiệm thu
được dựa trên nghiên cứu xử lý nền đất loess từ
một dự án xây dựng nhà máy ở hạt Calarasi,
Romania. Các nghiên cứu thực nghiệm được
* Trường đại học Giao thông Vận tải
Email: [email protected]
thực hiện gồm thành phần hạt đất, các giới hạn
Atterberg, tính chất đầm chặt, tính chất nén lún
và sức chống cắt của các mẫu đất loess khi
không có xi măng cũng như khi trộn xi măng
với các hàm lượng khác nhau 2%, 4% và 6%.
2. ĐỐI TƢỢNG VÀ PHƢƠNG PHÁP
NGHIÊN CỨU
* Đất loess
Tất cả các thí nghiệm và phân tích kết quả
thí nghiệm trong phòng được thực hiện với đất
loess đồng nhất, thu thập trong quá trình khảo
sát của một dự án xây dựng nhà máy công
nghiệp tại hạt Calarasi, Romania. Toàn bộ khối
lượng khoảng hơn 200 kg vật liệu đất loess
được đồng nhất hóa bằng cách phơi khô, tán nhỏ
và trộn đều.
* Xi măng
Xi măng được sử dụng trong nghiên cứu là
loại portland CEM I 42.5 N – SR 5, phân loại
theo tiêu chuẩn SR EN 197-1 [13]. Theo phân
loại trên, đây là xi măng loại 1 có hàm lượng
linker > 95%, cường độ tiêu chuẩn từ 42,5 MPa
đến 62,5 MPa, ninh kết thường, chống ăn mòn
sun-fat.
* Nước
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 62
Nước đạt tiêu chuẩn uống được đã được sử
dụng trong nghiên cứu này, phù hợp để trộn bê
tông và trộn hỗn hợp đất-xi măng theo tiêu
chuẩn SR EN 1008:2003 [11].
* Quy trình chuẩn bị mẫu
Đất loess tự nhiên: Mẫu đất nguyên trạng lấy
từ hiện trường được bảo quản theo quy chuẩn
[9,10].
Mẫu đất đầm chặt: đất loess lấy từ hiện
trường, chứa trong bao tải được mang về phòng
thí nghiệm sau đó tán nhỏ bằng chày bọc cao su,
và hong khô trong không khí (khô gió, đạt độ
ẩm khoảng 3-4 %), sau đó trộn liên tục cho đến
khi đạt được mức độ đồng nhất cần thiết. Đất
loess đã đồng nhất và khô gió được lấy 4 phần
bằng nhau - là các phần theo hàm lượng xi
măng, tương ứng với 4 mức hàm lượng xi măng
sẽ trộn là 0 % (không có xi măng), 2 %, 4% và
6% trọng lượng đất khô. Mỗi phần theo hàm
lượng xi măng tiếp tục được chia thành 5 mẫu
ứng với 5 mức độ ẩm khác nhau để làm thí
nghiệm đầm chặt bằng dụng cụ Proctor tiêu
chuẩn. Mỗi phần hàm lượng được tiến hành thí
nghiệm đầm chặt xác định dung trọng khô lớn
nhất và độ ẩm tối ưu tương ứng. Từng mẫu trụ
được chế bị từ thí nghiệm đầm chặt được lấy
mẫu thí nghiệm xác định độ ẩm, sau đó từng
mẫu được bảo quản cách ly 28 ngày [12] trước
khi tiến hành các thí nghiệm tính chất gồm các
giới hạn Atterberg, tính chất nén lún và tính sức
chất chống cắt.
* Thiết bị và quy trình thí nghiệm
Để tập trung nghiên cứu về ảnh hưởng của
hàm lượng xi măng, các yếu tố khác được kiểm
soát nhằm đảm bảo đồng nhất cùng điều kiện thí
nghiệm. Các thí nghiệm được thực hiện theo
tiêu chuẩn xây dựng Romania, đồng bộ với tiêu
chuẩn Châu Âu EUROCODE 6 [10,12,14,15,
16,17,18,19], trong đó thí nghiệm đầm chặt với
dụng cụ Proctor tiêu chuẩn có thiết bị hỗ trợ
đầm tự động được lập trình sẵn đảm bảo công
đầm không đổi. Những chú ý trong quy trình thí
nghiệm và phương pháp nghiên cứu cụ thể sẽ
được trình bày chi tiết hơn khi xem xét từng tính
chất cụ thể trong phần 3.
3. KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM
3.1. Thành phần hạt
Mẫu đất loess tự nhiên và các mẫu chế bị
trộn loess với tỷ lệ xi măng khác nhau (2%,
4%, 6%), được thí nghiệm để xác định thành
phần hạt bằng phương pháp tỉ trọng kế. Các
mẫu đất trộn xi măng được thí nghiệm sau 28
ngày chờ ninh kết và hình thành liên kết xi
măng gắn kết mới [12]. Biểu đồ thành phần
hạt của các mẫu tương ứng được thể hiện
trong bảng 1 và hình 1.
Bảng 1: Bảng tổng hợp thông số thành phần hạt của các mẫu thử
Mẫu
Thành phần hạt
Hệ số
đồng nhất
Hệ số
đường
cong
Gọi tên
đất theo
thành phần
hạt
Sét Bụi Cát Sạn
% % % % Cu Cc
Đất loess tự nhiên 26 70 4 0 23,8 0,38 Bụi pha sét
Loess + 2% xi măng 16,5 78 4,5 0 21 1,71 Bụi
Loess + 4% xi măng 10,5 54,5 34,42 0,58 28,7 2,23 Bụi pha cát
Loess + 6% xi măng 6 30,5 48,18 15,32 120 0,34
Cát pha bụi
lẫn sạn
Các kết quả thí nghiệm trước và sau khi trộn
xi măng đã chỉ rõ ảnh hưởng của hàm lượng xi
măng đối với thành phần hạt của mẫu thử, với
hàm lượng xi măng tăng (2-4-6%) thì hàm
lượng hạt thô trong mẫu tăng lên rõ rệt (hình 1).
Theo đó khi tăng hàm lượng xi măng, tên đất đã
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 63
thay đổi từ bụi pha sét (đất loess tự nhiên) thành
đất bụi, đất bụi pha cát và đất cát pha bụi lẫn sạn
– lần lượt tương ứng với các hàm lượng xi măng
2%, 4% và 6%. Với mẫu đất loess trộn 2% xi
măng, hàm lượng ít, xi măng thêm vào gắn kết
các hạt sét thành bụi, làm giảm hạt sét (9,5%) và
tăng lượng hạt bụi (8%) trong khi lượng hạt thô
hơn tăng không đáng kể (khoảng 0,5 %), khiến
cho đất trở nên đồng nhất hơn (hệ số đồng nhất
giảm). Với mẫu loess trộn 4% xi măng, hệ số
đồng nhất và hàm lượng hạt thô đã có sự gia
tăng đáng kể nhưng chưa có sự đột biến. Với
mẫu đất loess trộn 6% xi măng, lượng xi măng
thêm vào đủ nhiều để gắn kết tạo ra các hạt thô
nhiều hơn, thậm chí lượng hạt sạn tăng lên đáng
kể (15,32%), dẫn đến chỉ số đồng nhất tăng rõ
rệt (đất cấp phối tốt hơn).
Hình 1: Thành phần hạt của đất loess tự nhiên
và các mẫu đất loess trộn xi măng
Mặt khác, ở mẫu đất loess trộn với 6 % xi
măng, bắt đầu có hiện tượng vón cục, tạo thành
cấp phối gián đoạn khi có hai nhóm hạt chênh
lệch kích thước rõ rệt. Kết quả này cũng phù
hợp với nhận định của Balasingam Muhunthan
và Farid Sariosseiri (2008) [3] lưu ý không dùng
quá nhiều xi măng (>10 %) để cải tạo đất loess
vì vật liệu sau xử lý có tính giòn.
3.2. Giới hạn Atterberg
Mẫu đất loess tự nhiên và các mẫu sau khi xử
lý trộn xi măng với các hàm lượng khác nhau đã
được thí nghiệm xác định độ ẩm giới hạn chảy
và độ ẩm giới hạn dẻo (các giới hạn Atterberg).
Kết quả các thí nghiệm được trình bày tổng hợp
trong bảng 2 và hình 2.
Bảng 2: Kết quả xác định giới hạn
Atterberg của các mẫu thử
Mẫu thử
Giới hạn Atterberg
WP WL IP
% % %
Đất loess tự nhiên 19,48 39,37 19,89
Loess + 2% xi măng 27,2 45,92 18,72
Loess + 4% xi măng 31,88 41,23 9,35
Loess + 6% xi măng 32,3 40,88 8,58
Hình 2: Giới hạn Atterberg của đất loess tự
nhiên và đất loess trộn xi măng tỷ lệ khác nhau
Kết quả cho thấy độ ẩm giới hạn chảy tăng
lên khi thêm 2% xi măng vào đất loess, tuy
nhiên có xu hướng giảm dần khi hàm lượng xi
măng tăng lên. Trong khi đó độ ẩm giới hạn dẻo
tăng cùng với sự gia tăng hàm lượng xi măng.
Kết quả đối với chỉ số dẻo với đất loess trộn 2%
xi măng thay đổi không đáng kể so với mẫu đất
loess tự nhiên (1,17%), tuy nhiên khi hàm lượng
xi măng tăng lên thì chỉ số dẻo giảm đi rõ rệt, cụ
thể là 10,54% và 11,31% lần lượt ứng với hàm
lượng xi măng 4% và 6%. Kết quả này cũng phù
hợp với phân tích về thành phần hạt nêu trên,
khi trộn nhiều xi măng hơn thì hàm lượng hạt
thô trong mẫu tăng lên, đất giảm tính dẻo. Khả
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 64
năng làm việc của vật liệu đã được chứng
minh là tăng lên khi chỉ số dẻo giảm [2,8]. Do
đó, khi trộn đất loess với hàm lượng xi măng
nhiều hơn sẽ giúp đất làm việc tốt hơn. Cần
lưu ý thêm rằng, quá trình chuẩn bị mẫu thí
nghiệm đã loại bỏ các hạt thô trước khi xác
định các giới hạn Atterberg nên các giá trị đó
không phản ánh đầy đủ tính tính chất của đất,
tuy nhiên vẫn có giá trị so sánh tương quan
giữa các mẫu để thấy sự ảnh hưởng của hàm
lượng xi măng đến tính dẻo của đất.
3.3. Tính chất đầm chặt
Nền công trình thường được đầm chặt để
giảm thiểu độ lún (cũng như cải thiện các tính
chất xây dựng khác). Phương pháp này không
chỉ áp dụng cho các công trình đắp đất mà còn
là một biện pháp xử lý nền khi gặp một số loại
đất bất lợi, như loess, bằng cách bóc lớp đất
loess tự nhiên và thay bằng đất loess đầm chặt
hoặc kết hợp với trộn vật liệu xử lý (chất kết
dính) trước khi đầm chặt. Trong nghiên cứu
này, việc trộn và đầm chặt đất được mô phỏng
trong phòng thí nghiệm bằng dụng cụ Proctor
tiêu chuẩn để chế bị mẫu và xác định các
thông số đầm chặt. Đất loess được chia thành
5 mẫu với các độ ẩm khác nhau, bảo quản kín
trong 1 ngày để phân bố đều độ ẩm, sau đó
trộn với xi măng và được tiến hành đầm chặt
ngay sau khi trộn đều (thí nghiệm hoàn thành
trong khoảng nửa giờ tính từ khi trộn). Với
trường hợp đất loess đầm chặt thì bỏ qua bước
trộn xi măng.
Bảng 3: Khối lượng thể tích khô lớn nhất và độ
ẩm tối ưu từ thí nghiệm đầm chặt các mẫu thử
Mẫu thử
Thí nghiệm đầm chặt
rd max Wopt
g/cm3 %
Đất loess
(0% xi măng) 1,733 16,7
Loess + 2%
xi măng 1,75 17,7
Mẫu thử
Thí nghiệm đầm chặt
rd max Wopt
g/cm3 %
Loess + 4%
xi măng 1,744 17,9
Loess + 6%
xi măng 1,77 17,1
Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến độ
ẩm tối ưu và trọng lượng thể tích khô lớn nhất
khi đầm chặt được thể hiện lần lượt ở hình 3 và
bảng 3.
Hình 3: Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng tới
khả năng đầm chặt của các mẫu thử
Kết quả thực nghiệm cho thấy cả độ ẩm tối
ưu và khối lượng thể tích khô lớn nhất khi đầm
chặt thay đổi không đáng kể khi trộn các hàm
lượng xi măng khác nhau. Kết quả này có thể
được luận giải dựa trên quan hệ thành phần hạt
của đất loess và xi măng đều là những hạt mịn
(từ sét đến bụi) nên việc kết hợp hai loại hạt
mịn không cải thiện cấp phối của đất. Cùng với
trình tự thí nghiệm việc đầm chặt được thực
hiện ngay sau khi trộn vật liệu, khi đó xi măng
chưa kịp gắn kết để tạo hạt lớn hơn. Trong quá
trình đầm chặt, phần xi măng thêm vào chỉ
đóng vai trò vật lý của các hạt nhỏ mà chưa có
thời gian để thể hiện vai trò gắn kết hóa học,
quá trình gắn kết do phản ứng hóa học chỉ thể
hiện sau khi đầm chặt đồng thời có đủ thời gian
và điều kiện thích hợp (bảo quản độ ẩm). Sự
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 65
thay đổi nhỏ và không thể hiện một xu hướng
cụ thể nào có thể chỉ là do sai số trong quá
trình thực nghiệm.
Kết quả thực nghiệm về tính chất đầm chặt
của đất loess trộn xi măng trong nghiên cứu này
tương đồng và phù hợp với nghiên cứu của
Doncho Karastanev & nnk (2016) [5], cả hai
nghiên cứu đều cho thấy sự thay đổi của tính
chất đầm chặt theo hàm lượng xi măng có biên
độ nhỏ. Kết quả này cũng cho thấy tính khác
biệt đặc thù của đất loess trộn xi măng, khác với
các loại đất khác, ví dụ như nghiên cứu về cải
tạo than bùn bằng phương pháp trộn xi măng
của S. Boobathiraja & nnk [21].
Cần lưu ý thêm rằng, nhận định nêu trên về
ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đối với hiệu
quả đầm chặt không mâu thuẫn với phân tích về
sự thay đổi của thành phần hạt khi trộn xi măng
với các hàm lượng khác nhau đã nêu ở phần 3.1,
bởi vì thí nghiệm đầm chặt được tiến hành ngay
sau khi trộn hỗn hợp, xi măng và nước chưa kịp
phản ứng tạo liên kết đáng kể - trong khi kết quả
phân tích về thành phần hạt được thực hiện trên
mẫu trộn đã trải qua thời gian ninh kết 28 ngày.
3.4. Tính chất nén lún
Tính chất nén lún của đất là tính chất quan
trọng được yêu cầu phục vụ công tác tính toán,
thiết kế (dự tính độ lún của nền đất). Đất loess
có độ rỗng lớn và đặc trưng nhạy cảm với độ
ẩm thể hiện qua tính chất lún sập khi bão hòa
nước như thể hiện trong hình 4 (tính lún sập
được xác định ở áp lực 300 kPa theo tiêu chuẩn
xây dựng đối với đất có tính chất lún ướt, lún
sập [9]). Tính lún sập là vấn đề chính cần phải
xử lý của đất loess. Để xem xét ảnh hưởng của
hàm lượng xi măng đến tính chất nén lún của
đất, các mẫu với hàm lượng xi măng khác nhau
từ thí nghiệm đầm nén nêu trên đã được thí
nghiệm nén một trục không nở hông bằng thiết
bị Oedometre. Modul biến dạng ứng với cấp tải
trọng 200-300 kPa được chọn để so sánh. Kết
quả thí nghiệm được tổng hợp và trình bày ở
bảng 4 và hình 4, 5.
Bảng 4: Modul biến dạng (M) và hệ số nén
lún (a) của các mẫu thử
Mẫu
Tính nén lún
M200-300 a200-300
MPa MPa-1
Đất loess bão hòa 3,08 0,3246
Đất loess tự nhiên 7,55 0,1324
Đất loess đầm chặt 18,40 0,0543
Loess + 2% xi măng 37,00 0,0270
Loess + 4% xi măng 63,20 0,0158
Loess + 6% xi măng 71,00 0,0141
Hình 4: Tính chất nén lún của đất loess
chưa xử lý
Hình 5: Modul biến dạng của mẫu đất thử
Đồ thị ở hình 5 cho thấy các mẫu đất trộn xi
măng cải thiện rõ rệt đặc tính nén lún so với đất
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 66
loess tự nhiên. Riêng việc đầm chặt giúp làm
giảm độ rỗng, hạn chế tính lún sập nên cũng
đóng vai trò cải tạo đất, tuy nhiên modul biến
dạng (M200-300) của mẫu chỉ đầm chặt không
trộn xi măng chỉ tăng lên 2,4 lần so với đất loess
tự nhiên. Việc trộn xi măng không những loại
bỏ hoàn toàn tính lún sập mà còn làm modul
biến dạng gia tăng gấp nhiều lần. Khi thêm xi
măng, đã làm tăng modul biến dạng từ khoảng 2
đến 4 lần so với mẫu đầm chặt không trộn xi
măng, tương ứng với hàm lượng xi măng từ 2%
đến 6%. Modul biến dạng tăng đồng nghĩa với
độ lún giảm đi. Như vậy, xét về tính chất nén
lún, biện pháp cải tạo bằng trộn loess với xi
măng và đầm chặt thể hiện hiệu quả rõ rệt, theo
tỉ lệ thuận càng nhiều xi măng modul biến dạng
càng lớn. Quy luật này hoàn toàn thống nhất với
nghiên cứu của Doncho Karastanev & nnk
(2016) [5] đối với đất loess ở Bulgaria. Giá trị
định lượng giữa hai nghiên cứu có sự khác biệt
đáng kể, điều đó phản ánh sự khác nhau giữa
đất loess ở Bulgaria và ở Romania.
3.5. Sức chống cắt của đất
Trong nghiên cứu này, với các mẫu chế bị
được trộn xi măng và đầm chặt, tính chất của vật
liệu khá tốt, không còn là đất yếu nên sức chống
cắt được nghiên cứu thông qua thí nghiệm cắt trực
tiếp (cắt phẳng) thông thường. Mỗi loại đất được
chuẩn bị thành 3 mẫu, được tiến hành thí nghiệm
với 3 cấp áp lực tăng dần 100 kPa, 200 kPa, 400
kPa. Thí nghiệm thu được các đại lượng đặc trưng
của sức chống cắt là góc ma sát trong (j) và cường
độ lực dính kết đơn vị (c)
Kết quả thực nghiệm xác định j và c được tổng
hợp và trình bày trong các bảng 5 và hình 6.
Bảng 5: Thông số sức chống cắt của các mẫu thử
Mẫu
Thông số sức chống cắt
c j
kPa Độ
Đất loess đầm chặt 17,2 27,3
Loess + 2%
xi măng 58 34,6
Mẫu
Thông số sức chống cắt
c j
kPa Độ
Loess + 4%
xi măng 117 45
Loess + 6%
xi măng 190 62
Hình 6: Thông số sức chống cắt của
mẫu đất nghiên cứu
Về sức chống cắt của đất, kết quả thực
nghiệm cũng thể hiện rõ ràng khi tăng hàm
lượng xi măng cải thiện đáng kể sức chống cắt
của đất. Cả hai tham số góc ma sát trong và
cường độ lực dính kết đơn vị đều tăng một cách
rất rõ rệt khi tăng hàm lượng xi măng trong mẫu
xử lý. So với mẫu đất loess đầm chặt không có
xi măng, các mẫu trộn 2%, 4% và 6% xi măng
cho giá trị góc ma sát trong tăng tương ứng
khoảng 1,3, 1,6 và 2,3 lần, còn cường độ lực
dính kết đơn vị có tốc độ tăng nhanh hơn tương
ứng là 3,4, 6,8 và 11 lần. Kết quả trên đã chi tiết
hóa và củng cố những nhận định của Stefan-
Silvian Ciobanu [20] trong nghiên cứu về các
đặc tính địa kỹ thuật của đất loess và các
phương pháp cải tạo đất loess ở Romania. Mặt
khác, kết quả nghiên này cứu cho thấy sự khác
biệt rõ rệt khi cải tạo bằng phương pháp trộn xi
măng, giữa đất loess ở Romania (cả hai thông số
sức chống cắt đều tăng) so với đất loess ở Trung
Quốc theo nghiên cứu của Zhang & nnk [22]
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 67
khi chỉ ra cường độ lực dính kết đơn vị có tính
nhạy cảm hơn và chịu trách nhiệm chính cho sự
thay đổi cường độ sức chống cắt.
4. KẾT LUẬN
Ảnh hưởng của việc trộn xi măng portland để
cải tạo đất loess ở Calarasi, Romania đã được đề
cập trong nghiên cứu này, trong đó đi sâu vào
phân tích ảnh hưởng về hàm lượng xi măng
khác nhau đến hiệu quả cải tạo đất. Các tính
chất vật lý và tính chất cơ học của đất loess tự
nhiên và đất loess qua xử lý đã được nghiên
cứu, bao gồm các phân tích về thành phần hạt,
các giới hạn Atterberg, tính chất đầm chặt, tính
chất nén lún và sức chống cắt của đất. Từ các
kết quả và phân tích, nghiên cứu đã rút ra được
các kết luận sau:
- Việc trộn loess với xi măng giúp thay đổi
thành phần hạt của hỗn hợp đất, theo chiều
hướng làm tăng hàm lượng hạt thô và mức độ
tăng tỉ lệ thuận với hàm lượng xi măng được
trộn. Theo đó khi tăng hàm lượng xi măng, tên
đất đã thay đổi từ bụi pha sét (đất loess tự
nhiên) thành đất bụi, đất bụi pha cát và đất cát
pha bụi lẫn sạn – lần lượt tương ứng với các
hàm lượng xi măng 2%, 4% và 6%;
- Khi hàm lượng xi măng ít (<4%) thì hiệu
quả cải tạo không đáng kể. Ngược lại, nếu quá
nhiều xi măng cũng có những hiệu ứng bất lợi.
Trong nghiên cứu này, với hàm lượng trộn loess
với 6% xi măng thể hiện hiệu quả tốt, vì vậy
phương án trộn 6% xi măng được đề xuất sử
dụng để cải tạo đất loess cho dự án tại Calarasi,
Romania;
- Trộn xi măng làm giảm chỉ số dẻo của đất.
Từ đất loess thuộc loại đất bụi, sét chuyển dần
thành đất loại cát, giúp đất trộn xi măng làm
việc tốt hơn cho mục đích xây dựng. Với hàm
lượng xi măng ít ứng với 2% thì chỉ số dẻo giảm
không đáng kể, tuy nhiên với các hàm lượng 4%
và 6% xi măng, chỉ số dẻo đã giảm hơn 10% so
với đất không trộn xi măng; Kết quả này củng
cố thêm cho đề xuất chọn phương án trộn 6% để
cải tạo đất loess cho dự án;
- Việc trộn xi măng hầu như không ảnh
hưởng hoặc ảnh hưởng không đáng kể đến hiệu
quả đầm chặt của đất loess. Kết quả này phản
ánh tính đặc thù của đất loess so với các loại đất
khác và nó cũng tương đồng với kết quả nghiên
cứu của Doncho Karastanev & nnk [5] đối với
đất loess ở Bulgaria;
- Đất loess được xử lý bằng trộn xi măng
và đầm chặt cho thấy sự cải thiện rõ ràng về
tính chất cơ học, thể hiện qua modul biến
dạng và sức chống cắt của đất tăng rõ rệt. So
với mẫu đất loess đầm chặt không có xi măng,
tương ứng với sự tăng hàm lượng xi măng từ
2%, 4% đến 6%, giá trị modul biến dạng tăng
đều đặn từ 2 đến 4 lần, góc ma sát trong tăng
chậm từ 1,3 đến 2,3 lần trong khi cường độ
lực dính kết đơn vị tăng mạnh từ 3,4 đến hơn
11 lần.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Alina Eftene, Valentina Cotet, Florina
Grecu (2006). "The loess from romania in the
Romanian specialists vision". Factori şi Procese
Pedogenetice din Zona Temperată 5 S. nouă
(2006) 103-116.
[2] Baran, B., Ertuk, T., Sarikaya, Y.,
Alemdarglu, T., 2001. Workability test method
for metals applied to examine a workability
measure (plastic limit) for clays. Applied Clay
Science 20 (1–2), 53–63.
[3] Balasingam Muhunthan and Farid
Sariosseiri (2008). "Interpretation of
geotechnical properties of cement treated soils".
Research Report, Washington State University,
WA 99164-2910.
[4] Dimcho Evstatiev (1998). "Loess
improvement methods". Engineering Geology,
25, 341-366
[5] Doncho Karastanev, Dimitar Antonov,
Boriana Tchakalova, Mila Trayanova (2016).
"Selection of optimum loess-cement mixture for
construction of a compacted soil-cement
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 68
cushion". Quarterly Journal of Engineering
Geology and Hydrogeology · January 2016.
[6] Dron Andrei (1976). "Lucrari de
imbunatatiri funciare si constructii
hidrotehnice pe loessuri si pamanturi
loessoide". Editura Ceres.
[7] Balasingam Muhunthan, Farid
Sariosseiri, Lowell S., (2008). “Interpretation of
geotechnical properties of cement treated soils”,
Research Report. Washington State
Transportation Center (TRAC), WA-RD 715.1
[8] Mallela, J., Quintus, H.V., Smith, K.,
2004. Consideration of Lime-Stabilized Layers
in Mechanistic–Empirical Pavement Design.
The National Lime Association.
[9] NP 125:2010 "Normativ privind fundarea
constructiilor pe pamanturi sensibile la umezire"
[10] NP 122:2010 "Normativ privind
determinarea valorilor caracteristice si de calcul
ale parametrilor geotehnici"
[11] SR EN 1008:2003 “Mixing water for
concrete“, European Standard, Romanian Version
[12] SR EN 12390-2:2009 (2009). Making
and curing specimens for strength tests.
European Standard, Romanian Version
[13] SR EN 197-1 Cement - Part 1:
“Composition, specifications and conformity
criteria for common cements”, European
Standard, Romanian Version
[14] STAS 1913/5-85 “Incercari teren
fundare: Determinarea Granulozitatii”
[15] STAS 1913/1-82 “Incercari teren
fundare: Determinarea umiditatii”
[16] STAS 1913/4-86 “Incercari teren
fundare: Determinaria limitelor de plasticitate”
[17] STAS 1913/13-83 “Incercari teren
fundare: Determinarea caracteristicilor de
compactare”
[18] STAS 8942/1-89 “Incercari teren de
fundare: Determinarea compresibilitatii
pamanturilor prin incercarea in edometru”
[19] STAS 8942/2-82 “incercari teren de
fundare: Forfecare directa”
[20] Stefan-Silvian Ciobanu (2014).
"Geotechnical characterization of loessoid soils
and improvment methods". Journal of Young
Scientist, Volume II, ISSN 2344 - 1283, ISSN
CD-ROM 2344 - 1291; ISSN Online 2344 -
1305; ISSN-L 2344 - 1283
[21] S. Boobathiraja, P. Balamurugan, M.
Dhansheer and Anuj Adhikari (2014). "Study
on Strength of Peat Soil Stabilised with
Cement and Other Pozzolanic Materials".
International Journal of Civil Engineering
Research, ISSN 2278-3652 Volume 5,
Number 4 (2014), .431-438.
[22] Zhang, Chonglei & Jiang, Guan-lu &
Su, Li-Jun & Zhou, Gordon (2017). "Effect of
cement on the stabilization of loess. Journal of
Mountain Science". Journal of Mountain
Science 09/2017.
Người phản biện: PGS,TS. ĐOÀN THẾ TƯỜNG
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 69
VỀ ĐIÊU KIỆN ĐỊA KỸ THUẬT CÔNG TRÌNH CÁP TREO TRÊN NÖI ĐÁ VÔI Ở VIỆT NAM
CHU TUẤN VŨ*
About geotechnical conditions of the cable cars works built on the Karst
mountains in Vietnam
Abstract: The paper presents the basic geotechnical issues of the cable car
construction built on limestone mountains in Vietnam. The focus is on
issues related to spatial distribution and transformation according to the
time of the Karst structures to serve as a basis for the geotechnical survey
plan and the selection of reasonable foundation solutions for the columns
of the project.
Keyword: The foundation of cable car works in the Karst mountains
1. GIỚI THIỆU CHUNG *
Sử dụng hệ kết cấu cáp treo trong giao thông
đã đươc áp dụng khá phổ biến ở Việt Nam như
cầu treo trên tuyến giao thông bộ, cáp treo vận
chuyển trong khai thác khoáng sản, gần đây là
một loạt các dự án cáp treo phục vụ du lịch đã
và đang được triển khai. Trong đó, các tuyến
cáp treo phục vụ du lịch đã được xây dựng và đi
vào khai thác sử dụng như: Fansipan- Lào Cai;
Chùa Hương- Hà Nội;Vịnh Hạ Long- Quảng
Ninh; Bà Nà- Đà Nẵng; Đồi Robin - Đà Lạt;
Vinpearl Land- Nha Trang; Hồ Mây- Vũng Tàu;
Bà Đen- Tây Ninh. Những tuyến đang và sẽ
được triển khai như Cáp treo Cát Bà- Hải
Phòng; Mẫu sơn- Lạng sơn; Phong Nha- Kẻ
Bàng- Quảng Bình. Nhìn chung, các tuyến cáp
treo triển khai ở Việt Nam đều xuyên qua các
địa hình hiểm trở và móng của các cột trên
tuyến đặt vào nền đá, nên việc thị công xây
dựng móng ở chân cột rất phức tạp, chiếm tỷ lệ
lớn trong khối lượng xây lắp của dự án.
Với đặc điểm nội lực ở mặt cắt chân cột cáp
treo có thành phần lực dọc không lớn trong khi
mô men lớn phụ thuộc vào chiều cao cột do tải
trọng ngang ở đỉnh cột. Vì thế, khi móng các
* Đại học Kiến trúc Hà Nội
Km10 Nguyễn Trãi, P. Văn Quán, Hà Đông, Hà Nội
Email: [email protected]
cột đặt trên nền đá liền khối, sự mất ổn định của
cột là ổn định lật. Để đảm bảo điều kiện ổn định
lật ở chân cột thì đơn giản nhất là tăng trọng
lương móng. Nhưng khi móng đặt trên nền là
khối đá nứt nẻ, nhất là khối đá trên sườn dốc và
khối đá trong vùng đá vôi luôn tiềm ẩn các cấu
trúc Karst (Hình 1), thì dưới tác dụng của lực
dọc sẽ đặt ra nhiều vấn đề phải xem xét về ổn
định trượt, lún sụt của nền.
Hình 1: Nứt nẻ hang hốc trong đá vôi khu vực
tuyến cáp treo chùa Hương
Thực tế cho thấy việc thi công móng sâu vào
trong đá cho các chân cột trong điều kiện địa
hình hiểm trở sẽ rất phức tạp đòi hỏi nguồn kinh
phí lớn. Đặc biệt, khi thi công móng sâu trong
điều kiện hang hốc của cấu trúc Karst luôn phát
sinh những vấn đề ngoài dự kiến. Do đó, chỉ với
những dự án có tổng mức đầu tư lớn, nếu có
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 70
nguồn khi phí lớn dành cho xây dựng móng các
chân cột cáp treo thì mới có điều kiện sử dụng
móng sâu để có sự chắc chắn về ổn định, vì khi
đó tác dụng tải trọng chân cột sẽ được đưa
xuống các lớp nằm sâu vốn không chịu tác dụng
phong hóa và có tính liền khối. Như vậy, khi
xây dựng tuyến cáp treo mà các cột của tuyến
nằm trên cấu trúc Karst, móng của chúng vẫn có
thể lựa chọn móng nông thay vì chỉ chọn móng
sâu tùy thuộc vào đặc điểm của tải trọng chân
cột và đặc điểm của cấu trúc karst dưới chân
cột, đồng thời cấu tạo của móng sẽ được xác
định dựa trên sự đánh giá các vấn đề địa chất
công trình phát sinh trong quá trình thi công và
sử dụng công trình. Theo đó, mục đích thảo luận
bàn bạc về điều kiện địa kỹ thuật công trình cáp
treo trên đá Karst ở Việt Nam là nhằm sáng tỏ
nội dung nguyên tắc và phương pháp đánh giá
điều kiện địa kỹ thuật cho việc lựa chọn tuyến,
luận chứng giải pháp móng và xác lập các thông
số nền cho tính toán kiểm tra ổn định móng của
tuyến cáp treo xây dựng trên nền đá Karst
2. CƠ SỞ ĐÁNH GIÁ ĐIỀU KIỆN ĐIA
KỸ THUẬT CÔNG TRÌNH CÁP TREO
TRÊN NỀN KARST
2.1 Lực tác dụng lên các cột cáp treo.
Toàn bộ hệ thống cáp treo du lịch trên toàn
tuyến được chia làm ba bộ phận chính: nhà ga
điều hành, trụ đỡ và hệ thống cáp treo.
Cáp chịu lực được cấu tạo từ cáp có cường
độ cao. Dây cáp sử dụng tại các hệ thống vận
hành cáp treo là loại bện ngược, chống xoắn,
trượt… có hệ số an toàn gấp 9 lần các loại dây
cáp bình thường. Loại dây này có khả năng chịu
lực lớn, hệ số an toàn cao, thậm chí tốt hơn dây
cáp cầu treo do cáp luôn phải chuyển động và
chịu ma sát với gối đỡ hoặc tiếp xúc với các chi
tiết liên kết ca bin.
Cột trụ đỡ: Tải trọng tính toán lên nền gồm
trọng lượng bản thân cáp, cabin và thiết bị phụ
trợ, gió và sóng biển với cột trên biển. Trong
đó, hành khách tính cho một người, gồm các
mức 90kg, 80kg và 75kg. Tải trọng tính toán
mỗi cabin bằng 110% tải định mức mỗi cabin.
Ngoài ra tải trọng tác dụng xuống nền còn phụ
thuộc vào hoạt động của cáp treo người ta chia
cáp treo theo chu trình tuần hoàn và không
tuần hoàn.
- Đối với đường cáp hoạt động theo chu kỳ
không tuần hoàn thì tải phải được chất lên toàn
bộ cabin vận hành.
- Đối với đường cáp hoạt động theo chu kỳ
tuần hoàn có cabin kẹp chặt cố định với
đường cáp thì tải phải được chất toàn bộ trên
một nhánh của cáp, còn nhánh kia các cabin
không tải.
Nguyên lý cấu tạo của hệ kết cấu cáp treo cơ
bản gồm các bộ phận chính: Cabin, Cáp, cột và
2 trạm đầu cuối. Trong đó có một số điểm lưu ý:
2 trạm đầu cuối chịu lực kéo.
Tóm lại ổn định ngang cho các cột chịu tác
dụng kéo ngang trên đỉnh của cáp và tác dụng
gió là yêu cầu quan trọng đối việc đanh giá điều
kiện kỹ thuật của công trình, nhất là khi tuyến
cáp treo xây dựng trên núi đá vôi còn có sự biến
đổi phức tạp theo không gian và thời gian của
cấu trúc Karst.
2.2 Đặc điểm Karst ở Việt Nam
2.2.1 Đá vôi trên lãnh thổ Việt Nam
Đá vôi chiếm khoảng 10% diện tích bề mặt
Trái Đất nhưng ở Việt Nam còn nhiều hơn, tới
gần 20% diện tích lãnh thổ phần đất liền, tức là
khoảng 60.000 km2. Đặc biệt, đá vôi tập trung
hầu hết ở miền Bắc (Hình 5), có nơi chiếm tới
50% diện tích toàn tỉnh như Hoà Bình (53,4%),
Cao Bằng (49,47%), Tuyên Quang (49,92%),
Hà Giang (38,01%). Nhiều thị xã, thị trấn nằm
trọn vẹn trên đá vôi như Mai Châu (Hòa Bình),
Mộc Châu, Yên Châu, Sơn La (Sơn La), Tủa
Chùa, Tam Đường (Lai Châu), Đồng Văn, Mèo
Vạc (Hà Giang) v.v.
Phần lớn đá vôi ở Việt Nam hình thành trong
các thành tạo địa chất, từ rất cổ (hơn 570 triệu
năm trước) đến rất trẻ (ngày nay). Đáng kể nhất
là các tầng đá vôi hình thành vào các khoảng
thời gian cách đây 500-520 triệu năm, 380 triệu
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 71
năm, 350-280 triệu năm và 235 triệu năm, tổng
bề dầy lên đến trên 10.000 m.
Đá vôi chủ yếu hình thành trong môi trường
biển nông và ấm, do kết tủa dần từ nước biển
chứa nhiều CaCO3 hoặc do tích tụ dần từ vỏ,
xương, xác nhiều loài sinh vật biển. Ban đầu, đá
vôi được tích tụ dần thành những lớp dầy,
mỏng, mầu sắc khác nhau, hầu như nằm ngang
ở dưới đáy biển. Dần dần, do những vận động
địa chất mà các lớp đá vôi được nâng lên, ép
nén, uốn lượn. Thêm nữa, đá vôi còn bị dập vỡ,
nứt nẻ, tạo điều kiện cho nước mưa thấm xuống
sâu, thúc đẩy quá trình karst hóa Karst là kết
quả của quá trình tương tác (chủ yếu là hòa tan)
giữa đá vôi, nước, khí cácboníc và các yếu tố
sinh học khác. Quá trình karst hóa đòi hỏi một
thời gian dài, thậm chí hàng triệu năm, thì cảnh
quan karst bây giờ mới hình thành. Việt Nam có
đầy đủ điều kiện thuận lợi để quá trình karst hóa
diễn ra mạnh, đó là:
- Hoạt động địa chất diễn ra mạnh nên phần
lớn đá vôi bị dập vỡ, nứt nẻ tạo môi trường
thuận lợi cho nước và khí lưu thông.
- Mưa nhiều, thuận lợi cho quá trình karst
hóa: Nho Quan (1.846 mm/năm), Hòa Bình
(1.862 mm/năm), Lai Châu (2.085 mm/năm),
Tam Đường (2.500 mm/năm), Hòn Gai (1.995
mm/năm), Kẻ Bàng (2.300 mm/năm) v.v. Các
vùng Sơn La, Mộc Châu mưa tuy ít cũng xấp xỉ
1.500 mm/năm.
- Thế giới sinh vật rất phát triển trong điều
kiện nhiệt ẩm cao, giải phóng nhiều khí
CO2 cần thiết cho quá trình karst hóa.
2.2.2 Hang động
Hang động là kết quả độc đáo của quá trình
karst, chỉ có ở các vùng đá vôi. Có những hang
hình thành từ xa xưa, nay được nâng lên rất cao.
Chúng không phát triển thêm nữa do không còn
nước lưu thông (còn gọi là hang “khô”). Nhiều
hang hiện đang hình thành ở phần thấp, gần
ngang bằng với mực nước sông, suối xung
quanh (còn gọi là hang “ướt”). Nước trong hang
lưu thông với nước bên ngoài, có thể chảy ra
hòa với sông suối bên ngoài hoặc ngược lại, có
khi cả một dòng sông, dòng suối biến mất vào
trong hang. Quá trình hình thành hang động
karst thường trải qua 3 giai đoạn là: (1) Giai
đoạn ăn mòn (hòa tan); (2) Giai đoạn xói rửa cơ
học; và (3) Giai đoạn sập đổ.
Giai đoạn ăn mòn bắt đầu ở một khe nứt nào
đó với chỉ một lượng nước rất ít và kéo dài khi
ít, khi nhiều trong cả những giai đoạn sau. Khi
các khe nứt bị ăn mòn rộng ra, nước chảy qua
đó nhiều hơn, nhanh hơn, có thể xói rửa cả
những hạt, mảnh đá lớn hơn
- bắt đầu giai đoạn hai - xói rửa cơ học. Cuối
cùng, khi đá vôi bị ăn mòn, xói rửa đến một
mức nào đó thì có thể xảy ra sập lở, thí dụ sập lở
vòm hang, định hình hang động.Các thành tạo
liên quan đến hang động có thể gồm:
- Các hang động - phát triển trong đá vôi, cấu
tạo đơn giản đến phức tạp, sâu hang chục đến
hàng trăm mét (hang Cống Nước ở Tam Đường,
Lai Châu sâu 602 m), dài vài chục mét đến hàng
chục km (hệ thống hang động ngầm Phong Nha-
Kẻ Bàng, tổng chiều dài đã khảo sát hơn 45
km). Nhiều khối đá vôi lớn có nước ngầm karst
lưu chuyển bên trong, tạo nên những sông ngầm
kỳ vỹ.
- Các kết tủa canxit trong hang động - như
chuông đá, măng đá, rèm đá, cột đá, riềm đá
v.v. (thạch nhũ) hình thù kỳ dị, rất quyến rũ.
- Các kết tủa canxit tại nơi nước karst xuất lộ
trên mặt đất, ngoài cửa hang (tra-véc-tanh) -
thường xốp, rỗng, hình thù kỳ dị, nhiều khi tạo
nên các bậc thềm bằng phẳng Tra-véc-tanh được
tạo nên còn do tác động của vi sinh vật.
2.2.3. Các loại hình karst ở Việt Nam
Việt Nam có một hệ thống karst khá phát
triển, với nhiều dạng địa hình và kiểu cảnh
quan karst đặc sắc, điển hình cho karst nhiệt
đới ẩm, như:
- Karren - là những địa hình karst rất phổ
biến, gồm các hố, hốc, khe, rãnh v.v., hình thù
kỳ dị, kích thước từ rất nhỏ (1-2 mm) đến khá
lớn (5-10 m), lởm chởm, sắc nhọn, rất khó đi lại
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 72
- Phễu, lũng karst - là những nơi địa hình
dạng phễu, kích thước hàng chục đến hàng trăm
mét. Phễu do sập đổ vòm hang thường có vách
đứng, đáy có hang, hốc hút nước mặt, một phần
bị phủ bởi sét, mùn cây và tảng lăn đá vôi.
- Thung lũng karst - là những lũng karst kéo
dài hàng chục kilômét, rộng có khi hàng nghìn
mét, đáy có thể có nguồn lộ nước ngầm và dòng
chảy mặt.
- Thung lũng mù - là đoạn thung lũng bị
chặn, ở phần thấp có một vài hang tiêu nước.
Khi mưa lớn, nước các nơi đổ về, các hang
này bị lấp tắc, không tiêu thoát kịp thì có thể
xảy ra ngập úng như thấy ở Nậm La, Nậm
Muội (Sơn La).
- Cánh đồng karst - là những cánh đồng bằng
phẳng, có thể có dòng chảy mặt, gặp ở Thuận
Châu (Sơn La), Tam Đường (Lai Châu), Quản
Bạ (Hà Giang)
- Đồng bằng gặm mòn - có địa hình tương
đối bằng phẳng, trên có các núi sót, gặp ở Cao
Phong (Hòa Bình), Nà Sản, Mộc Châu, Mai Sơn
(Sơn La) v.v.
- Các dạng địa hình karst nổi cao - gồm các
đỉnh, dãy, khối, tháp v.v., kích thước thay đổi,
hình thù hết sức đa dạng, nổi cao giữa các dạng
địa hình thấp. Cảnh quan karst ở Việt Nam có 3
kiểu tiêu biểu là:
- Cảnh quan karst cụm đỉnh-lũng ở Việt Bắc,
Tây Bắc và Bắc Trung Bộ, gồm các lũng, thung
lũng xen giữa các đỉnh, dãy, cụm đỉnh nổi cao.
- Cảnh quan karst sót ở ven rìa đồng bằng
Bắc Bộ (Hải Phòng, Hà Tây, Ninh Bình, Thanh
Hóa v.v.) gồm các khối đá vôi sót nổi cao trên
đồng bằng.
- Cảnh quan karst Hạ Long là kiểu karst hỗn
hợp có nguồn gốc lục địa bị biển xâm lấn, với
vô số đảo nổi trên mặt nước biển.
3. CƠ SỞ LÝ THUYẾT ĐÁNH GIÁ ĐIỀU
KIỆN ĐỊA KỸ THUẬT CÔNG TRÌNH CÁP
TREO TRÊN ĐỊA HÌNH KARST
Nguyên tắc và yêu cầu tính toán lựa chọn
giải pháp móng công trình trên địa hình Karst.
Khi nền móng công trình đặt trên tầng đá
gốc có hang ở phía dưới, cần xem xét sự ổn
định của khối đá nằm trên hang. Khối đá
được gọi là ổn định trên hang khi vòm hang
của nó có khả năng chịu được tải trọng bản
thân và tải trọng của công trình. Khi đó phát
sinh một hiệu ứng dạng vòm được gọi là
“vòm cuốn” (voussoir arch) - các vòm đá chỉ
chịu tải trọng nén. Những phân tích kết cấu
của Sofianos năm1996 đã chỉ ra rằng, một
vòm trong đá thường bị sập sụt khi chịu nén;
sự phá hoại do cắt tại các tường hang chỉ xuất
hiện khi hang có chiều rộng rất ngắn, và phá
hoại uốn chỉ xảy ra trong vòm có đá phân lớp
mỏng. Phá hoại do các vật liệu lấp nhét trong
các khe nứt không là một đặc trưng của kết
cấu vòm, nó chỉ là một mối nguy hiểm trong
các lớp đá mỏng. Khả năng chịu lực của một
vòm cuốn phụ thuộc vào chiều dày và độ
vồng của nó. Ổn định của tường đỡ có tính
chất quyết định tới tính nguyên vẹn của vòm
cuốn, nhưng không là vấn đề với khối đá nằm
trên hang. Sự phân bố tải trọng trên vòm từ
các lớp đất nằm trên, nền đường hoặc nền
móng công trình sẽ bị giới hạn bởi nó sẽ làm
tăng ứng suất nén. Tải trọng điểm do các
móng cọc hoặc các móng đơn nhỏ có thể dẫn
đến sập sụt của vòm hang bởi sự biến dạng
xoắn và độ uốn cực hạn, và nó chỉ an toàn
khi ứng suất phân bố của chúng phân bố
trong một chiều dày thích hợp trên vòm nén.
Giả thiết sự phân bố tải trọng bên dưới một
góc 450 từ mép đáy móng, thì ở khu vực có
độ sâu bằng 0,7 lần chiều rộng hang là đủ để
đảm bảo cho vòm nén ổn định, và ở độ sâu
nhỏ hơn có thể đặt móng trên một phần lớn
chiều rộng hang. Chiều dày để cho mái đá
nằm trên hang ổn định là tổng hợp của 3
thành phần: chiều dày vòm hang, độ vồng của
vòm và đới phân bố ứng suất. Dựa theo các
yếu tố này có thể xác định giá trị an toàn cho
bất kỳ hang và tải trọng nào đặt trên hang.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 73
Hình 2: Đồ thị biểu diễn mối quan hệ giữa
tải trọng phá hoại với chiều rộng hang
và chiều dày của mái hang với các
chỉ số RMR khác nhau
Qua nghiên cứu trên mô hình 2-D tại trường
đại học Nottingham bằng phương pháp giải tích
sử dụng tiêu chuẩn sai phân hữu hạn liên tục
của chuỗi Lagrăng (FLAC), Lu Zhengxin và
cộng sự đã nghiên cứu các hang karst có chiều
rộng từ 3-50m, ở độ sâu từ 2-10m, diện tích
chịu tải là 1m2 trên bề mặt đất ở trung tâm
hang. Tải trọng được tăng dần cho đến khi phá
hoại xuất hiện ở độ lún 25,4mm. Các hang
trong mô hình hóa được làm từ đá có chỉ số
khối đá RMR khác nhau, thay đổi từ 20-50. Kết
quả nghiên cứu đã chỉ ra mối quan hệ giữa tải
trọng, chiều rộng hang, chiều dày của mái hang
ở các giá trị RMR khác nhau. Sử dụng đồ thị
này cho bất kỳ tải trọng thiết kế nào, với RMR
ước lượng và phỏng đoán chiều rộng hang, ta sẽ
xác định được chiều dày an toàn của mái hang
theo đồ thị hình 2.
Cũng dựa trên phương pháp nghiên cứu này
Lu Zhengxin đã đưa ra giá trị chỉ dẫn cho chiều
dày an toàn phù hợp với các đá có tạo hang có
cường độ khác nhau như thạch cao, đá phần và
đá vôi yếu, đá bazal.
Dựa trên những nghiên cứu của Lu Zhengxin,
có thể xác định được sự ổn định của công trình khi
có hang karst dưới đáy móng và cần phải biết
được ứng suất tại đỉnh mái hang karst.
Sự phân bố ứng suất ở trong đá khi chịu tải
trọng công trình đã được Winterkorn và Fang
đưa ra năm 1975, dựa trên công thức của
Boussinesq coi nền đất đá là một bán không
gian đàn hồi.
zz Iq.
Trong đó:
σz - Ứng suất phân bố dưới đáy móng trong
đá ở độ sâu z
q - Tải trọng phân bố tại đáy móng
Iz - Hệ số ảnh hưởng, phụ thuộc vào loại tải
trọng và vị trí điểm xác định ứng suất. Với các
loại móng có hình dạng cơ bản như hình tròn,
chữ nhật, vuông, Winterkorn và Fang đã đưa ra
các đồ thị để xác định Iz.
Bảng 1: Chiều dày an toàn cho các trƣờng hợp hang trong đá
Tên đá Tải trọng tác
dụng (kPa)
Loại
karst
Chiều rộng
hang (m)
Chiều dày an toàn
mái hang (m)
Đá vôi karst tốt
2000
kI-kIII
kIV
kV
5
5-10
>10
3
5
7
Đá vôi yếu và đá phấn 750 5 5
Thạch cao 500 5 5
Bazan 2000 5-10 3
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 74
Tóm lại: tính toán ổn định nền móng công
trình trên vùng Karst phụ thuộc vào kết quả
xác định kích thước hình học và đặc điểm lấp
nhét cũng như đặc điểm của nước vận động
trong hang.
4. KHẢO SÁT ĐỊA KỸ THUẬT CHO
CÔNG TRÌNH CÁP TREO Ở VÙNG
KARST
Để lựa chon tuyến cáp treo trước đó đã tiến
hành đo vẽ địa hình địa chất công trình địa chất
thủy văn, quan trong và chủ yếu là đo vẽ địa
hình, đặc biệt là trắc dọc địa hình tuyến đã có
kết quả đo vẽ chi tiết. Do đó, nhiệm vụ khảo sát
địa kỹ thuật trên tuyến đã chọn là xác định đặc
điểm các khối trượt và hố sụt Karst ở vị trí đầu
cuối và các chân cột trung gian thỏa mãn đủ các
số liệu tin cậy cho tính toán ổn định lâu dài.
Theo đó, trên tuyến đã chọn cần phải tiến hành
các công tác thăm dò địa vật lý, công tác khoan
khảo sát, công tác thí nghiêm địa chất thủy văn
và công tác thí nghiệm trong phòng. Các công
tác khảo sát có mục đích cụ thể và nội dưng
phương pháp tiến hành như sau đây.
- Công tác thăm dò địa vật lý: công tác này
được tiến hành với mục đích cung cấp thông tin
về biểu đồ điện trở suất biểu kiến và vận tôc
sóng dọc đủ để khái quát đặc điêm nứt nẻ, hang
hốc và chiều dày vỏ phong hóa, làm cơ sở thiết
kế công tác khoan và thí nghiệm địa chất thủy
văn. Theo đó, khi thực hiện công tác này cần áp
dụng đồng thời phương pháp đo mặt cắt điện, đo
sâu điện và phương pháp địa chấn. Trong đó,
kết quả phương pháp đo sâu điện là cơ sở để
thiết kế đo địa chấn
- Công tác khoan khảo sát địa kỹ thuật:
nhiệm vụ của công khoan khảo sát là xác định
chiều dày và độ sâu các lớp đất đá, lấy mẫu thí
nghiệm, xác định chỉ số RQD và TCR (TCR là
tổng chiều dài lõi khoan thu hồi được trong 1
đơn vị chiều dài khoan: Total Core Recovery-
TCR . trong một hiệp khoan TCR>RQD). Các
kết quả khoan khảo sát phải đảm bảo phù hợp
với những thông tin thu được trên diện rộng của
công tác đia vật lý, kết quả định lượng chi tiết
về thí nghiệm cơ lý đá. Thí nghiệm ép nước
hoàn toàn có thể xác lập các chỉ tiêu khối đá cho
việc tính toán ổn định và đánh giá khả năng ổn
định theo thời gian, đồng thời phải thảo mãn
yêu cầu cho thí nghiệm ép nước trong lỗ khoan.
Từ yêu cầu và nhiệm vụ, phương pháp khoan
khảo sát là khoan xoay lấy mẫu kết hợp với bơm
thổi rửa bằng dung dich khoan, với đường kính
khoan không nhỏ hơn 91mm. Số lượng vị trí các
lỗ khoan phụ thuôc vào số lượng và vị trí các
cột và 2 đầu trạm, trong đó ở mỗi chân cột cần
tối thiểu 1 lỗ khoan để đảm bảo độ chính xác và
tin cậy các thông tin cho đánh giá khối đá và có
thể là lỗ khoan để bơm phụt vứa xi măng giải
quyết các hố sụt Karst nếu thấy cần thiết.
- Công tác ép nước thí nghiệm: ép nước thí
nghiệm được tiến hành trong các lỗ khoan có đá
nứt nẻ xác định bởi dấu hiệu mất nước khi
khoan và chỉ số RQD ở các hiệp khoan. Mục
đích ép nước để biết về quy mô của đới nứt nẻ,
đặc điểm lấp nhất và sự liên thông giữa các
hang hốc karst thông qua lưu lương mất nước ở
các cấp áp lực ép tăng từ thấp đến cao. Chiều
dày và độ sâu các đoạn ép được xác định bởi kết
quả đánh giá từ các thông tin thu được của công
tác khoan.
- Công tác thí nghiệm: để có số liệu về
cường độ kháng nén và các đặc trưng kháng cắt
của đá phục vụ xác lập các chỉ tiêu khối đá,
trong các thí nghiệm cần tiến hành nén dọc trục
nở hông và nén đường sinh theo phương pháp
Braxin xác định ứng suất kéo. Thí nghiệm nén
được tiến hành trên các lõi khoan thu được
trong quá trình khoan.
Ngoài các phương pháp đang được áp dụng
phổ biến trong thực tế, hiện bay còn có nhiều
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 75
phương pháp với công nghệ hiện đại, trong đó
đáng lưu ý là phương pháp Camera lỗ khoan
chụp ảnh lỗ khoan. Bằng thông tin ảnh 3 chiều
các khe nứt trong lỗ khoan với phần mềm xử lý
đồng bộ, kết quả camera lỗ khoan cho biết
phương vị đường phương của hệ thống khe nứt
cho việc đánh giá chỉ số khối đá
5. KẾT LUẬN
Công trình cáp treo là một dạng công trình
đặc biệt về lực tác dụng xuống móng, đặc biệt
hơn khi xây dựng chúng trên vùng núi Karst
thường có điều kiện địa hình phức tạp với quy
luật biến đổi cấu trúc hang và nứt nẻ theo không
gian và thời gian là bất định. Vì vậy, để có số
liệu tin cậy và chính xác, các nội dung đã trình
bày chỉ mang tính nguyên tăc, còn phương án
chi tiết sẽ tùy thuộc vào đặc điểm quy mô của
công trình cụ thể và điều kiện thực tế của từng
khu vực
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Phạm Văn Trung (2006), Phương pháp
mới tính hệ kết cấu dây và mái treo, Luận án
tiến sĩ kỹ thuật,
[2].Trần Thượng Bình Cơ học khối đa
NXBXD 2017
[3].Alfred Pugsley (1957), The theory of
suspension Bridges, Edward anord LTD,
London, 136 trang
[4]. PENG Fei, JIANG Ming, LIU Kai,
ZHAO Fei <Structure Design of Support Frame
of Cableway on Car for Emergency> China
Electric Power Research Institute, Beijing
[6]TCVN tính toán nền móng cho thiết kế
công trình dân dụng công nghiệp
[7] V Địa chất công trình chuyên môn < bản
dịch tiếng Nga NXB KHKT 1984
Người phản biện: PGS,TS. TRẦN MẠNH LIỂU
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 76
NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG ỨNG DỤNG PHẦN MỀM PLAXIS 3D TRONG PHÂN TÍCH TƯƠNG TÁC KẾT CẤU-MÓNG-ĐẤT NỀN
LÀM VIỆC ĐỒNG THỜI
HOÀNG NGỌC TRIỀU*,**
, LÊ BÁ VINH*,**
Research on the possibility of Plaxis 3D for analysing interaction of the
superstructure-foundation-soil system working together
Abstract: Over the last few years, the design works have been seperated from the
design of superstructure and the foundation system. The special structure softwares
are often used to analyze the behaivour and design the struture above with the model
which assumes that the supperstructure is fixed at the foot of the reinforced concrete
columns and core walls. In this design concept, assuming the above structures fixed at
the base means that the building is built on hard ground (without settlement) and does
not really simulate the true behaviour of the building. The reason is that the ground is
not completely hard which results in irregular settlement of the ground. This settlement
between coulumns will lead to the increasing internal force values in the
superstructure above. The reason for the conventional concept has been used up to
now is that it is difficult to model a whole system including supperstructure, foundation
system and soil to ananlyze the soil-structure interaction. However, today as a result of
the development of finite element software, this problems can be solved. In this study,
PLAXIS 3D will be used to ananlyse the behaviours of the superstructure-foundation-
soil system working together. After analysis, the results of calculating the settlement
according to the construction time, the results of the raft-pile load distribution and the
vertical force values in the piles were compared with the field-measured values to
prove the reliability of PLAXIS 3D finite element software for simultaneous analysis of
superstructure-foundation-soil system behavior.
Keywords: soil-structure interaction, fixed-base, PLAXIS 3D, reliability,
superstructure-foundation-soil system behavior.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ *
Ngày nay, cùng với sự phát triển ngày càng
nhanh của các thành phố trên thế giới dẫn đến
nhu cầu các công trình xây dựng ngày càng
phát triển về số lượng và chiều cao. Do đó
công tác thiết kế cũng ngày càng phát triển
không ngừng để đảm bảo các công trình xây
dựng không chỉ đảm bảo an toàn cho người sử
dụng mà còn hướng đến mục đích tối ưu hóa
* Bộ môn Địa cơ - Nền móng, Khoa Kỹ Thuật Xây
Dựng, Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM ** Đại Học Quốc Gia Thành Phố Hồ Chí Minh.
Tác giả liên hệ: [email protected]
bài toán thiết kế. Từ trước đến nay, một công
trình xây dựng khi thiết kế thường được tách
riêng giữa thiết kế kết cấu bên trên và thiết
kế hệ móng-đất nền bên dưới. Phần mềm
ETABS thường được sử dụng để phân tích
ứng xử và thiết kế kết cấu bên trên với sơ đồ
tính xem kết cấu ngàm tại chân cột, vách. Sau
đó, các giá trị phản lực tại chân cột, vách này
được sử dụng để phân tích và thiết kế hệ
móng-đất nền bên dưới. Trong quan niệm
thiết kế này, việc xem kết cấu bên trên ngàm
tại chân cột đồng nghĩa với việc giả sử công
trình được xây dựng trên nền đất cứng
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 77
(không biến dạng) và không thực sự mô
phỏng đúng ứng xử thật của công trình do
thực tế nền đất không hoàn toàn cứng dẫn
đến độ lún không đều của nền đất. Độ lún
lệch này sẽ dẫn đến giá trị nội lực trong
khung có sự sai khác nhiều so với ứng xử
thực tế của công trình. Sở dĩ cách tính riêng
rẽ từng phần từ trước đến nay vẫn được sử
dụng vì việc giải quyết tính toán sự làm việc
chung đồng thời giữa kết cấu-móng- đất nền
còn gặp nhiều khó khăn. Ngày nay, cùng với
sự phát triển của các phần mềm phần tử hữu
hạn ứng dụng trong xây dựng việc phân tích
hệ kết cấu-móng-đất nền làm việc đồng thời
đã được đơn giản hóa, một trong số đó là
phần mềm PLAXIS 3D. Trong nghiên cứu
này, phần mềm PLAXIS 3D sẽ được sử dụng
để phân tích ứng xử hệ kết cấu-móng-đất nền
làm việc đồng thời cho công trình
Messesturm Tower. Các ứng xử của hệ
móng- đất nền gồm độ lún nền, sự phân chia
tải giữa bè-cọc và giá trị nội lực trong cọc sẽ
được so sánh giữa kết quả tính toán với giá
trị quan trắc thực tế để từ đó thấy được khả
năng ứng dụng của phần mềm PLAXIS 3D.
Ngoài ra, để chứng minh mức độ tin cậy của
phần mềm PLAXIS 3D trong việc phân tích
ứng xử của hệ kết cấu bên trên, nghiên cứu
này cũng so sánh kết quả nội lực moment và
lực cắt giữa phần mềm PLAXIS 3D với kết
quả phân tích từ phần mềm ETABS. Từ đó có
thể thấy được khả năng ứng dụng phần mềm
PLAXIS 3D trong việc phân tích và thiết kế
công trình có xét đến tương tác hệ kết cấu-
móng-đất nền làm việc đồng thời.
2. CÔNG TRÌNH NGHIÊN CỨU
MESSETURM TOWER
2.1. Tổng quan công trình
Messeturm Tower là tòa nhà chọc trời ở
thành phố Frankfurt am Main nước Đức. Công
trình được xây dựng năm 1990 và là tòa nhà cao
thứ hai của Đức với tổng chiều cao 257 m gồm
63 tầng nổi và 2 tầng hầm.
Hình 1: Công trình Messeturm Tower
Hình 2: Mặt cắt đứng công trình [4]
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 78
2.2. Kết cấu phƣơng đứng công trình
Công trình sử dụng giải pháp kết cấu hình
ống được cấu tạo bằng một ống bao xung quanh
nhà gồm hệ thống cột, dầm và phía trong nhà là
hệ lõi, vách cứng (Hình 2). Trong đó hệ cột
được bố trí xung quanh cách nhau 3,6 m có kích
thước 0,8x0,8 m tại tầng 7 và thay đổi tiết diện 5
cm đến kích thước 0,3x0,3 m ở tầng trên cùng.
Đối với hệ vách chịu lực sử dụng vách bê tông
cốt thép có chiều dày 64 cm đối với vách tầng
hầm và hệ vách lõi bên trong công trình chọn
tiết diện vách dày 22 cm.
2.3. Kết cấu phƣơng ngang công trình
Công trình được thiết kế theo giải pháp sàn
bê tông cốt thép kết hợp với hệ dầm (Hình 3).
Trong đó bản sàn có chiều dày 22 cm và hệ dầm
chính, dầm phụ có kích thước lần lượt 40 x 80
cm và 20x40 cm.
Hình 3: Kết cấu vách và hệ cột xung quanh
công trình [4]
Hình 4: Mặt bằng kết cấu công trình tầng trệt
đến tầng 6 [4]
Hình 5: Mặt bằng kết cấu công trình tầng
điển hình tầng 7 đến tầng 58 [4]
Hình 6: Mặt bằng kết cấu công trình
tầng 59 đến tầng 60 [4]
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 79
2.3. Kết cấu móng công trình
Giải pháp nền móng được sử dụng là giải
pháp móng bè cọc kết hợp với phần bè có kích
thước 58,8 m x 58,8 m (Hình 7) và chiều dày
thay đổi từ 3 m ở biên đến 6 m ở khu vực tâm
móng. Phần cọc sử dụng phương án cọc khoan
nhồi có đường kính 1,3 m với ba loại chiều dài
cọc giảm dần từ tâm móng đến biên được thể
hiện trên Hình 7. Ở khu vực tâm móng bố trí 16
cọc với chiều dài mỗi cọc 34,9 m, trong khi đó ở
khu vực xung quanh phần tâm móng bố trí 20
cọc với chiều dài 30,9 m và phần biên ngoài
cùng bố trí 28 cọc với chiều dài mỗi cọc 26,9 m.
2.4. Địa chất công trình
Công trình được xây dựng ở khu vực có mặt
cắt địa chất như Hình 8, gồm lớp đất đá san lấp
dày 8-10 m ở trên mặt. Bên dưới lớp san lấp là
lớp đất sét Frankfurt đến độ sâu khoảng 70 m.
Mực nước ngầm khu vực ở độ sâu khoảng 4,5-
5,0 m so với mặt đất tự nhiên.
Hình 7: Mặt bằng bố trí cọc trong bè công trình
Messeturm Tower [1]
Hình 8: Mặt cắt địa chất khu vực Frankfurt am
Main (Katzenbach et al. [2])
3. PHÂN TÍCH HỆ KẾT CẤU-MÓNG-
ĐẤT NỀN LÀM VIỆC ĐỒNG THỜI
TRONG PHẦN MỀM PLAXIS 3D
Trong nghiên cứu này, hệ kết cấu-móng-đất
nền công trình Messesturm Tower được mô
phỏng trong PLAXIS 3D (Hình 9). Sau khi phân
tích, kết quả tính toán độ lún theo thời gian thi
công và kết quả phân chia tải giữa bè và cọc
được so sánh với kết quả quan trắc thực tế để
chứng minh mức độ tin cậy của phần mềm phần
tử hữu hạn PLAXIS 3D-2018 trong việc phân
tích ứng xử hệ kết cấu-móng-đất nền làm việc
đồng thời.
3.1. Thông số kết cấu mô phỏng
Kết cấu cột, vách, lõi sử dụng vật liệu bê
tông mác B45 và dầm, sàn sử dụng bê tông
mác B35 với các thông số trình bày trong
Bảng 1.
Kết cấu móng sử dụng vật liệu bê tông
với các thông số mô phỏng trình bày trong
Bảng 2.
3.2. Thông số địa chất mô phỏng
Địa chất công trình được mô phỏng dựa trên
mặt cắt địa chất khu vực Frankfurt am Main như
Hình 8 và các thông số địa chất được tóm tắt
trong Bảng 3.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 80
Bảng 1: Thông số vật liệu cột, vách, lõi, dầm, sàn trong mô phỏng
Các thông số Ký hiệu Bê tông B45 Bê tông B35
Module đàn hồi E (MN/m2) 37500 34500
Hệ số Poisson m 0,2 0,2
Trọng lượng riêng g (kN/m3) 25 25
Bảng 2: Thông số vật liệu bè và cọc trong mô phỏng (Reul 2000) [5]
Các thông số Ký hiệu Bè Cọc
Module đàn hồi E (MN/m2) 34000 25000
Hệ số Poisson m 0,2 0,2
Trọng lượng riêng g (kN/m3) 25 25
Bảng 3: Bảng tổng hợp các thông số địa chất [7]
Lớp đất 1.
Sand and Gravel
2.
Frankfurt clay
3.
Frankfurt limestone
Type HSM HSM MCM
g (kN/m3) 18 18,7 22
E50ref
(kN/m2) 75000 50000 2000000
Eoedref
(kN/m2) 75000 50000
Eurref
(kN/m2) 225000 150000
Pref
(kN/m2) 100 100
m 1,0 0,85
c' (kN/m2) 0 20 1000
j' (o) 30 20 15
3.3. Kết quả độ lún theo thời gian
Giá trị độ lún theo thời gian trong phần
mềm PLAXIS 3D được tính toán tại các thời
điểm thi công công trình tương ứng với giá trị
tổng tải trọng được đo tại hiện trường như
Bảng 4. Sau đó, các giá trị độ lún này được so
sánh với kết quả độ lún quan trắc thực tế như
Hình 10.
Bảng 4: Bảng giá trị tải trọng tác dụng lên công trình tại từng giai đoạn thi công [2]
Giai đoạn Thời gian
(tháng)
Tải trọng đo tại hiện trƣờng
(MN)
1A 0,25 402
1B 6,3 891
2 14,1 1562,3
3 32 1880
4 121 1880
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 81
Hình 9: Mô hình hệ kết cấu-móng-đất nền (SSI)
trong PLAXIS 3D
Hình 10: Độ lún công trình theo các
giai đoạn thi công
Kết quả độ lún theo thời gian khi phân tích
trong phần mềm PLAXIS 3D có sự chênh lệch
không quá lớn so với giá trị quan trắc thực tế.
Các giá trị chênh lệch này dao động trong
khoảng 8 mm và phần trăm chênh lệch luôn nhỏ
hơn 20 %.
3.4. Kết quả độ lún ổn định
Kết quả độ lún ổn định được tính toán từ
phần mềm PLAXIS 3D được so sánh với kết
quả phân tích của tác giả Ashutosh Kumar [1].
Trong đó, độ lún ổn định tại tâm móng là 17,01
cm gần như tương đương với kết quả phân tích
của tác giả Ashutosh Kumar với 16,95 cm [1].
3.5. Kết quả phân chia tải giữa bè và cọc
Kết quả phân chia tải giữa bè và cọc trong
phần mềm PLAXIS 3D được tính toán tại thời
điểm 121 tháng sau đó so sánh với giá trị quan
trắc thực tế. Trong đó kết quả phân tích từ phần
mềm PLAXIS 3D cho kết quả phần trăm tải
trọng do bè gánh chịu chiếm 44,3 %, giá trị này
chênh lệch khoảng 3 % so với kết quả quan trắc
thực tế với 42 % [3].
Hình 11: Kết quả độ lún ổn định
trong PLAXIS 3D
Hình 12: Lực dọc phân bố dọc
theo chiều dài cọc
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 82
Kết quả lực dọc trong cọc có sự chênh lệch
đáng kể giữa giá trị quan trắc thực tế [1] và khi
phân tích trong PLAXIS 3D, đặc biệt là các
nhóm các cọc ở tâm móng, Hình 12. Đối với
nhóm cọc ngoài cùng (Outer ring pile) các giá
trị lực dọc trong cọc so sự chênh lệch nhỏ, dao
động trong khoảng 300 kN và phần trăm chênh
lệch nhỏ hơn 15%, riêng tại vị trí đỉnh cọc có
phần trăm chênh lệch nhỏ nhất với 7,7 % (Bảng
5). Đối với nhóm cọc ở trung tâm (Inner ring
pile), giá trị lực dọc trong cọc có sự chênh lệch
đáng kể với giá trị chênh lệch dao động trong
khoảng 1,8 MN và phần trăm chênh lệch nhỏ
hơn 38 %. Trong đó, giá trị chênh lệch tại vị trí
đầu cọc được trình bày trong Bảng 5 với phần
trăm chênh lệch là 14,4%.
Bảng 5: Bảng so sánh kết quả phân tích PLAXIS và giá trị quan trắc thực tế
Giá trị quan trắc
[1]
Kết quả tính toán
trong PLAXIS 3D
(%)
sai khác
Chia tải giữa bè-cọc 0,43 0,44 2,3%
Độ lún (cm) 14,4 15,2 5,5%
Tải trọng truyền vào cọc (Inner pile) 9,7 11,1 14,4%
Tải trọng truyền vào cọc (outer pile) 7,8 7,2 7,7%
4. KHẢ NĂNG PHÂN TÍCH ỨNG XỬ
KẾT CẤU CỦA PHẦN MỀM PLAXIS 3D
Trong nghiên cứu này phần mềm PLAXIS
3D [8] và phần mềm ETABS [9] sẽ được sử
dụng để phân tích ứng xử của kết cấu bên trên.
Sau đó, các kết quả nội lực (moment, lực cắt)
của kết cấu bên trên được so sánh giữa hai
phương pháp phân tích. Từ đó có thể thấy được
khả năng ứng dụng phần mềm PLAXIS 3D
trong việc phân tích và thiết kế công trình có xét
đến tương tác hệ kết cấu-móng-đất nền làm việc
đồng thời.
Hình 13: Mô hình phân tích ứng xử kết cấu
trong phần mềm ETABS
Hình 14: Mô hình phân tích ứng xử kết cấu
trong phần mềm PLAXIS 3D
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 83
4.1. Thông số đất nền
Theo như nghiên cứu của tác giả Granano,
Fargnoli, Boldini và Amorosi [6], cũng như theo
quy định của PLAXIS khi mô phỏng luôn có đất
nền bên dưới, để chuẩn hóa ngàm giữa 2 mô
hình, thì trong PLAXIS 3D-2018 nền đất được
mô phỏng có module đàn hồi là 750Gpa, hệ số
poison bằng 0. Theo nghiên cứu khi tiến hành
chia lưới phần tử hữu hạn trong PLAXIS 3D chỉ
cần chia lưới mịn vừa là tương ứng với chức
năng chia lưới tự động trong ETABS.
4.2. So sánh kết quả
Kết quả nội lực moment và lực cắt trong dầm
DC1 có sự chênh lệch không nhiều giữa PLAXIS
3D và ETABS. Các giá trị moment có sự chênh
lệch trong khoảng nhỏ hơn 8,5% giữa hai phương
pháp. Trong khi đó giá trị lực cắt giữa hai mô hình
phân tích chênh lệch khoảng 20 kN.
Hình 15: Vị trí dầm DC1 và DC2
Bảng 6: Nội lực trong dầm DC1
ETABS PLAXIS 3D-2018 (%) sai khác
Moment
(kN.m)
Mmax 414,6 442,9 6,8%
Mmin 1383,3 1265,8 8,5%
Lực cắt
(kN)
Qmax 330,8 311,2 5,9%
Qmin -20,9 -42,9 105%
Đối với dầm DC2, kết quả phân tích nội lực
moment và lực cắt trong PLAXIS 3D gần như
tương tự với kết quả phân tích trong ETABS. Kết
quả phân tích trong PLAXIS 3D cho kết quả nhỏ
hơn ETABS đối với cả moment và lực cắt. Tuy
nhiên, các giá trị chênh lệch giữa hai phương
pháp phân tích khá nhỏ chỉ khoảng 4% đối với
giá trị moment và 5% đối với giá trị lực cắt.
Bảng 7: Nội lực trong dầm DC2
ETABS PLAXIS 3D-2018 (%) sai khác
Moment (kN.m) Mmax 298,7 287,0 3,9%
Mmin 332,1 321,5 3,2%
Lực cắt (kN) Qmax 270,4 256,0 5.3%
D
C
1
DC2
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 84
5. KẾT LUẬN
Nghiên cứu này đã sử dụng phần mềm
PLAXIS 3D-2018 để phân tích ứng xử hệ kết
cấu-móng-đất nền làm việc đồng thời cho công
trình Messesturm Tower. Đối với ứng xử móng-
đất nền, phần mềm PLAXIS 3D cho kết quả độ
lún theo thời gian, kết quả phân chia tải giữa bè-
cọc và kết quả lực dọc trong cọc có sự chênh
lệch không nhiều so với giá trị quan trắc thực tế.
Trong đó, các giá trị độ lún theo thời gian có sự
chênh lệch nhỏ hơn 8 mm so với giá trị quan
trắc và kết quả phân chia tải giữa bè-cọc chỉ
chênh lệch nhau 3%. Từ đó thấy được khả năng
ứng dụng của phần mềm PLAXIS 3D-2018
trong việc phân tích ứng xử của hệ móng bè-
cọc-đất nền làm việc đồng thời.
Ngoài ra, nghiên cứu này còn phân tích ứng xử
của hệ kết cấu bên trên trong phần mềm PLAXIS
3D, từ đó so sánh với kết quả phân tích theo
phương pháp thông dụng sử dụng phần mềm
ETABS để thấy được khả năng sử dụng phần mềm
PLAXIS 3D để phân tích các giá trị nội lực
moment và lực cắt của kết cấu bên trên. Từ kết quả
so sánh, nhận thấy các giá trị moment trong dầm
giữa hai phương pháp phân tích chênh lệch không
lớn chỉ khoảng nhỏ hơn 8% và đối với giá trị lực
cắt thì giá trị chênh lệch khoảng nhỏ hơn 20kN.
Nguyên nhân sai lệch này là do các phần tử thanh
trong PLAXIS 3D không chịu xoắn và khi thanh
càng chịu xoắn thì kết quả sai lệch này càng lớn.
Lời cảm ơn
Chúng tôi xin cảm ơn Trường Đại học Bách
Khoa, ĐHQG-HCM đã hỗ trợ thời gian, phương
tiện và cơ sở vật chất cho nghiên cứu này.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Ashutosh Kumar, Deepankar Choudhury
and Roft Katzenbach, “Effect of Earthquake on
Combined Pile-Raft Foundation”, International
Journal of Geomechanics, vol. 16, no. 5, 2016.
[2] Rolf Katzenbach, Gregor Bachmann and
Hendrik Ramm, “Combined Pile Raft
Foundations (CPRF): An Appropriate Solution
For The Foundations of High-Rise Buildings”,
Slovak Journal of Civil Engineering, vol. 3, pp.
19-29, 2005.
[3] Phung Duc Long, “Piled Raft-A Cost-
Effective Foundation Method for High-Rises”,
Geotechnical Engineering Journal of the
SEAGS & AGSSEA, vol. 41, no. 3, 2010.
[4] Sommer, H., Katzenbach, R., and
DeBeneditis, “Lát Verformungsverhalten des
mesturmes Frank am Mai”, Vortrage dẻ
Baugrundtagung in Karlsruhe, DGGT, Essen,
Germany, pp. 371-380, 1990.
[5] Reul, O., “In situ-Messungen und
numerische stuien Zum Tragverhalten der
Kombinierten Pfahl-plattengtundung.”,
Mitteilungen des Institutes und der
versuchsanstalt fur Geotechnik ser
Technischen Universitat Darmstadt, Heft 53
(in German), 2000.
[6] Gragnano C. G., Farnoli V., Boldini D. and
Amorosi A , “Comparison of Structural Elements
Response in PLAXIS 3D and SAP 2000”, Spring
issue 2014, PLAXIS bulletin, 2014.
[7] Amann, P./ Breth, “Verformungsverhalten
des Baugrundes beim Baugrubenaushub und
anschließendem Hochhausbau am Beispiel des
Frankfurter Ton Mitteilungen der
Versuchsanstalt für Bodenmechanik und
Grundbau der Technischen Hochschule
Darmstadt”, (1975).
[8] PLAXIS 3D Manual 2018.
[9] ETABS Manual 2017
Người phản biện: GS,TS. NGUYỄN CÔNG MẪN
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 85
NGHIÊN CỨU, ĐỀ XUẤT HÌNH DẠNG MẮT CẮT NGANG, KẾT CẤU CHỐNG PHÙ HỢP CHO ĐƯỜNG LÕ ĐÀO QUA KHU VỰC CÓ ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT PHỨC TẠP, ĐẤT ĐÁ
BỞ RỜI, MỀM YẾU
NGÔ DOÃN HÀO*
Research and recommendation of suitable shapes and supports of
roadways excavated in the complex geological conditions, in the loose
and weak rocks
Abstract: After investigation of existing shapes and supports which are using
in 145 roadways in 12 underground mines at Vinacomin, author has been
analyzed, evaluated for suitable and unsuitable of conditions of shapes and
supports in the detail geological conditions, where located roadways.
Basing on the results of appropriated analysis and evaluation, combination
with research results of selection of supports for some underground mines in
Vinacomin, and Dong Bac corporation-Ministry of defense author proposed
solution to raise the stability of roadways by the selection of suitable shapes
and supports in case of roadways excavated in the complex geological
conditions, in loose and weak rocks or in the coal seams.
Recommendations to raise the stability of roadways by using the combination
of methods the selection suitable shapes and supports for the detail geological
conditions have been effectively used in the production reality.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ *
Trong những năm qua, các công ty khai thác
than hầm lò thuộc Tập đoàn Công nghiệp Than-
Khoáng sản Việt Nam đã và đang mở rộng diện
khai thác và khai thác xuống sâu. Khi khai thác
xuống sâu, thường gặp điều kiện địa chất mỏ
phức tạp; đặc biệt là khi gặp đất đá bở rời, mềm
yếu dẫn đến sạt lở gương đào hoặc mất ổn định
ở các đường lò đã đưa vào sử dụng dẫn tới phải
xén, chống gia cường liên tục. Sự mất ổn định
của đường lò đã dẫn tới chi phí trong khi đào lò
cũng như chi phí bảo vệ đường lò suốt quá trình
sử dụng sau này tăng cao, thậm chí có thể dẫn
tới mất an toàn cho người và thiết bị. Có nhiều
nguyên nhân dẫn tới sự mất ổn định của đường
lò, song một trong những nguyên nhân quan
* Đại học Mỏ-Địa Chất
Số 18 Phố Viên - Phường Đức Thắng - Quận Bắc Từ
Liêm - Hà Nội
trọng là việc lựa chọn hình dạng mặt cắt ngang
đường lò và kết cấu chống chưa thực sự phù
hợp với điều kiện áp lực mỏ.
2. KHẢO SÁT HÌNH DẠNG MẶT CẮT
NGANG ĐƢỜNG LÕ VÀ CÁC LOẠI HÌNH
KẾT CẤU CHỐNG ĐANG SỬ DỤNG Ở
CÁC CÔNG TY KHAI THÁC THAN HẦM
LÕ THUỘC TKV
Để có kết quả đánh giá sự phù hợp sự lựa
chọn hình dạng mặt cắt ngang đường lò và các
loại hình kết cấu chống ban đầu ở các đường lò
của các công ty khai thác than hầm lò thuộc
TKV; chúng tôi đã tiến hành khảo sát 145
đường lò trong 12 công ty thuộc Tập đoàn
Công nghiệp Than – Khoáng sản Việt Nam.
Các công ty mà chúng tôi đã tiến hành khảo sát
trải suốt từ Mạo Khê đến Cẩm Phả - Quảng
Ninh. Các mỏ than được khảo sát là các mỏ
Than Mạo Khê, Than Nam Mẫu, Than Hồng
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 86
Thái, Than Uông Bí, Than Vàng Danh, Than
Hà Lầm, Than Núi Béo, Than Hạ Long, Than
Hòn Gai, Than Thống Nhất, Than Mông
Dương, Than Khe Chàm.
Các đường lò được khảo sát gồm các đường
lò xuyên vỉa vận tải, lò dọc vỉa vận tải trong
than, dọc vỉa trong đá; các thượng trong than và
thượng trong đá; lò cắt mở lò chợ; ngầm vận tải;
lò chứa nước, hầm bơm; giếng nghiêng, bun ke
tháo than, … Các lò có hình dạng tiết ngang là
hình vòm, tường thẳng hoặc lò hình thang. Các
đường lò được khảo sát có hệ số kiên cố của đất
đá (f) có giải tương đối rộng, f =1†10; diện tích
tiết diện ngang đào (Sđ) được chia thành 3
nhóm: nhóm có tiết diện đào tới 11m2, nhóm có
(11Sđ ≤ 20)m2 và nhóm có Sđ 20m
2.
Các đường lò này được thiết kế bởi 3 đơn vị
là: Công ty CP tư vấn đầu tư Mỏ và công nghiệp
– Vinacomin; Viện khoa học công nghệ mỏ -
Vinacomin; Viện nghiên cứu thiết kế Nam Kinh
– Trung Quốc. Trong 145 đường lò của 12 công
ty (mỏ) được khảo sát có:
- 10 mỏ với 121 đường lò được thiết kế bởi
Công ty CP tư vấn đầu tư Mỏ và công nghiệp -
Vinacomin, chiếm 83,45;
- 01 mỏ với 12 đường lò được thiết kế bởi
Viện khoa học công nghệ mỏ -Vinacomin,
chiếm 8,275;
- 01 mỏ với 12 đường lò được thiết kế bởi
Viện nghiên cứu thiết kế Nam Kinh – Trung
Quốc, chiếm 8,275;
Kết quả khảo sát hình dạng mặt cắt ngang
đường lò và kết cấu chống của 145 đường lò
thuộc 12 mỏ được chúng tôi thống kê trên
bảng 1.
3. NHẬN XÉT KẾT QUẢ KHẢO SÁT
VIỆC LỰA CHỌN HÌNH DẠNG MẶT CẮT
NGANG VÀ KẾT CẤU CHỐNG CỦA CÁC
MỎ THAN HẦM LÕ THUỘC TKV
Từ nghiên cứu tài liệu thiết kế ở phòng kỹ
thuât, thực tế khảo sát hiện trường và kết quả
bảng tổng hợp thông số cơ bản trên bảng 1 của
các đường lò, chúng tôi thấy:
* Việc thiết kế hình dạng mắt cắt ngang
đường lò và các loại kết cấu chống ở đây cơ
bản là phù hợp với điều kiện địa chất mỏ thể
hiện qua loại đất đá, than, hệ số kiên cố, tính
chất phay phá của đất đá mà các đường lò
đào qua.
* Tuy nhiên, còn có một số trường hợp sử
dụng hình dạng mặt cắt ngang và kết cấu chống
chưa thực sự phù hợp, mà theo chúng tôi đây
cũng có thể là nguyên nhân làm cho đường lò
sau này bị ổn định, thậm chí có thể lò bị mất ổn
định ngay khi đào như:
- Về hình dạng mặt cắt ngang đường lò:
+ Có tới 129 đường lò có tiết diện là hình
vòm tường thẳng, chiếm 88,96 cho tất cả
các điều kiện địa chất mỏ f=1†10 (11,04 còn
lại là hình thang và hình tròn là do chức năng
của đường lò, chứ không phải vì điều kiện địa
chất mỏ), trong khi chỉ tính riêng trong đất đá
mềm yếu f=1†3 đã là 46 đường lò, chiếm
31,7%;
+ Chỉ có 3 đường lò có vòm ngược, chiếm
2,069. Số lò này chỉ thiết kế khi đào qua phay.
Trong khi đó số đường lò đào qua đất đá yếu có
f=1†3 chiếm 31,72;
+ Một số đường lò đào qua than hoặc đất đá
yếu (f=1-3), có tiết diện đào lớn không những
không sử dụng tường xiên, mà còn sử dụng vòm
thấp (vòm 3 tâm). Ví dụ như các đường lò sau:
Lò dọc vỉa thông gió mức -35LC I-6C-1 của
mỏ Thống Nhất, đào qua đất đá có hệ số kiên cố
f=2, diện tích đào là 9,5m2, chống lò bằng thép
SVP-17;
Thượng rót than -150 ÷-60 V9B(44B)-1-TK
mỏ Tràng Bạch, đào trong than, có hệ số kiên cố
f=1, diện tích đào là 9,6m2, chống lò bằng thép
SVP-17;
Ga nhận than-150/V.9B(44B)-TK mỏ
Tràng Bạch, đào trong than, có hệ số kiên cố
f=3, diện tích đào là 16,67m2, chống lò bằng
thép SVP-27.
- Về kết cấu chống lò:
+ Kết cấu chống bị động: Kết cấu chống bị
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 87
động được thiết kế cho 123 đường lò, chiếm tới
84,8. Trong khi đất đá mềm yếu f=1-3 chiếm
31,72, nếu kể f=1-4 thì con số này còn lớn
hơn nhiều.
+ Kết cấu chống tích cực: Trong 145 đường
lò được khảo sát ngẫu nhiên, do 3 đơn vị thiết
kế chỉ có 13 đường lò được thiết kế kết cấu
chống tích cực bằng neo + bê tông phun, chiếm
8,97, đây là loại kết cấu nâng cao khả năng tự
mang tải của khối đá. Điều đáng nói ở đây là
trong số 13 đường lò này, có tới 5 đường lò của
mỏ Hà Lầm do Viện nghiên cứu thiết kế Nam
Kinh - Trung Quốc thiết kế.
+ Phối hợp giữa các kết cấu chống: có 9
đường lò phối hợp giữa kết cấu chống bị động
và kết cấu chống chủ động (Neo + Bê tông cốt
thép liền khối), chiếm 6,21. Song, trong số 9
đường lò này, có tới 7 đường lò của mỏ Hà Lầm
do Viện nghiên cứu thiết kế Nam Kinh - Trung
Quốc thiết kế (tổng số đường lò khảo sát của mỏ
Hà Lầm là 12 đường lò), đây là vấn đề cần quan
tâm của những người thiết kế.
Bảng 1: Tổng hợp kết quả khảo sát hình dạng mặt cắt ngang đƣờng lò
và kết cấu chống 145 đƣờng lò thuộc TKV
TT
Mỏ
Tỷ lệ Tổng
số lò
Hệ
số
kiên
cố (f)
Đ ất
đá
yếu,
f=1-3
Diện tích đào,
m2 Hình dạng mặt cắt ngang đường lò Vật liệu + Kết cấu chống
Tới
11
11˂
Sđ
≤ 20
> 20
Hình
tròn
*
Hình
thang
**
1 tâm
tƣờn
g
thẳng
3 tâm
tƣờn
g
thẳng
Vòm
ngƣợ
c
***
Tƣờn
g
xiên
Gỗ
**** Thép
BTCT
lƣu vì
Neo+
BTCT
+BTP
Neo
+ BT
phun
1 MẠO KHÊ 14 2÷10 5 4 5 5 1 2 9 0 2 0 2 9 0 2 1
tổng số lò 35,71 28,6 35,7 35,7 7,1 14,3 64,3 0,0 14,3 0,0 14,3 64,3 0,0 14,3 7,1
2 VÀNG DANH 12 1÷8 4 7 3 2 0 1 11 0 0 0 0 8 2 0 2
tổng số lò 33,33 58,3 25,0 16,7 0,0 8,3 91,7 0,0 0.0 0,0 0,0 66,7 16,7 0,0 16,7
3 NAM MẪU 13 1÷8 4 4 5 4 0 1 11 1 0 0 1 9 3 0 0
tổng số lò 30,77 30,8 38,5 0,31 0 7,69 84,6 7,7 0 0 7,7 69,2 23,1 0 0
4 TRÀNG BẠCH 12 1÷8 5 5 6 1 0 0 10 3 0 0 1 8 2 0 1
tổng số lò 41,67 41,7 50 8,33 0 0 83,3 25 0 0 8,33 66,7 16,7 0 8,33
5 THÀNH CÔNG 12 2÷8 3 6 4 2 0 1 7 4 0 0 2 8 2 0 0
tổng số lò 25,00 50 33,3 16,7 0 8,33 58,3 33,3 0 0 16,7 66,7 16,7 0 0
6 QUANG
HANH
12 1÷8 5 9 3 0 0 1 11 0 0 0 1 11 0 0 0
tổng số lò 41,67 75 25 0 0 8,33 91,67 0 0 0 8,33 91,7 0 0 0
7 HÀ LẦM 12 4 ÷7 0 3 5 4 0 0 12 0 0 0 0 0 0 7 5
tổng số lò 0,00 25 41,7 33,3 0 0 100 0 0 0 0 0 0 58,3 41,7
8 THỐNG
NHẤT
12 1÷8 4 5 4 3 0 2 9 1 0 0 1 8 3 0 0
tổng số lò 33,33 41,7 33,3 25 0 16,67 75 9,09 0 0 8,33 66,7 25 0 0
9 MÔNG
DƢƠNG
11 1÷9 3 4 2 5 0 1 8 2 0 0 0 8 2 0 1
tổng số lò 27,27 36,4 18,2 45,5 0 9,09 72,73 18,18 0 0 0 72,7 18,2 0 9,09
10 KHE CHÀM 3 12 2÷8 3 3 4 5 0 1 9 2 0 0 0 7 5 0 0
tổng số lò 25,00 25 33,3 41,7 0 8,33 75 16,7 0 0 0 58,3 41,7 0 0
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 88
11 DƢƠNG HUY 11 1÷9 4 2 7 2 0 1 10 0 0 0 1 8 0 0 2
tổng số lò 36,36 18,2 63,6 18,2 0 9,09 90,91 0 0 0 9,09 72,7 0 0 18,2
12 KHE CHÀM II 12 1÷8 6 3 7 2 0 2 9 0 1 0 1 9 1 0 1
tổng số lò 50,00 25 58,3 16,7 0 16,7 75 0 8,33 0 8,33 75 8,33 0 8,33
TỔNG LÒ TKV 145 46 55 55 35 1 13 116 13 3 0 10 93 20 9 13
tổng số lò 31,72 37,9 37,9 21,4 0,69 8,97 80,0 8,97 2,07 0,0 6,9 64,1 13,8 6,21 8,9
* Tiết diện dùng ở Bunke chứa than; ** Tiết diện dùng ở lò cắt mở lò chợ; *** Vòm ngược khi
đào qua phay; **** Vật liệu dùng ở lò cắt mở lò chợ.
4. ĐỀ XUẤT SỬ DỤNG HÌNH DẠNG
MẶT CẮT NGANG VÀ CÁC LOẠI KẾT
CẤU CHỐNG PHÙ HỢP CHO ĐƯỜNG
LÒ ĐÀO QUA KHU VỰC CÓ ĐIỀU KIỆN
ĐỊA CHẤT PHỨC TẠP, ĐẤT ĐÁ BỞ RỜI,
MỀM YẾU
4.1. Đề xuất hình dạng mặt cắt ngang
phù hợp
4.1.1. Khái niệm về điều kiện địa chất mỏ
phức tạp và ứng xử cơ học của nó
Cho tới nay, chưa có khái niệm thống
nhất về điều kiện địa chất mỏ phức tạp.
Song trong thực tế nghiên cứu, thiết kế và
thi công các công trình mỏ, khái niệm địa
chất phức tạp được các nhà khoa sử dụng
nhiều hơn cả là: đất đá bao gồm đặc tính
mềm yếu (f≤3), nứt nẻ, bở rời, trương nở, vò
nhàu, đặc biệt phức tạp khi gặp cát chảy, đất
lầy, bùn loãng.
Đây là những loại đất đá thường có lực dính
kết (C) giữa các phần tử đá rất thấp, góc nội ma
sát () rất nhỏ. Do đó, trong khối đá luôn
thường trực sự sập lở, thậm trí sập đổ; trong
những trường hợp này khối đá xung quanh công
trình luôn gia tăng áp lực lên đường lò. Nói
chung là điều kiện địa chất mỏ càng phức tạp thì
áp lực mỏ càng lớn. Áp lực mỏ không chỉ phụ
thuộc vào điều kiện địa chất mỏ, mà nó còn phụ
thuộc vào rất nhiều yếu tố khác; trong đó yếu tố
có hình dạng, kích thước tiết diện ngang của
đường lò.
Trong cùng một điều kiện cơ lý của khối
đá, cùng diện tích, cùng thời gian tồn tại, cùng
độ sâu bố trí công trình, … Mặt cắt ngang
đường lò có khả năng làm giảm áp lực của
khối đá lên công trình, hay hiểu rộng hơn là
nâng cao được khả năng tự mang tải nếu thỏa
mãn các tiêu trí sau:
- Làm giảm được áp lực nóc sinh ra trong
khối đá. Áp lực nóc giảm khi:
+ Giảm được chiều rộng công trình;
+ Đường biên công trình nhẵn, cong. Phần
cung cong lồi của nóc công trình phải ngược
chiều với chiều trọng lực, cung càng nhọn
càng tốt;
+ Giảm được trượt lở bên hông lò (giảm áp
lực ngang).
- Làm giảm được áp lực đẩy ngang sinh ra
trong khối đá. Áp lực đẩy ngang giảm khi:
+ Góc tạo bởi phần tường (hông) lò với mặt
phẳng ngang () là nhỏ nhất. Nghĩa là, tiến
tới . Trong đó: là góc ổn định tự nhiên của
đất đá bên hông lò, với 2
900
; ở đây: -
góc nội ma sát (góc ma sát trong) của đất đá;
+ Chiều rộng vòm sụt lở nóc là nhỏ nhất, mà
chiều rộng vòm sụt lở lại phụ thuộc và chiều
rộng công trình;
- Làm giảm được áp lực nền sinh ra trong
khối đá. Nếu không xét tới vấn đề trương nở của
đất đá nền thì áp lực nền giảm khi:
+ Giảm được áp lực nóc và áp lực hông (áp
lực ngang);
+ Đường biên công trình nhẵn, cong. Phần
cung cong lồi của nền công trình phải cùng
chiều với phương trọng lực, cung càng nhọn
càng tốt.
4.1.2. Đề xuất hình dạng mặt cắt ngang
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 89
đường lò phù hợp khi đào lò qua khu vực có
điều kiện địa chất phức tạp, đất đá bở rời,
mềm yếu.
Sau khi có kết quả thăm dò, khảo sát điều
kiện địa chất mỏ, người ta phải tiến hành phân
tích và dự báo được áp lực mỏ sinh ra trong khố
đá khi có sự khai đào. Trên cơ sở dự báo đặc
điểm của tải trọng, trị số áp lức mỏ tác dụng từ
mọi phía xung quanh đường lò, đồng thời căn
cứ vào chức năng nhiệm vụ của công trình mà
người ta lựa chọn hình dạng mặt cắt ngang sao
cho có lợi nhất về mặt cơ học.
Từ những nghiên cứu lý thuyết cũng như
thực tế, chúng tôi thấy: nếu loại trừ một số
đường lò có nhiệm vụ công việc đặc thù như lò
cắt mở lò chợ, bun ke tháo tháo than;… Đồng
thời căn cứ vào độ lớn và đặc điểm của áp lực
mỏ, cũng như thực tế thi công trong mỏ, chúng
tôi đề xuất sử dụng một số loại hình dạng mặt
cắt ngang đường lò khi đào qua khu vực đất đá
có điều kiện địa chất mỏ phức tạp, đất đá bở rời,
mềm yếu như trên hình 1.
- Hình 1a được sử dụng khi chỉ chịu áp lực
nóc là chủ yếu, áp lực hông và nền không
đáng kể.
- Hình 1b được sử dụng khi có cả áp lực nóc
và áp lực nền lớn, áp lực hông không đáng kể.
- Hình 1c được sử dụng khi áp lực tác dụng
từ mọi phía và cường độ gần như nhau.
- Hình 1d được sử dụng khi áp lực tác phía
nóc và hông là tương đối lớn và cường độ gần
như nhau, áp lực nền không đáng kể.
Hình 1: Hình dáng đường lò theo áp lực đất đá tác dụng lên đường lò
4.2. Đề xuất sử dụng kết cấu chống phù
hợp cho đường lò đào qua khu vực có điều
kiện địa chất phức tạp, đất đá bở rời,
mềm yếu
4.2.1. Các bước tiến hành chọn kết
cấu chống
Theo [1], nói chung hệ thống khung, vỏ
chống cho một công trình mỏ được lựa chọn
trên cơ sở tiêu chuẩn hoạt động (khả năng làm
việc của hệ thống khung, vỏ chống), phương
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 90
pháp xây dựng, các điều kiện địa chất và sự dự
đoán tải trọng đất đá tác dụng lên công trìmh.
Việc lựa chọn khung, vỏ chống phải được tiến
hành theo quy trình:
- Bước 1: Đánh giá áp lực tác dụng lên
công trình.
Dựa vào kinh nghiệm, sự đánh giá hợp lý,
những công tác điều tra cần thiết và những tính
toán sơ bộ áp lực để dự đoán áp lực lên công
trình. Trong bước này, người thiết kế nên ý thức
rằng các phương pháp hiện nay đang sử dụng để
dự đoán áp lực tác dụng lên công trình đều
không xét tới tính không đồng nhất, ảnh hưởng
"động" do nổ mìn hoặc hoạt động khai thác, tính
bất đẳng hướng của khối đá và thời điểm lắp đặt
vỏ chống.
Nói chung, nên sử dụng đồng thời nhiều
phương pháp, mỗi phương pháp xét tới các
thông số ảnh hưởng khác nhau để dự báo áp lực
tác dụng lên công trình.
- Bước 2: Lựa chọn hệ thống kết cấu chống:
Một hệ thống chống giữ được gọi là đầy đủ
khi nó thoả mãn cả 2 yêu cầu cơ bản: tính an
toàn và khả năng phục vụ. Tính an toàn có
nghĩa là hệ thống có khả năng chịu được tải
trọng tác dụng lên nó mà không gây ra phá hủy
hệ thống. Khả năng phục vụ của công trình tức
là nó có thể thỏa mãn các yêu cầu làm việc mà
không có những biến dạng quá mức hay phá
hủy cục bộ trong suốt quá trình tồn tại của
công trình.
- Bước 3: Đơn giản hoá kết cấu chống đã lựa
chọn để tiến hành phân tích cấu trúc và kết cấu
hệ thống chống giữ.
Trong bước này cần thiết phải sử dụng một
số giả thiết mặc dù mỗi giả thiết đều gây ảnh
hưởng tới tính chính xác khi phân tích kết cấu
vỏ chống. Để nâng cao tính chính xác cho công
tác này đòi hỏi phải nắm rõ sự hoạt động của kết
cấu chống, điều này tuỳ thuộc vào đặc trưng tác
động của tải trọng lên kết cấu [4]. Ngoài ra, kiến
thức địa kỹ thuật và công nghệ cũng đóng
một vai trò rất quan trọng để tạo ra được một
kết cấu chống có hiệu quả.
- Bước 4: Phân tích kết cấu.
Trong giai đoạn này tiến hành phân tích kết
cấu để xác định các lực thành phần và momen
uốn xuất hiện trong nó. Thông thường những hệ
thống chống giữ có tính linh hoạt sẽ có độ cứng
(stiffness properties) và sức chịu tải cuối cùng
lớn hơn với những hệ thống vỏ chống không có
tính linh hoạt nhờ vào khả năng cho phép dịch
chuyển của kết cấu theo biến dạng của biên
công trình.
- Bước 5: Xác định kích thước vỏ chống:
Dựa vào kết quả phân tích kết cấu ta xác định
kích thước các bộ phận của kết cấu theo các
thành phần nội lực lớn nhất (lực dọc, lực cắt.
mômen uốn), xuất hiện dưới tác dụng của tải
trọng địa tầng. Để xác định ta có thể sử dụng
các lý thuyết đàn hồi hay lý thuyết dẻo.
- Bước 6: Kiểm tra:
Trong giai đoạn này phải tiến hành kiểm tra
chi tiết các thành phần của kết cấu chống. Nếu
các kích thước tính toán đã được xác minh đầy
đủ thì thiết kế thoả mãn yêu cầu. Nếu không,
cần phải tiến hành phân tích lại kết cấu trên cơ
sở các kích thước mới của các thành phần trong
gia cố và quá trình này tiếp tục cho tới khi kết
quả nhận được có tính hội tụ (thu được kết quả
hầu như không thay đổi). Trong các dự án lớn,
việc phân tích các kết cấu chống phải được tiến
hành bằng các phương pháp quan sát trong suốt
quá trình tồn tại của công trình để xác định lại
các điều kiện địa tầng, các diễn biến thực tế
trong quá trình đào.
4.2.2. Các loại kết cấu chống phù hợp với
điều kiện địa chất phức tạp
* Quá trình phát triển áp lực trong điều
kiện địa chất phức tạp
Nhiều nhà nghiên cứu về cho rằng nguyên
nhân gây ra áp lực mỏ là do phân bố lại ứng suất
của đất đá xung quanh các đường lò. Áp lực đất
đá hình thành và phát triển theo thời gian. Giả
sử khi đào vào đất đá bở rời mềm yếu và đất đá
dẻo, sự phát triển của áp lực được thể hiện trên
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 91
đồ thị ở hình 2.
Hình 2: Sự hình thành áp lực đất đỏ
theo thời gian
- Áp lực ứng với thời gian t1 là áp lực biến
dạng hay áp lực động;
- Trong thời gian từ t2 áp lực đó giảm dần với
đất đỏ bở rời mềm yếu và tiếp tục tăng với đất
đá dẻo.
* Phạm vi ứng dụng của kết cấu chống:
Khi đào lò trong đất đá có điều kiện địa chất
phức tạp, hợp lý hơn cả là sử dụng các kết cấu
chống [6]:
+ Kết cấu chống linh hoạt được chế tạo từ
thép hình;
+ Các kết cấu chống được chế tạo từ vật liệu
có độ bền vững cao, thời gian tồn tại lâu dài như
bê tông cốt thép;
+ Phối hợp giữa các các kết cấu chống bị
động và kết cấu chống chủ động.
- Vỏ chống bêtông cốt thép.
Vỏ chống bêtông cốt thép liền khối được sử
dụng để chống các đoạn lò kiến thiết cơ bản
quan trọng nhắt, hoặc các đoạn lò chịu áp lực
lớn, phân bố không đều, mặt cắt ngang của lò
thường có dạng vòm hoặc dạng vòng tròn (các
dạng vỏ chống này bảo đảm ứng suất kéo trong
vỏ chống là nhỏ nhất). Vỏ chống bê tông thường
có 3 loại: vòm bán nguyệt; vòm cao; vòm 3 tâm.
+ Vòm bán nguyệt và vòm cao được dùng
với đất đá trung bình và yếu.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 92
+ Dạng vòm 3 tâm (vòm thấp) được dùng với
loại đất đá ổn định.
Việc lựa chọn đường bao của vòm phụ thuộc
vào cường độ áp lực mỏ, xuất phát từ điều
kiện bảo đảm cho đường cong áp lực không
vượt ra ngoài phạm vi lõi của mặt cắt (1/3 chiều
dày mặt cắt kể từ tâm) khi đó ở trong vòm chỉ
có áp lực nén tác dụng.
- Khung chống linh hoạt kích thước hình vòm:
Khung chống này được chế tạo từ thép lòng
máng; nó được dùng rộng rãi nhất để chống các
đường lò có công dụng khác nhau. Độ linh hoạt
của nó khá lớn và có khả năng điều khiển sự
chuyển dịch của vì chống theo áp lực mỏ. Nó có
thể dùng cho các đường lò đào vào đất đá mềm
yếu có hệ số kiên cố tới 0,8 trong vùng có áp lực
ổn định và cả trong vùng ảnh hưởng của khu
khai thác. Khung chống này có loại 3 đoạn
(hình 3) và loại 5 đoạn (hình 4). Loại ba đoạn
gồm có 1 xà và 2 cột, dùng ở các đường lò
không có hiện tượng bùng nền và độ chuyển vị
của đất đá nóc không lớn hơn 300mm. Độ linh
hoạt thường đạt từ 100300mm theo phương
thẳng đứng. Khi có sự dịch chuyển đất đá lớn
hơn phải dùng loại 5 đoạn với độ linh hoạt có
thể đạt tới 700mm.
Hình 3: Khung chống
linh hoạt kích thước loại 3 đoạn
R
Hình 4: Khung chống
linh hoạt kích thước loại 5 đoạn
- Khung chống hình vòm có khớp (linh hoạt
về hình dạng).
Loại khung chống này có 2 dạng cơ bản: 3
khớp và 5 khớp. Loại khung chống này được
dùng bằng thép chữ I hoặc thép ray. Loại 3 khớp
cấu tạo đơn giản hơn, gồm 2 thanh thép, có bàn
đế cong để ôm khít thìu nóc. Chân cột cũng
được hàn đế phẳng hay cong; nếu đế cong phải
dùng rầm nền gỗ (hình 5). Loại 5 khớp thì dùng
2 đoạn xà cong, 2 cột và 3 thìu dọc. Hai đầu của
đoạn xà cong được hàn các đế cong để ôm thìu
nóc và hai thìu hông; các thìu hông được đỡ
bằng cột gỗ hoặc cột kim loại như hình 6.
Khung chống hình vòm có khớp được chống các
đường lò trong vùng ảnh hưởng của khu khai
thác, khi khai thác các vỉa chiều dày không lớn,
đặc biệt với các vỉa dốc (chịu áp lực không đối
xứng ở nóc) và cả trong vùng có áp lực ổn định.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 93
1
2 2
Hình 5: Cấu tạo khung chống
linh hoạt hình dạng loại 3 khớp
1- Thìu nóc; 2- Thìu nền;
1
2 2
3 3
Hình 6: Cấu tạo khung chống
linh hoạt hình dạng loại 5 khớp
3- thìu hông
* Đề xuất sử dụng kết cấu chống phù hợp:
Khung chống, vỏ chống là những công
trình nhân tạo, được xây dựng trong các
đường lò nhằm ngăn ngừa sự phá huỷ của đất
đá xung quanh và giữ được kích thước tiết
diện ngang của các đường lò theo thiết kế.
Dựng khung chống và vỏ chống là biện pháp
cơ bản để bảo vệ các đường lò trong suốt quá
trình sử dụng. Vỏ chống và khung chống phải
đảm bảo được:
- Về mặt kỹ thuật: phải có độ bền và độ ổn
định cao;
- Về sản xuất: vỏ chống và khung chống
không được gây trở ngại cho các quá trình sản
xuất của mỏ, không gây sức cản gió lớn, an toàn
về phòng cháy, v.v...
Mỗi loại vỏ chống đều phải có khả năng
chống lại tải trọng tác dụng, khả năng biến
dạng phù hợp với điều kiện địa chất và điều
kiện làm việc. Người thiết kế trong quá trình
lựa chọn, xác định kích thước khung vỏ chống
phải tính toán tải trọng đất đá tác dụng lên vỏ
chống theo một vài phương pháp khác nhau
như phương pháp thực nghiệm (vòm tự nhiên
trong khối đá, khái niệm vòm sụt lún), các
phương pháp phân loại khối đá, các phương
pháp phân tích, các phương pháp số. Tuy
nhiên, những kiến thức kinh nghiệm, thực tế
tích luỹ được sẽ giúp ích rất nhiều cho người
kỹ sư trong việc đưa ra được quyết định hợp
lý và có tính thực tiễn về giá trị tải trọng đất
đá tác dụng lên công trình.
Mỗi loại kết cấu chống đều có những ưu
điểm, nhược điểm và phạm vi áp dụng khác
nhau. Mỗi loại kết cấu chống có thể làm việc
độc lập hoặc kết hợp làm việc với nhau để đảm
bảo được độ bền và độ ổn định cao nhất.
Từ những phân tích trên và những kết quả
triển khai thực tế của [2], [3], [4], [5], nhóm đề
tài xin đề xuất giải pháp nâng cao độ ổn định kết
cấu chống giữ cho các đường lò đào trong đất
đá nứt nẻ, bở rời, mềm yếu trên cơ sở chia đất
đá nứt nẻ, bở rời, mềm yếu thành 3 nhóm: Đá
vò nhàu, bở rời, phân lớp mỏng; Than có f=1-2;
Đất đá có tính sét, sét than và trương nở như
trên bảng 2.
5. KẾT LUẬN
Trong thực tế thi công đào lò ở những vùng
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 94
địa chất phức tạp, các đường lò có thể bị mất
ổn định ngay khi đào hoặc có thể bị mất ổn
định, thậm chí phá hủy kết cấu chống trong
quá trình sử dụng. Trong những trường hợp
đường lò bị mất ổn định, các mỏ đã phải tổ
chức xén và chống lại để đưa đường lò về
hình dạng và kích thước ban đầu. Nhiều
trường hợp phải xén, chống lại nhiều lần gây
tăng chi phí trên một mét công trình hay giá
thành một đơn vị sản phẩm. Từ việc triển khai
kết quả nghiên cứu ra thựcc tế đào lò theo các
nghiên cứu [3], [4] thấy rằng khi lựa chọn
được hình dạng mặt cắt ngang và kết cấu
chống phù hợp với đặc điểm và giá trị tải
trọng thì các biểu hiện mất ổn định của đường
lò đã giảm đi đáng kể.
Bảng 2: Đề xuất hình dạng mặt cắt ngang đƣờng lò và kết cấu chống phù hợp
cho lò đào trong điều địa chất phức tạp, đất đá bở rời, mềm yếu
KT5-Linh hoạt kích thước 5 đoạn, tường
thẳng; KT5X-Linh hoạt kích thước 5 đoạn,
tường xiên; KT5XV-Linh hoạt kích thước 5
đoạn, tường xiên, vòm ngược; KT4N- Linh hoạt
kích thước 4 đoạn, tường cong, vòm ngược;
BT1V- Bê tông 1 tâm, tường thẳng; HD3-Linh
hoạt hình dạng 3 khớp.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Ngô Doãn Hào và nnk. Báo cáo đề tài:
Nghiên cứu lựa chọn kết cấu và vật liệu chống
hợp lý cho đường lò chuẩn bị thuộc Công ty
Đông Bắc. Năm 1998.
[2] Nghiên cứu lựa chọn kết cấu chống hợp
lý cho ngầm vận tải thông gió mức -50 -150
khu III vỉa 10; thượng thông gió mức -50 -150
vỉa 11 và ga vòng 46, khu II, vỉa 14, DFH thuộc
Công ty Than Hà Lầm -TKV. Năm 2008.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 95
[3] Ngô Doãn Hào và nnk. Báo cáo đề tài:
Nghiên cứu lựa chọn kết cấu chống hợp lý cho
các đường lò đào trong đá, trong than có điều
kiện địa chất không ổn định, than và đất đá
mềm yếu, bở rời thuộc Công ty Than Khe Chàm
-TKV. NĂm 2012.
[4] Ngô Doãn Hào và nnk. Báo cáo đề tài:
Nghiên cứu lựa chọn kết cấu chống hợp lý cho
đường dọc vỉa 6 +125 T.IIA T.V và đường lò
xuyên vỉa +200-II thuộc Công ty Than Nam
Mẫu-TKV. Năm 2012
[5] Ngô Doãn Hào và nnk. Báo cáo đề
tài:Nghiên cứu, tính toán lập các giải pháp nâng
cao độ ổn định đường lò đào qua khu vực địa
chất phức tạp trong Công ty Than Nam Mẫu-
TKV. Năm 2020.
[6] Phí Văn Lịch - Áp lực đất đá chống giữ
công trình ngầm. Đại học Mỏ-Địa chất.
Năm1971.
Người phản biện: TS. ĐẶNG VĂN KIÊN