Về sức chịu tải của nền đá

Bùi Khôi Hùng*, Hoàng Đình Quý**

About the bearing capacity of rock foundation

Abstract: Due to we are constructing several large dams in Vietnam,

authors of this paper introduce the methods determining the bearing

capacity of rock foundation and correct some wrong concepts. The results

of calculating the bearing capacity of weak rock foundation in Ban Uon

roller compacted concrete dam is also presented.

I. Đặt vấn đề

Khác với nền đất, có ít giáo trình, sách và tạp

chí kỹ thuật đề cập đến khả năng chịu tải của

nền đá. Hiện nay ở Việt nam đang khảo sát,

thiết kế và xây dựng nhiều đập bê tông cao có

ứng suất pháp lớn tác dụng lên nền đá. Thực tế

thấy rằng nhiều kỹ sư đã rất lúng túng khi xác

định sức chịu tải cho phép của nền đá và có

nhiều quan niệm lầm lẫn. Bài báo này giới thiệu

các phương pháp xác định sức chịu tải của nền

đá và đính chính một số quan niệm không đúng

thường mắc phải.

II. Về cƣờng độ kháng nén và sức chịu

tải của nền đá

1. Trong XNiP II-94-80 (Công trình ngầm) có

nêu cường độ kháng nén tính toán của khối đá

Rc được xác định theo công thức Rc = R kc

Trong đó:

R là giá trị trung bình của cường độ

kháng nén một trục của mẫu đá ở trạng thái

bão hòa, được xác định trong phòng thí nghiệm

( MPa)

kc là hệ số xét đến mức độ nứt nẻ của

khối đá, giá trị này được cho trong bảng 1.

Thí dụ đá bột kết có cường độ kháng nén một

trục trung bình của mẫu đá ở trạng thái bão hoà

là 35 MPa, khoảng cách giữa các khe nứt trong

khối đá nhỏ hơn 0,1m, như vậy cường độ kháng

nén của khối đá là 35 MPa X 0,2 = 7 MPa. Giá trị

này dùng để tính toán thiết kế biện pháp gia cố

tuynen. Khối đá quanh tuynen và trụ đá giữa 2

tuynen gần nhau luôn bị nén ở trạng thái có nở

hông, do đó giá trị 7 MPa thực chất là cường độ

kháng nén 1 trục của khối đá và bằng 1/5 cường

độ kháng nén 1 trục của mẫu đá. Cần nhấn mạnh

rằng giá trị này không phải là sức chịu tải của nền

đá.

Bảng 1

Khoảng cách trung

bình giữa các mặt yếu

của đá, m

Hệ số kc

Lớn hơn 1,5

Từ 1,5 đến 1

Từ 1 đến 0,5

Từ 0,5 đến 0,1

Nhỏ hơn 0,1

0,9

0,8

0,6

0,4

0,2

Tại công trình thuỷ điện Sơn La đã tiến hành

thí nghiệm xác định cường độ kháng nén của 2

trụ đá trong đá bazan đới IIA tại hầm số 6 theo

tiêu chuẩn ASTM- D4555, kết quả nhận được

cường độ kháng nén 1 trục của trụ đá là 12,8

MPa và 12 MPa, trong khi đó cường độ kháng

nén của mẫu đá là 90 MPa. Như vậy tính được

hệ số kc = 12MPa / 90 MPa = 0,13, giá trị này

nhỏ hơn các giá trị nêu trong bảng 1.

2. Trong chương trình Roclab có nêu giá trị

* Công ty Tư vấn XD Điện 1 Km 10 Thanh Xuân - Hà Nội DĐ: 0912041824 ** Công ty CP Tư vấn Sông Đà - Tổng CT Sông Đà Km 9 Thanh Xuân - Hà Nội DĐ: 09891975559 Fax: 034 517661; Email: hongdinhqui@yahoo.com

cường độ toàn thể của khối đá (global

strength) dựa theo liên hệ Mohr - Coulomb để

xác định cường độ kháng nén 1 trục của khối

đá như sau:

2 c cos ( (cm = ---------------- 1 – sin (

trong đó

(cm : cường độ kháng nén 1 trục của khối đá ( MPa)

c: cường độ lực dính của khối đá (MPa)

( : góc ma sát trong.

Hình 1: Tính cường độ khối đá bazan đới IIA ở bờ trái, công trình thuỷ điện Sơn La.

Hình trên (1a) tính theo trường hợp custom với sig3 = 3 MPa, hình dưới (1b) tính theo trường hợp general với sig3 = 18 MPa. Đường thẳng trên biểu đồ là đường Hoek – Brown (HB )

Trong hình 1a trình bày bảng tính theo

chương trình Roclab các chỉ tiêu cơ học của

khối đá bazan đới IIA ở bờ phải của công

trình thuỷ điện Sơn La. Trong đó xác định

được cường độ lực dính của khối đá là c =

1,449 MPa, góc ma sát (=52,75 độ, cường độ

toàn thể bằng : 2c cos ( /1 – sin (

= 19,571 MPa. Như vậy thực chất cường

độ toàn thể là cường độ kháng nén 1 trục

của khối đá. Với cường độ kháng nén 1 trục

của mẫu đá là 72 MPa, thấy rằng cường độ

kháng nén 1trục của khối đá bằng cường độ

kháng nén 1 trục của mẫu đá nhân với hệ

số kc= 0,27, (đó là 19,571 MPa = 72 MPa X

0,27 ).

Một vấn đề dễ gây lầm lẫn là trong bảng tính

theo chương trình Roclab ( hình 1b) có nêu

cường độ kháng nén 1 trục (sigc) của khối đá là

4,971 MPa, còn cường độ toàn thể (sigcm) là

19,571 MPa. Từ đó dẫn đến ý nghĩ sigc là

cường độ kháng nén 1 trục của khối đá bằng

4,971 MPa, còn sigcm là khả năng chịu tải của

khối đá bằng 19,571 MPa. Thực ra không phải

như vậy. Xem hình 1 tại biểu đồ quan hệ của

ứng suất chính nhỏ nhất (3 và ứng suất chính

lớn nhất (1 , khi (3= 0 thì đường cong phá huỷ

cắt trục tung ở giá trị (1 = 4,971 MPa, còn

đường Hoek – Brown cắt trục tung ở giá trị (1 =

19,571 MPa, như vậy cả 2 giá trị này đều là giá

trị kháng nén 1 trục. Vậy ý nghĩa của 2 giá trị

này là như thế nào? Trong “Tiêu chuẩn phá huỷ

Hoek – Brown – lần xuất bản 2002” đã giải

thích rõ khi các ứng suất (1 và (3 xuất hiện ở

biên công trình đào vượt quá giá trị cường độ

kháng nén 1 trục (sigc) của khối đá thì tại đó

phá huỷ bắt đầu xuất hiện, tuy nhiên khối đá

vẫn ổn định . Nhưng để đánh giá tổng thể trụ

đá, Hoek – Brown đưa ra giá trị cường độ toàn

thể (sigcm), khi các ứng suất (1 và (3 lớn hơn

giá trị này thì trụ đá bị phá huỷ, như vậy có thể

gọi sigcm là cường độ kháng nén của trụ đá.

Tóm lại chương trình Roclab không đề cập đến

sức chịu tải của nền đá, các giá trị sigcm và

sigc của khối đá trong chương trình Roclab

được sử dụng để tính toán thiết kế tuynen.

3. Một số phƣơng pháp đơn giản, gần

đúng để xác định sức chịu tải của nền đá

3.1 Sử dụng các quy phạm xây dựng:

Các quy phạm này nêu các giá trị sức chịu

tải của nền đá thấp hơn nhiều so với thực

tế. Dƣới đây là các giá trị sức chịu tải dự

đoán của nền đá lấy theo Tiêu chuẩn Anh

BS 8004:

Bảng 2

Loại đá Giá trị sức

chịu tải dự

đoán (MPa)

Chú thích

Đá magma hay đá dạng gneis cứng

Đá cát kết và đá vôi cứng

Đá phiến và đá phiến lợp

Đá phiến sét và argilit cứng

Đá phiến sét và argilit yếu

Đá phấn cứng, đá vôi yếu

10,0

4,0

3,0

2,0

0,6 – 1,0

< 0,6

Chỉ các đá hoàn toàn

không phong hoá

Các đá phân lớp mỏng

hoặc vỡ vụn phải được

đánh giá sau khi điều tra

3.2 Tƣơng quan kinh nghiệm: Peck, Hanson và Thorburn ( 1974) đã kiến nghị

tƣơng quan kinh nghiệm giữa sức chịu

tải cho phép và giá trị RQD đƣợc thể

hiện trên hình 2. Tƣơng quan này dùng

cho khối đá có các khe nứt có chiều rộng

không quá 1 inch ( 2,54 cm).

Hình 2 .Biểu đồ xác định sức chịu tải cho phép của nền đá theo giá trị RQD.

Đơn vị TSF là T/ ft2 bằng 1,076 kG/cm2.

3.3 Phƣơng pháp Duncan: Duncan

(1999) đã đề ra phƣơng pháp đơn giản để

xác định gần đúng khả năng chịu tải của

nền đá.Nền đá dƣới móng chịu tải đƣợc

chia thành 3 phần: phần trung tâm chịu

ảnh hƣởng trực tiếp của tải trọng, hai

phần bên tác dụng ứng suất ngang (3

vào phần trung tâm (xem hình 3). Lấy (3

bằng cƣờng độ tổng quát, trên biểu đồ

ứng suất của chƣơng trình Roclab xác

định đƣợc (1 tƣơng ứng coi nhƣ bằng

sức chịu tải cực hạn của nền đá.

Hình 3. (a) : Hình thành đới đá nứt nẻ A dưới móng, hai bên là hai nêm đá nguyên

vẹn B. (b) : Biểu đồ ứng suất Mohr của đá đới A và

đá đới B.

Trên hình 4 trình bầy bản tính theo

chương trình Rolab các tính chất cơ học

của khối đá phiến đới IIA tại công trình thuỷ

điện Bản Uôn, tính được cường độ tổng

quát là 6,5 MPa. Lấy (3 = 6,5 MPa, tra biểu

đồ ứng suất trên hình 4 xác định được giá

trị (1 =24,3 MPa. Như vậy sức chịu tải cực

hạn của nền đá là 24,3 MPa. Theo Cẩm

nang thiết kế của Mỹ EM 1110 –1 –2908

(Nền đá) thì sức chịu tải cho phép của nền

đá bằng sức chịu tải cực hạn chia cho hệ số

an toàn Fs = 3. Do đó nền đá của công trình

Bản Uôn có sức chịu tải cho phép là 24,3

MPa : 3 = 8,1 MPa.

0

50

100

150

200

250

300

0 20 40 60 80 100

Rock quality designation (RQD)

All

ow

ab

le b

ea

rin

g c

ap

acit

y.

qa.(

TS

F)

Sø

c c

hÞu

t¶

i ch

o p

hÐp

.qa.

(T

SF

)

(a)

(b)

B

A

B

Hình 4. Tính các chỉ tiêu cơ học của khối đá phiến đới IIA của công trình thuỷ điện

Bản Uôn bằng chương trình Roclab theo trường hợp general có sig3 = 12,5MPa.

Đường thẳng trên biểu đồ ứng suất là đường Hoek – Brown ( HB )

3.4. Xác định sức chịu tải của nền đá

theo phƣơng pháp Terzaghi

Sức chịu tải cực hạn của nền đá được

xác định theo phương trình sau :

qult = c NC + 0,5 ( B N( +( D Nq

Trong đó :

qult là sức chịu tải cực hạn

( là trọng lượng đơn vị hiệu quả của khối

đá

B là chiều rộng của móng

D là chiều sâu đặt móng dưới mặt đất

c là cường độ lực dính của khối đá

NC , N( , Nq là các hệ số chịu tải được

cho trong các phương trình sau:

NC = 2 N( 1/2 (N( + 1)

N( = N( 1/2 (N( 2 - 1)

Nq = N( 2

N( = tg2 (450 + ( / 2)

Trong đó ( là góc ma sát trong của khối

đá.

Phương trình trên được áp dụng đối với

móng dài liên tục có tỉ số chiều dài trên chiều

rộng ( L/B ) lớn hơn 10. Trong bảng 3 giới

thiệu các hệ số hiệu chỉnh đối với móng hình

tròn và hình vuông cũng như móng hình chữ

nhật có tỉ số L/B < 10.

Bảng 3. Các hệ số hiệu chỉnh (theo Sowers, 1979)

Hình dạng móng CC hiệu chỉnh NC C( hiệu chỉnh N(

Hình tròn

Hình vuông

Hình chữ nhật

L/B = 2

L/B = 5

L/B = 10

1,2

1,25

1,12

1,05

1,00

0,70

0,85

0,90

0,95

1,00

Các hệ số hiệu chỉnh đối với móng hình chữ nhật có tỉ số L/B khác 2 và 5 được tính bằng

cách nội suy.

Thí dụ tại công trình Bản Uôn, đập bê tông đầm lăn có tỉ số L/B gần bằng 5, có hệ số hiệu

chỉnh là 1,05 đối với NC và 0,95 đối với N(. dung trọng của đá là 2,77 t/m3, chiều rộng móng

là 74m, chiều sâu đặt móng là 2m. Từ đó tính được sức chịu tải cực hạn của nền đập là 22,2

MPa, sức chịu tải cho phép là 22,2 MPa / 3 = 7,4 MPa. Trong khi đó theo tính toán thì tải

trọng của đập bê tông đầm lăn Bản Uôn tác dụng lên nền đập là 2 MPa.

4. Kết luận

Từ những trình bầy ở trên thấy rằng sức chịu tải của nền đá là khá lớn. Phần lớn các loại

đá có sức chịu tải đáp ứng được yêu cầu của các đập bê tông lớn trừ các đá trầm tích mềm

yếu và các đá bị phong hoá.

Tài liệu tham khảo

1. XNiP II-94-80. Công trình ngầm. Moxkva 1982.

2. US Army Corps of engineers. Engineering and Design. EM 1110-1-2908: Rock

Foundations , November 1994.

3. Duncan C. Wyllie. Foundations on rock. E- FN Spon. London, 1999.

4. Hoek – Brown failure criterion- 2002 edition.

5. British Standards Institution 1986 BS 8004: Code of Practice for Foundation. BSI,

London.

6. Các Báo cáo địa chất của các Công trình thuỷ điện Sơn La và Bản Uôn, 2005.

Người phản biện: PGS.TS. Nguyễn Sỹ Ngọc

Một số vấn đề tính nền và công trình thuỷ lợi theo trạng thái giới hạn (TTGH), XNiP

Liên Bang Nga và Eurocode 7 – Cộng đồng Châu Âu

Nguyễn Công Mẫn*

Some problems about foundation calculation of hydraulic structures

according limit state in XNiP of Russian Federation and Eurocode 7 of

European Community

Abstract: The paper introduces and analyses some key problems on design of

structure and its foundation according to Limit State methodology of the two

actual Norm Systems from Russia - SNiP - and Europeen Community –

Eurocode 7 – Geotechnical.

Some suggestions on renovation of some norms in hydraulic structure are put

forward in order to ensure the harmonization on foundation and structure design

following limit state that is not yet earnestly realized in design. The paper also

warns on the consequence of neglecting the service limit state in designing, that

brought about potential of failures of structures and recommends again to take

SNiP system as main reference to compile Vietnamese Engineering Norm

system with Euro 7 as supplementary.

I. Mở đầu

Việc tính nền và công trình theo TTGH

đã được phổ biến ở Liên Xô từ những năm

60 của thế kỷ trước [M.I. Gorbunov –

Poxadov, 1967, N.C.Mẫn, 1968-1970-

1973]. Trải qua ba thế hệ Tiêu chuẩn xây

dựng từ những năm 60, 70 và đến năm

1987, tiêu chuẩn mang tên SNiP 2.06.01-

86 “Các Quy định chủ yếu về thiết kế các

công trình thuỷ lợi” được ban hành để thay

thế XNiP II-51-74, là thuộc hệ mới nhất của

TCXD LB Nga. Dựa trên tiêu chuẩn này,

ngành thuỷ lợi đã biên soạn và ban hành

TCXD VN 285: 2002 thay thế tiêu chuẩn

cùng tên với mã số TCVN 5060-90 được

biên soạn dựa trên XNIP II-51-74 (5, 6, 7, 8,

9).

Tháng 11 năm 1989, bản thảo đầu tiên

của Eurocode 7: Geotechnical Design

(Euro.7) được ban hành dựa trên “Model

Code” của ISSMFE (International Society of

Soil Mechanics and Foundation

Engineering). Sau nhiều năm thảo luận sửa

chữa, tháng 4 - 2004 bản thảo cuối cùng

mang mã số EN 1997-1 (10,11) đã được

CEN (Commité Eropéen de Normalisation)

chính thức phê duyệt dùng chung cho các

nước trong Cộng đồng châu Âu, trong đó

phương pháp TTGH đã được nêu có hệ

thống dùng trong thiết kế Địa kỹ thuật. Đó là

văn bản chung mang tính pháp lý về tính

toán địa kỹ thuật làm cơ sở để hài hoà các

tiêu chuẩn riêng của từng quốc gia trong

cộng đồng Châu Âu.

Trong bài báo này giới thiệu một số vấn

đề về nội dung cơ bản của hai hệ tiêu

chuẩn trên và xem xét lại một số tiêu chuẩn

có liên quan đã ban hành của ngành, trên

cơ sở đó đề xuất đổi mới một số TCXD

nhằm bảo đảm tính đồng bộ của hệ tiêu

chuẩn ngành về tính toán nền theo TTGH

và lưu ý về sự tai hại khi bỏ qua kiểm tra

TTGH nhóm 2 trong thiết kế xây dựng công

trình

II. Vấn đề tính nền và công trình theo

TTGH

A. Hệ Tiêu chuẩn Xây dựng của Liên

bang Nga

Hệ Tiêu chuẩn Xây dựng của Liên

bang Nga quy định cần tính nền và công

trình theo hai nhóm TTGH. XNiP 2.06.01-

86 (Bảng 1) quy định cụ thể như sau:

1. Nhóm TTGH thứ nhất. Kiểm tra tính

toán TTGH về cường độ và ổn định của

hệ công trình và nền, về ổn định độ bền

thấm tổng thể của nền và công trình đất,

về độ bền của từng bộ phận công trình và

chuyển vị của chúng có thể dẫn tới sự

mất ổn định chung của cả hệ công trình

và nền. TCXD VN 285: 2002 gọi là nhóm

TTGH thứ nhất, Euro 7 gọi là TTGH phá

hoại Ultimate Limit State (ULS);

2. Nhóm TTGH thứ hai. Kiểm tra tính

toán TTGH về biến dạng và chuyển vị

(gây bất lợi cho việc sử dụng bình thường

của công trình) như kiểm tra độ bền cục

bộ của nền, kiểm tra hạn chế chuyển vị và

biến dạng, kiểm tra sự hình thành - mở

rộng các vết nứt và khe lún, kiểm tra độ

* Viện Địa kỹ thuật 169 Nguyễn Ngọc Vũ - Cầu Giấy - Hà Nội Tel: 5564528; Fax: 5567909, NR: 8528512

Email: ncman@fpt.vn

bền thấm cục bộ hoặc độ bền của bộ

phận công trình chưa được xét tới trong

nhóm TTGH thứ nhất. TCXD VN 285:

2002 gọi là nhóm TTGH thứ hai, Eurocode

gọi là TTGH sử dụng (bình thường)

Service Limit State (SLS);

3. Khi thiết kế - tính toán các công trình

thuỷ lợi, kết cấu và nền của nó phải bảo đảm

điều kiện khống chế về trạng thái giới hạn

được quy định như sau:

(1)

Trong đó: F - tải trọng tính toán tổng quát

(lực, mômen, ứng suất), biến dạng (lún, chuyển

vị,...) hoặc các thông số khác làm căn cứ để

đánh giá TTGH (lực thấm, gradient thấm, tốc

độ thấm ,...);

R - Sức chịu tải tính toán tổng quát, biến

dạng hoặc các thông số khác được xác lập

theo tiêu chuẩn thiết kế, lấy tương ứng với tải

trọng tính toán về chủng loại, đặc điểm tác

động...;

(lc – Hệ số tổ hợp tải trọng lấy như sau:

- Khi tính toán theo TTGH nhóm 1 -

(l c= 1,0 - đối với tổ hợp tải trọng và tác động

cơ bản;

= 0,90 - đối với tổ hợp tải trọng và tác động

đặc biệt;

= 0,95 - đối với tổ hợp tải trọng và tác động

trong thời kỳ thi công và sửa chữa.

- Khi tính toán theo TTGH nhóm 2: (lc = 1.

(c – Hệ số điều kiện làm việc. Xét tới loại

công trình, kết cấu hoặc nền, loại vật liệu, tính

gần đúng của sơ đồ tính toán, nhóm TTGH và

các yếu tố khác được quy định trong bảng 2.

(n - Hệ số độ tin cậy quy định theo quy mô,

nhiệm vụ công trình:

- Khi tính theo TTGH nhóm thứ nhất, (n

được xác định theo cấp công trình:

Công trình cấp I (n = 1,25

Công trình cấp II (n = 1,20

Công trình cấp III (n = 1,15

Công trình cấp IV (n = 1,10

- Khi tính theo TTGH nhóm 2 (n = 1,0

- Khi tính toán ổn định cho những mái dốc tự

nhiên nằm kề sát công trình khác có hệ số độ

tin cậy lớn hơn, cần lấy hệ số độ tin cậy của

mái bằng hệ số độ tin cậy của công trình đó.

Trường hợp này thường xảy ra trong quá trình

thi công công trình khi khai đào hố móng.

Như vậy biểu thức (1) được dùng để tính

cho cả hai TTGH, trong đó tuỳ theo từng loại

TTGH hạn, loại công trình chịu tác dụng của

các tác động và đặt trên nền khác nhau

(đất, đá) mà các tác động F và R cũng như

các hệ số trong biểu thức (1) được chọn

khác nhau.

Trong hệ TCXD của Nga, các quy định

tính toán trên được nêu chi tiết thêm trong

các Tiêu chuẩn riêng cho từng loại công

trình thuỷ lợi tuỳ theo đặc điểm của chúng

(Bảng 1):

Bảng 1.

Mã số mới Mã số cũ Tên Tiêu chuẩn

XNiP 2.06.01-86 (TCXD VN 285: 2002) XNIP II-50-74,

XNiP II-51-74

Công trình thuỷ lợi. Các quy

định chủ yếu thiết kế

XNiP. 2.02.02-85 XNiP.II-16-76 TC thiết kế nền các công

trình thuỷ lợi

XNiP. 2.02.01-83 XNiP.II-15-74 TC thiết kế nền nhà và công

trình

XNiP 2.06.05-84* XNiP.II-I.4-73 (II.53

- 73)

TC thiết kế đập bằng vật liệu

đất

XNiP 2.06.06 - 85 XNiP. II-54-77 TC thiết kế đập bê tông và bê

tông cốt thép

XNiP 2.06.09 - 84 XNiP. 238 -73 TC thiết kế đường hầm thuỷ

công

XNiP 2.06.07-87 XNiP.II-55-79 TC thiết kế tường chắn, âu thuyền,

công trình dẫn cá và bảo vệ cá

XNiP 2.02.03-85 XNiP. II-17-77 TC thiết kế móng cọc

Bảng 2. Hệ số điều kiện làm việc của một số công trình thuỷ

Các loại công trình và nền Hệ số điều kiện

làm việc (c

1. Công trình bê tông và bê tông cốt thép trên nền đất và đá nửa cứng

2. Công trình bê tông và bê tông cốt thép trên nền đá

a. Khi mặt trượt đi qua các khe nứt trong đá

b. Khi mặt trượt đi qua mặt tiếp xúc giữa bê tông và đá hoặc đi trong

đá nền, có một phần qua các khe nứt, một phần qua đá nguyên khối.

3. Đập vòm và các công trình ngăn chống khác trên nền đá

4. Công trình cảng

5. Các mái đất tự nhiên và nhân tạo

1,00

1,00

0,95

0,75

1,15

1,00

Chú thích:Trong các trường hợp cần thiêt, khi có luận chứng thích đáng, ngoài các hệ số nêu

trong bảng, được phép lấy các hệ số điều kiện làm việc bổ sung để xét tới đặc điểm riêng của

các kết cấu công trình và nền của chúng.

B. Eurocode 7 – Thiết kế Địa kỹ

thuật (Euro 7)

Euro 7 là một trong 10 Eurocode trong

hệ TCXD của Cộng đồng Châu Âu dùng

riêng cho thiết kế địa kỹ thuật, nhằm

hướng dẫn chung nội dung tính toán theo

phương pháp TTGH cho hài hoà với thiết

kế kết cấu công trình và trong các nước

thuộc Cộng đồng Châu Âu. Bộ Euro 7 gồm

phần 1 (EN 1997 –1) (10) là các quy định

chung về các bước và nội dung thiết kế,

phần 2 (EN 1997 -2) (11) là các quy định

lựa chọn các thông số ĐKT bằng các thí

nghiệm trong phòng và hiện trường.

Hình 1 cho sơ đồ các bước tiếp cận thiết

kế địa kỹ thuật theo Euro 7-1 (T.L.L. Or,

2002).

Khi tiếp cận một bài toán ĐKT theo

Euro 7 – 1, đầu tiên xét tới tính phức

tạp của đối tượng nghiên cứu bằng

cách phân chúng làm ba “Geotechnical

Category” theo mức độ rủi ro từ thấp,

trung bình đến cao. Category 1 thường

là loại công trình nhỏ và tương đối đơn

giản; category 2 là loại công trình và

nền móng thông thường không có rủi ro

bất thường; Category 3 là các công

trình phức tạp và khó giải quyết. Hình

2 là “flow chart” để lựa chọn

“Geotechnical Category” do Brian

Simpson (1998) đề nghị. Bước này tuy

không bắt buộc song nó có ý nghĩa thực

tiễn và kinh tế vì tạo được thế chủ động

trong công việc sau này, nên được thực

hiện trước khi khảo sát địa chất nền và

sẽ được điều chỉnh trong từng giai đoạn

thiết kế và thi công nếu cần .

Trong thiết kế ĐKT, Euro 7 – 1 cũng

phân ra hai loại TTGH làm cho công

trình hay một phần công trình không

còn bảo đảm các yêu cầu cơ bản đặt ra

đối với nó. Hai loại TTGH được xét

trong Euro 7-1 là TTGH về phá hoại

(USL) và TTGH về làm việc bình

thường (SLS).

1. TTGH về phá hoại (ULS) được quy

định cụ thể trong điều 2.4.7 là các trạng

thái công trình mất cân bằng ổn định về

vị trí (EQU), do độ bền của vật liệu kết

cấu không đủ (STR), do lún và biến

dạng quá mức vì độ bền của đất đá

không đủ (GEO) và do các tác động

thuỷ lực gây ra trong khối đất như đẩy

nổi, bùng nền đáy hố móng [heave ],

phá hoại do “piping” (HYD).

*Điều chỉnh GC nên thực hiện tại mỗi giai

đoạn trong quá trình thiết kế

Hình 1. Các bước thiết kế ĐKT theo Euro 7-1

2. TTGH về sử dụng (SLS) được quy

định trong 2.4.8 là bảo đảm các hậu quả

của các tác động (chuyển vị, biến

dạng,...) phải nhỏ hơn giá trị tương ứng

đã quy định, hoặc khống chế chỉ để một

phần nhỏ độ bền của đất đá được huy

động đến mức có thể không cần kiểm

tra về biến dạng.

Các khái niệm về hai trạng thái giới hạn và

Đánh giá sơ bộ về độ phức tạp của thiết kế

Phân loại sơ bộ thành “Geotechnical

Category” (GC)

Khảo sát, đánh giá các thông số ĐKT

Đánh giá lại tính phức tạp của TK. Điều chỉnh phân loại “GC”nếu cần*

nội dung tính toán được quy định rõ ràng chi

tiết hơn trong các mục nói về thiết kế các công

trình cụ thể như móng nông (mục 6), móng cọc

(mục 7), các kết cấu neo giữ (mục 8), các kết

cấu chắn giữ (mục 9), phá hoại thuỷ lực (mục

10), ổn định tổng thể (mục 11) và khối đắp

(mục 12).

Các nội dung tính toán cơ bản theo hai

TTGH được trình diễn như sau:

Tính toán theo theo UL S. Ví dụ trường

hợp kiểm tra cân bằng tĩnh (Điều 2.4.7):

Edst;d ( Estb;d + Td với:

Edst;d = E{(F Frep;Xk/(M;ad}dst – giá trị

thiết kế của các tác động gây mất ổn định;

Estb;d = E{(F Frep;Xk/(M;ad}stb – giá trị

thiết kế của các tác động giữ ổn định;

Chúng là các hàm của các tổ hợp tác

động (Frep), đặc trưng của vật liệu (Xk), giá

trị của số liệu hình học (ad) và các hệ số độ

tin cậy của tác động và của đất đá ((F , (M).

Tính toán theo theo SLS:

Ed ( Cd với:

Ed - giá trị thiết kế của các biến dạng –

chuyển vị do tác động gây ra;

Cd - giá trị thiết kế giới hạn của các các biến

dạng chuyển vị do tác động gây ra.

Tuỳ loại kết cấu công trình và nền, Ed và

Cd có quy định cụ thể tương tự hệ TC Nga.

Vậy trong tính toán theo TTGH, có hai

loại hệ số cơ bản: hệ số có liên quan tới tải

trọng tác động, tuỳ thuộc trường hợp tính

toán và loại kết cấu công trình và loại hệ số

có liên quan tới vật liệu địa kỹ thuật. Hình 3

tóm tắt các bước xác định các giá trị thiết kế

của vật liệu ĐKT, Bảng 3 cho các loại hệ số

dùng theo Euro 7 (Orr, 2002).

Hình 3. Các bước xác định các giá trị thiết kế

Bảng 3. Các hệ số thành phần dùng cho ULS

đối với các trƣờng hợp thƣờng xuyên và tạm thời (Orr, 2002)

Các hệ số riêng Trường hợp A** Trường hợp B** Trường hợp C**

Hệ số riêng về tải trọng ((F)

Tác động thường xuyên bất lợi ((G)

Tác động thường xuyên thuận lợi ((G)

Tác động tạm thời bất lợi ((Q)

Tác động tạm thời thuận lợi ((Q)

Tác động đặc biệt ((A)

1,00

0,95

1,50

0

1,00

1,35

1,00

1,50

0

1,00

1,00

1,00

1,30

0

1,00

Hệ số riêng về vật liệu ((M)

Giá trị đo (Measure Values) (Bằng TN trong phòng – hiện trường)

Euro 7-2

Giá trị đặc trƣng (Characteristic Value) - Dự tính cẩn thận theo trường hợp thiết kế, tính biến đổi và thể tích khối đất đá xét;

- HS tin cậy riêng hoặc HS tương quan ( nếu cần.

- Euro 7-1 hay - Đánh giá trực tiếp (PP loại trừ)

Giá trị thiết kế (Design Value) (Hệ số tin cậy riêng – Partial factor: (M )

tan(’ ((tan(’)

Cường độ lực dính hiệu quả c’ ((c’)

Độ bền cắt không thoát nước cu ((cu)

Độ bền nén qu ((qu)

1,10

1,30

1,20

1,20

1,00

1,00

1,00

1,00

1,25

1,60

1,40

1,40

Hệ số riêng về sức chịu tải ((R)

Sức chống đáy cọc ((B)

Sức chống thành bên cọc ((S)

Sức chống tổng của cọc ((R)

Sức chống kéo của cọc ((T)

Sức chống của neo ((R)

*

*

*

*

*

1,00

1,00

1,00

1,00

1,00

1,30

1,30

1,30

1,60

1,50

* Không nêu hệ số riêng cho TH A;

** TH A, B: xét chủ yếu tới tính không chắc chắn về tải trọng và tác động; TH C: xét chủ yếu tới

tính không chắc chắn về đặc trưng của đất đá.

Hình 4. Giá trị của cu dùng cho các

trường hợp thiết kế khác nhau

Trong Eurocode. 7 – Thiết kế Địa kỹ thuật, việc sử dụng và lựa chọn các hệ số riêng về tải

trọng và tác động cho các trường hợp thiết kế là một trong những vấn đề mấu chốt và được bàn

cãi nhiều trong quá trình biên soạn. Khái niệm và nội dung tính toán theo TTGH về cơ bản tương

tự như của hệ quy trình Nga, song được nêu tập trung trong một văn bản gồm hai tập Euro 7-1 và

7-2, hài hoà - đồng bộ về quan điểm tính toán theo TTGH với các văn bản tiêu chuẩn liên quan

khác về tính toán kết cấu trong hệ 10 Eurocode của Cộng đồng Châu Âu.

Phương pháp luận thiết kế cũng là lập hai mô hình làm việc tương ứng với hai loại TTGH của

công trình – nền , tương tự nhóm một và nhóm hai của hệ XNiP Nga, và vận dụng khái niệm về độ

tin cậy trong kỹ thuật, thể hiện qua các hệ số độ tin cậy riêng phần để chọn dùng có lôgic các

thông số liên quan về trường hợp tính toán, về tính chất vật liệu, về đặc điểm kết cấu và loại công

trình...Các hệ số này dựa một phần trên lý thuyết xác suất thống kê, một phần theo kinh nghiệm.

Hình 4 cho một ví dụ về phân bố các giá trị chỉ tiêu độ bền của đất (cu) theo độ sâu của một

tầng đất, trong đó các chỉ tiêu thuộc đường [1] biểu thị các giá trị trung bình số học, đường [2] biểu

thị các giá trị có xét tới tính không đồng nhất của đất và đường [3] biểu thị các đặc trưng cục bộ.

Theo Euro 7, để chọn giá trị đặc trưng của cu (Xem hình 3) trong trường hợp này, nếu kiểm tra ổn

định trượt cả khối đất thì phải dùng đường [2], vì mặt trượt có thể đi qua cả vùng đất yếu và vùng

đất tốt; nếu xét sức chịu tải của cọc thì phải dùng đường [3] cho các cọc có thể chỉ đi qua các

vùng đất yếu. Do vậy thấy rằng việc lựa chọn chỉ tiêu đặc trưng theo Euro – 7 rất hợp lý.

III. Một số ý kiến về phương pháp luận tính nền theo TTGH và đổi mới bộ TCXD liên quan của

ngành thuỷ lợi

1. Phương pháp luận tiếp cận các bài toán ĐKT theo TTGH hệ Nga.

[1] Trung bình số học Cu,av

[2] Giá trị tổng quát Cu,k

[3] Giá trị cục bộ cu,k

0

2

4

6

8

10

0 50 100 150 200

Độ s

âu d

ướ

i m

ặt

đất

(m)

Sức chống cắt không thoát nước (kPa)

Từ (1) có thể viết lại như sau (2)

Trong đó KT - hệ số an toàn chung, (lc - hệ số tổ hợp tải trọng, (c - hệ số điều kiện làm việc và

(n - hệ số độ tin cậy quy định theo quy mô, nhiệm vụ công trình. Ngoài ra, tính đồng nhất các đặc

trưng của đất đá còn được xét bởi hệ số độ tin cậy của vật liệu, giá trị bằng 1 dùng tính cho TTGH

2 và > 1 dùng tính cho TTGH 1. Như vậy thực chất của phương pháp tính toán công trình và nền

theo TTGH là phương pháp nhiều hệ số an toàn, nhằm mục đích đánh giá tương tác giữa công

trình đặt trên, trong môi trường địa kỹ thuật trong đó có xét tới các yếu tố mang tính thống kê và

xác suất để khống chế độ tin cậy về các tác động - tải trọng đặt lên công trình, các đặc trưng của

môi trường địa kỹ thuật. Biểu thức 2 có thể dùng để đối chiếu với phương pháp một hệ số an toàn

quy định theo kinh nghiệm, vẫn thường được dùng hiện nay.

Dùng dạng biểu thức (2) có thể vận dụng các phần mềm ĐKT thương mại của phương Tây và

Bắc Mỹ như đánh giá ổn định mái đất đá, đánh giá ổn định của công trình và nền... để đối chiếu

với hệ TCXD Việt Nam - Nga.

Theo đối chiếu giữa phương pháp một hệ số an toàn (USACE, 1995) và phương pháp TTGH

(TCXD VN 285: 2002) quy về một hệ số an toàn chung KT theo biểu thức (2), đánh giá ổn định về

cường độ nền đập trọng lực trong thẩm định dự án thiết kế của công trình Sơn La, Nippon-Koei

(2005) của Nhật Bản đã nhận xét rằng độ an toàn KT của phương pháp TTGH cho thấp hơn độ an

toàn chung tính theo USACE (1995) và cho rằng nguyên nhân chính là do lấy (n tương ứng với

cấp công trình đặc biệt cho các tổ hợp tải trọng khác nhau. Đây là điều nên được tiếp tục xem xét

nghiên cứu cả về mặt áp dụng phương pháp TTGH của thiết kế cả về tính chuẩn xác của phía

thẩm định để rút kinh nghiệm.

2. Về tính đồng bộ của hệ TCXD ngành thuỷ lợi và Địa kỹ thuật.

TCXD VN 285: 2002 (theo XNIP 2.06.01-86 có điều chỉnh) quy định phải thiết kế công trình và

nền theo TTGH. Điều này cần được quán triệt trong các tiêu chuẩn thiết kế cho các công trình thuỷ

lợi cụ thể như TC thiết kế nền các công trình thuỷ lợi (TCVN 4253 - 86), TC thiết kế đập đất đầm

nén (14 TC 157-2005), TC thiết kế tường chắn các công trình thuỷ công TCXD 57-73, ...

TCVN 4253 – 86 được xây dựng từ XNiP.II-16-76, nay LB Nga đã ban hành XNiP 2.02.02-85

thay thế XNiP.II-16-76 để đồng bộ với XNiP 2.06.01-86 (TCXD VN 285: 2002). Do vậy nên có kế

hoạch soát lại TCVN 4253 – 86 như tác giả đã đề nghị năm 1988 (16) vì nội dung của XNiP

2.06.01-86 có nhiều điểm mới cần thiết cho thiết kế như đánh giá ổn định công trình bêtông trên

nền đá, đánh giá ổn định các công trình cảng,... mặt khác để bảo đảm đồng bộ với TCXD VN 285:

2002;

TCXD 57-73 được biên soạn từ XNiP II.I.10-65 (17, 18, 19, 20, 21), qua hai lần đổi mới từ XNiP

II-55-79 (22) đến nay là XNiP 2.06.07-87-TC thiết kế tường chắn, âu thuyền, công trình dẫn cá và

bảo vệ cá, Moxkva 1987 (23). Hai tiêu chuẩn vừa nêu đã mở rộng nội dung cho thiết kế âu thuyền,

đường dẫn cá và bảo vệ cá cùng với các sơ đồ tính toán khác cần cho đánh giá ổn định của các

tường chắn sử dụng trong ngành thuỷ lợi. Mặt khác XNiP 2.06.07-87 chỉ quy định tính toán tường

chắn theo hai nhóm TTGH, đồng bộ với TCXD VN 285: 200 (trong khi TCXD 57-73 quy định tính

theo ba TTGH) và còn nêu nhiều kịch bản kiểm tra ổn định theo thực tế làm việc của công trình

chắn. Mặt khác, hiện nay bảng tính các hệ số áp lực đất dính theo lý thuyết Coulomb của tác giả

bài báo đã đựơc nâng cấp nên sử dụng thuận tiện hơn so với bảng nêu trong Hướng dẫn thiết kế

tường chắn đất (16: HDTL- C- 4-76*). Do vậy cũng nên xem xét lại Tiêu chuẩn và Tài liệu Hướng

dẫn này để bảo đảm đồng bộ với TCXD VN 285: 2002 và XNiP 2.06.01-86).

Hiện nay Bộ NN & PTNT đã ban hành 14 TCN 157-2005 Tiêu chuẩn thiết kế đập đất đầm

nén thay thế cho QPVN II – 77. Đó là một tiến bộ mới vì QPVN II – 77 đã quá lạc hậu. Điều

1.1.1 trong Quy định chung của TC mới này có ghi: “Tiêu chuẩn này quy định các yêu cầu kỹ

thuật trong công tác thiết kế mới, thiết kế sửa chữa nâng cấp đập đất các loại từ cấp I đến cấp

V (Theo TCXD 285 - 2002)”. Tuy nhiên, nội dung đánh giá điều kiện làm việc của đập nêu

trong mục 4.7 thì chưa thể hiện rõ phương pháp TTGH, do vậy người sử dụng sẽ khó thực

hiện khi thiết kế cụ thể. Tồn tại này có thể bổ sung trong phần Phụ lục nếu có.

Hệ TCXD Nga được xây dựng từ cách đây trên 40 năm đã trải qua ba lần đổi mới, do vậy

đã đúc kết được nhiều kinh nghiệm thực tế nên nước ta vẫn nên lấy đó làm cơ sở chủ yếu để

tiếp tục hoàn chỉnh bộ TCXD của mình. Để bảo đảm tính đồng bộ của hệ TCXD Việt Nam có

liên quan tới tính toán ĐKT, cũng có thể soát xét lại một số tiêu chuẩn sau: TC thiết kế nền nhà

và công trình, TC thiết kế móng cọc, TC thiết kế đập bê tông và bê tông cốt thép,... dựa chủ

yếu trên hệ TCXD tương ứng của Nga có tham khảo thêm hệ Euro 7-1 và 7-2.

3. Một điều đáng phàn nàn là tuy đã được phổ biến tại nước ta từ nửa sau những năm 60

của thế kỷ trước, thay thế phương pháp tính theo ứng suất cho phép [N.C. Mẫn, 1970], song

cho đến nay phương pháp TTGH cũng chưa được áp dụng triệt để trong sản xuất ở nước ta.

Do vậy nhiều công trình xây dựng đã không làm việc bình thường do nứt lún, thậm chí có nguy

cơ bị phá huỷ, do chuyển vị biến dạng quá mức của nền và công trình mà Liên Xô đã phải trải

qua cách đây trên 40 năm về trước ... vì khi thiết kế chúng chưa xét đầy đủ tới TT GH nhóm

thứ hai.

Tài liệu tham khảo

1. M.I. Gorbunov – Poxadov, 1967. Hiện trạng về cơ sở khoa học trong xây dựng nền móng.

Moxkva – 1967 (tiếng Nga).

2. Nguyễn Công Mẫn, 1968. Vấn đề tính nền công trình theo TTGH. Đại học thuỷ lợi. 1968

3. Nguyễn Công Mẫn, 1970. Vấn đề tính nền công trình theo TTGH. Tạp chí Thuỷ lợi – Thủy

lợi – Thuỷ điện, Số 8-9/1970

4. Nguyễn Công Mẫn, 1973. Một số ý kiến về Quy phạm thiết kế nền công trình thuỷ công QP-

20-64. Thuỷ lợi – Thuỷ điện Số 128/1973.

5. TY-24-103-40. Quy phạm tính toán về Kỹ thuật Địa chất – Nền móng công trình kiến trúc

thuỷ lợi (Bộ Thuỷ lợi dịch)

6. XNiP II-A10-62. Kết cấu xây dựng và nền. Nguyên tắc thiết kế.

7. XNiP II-B3-62. Quy phạm thiết kế nền các công trình thuỷ công (QP 20-64-N.C.Mẫn soạn

dịch)

8. Nguyễn Công Mẫn, 1980. Giới thiệu Tiêu chuẩn thiết kế nền công trình thuỷ công XNiP II-16-

76 [Moxkva, 1977] Thuỷ lợi số 213/7+8-1980

9. TCVN 4253-86. TC thiết kế Nền các công trình thuỷ công. NXB Xây dựng (N.C.Mẫn soạn

dịch).

10. EN 1997-1. Eurocode 7: Geotechnical design - Part 1: General rules. 2004

11.prEN 1997-2. Eurocode7 - Geotechnical design - Part 2: Ground investigation and

testing.2006.

12. T.L.L. Orr, 2002. Eurocode 7 – a code for harmonised geotechnical design. Proceedings of

the Internal Workshop Foundation Design Codes and Soil Investigation in view of International

Harmonization and Performance based Design. Tokyo, Japan, 10-12 April 2002.

13. B. Simpson, R. Driscoll, 1998.Eurocode 7 a commentary. ARUP.

14. USACE. 1995 - EM 1110-2-2200. Gravity Dam Design.

15. Nippon Koei CO., LTD, 2005. Báo cáo tổng hợp kết quả thẩm định Thiết kế kỹ thuật Thuỷ

điện Sơn La giai đoạn I.

16. Nguyễn Công Mẫn, 1988. Giới thiệu Tiêu chuẩn thiết kế nền công trình thuỷ lợi XNiP

2.02.02-85. Thuỷ lợi số 264/9+10-1988.

17. XNiP II.I.10-65. Tiêu chuẩn thiết kế tường chắn các công trình thuỷ lợi. Moxkva –1966

18. Nguyễn Công Mẫn. 1971. Giới thiệu một số điểm chính trong Quy phạm thiết kế tường chắn

thuộc công trình thuỷ công XNiP.II.I.10-65. TC Thuỷ lợi Thuỷ điện, Số 1/1971.

19. Nguyễn Công Mẫn, 1973. Về việc tính áp lực đất chủ động và bị động của đất dính lên

tường chắn theo SNiP II.I. 10-65. TC Thuỷ lợi – Thuỷ điện, Số 131/1973

20. TCXD 57-73. Tiêu chuẩn thiết kế tường chắn các công trình thuỷ lợi. UBKTCB NN, 1973

21. HDTL- C- 4-76. Hướng dẫn thiết kế tường chắn công trình thuỷ lợi . Vụ Kỹ thuật – 1977 .

Tác giả biên soạn; Nguyễn Xuân Bảo, Nguyễn Công Mẫn.

22.Nguyễn Công Mẫn, 1982. Giới thiệu về tính toán tường chắn đất theo TCXD mới của Liên

Xô XNiP II-55-79. Thuỷ lợi số 224/1+2 và 225/3+4 -1982. Moxkva 1980.

23. XNiP 2.06.07-87. TC thiết kế tường chắn, âu thuyền, công trình dẫn cá và bảo vệ cá.

Moxkva, 1987.

24. XNiP 2.06.05-84*. TC thiết kế đập bằng vật liệu đất. Maskva, 1986

25. L. Q. An N.C. Mẫn, H.V. Tân 1978. Tính toán nền móng theo TTGH. NXB Khoa học và kỹ thuật.

NXB Xây dựng tái bản năm 1998. Ng­êi ph¶n biÖn: GS.TSKH. Ph¹m Xu©n

Dự báo hạ thấp mực nƣớc và xâm nhập mặn do khai thác nƣớc dƣới đất từ thấu kính nƣớc nhạt vùng nam

định

Nguyễn Minh Khuyến*

Prediction of lowering dynamic water level and sea intrusion due to ground

water exploitation of fresh ground water bearing formations in Nam Dinh

area

Abstract: Fresh ground water resource in Nam Dinh area is very precious

natural resource. Nowadays, it has been lowering dynamic water level and

sea intrusion due to over exploitation without proper planning and

management. A result of prediction of lowering dynamic water level and sea

intrusion due to exploitation as present development gave an alert of

destroying ground water environment in this area.

1. Giới thiệu

Ven biển nước ta hình thành nhiều khối nước

dưới đất có độ khoáng hoá nhỏ, chất lượng tốt,

đáp ứng yêu cầu phục vụ cho ăn uống và sinh

hoạt. Hiện tại các vùng nước dưới đất nhạt này

được khai thác khá mạnh vì ở đây nước mặt bị

mặn hoá và nhiễm bẩn [6].

Vùng nước nhạt ở phía Đông tỉnh Nam Định là

một trong những vùng nói trên. Nguồn nước

ngầm ở đây đang được khai thác để phục vụ cho

ăn uống, sinh hoạt của nhân dân trong các huyện

phía Đông tỉnh Nam Định như Hải Hậu, Nghĩa

Hưng và một phần các huyện Xuân Trường,

Trực Ninh, Nam Trực [1,6]...

Hiện nay số, lượng giếng khai thác trong

vùng này cũng như số lượng giếng khai thác

trong khối nước nhạt vùng ven biển phía Đông

đồng bằng Bắc bộ tăng nhanh hơn và mực

nước có xu hướng giảm dần. Vấn đề cần đặt ra

cho việc khai thác ở đây là liệu với tình hình

khai thác hiện nay thì mực nước sẽ hạ thấp

như thế nào. Các giếng khoan UNICEF với loại

bơm như hiện nay liệu sau chục năm nữa còn

có khả năng hoạt động không, hay là mực

nước quá sâu không thể bơm được. Chất

lượng nước sẽ biến đổi như thế nào, mặn có

xâm nhập vào công trình khai thác không?

Trả lời các các câu hỏi trên là vấn đề hết sức

phức tạp, đòi hỏi phải có nhiều công trình khoan

thăm dò và kết hợp nhiều công tác khác nhau.

Bài báo này sẽ trình bày kết quả nghiên cứu của

tác giả về dự báo hạ thấp mực nước ngầm cũng

như xâm nhập mặn trong tương lai.

2. Đặc điểm địa chất thuỷ văn

Kết quả điều tra nghiên cứu trước đây [1,6]

đều cho thâý vùng nghiên cứu tồn tại các tầng

chứa nước chính sau :

2.1. Tầng chứa nƣớc Holocen trên (qh2)

Đây là tầng chứa nước thứ nhất kể từ mặt

đất, chúng được phân bố rộng khắp trong vùng

từ Tây sang Đông, chỉ trừ lại một diện tích nhỏ

của các chỏm đồi núi đá gốc và các trầm tích

tầng Hải Hưng trên lộ phía trên mặt ở phía Tây

Bắc vùng.

Đất đá của tầng chứa nước bao gồm toàn bộ

các trầm tích của hệ tầng Thái Bình. Thành phần

thạch học là cát, cát sét, sét, cát bột sét và các

di tích động thực vật màu xám, xám đen cấu tạo

mềm bở. Nước được tồn tại và vận động dưới

dạng lỗ hổng của nham thạch.

Chiều dày tầng chứa nước biến đổi từ 2 -

28m, ít khi gặp chiều dày lớn hơn, trung bình là

13,3m.

Qua tổng hợp tài liệu, thấy tầng chứa nước

qh2 thuộc tầng chứa nước không áp, chiều sâu

mực nước tĩnh phần lớn nằm khá nông thông

thường từ 0,5 - 3m, cá biệt gặp những lỗ khoan

hoặc giếng nằm sâu hơn.

Tại các lỗ khoan bơm nước thí nghiệm và lỗ

khoan tay múc nước thí nghiệm (Đoàn 63) thấy

lưu lượng Q = 0,1 - 1,45l/s.

Trầm tích hệ tầng Thái Bình đã nghèo nước

chiều dày lại mỏng, tuy không có khả năng

dùng để cung cấp nước cho ăn uống, sinh hoạt

nơi có nhu cầu lớn nhưng lại có ý nghĩa liên

quan đến đời sống sịnh hoạt hàng ngày của

nhân dân về mặt trồng trọt, chăn nuôi, ăn uống

sinh hoạt.

Trên bản đồ ĐCTV vùng nghiên cứu, các

vùng nhạt (M ( 1g/l), lợ (1< M 3g/l), mặn (>3g/l),

phân bố không theo quy luật nhất định và phụ

thuộc vào rất nhiều yếu tố chi phối, trong đó

phụ thuộc chủ yếu vào yếu tố thành phần thạch

học của tầng chứa nước và đặc điểm địa hình

cũng như hệ thống phát triển mạng sông ngòi

trong vùng.

Các vùng nước nhạt thường được phân bố

dọc theo hai bên bờ các sông lớn trong vùng, do

địa hình thấp chúng thường xuyên được nước

mặt và nước mưa rửa lũa, do vậy nước nhạt.

* Cục Quản lý nước - Bộ Tài nguyên Môi trường 68 Bùi Thị Xuân - Hà Nội Tel: 9437283, DĐ: 0912102974

Email: khuyen_tnn@yahoo.com

Các vùng nằm cách xa các sông lớn thành

phần nham thạch là sét, sét bột, tính thấm kém,

khi mưa xuống, nước dưới đất ít được rửa lũa

hoà tan nên nước thường bị mặn (M >1g/l).

Theo diện, từ phía tây Bắc xuống Đông

Nam, nhìn chung tổng khoáng hoá tăng dần.

Tóm lại: Qua những tài liệu nêu trên thấy

tầng chứa nước qh2 khả năng chứa nước

nghèo, chất lượng nước kém. Do vậy, không

có khả năng cung cấp nước dùng cho ăn uống,

sinh hoạt.

2.2. Tầng chứa nƣớc Holocen dƣới (qh1)

Tầng chứa nước phân bố rộng khắp vùng,

không thấy lộ trên mặt, ranh giới ngầm được

bao quanh các chỏm đồi đá gốc ở phía Tây

Bắc và Tây Nam vùng nghiên cứu bao gồm các

trầm tích sông biển, biển đầm lầy và trầm tích

biển (am QIV1-2hh1, mbQIV1-2hh1, mQIV1-

2hh1) thuộc hệ tầng Hải Hưng dưới .

Thành phần nham thạch chủ yếu là cát hạt

mịn, cát bột sét, sét bột lẫn cát và các thấu kính

sét xen kẹp trong tầng.

Có chiều dày khá duy trì và thường biến đổi

trong khoảng 1,3 - 27,5m, trung bình đạt

khoảng 12,25m. Tầng chứa nước qh1 nằm kế

tiếp với tầng cách nước QIV1-2hh2, đáy tầng

chứa nước qh1 nằm tiếp giáp với đất đá cách

nước phần trên của trầm tích QIII2vp, vì vậy

tầng chứa nước qh1 thuộc tầng chứa nước áp

lực. Tổng số các lỗ khoan nghiên cứu tầng này

là 10 lỗ khoan, trong đó có 1LK thu thập. Kết

quả như sau:

Mực nước áp lực cách mặt đất biến đổi từ

0,5 - 3,4m, cá biệt có lỗ khoan nằm sâu hơn.

Rất tiếc, đây là tầng có khả năng chứa nước

tương đối tốt, nằm ở nông, thuận lợi cho viếc

khai thác, nhưng chất lượng nước lại rất kém,

hầu hết các lỗ khoan đều bị mặn, tổng khoáng

hoá biến đổi từ 1,1 - 30,23g/l.

Tầng chứa nước qh1 thuộc loại tương đối

giàu nhưng lại lợ và mặn không thể dùng cho

ăn uống và sinh hoạt được. Tuy nhiên, những

vùng hiếm nước độ khoáng hoá M = 1 - 1,5 g/l

có thể dùng tạm được.

2.3. Tầng chứa nƣớc Pleistocen (qp)

Phân bố rộng khắp trong vùng, không thấy lộ

trên mặt, do các trầm tích trẻ hơn phủ kín, ranh

giới ngầm phía Tây Bắc bao quanh các đối đá

biến chất sông Hồng, phía Tây Nam bao quanh

các chân núi đá vôi hệ Triat, phía Đông Bắc,

Đông Nam chạy ra hết bờ biển.

Đất đá tầng chứa nước qp bao gồm trầm

tích sông hệ tầng Vĩnh Phúc aQIII2vp, các

nguồn gốc trầm tích QII-IIIhn, trầm tích hệ tầng

Lệ Chi QIlc.

Thành phần thạch học chủ yếu là cát sạn sỏi

thạch anh có lẫn ít cuội đa khoáng, phần phía

trên và phần dưới là các tập hạt mịn cát, bột sét

xen kẹp hoặc dạng thấu kính.

Chiều dày tổng cộng tầng chứa nước biến đổi

từ 10,0m đến 78,0m (LK54 Hải Hậu), chiều dày

trung bình toàn tầng chứa nước là 45,07m.

Nóc tầng chứa nước nằm tiếp dưới thể địa chất

không chứa nước hệ tầng Vĩnh Phúc đáy tiếp giáp

với m4 thuộc trầm tích hệ Neogen - Hệ tầng Vĩnh

Bảo, ở phía Tây một vài nơi phủ trực tiếp lên bề

mặt đá vôi T2ađg và đá biến chất PRsh.

Tầng chứa nước thuộc nước áp lực, mực

nước áp lực cao hơn nóc tầng chứa nước rất

lớn thường từ 40,0m đến 60,0m, có nơi đạt đến

70m (LK55) nên nằm cách mặt đất rất nông,

khoảng 0,00 - 2,5m, một vài nơi cao hơn mặt

đất từ +0,1m đến 0,7m (LK55, LK63, LK110a,

LK16a, và LK1 - BL).

Tầng chứa nước qp có ranh giới mặn nhạt,

xác định khá rõ ràng, phía bắc hầu như bị mặn

hết, tổng khoáng hoá M >1g/l. Đường ranh giới

mặn nhạt được xác định từ phía Tây Bắc, nằm

dưới phía Nam LK26 qua LK35, kéo dài gần sát

LK28, sang LK41 xuống phía Bắc LK55 và

LK63, ra biển, phía Đông Nam sát bờ biển

không phát hiện thấy ranh giới mặn nhạt, các lỗ

khoan LK54, LK57 khoan gần biển, tầng chứa

nước qp vẫn nhạt.

3. Dự báo mực nƣớc hạ thấp và xâm

nhập mặn do khai thác

3.1. Hiện trạng khai thác

Theo số liệu điều tra, thì việc khai thác nước

dưới đất của khối nước nhạt ở vùng phía Đông

Nam tỉnh Nam Định được bắt đầu từ năm 1990.

Theo kết quả điều tra sơ bộ thì tổng lượng

giếng khoan tính đến năm 1998 ở các huyện đã

được thống kê trong bảng 1.

Các giếng khoan chủ yếu khai thác trong

khối nước nhạt trong tầng chứa nước

Pleistocen và có chiều sâu từ 60 - 100m. Số

lượng giếng khai thác tầng này là khoảng 6 vạn

giếng. Lưu lượng khai thác tính tới thời điểm

hiện nay khoảng 60 nghìn m3/ngày.

Bảng 1. Số lƣợng giếng khoan kiểu UNICEF vùng Đông tỉnh Nam Định năm 1998

Huyện Nghĩa

Hưng Giao Thuỷ Trực Ninh

Hải

Hậu Nam Trực

Xuân

Trường

Số lượng giếng 23542 2931 7673 26267 2156 4031

Do tốc độ khai thác nhanh mà mực nước

trong vùng đã hạ thấp dần. Kết quả điều tra

cho thấy mực nước hạ thấp ở các giếng biến

đổi từ rất nhỏ cho tới 3m.

3.2. Tính toán mực nƣớc hạ thấp bằng mô

hình dòng chảy 3 chiều nƣớc dƣới đất

3.2.1. Phương trình vi phân

Phương trình vi phân mô tả chuyển động

của nước dưới đất được rút ra từ nghiên cứu

cân bằng nước trong một phân tố dòng ngầm

có kích thước dx.dy.dz [3,7] có dạng:

t

hSsW

hKzz

y

hKyy

yx

hKxx

x

(1)

ở đây Kx, Ky, Kz lần lượt là hệ số thấm theo

các phương x,y,z, W là lượng trao đổi nước

của phần tử với bên ngoài (..), Ss là hệ số nhả

nước.

3.2.2. Miền tính của mô hình

Mô hình gồm các huyện: Hải Hậu, Xuân

Thuỷ, Nghĩa Hưng là các huyện ven biển tỉnh

Nam Định (có hình minh hoạ kèm theo). Diện

tích mô hình là 2.236 km2 và được chia ra làm

110 cột và 86 hàng tạo thành các lưới ô vuông

mỗi ô có kích thước 500 x 500 (m) bao gồm 6

lớp:

- Lớp 1: Là lớp thấm nước yếu, có chiều

sâu đáy từ 6 đến 20 m. Hệ số thấm thẳng

đứng 0.005(m/ngày), hệ số thấm ngang

0.5(m/ngày). Hệ số nhả nước trọng lực 0.07,

hệ số nhả nước đàn hồi 0.001.

- Lớp 2: Là lớp chứa nước có áp (qh2), có

chiều sâu đáy từ 8 đến 46 m. Hệ số thấm thẳng

đứng 0.5(m/ngày), hệ số thấm ngang

5(m/ngày). Hệ số nhả nước trọng lực 0,15, hệ

số nhả nước đàn hồi 0,001.

- Lớp 3: Là lớp thấm nước yếu (cách

nước), có chiều sâu đáy từ 34 đến 64 m. Hệ

số thấm thẳng đứng 0,00017(m/ngày), hệ số

thấm ngang 0,0017(m/ngày). Hệ số nhả

nước trọng lực 0,07, hệ số nhả nước đàn

hồi 0.001.

- Lớp 4: Là lớp chứa nước có áp (qh1), có

chiều sâu đáy từ 40 đến 100 m. Hệ số thấm

thẳng đứng 3(m/ngày), hệ số thấm ngang

30(m/ngày). Hệ số nhả nước trọng lực 0,15,

hệ số nhả nước đàn hồi 0,001.

- Lớp 5: Là lớp thấm nước yếu (cách

nước), có chiều sâu đáy từ 65 đến 150m. Hệ

số thấm thẳng đứng 0,000017(m/ngày), hệ

số thấm ngang 0,00017(m/ngày). Hệ số nhả

nước trọng lực 0,07, hệ số nhả nước đàn

hồi 0,001.

- Lớp 6: Là lớp chứa nước có áp (qp), có

chiều sâu đáy từ 80 đến 250 m. Hệ số thấm

thẳng đứng 4(m/ngày), hệ số thấm ngang

40(m/ngày). Hệ số nhả nước trọng lực 0,15,

hệ số nhả nước đàn hồi 0,001.

3.2.3. Điều kiện biên

- Các hệ thống sông Hồng, sông Ninh Cơ,

sông Đáy và một số hệ thống sông khác, với

hệ số dòng chảy sông (C) từ 12.000 -

25.000m2/ngày(cho tầng ở dưới).

- Mực nước các sông được lấy theo mực

nước tại trạm Ba Lạt.

- Biên được coi là mực nước không đổi là

một dải cách mép biển Đông 500m có mực

nước bằng 1 m trên toàn biên.

Ngoài ra từ biên mực nước không đổi ra

phía biển chúng tôi coi là miền không tính.

Lượng cung cấp thấm của nước mưa và

nước tưới là 80mm/năm và lượng bốc hơi là

76mm/năm.

3.2.4. Lưu lượng khai thác

Trong mô hình chúng tôi mô phỏng mỗi xã

có một hệ thống khai thác nước tập trung (các

giếng UNICEF trong xã được thay bằng 1

giếng khoan công nghiệp) với lưu lượng khai

thác tập trung bằng tổng lưu lượng khai thác

của các giếng đơn lẻ.

Theo tài liệu điều tra sơ bộ về tình hình khai

thác, chúng tôi xác định lưu lượng khai thác

nước cho các xã từ năm 1990 đến năm 1997.

Số liệu này được chỉ ra ở trong bảng 2 và

được sử dụng để chạy bước chỉnh lý trong mô

hình.

Bảng 2. Bảng dự báo lƣu lƣợng khai thác chạy bƣớc chỉnh lý

Thời điểm Năm khai thác Lưu lượng khai thác (m3/ngày)

1 1990 4402

2 1991 8021

3 1992 14052

4 1993 19413

5 1994 31334

6 1995 39485

7 1996 46546

8 1997 60677

Theo số liệu dân số trong vùng, cũng

như tốc độ phát triển giếng hiện tại chúng

tôi chọn lưu lượng khai thác dự báo cho

vùng từ năm 2000 đến 2100. Lưu lượng

khai thác dự báo được chỉ ra ở bảng 3:

Bảng 3. Bảng thống kê lƣu lƣợng khai thác chạy bƣớc dự báo

Thời điểm Năm khai thác Lưu lượng khai thác (m3/ngày)

9 1998 76978

10 1999 86429

11 2000 85880

12 2005 124365

13 2010 124370

14 2020 124380

15 2030 124390

16 2040 124400

17 2050 124410

18 2060 135060

19 2070 135070

20 2080 135080

21 2090 135090

22 2100 135100

3.2.5. Kết quả chạy mô hình

Để chỉnh lý, làm chính xác các giá trị vào

của mô hình chúng tôi tiến hành chạy chỉnh

lý mô hình theo hai điêù kiện không có khai

thác và có khai thác .

Khi chạy mô hình trong điều kiện không

có khai thác, chúng tôi chỉnh các số liệu đầu

vào để mực nuớc tính toán phù hợp với quy

luật chung của mực nước trong điều kiện tự

nhiên.

Trong bước chỉnh lý mô hình trong điều

kiện có khai thác, chúng tôi sử dụng các

số liệu khai thác và quan trắc từ năm 1994

tới 1997. Trong bước này cũng chỉnh các

số liệu đầu vào để mực nước tính toán tại

các điểm quan trắc phù hợp với mực nước

thực tế

Kết quả tính toán cho thấy mực nước dự

báo lớn nhất tới năm 2005 là -10m, 2017 là

-18m, 2040 là -25m, 2065 là -30m, 2090 là -

35m và hạ thấp mực nước lớn nhất tương

ứng với các năm đó là 10, 18, 25, 30 và

35m. Như vậy, tốc độ hạ thấp hàng năm rất

nhỏ và gần đạt tới trạng thái ổn định.

Hình 1. Sơ đồ đường thủy đẳng áp lớp 6 (qp) năm 1997

Hình 2. Sơ đồ đường thủy đẳng áp lớp 6 (qp) năm 2090

3.3. Tính toán xâm nhập mặn

3.3.1. Cơ sở lý thuyết

Vận chuyển dung dịch trong môi trường lỗ

rỗng là quá trình cơ lý, hoá học rất phức tạp,

trong đó hai thành phần cơ bản của quá trình

này là: vận chuyển của các chất hoà tan dưới

tác dụng thuỷ động lực và khuyếch tán của

các ion và phần tử được hoà tạn trong nước

từ vùng có nồng độ cao tới vùng có nồng độ

thấp. Khi nước bị nhiễm bẩn chảy qua môi

trường lỗ rỗng nó sẽ trộn lẫn với nước không

bị nhiễm bẩn qua trình phân tán cơ học sẽ

làm cho nó bị pha loãng và làm giảm nồng độ

của chúng.

Quá trình khuyếch tán phân tử và phân tán

cơ học không thể tách rời nhau trong một

dòng ngầm và cả hai quá trình này được gọi

là quá trình phân tán thuỷ động lực [2,3].

Phương trình vi phân phân tán thuỷ động

lực một chiều có dạng:

t

C

x

CV

x

CD x2

2

L

(2)

ở đây: DL- Hệ số phân tán thuỷ động lực

theo chiều dọc;

C - Nồng độ dung dịch;

VX- Tốc độ chuyển động trung bình của

dòng ngầm theo phương x;

t - Thời gian tính từ khi bắt đầu xảy ra quá

trình khuyếch tán;

DL được xác định bởi công thức:

DL = aLVX + D*

trong đó: aL - hệ số phân tán động, theo

nghiên cứu thực nghiệm của Neuman(1990)

khi chiều dài của dòng ngầm nhỏ hơn 3500m,

aL được xác định bởi phương trình:

aL = 0.0175 L1.46

D* - hệ số khuyếch tán phân tử và có giá

trị rất nhỏ có thể bỏ qua khi tốc độ chuyển

động của nước ngầm khá lớn.

Trong trường hợp đơn giản nồng độ dung

dịch tại vị trí nguồn C0 không đổi theo thời

gian, tốc độ chuyển động của nước ngầm

cũng không đổi theo thời gian và không gian

thì nồng độ dung dịch ở thời điểm t tại vị trí

cách nguồn khoảng cách L được xác định bởi

phương trình:

(3)

Trong trường hợp phức tạp phương trình

vi phân được giải bằng phương pháp số.

Giải phương trình phân tán thuỷ động lực

bằng phương pháp sai phân hữu hạn.

Phương trình được viết dưới dạng sai

phân ẩn có dạng:

1k

1i

1k

1i

1k

i

1k

i

1k

i2

k

i

1k

i

CCxn

tv

CC2Cxn

D.tCC

(4)

Trong công thức trên i là số hiệu nút, k là

chỉ số thời gian.

Chúng tôi đã lập chương trình để giải

phương trình trên bằng ngôn ngữ QuickBasic

Theo bản đồ về hàm lượng Clo và độ tổng

khoáng hoá thì các xã gần biên mặn nhạt là

các xã ở phía Bắc và Tây Bắc của vùng, cách

biên mặn khoảng 2km.

Để an toàn, khi tính toán sơ đồ vỉa chứa

nước là vỉa vô hạn, cách ly với các tầng chứa

nước trên và dưới.

Trong tính toán dự báo biên mặn, lưu

lượng khai thác toàn vùng được lấy là 90.000

m3/ngày.

Để đơn giản, nồng độ đầu (hàm lượng clo)

vùng khai thác là không đổi theo vị trí và bằng

1,5 (g/l). Hàm lượng clo tại vùng mặn là

0.5(g/l) và hệ số khuếch tán D = 0.001. Độ lỗ

hổng hữu hiệu n = 0.2.

3.3.2. Kết quả dự báo xâm nhập mặn

Kết quả tính toán cho thấy sau 40.000

ngày khai thác tại giếng cách biên mặn 2,6

km tổng độ khoáng hoá của nước là 0,9(g/l)

vẫn nằm trong giới hạn cho phép (Bảng 4).

Bảng 4. Kết quả tính toán xâm nhập mặn vùng Nam Định

Nút lƣới Tổng độ khoáng hóa tại các nút lƣới, g/l

Số hiệu X Y Khoảng

cách, m

750

ngày

1000

ngày

1500

ngày

5000

ngày

10000

ngày

20000

ngày

40000

ngày

Nhánh phía Đông bắc

XN1-BIEN 39446 50321 290 1,500 1,500 1,500 1,500 1,500 1,500 1,500

XN1- 39313 50063 290 0,545 0,603 0,687 0,917 1,206 1,423 1,494

XN1- 39180 49805 351 0,503 0,511 0,531 0,654 0,931 1,270 1,458

XN1- 39026 49489 351 0,500 0,501 0,506 0,558 0,753 1,108 1,393

XN1- 38872 49174 401 0,500 0,500 0,501 0,526 0,662 0,989 1,320

XN1- 38708 48809 401 0,500 0,500 0,500 0,513 0,603 0,874 1,190

XN1- 38543 48443 266 0,500 0,500 0,500 0,507 0,560 0,727 0,929

XN1- 38435 48200 266 0,500 0,500 0,500 0,507 0,560 0,727 0,929

XN1- 38328 47956

CC

erfcL V t

D t

V L

Derfc

L V t

D t

x

L

x

L

x

L

0

2 2 2

.

.

.

.

Nhánh phía Đông

XN2-BIEN 51959 42975 1,500 1,500 1,500 1,500 1,500 1,500 1,500

XN2-1 51708 42828 291 0,539 0,591 0,665 0,876 1,156 1,392 1,487

XN2-2 51457 42681 291 0,502 0,509 0,526 0,630 0,881 1,221 1,439

XN2-3 51185 42520 316 0,502 0,501 0,504 0,546 0,714 1,052 1,362

XN2-4 50913 42359 316 0,500 0,500 0,501 0,517 0,620 0,912 1,266

XN2-5 50586 42165 379 0,500 0,500 0,500 0,507 0,569 0,798 1,134

XN2-6 50260 41972 379 0,500 0,500 0,500 0,503 0,539 0,682 0,904

XN2-7 50006 41972 297 0,500 0,500 0,500 0,503 0,539 0,682 0,904

XN2-8 49752 41664 297

Hình 3. Đồ thị biến đổi độ tổng khoáng hóa phần phía Đông thấu kính nước nhạt khu vực phía

Nam tỉnh Nam Định

4. Kết luận

Điều kiện hình thành khối nước nhạt cũng như điều kiện địa chất thuỷ văn của vùng phía Đông tỉnh

Nam Định là hết sức phức tạp. Bằng các công cụ hiện đại để dự báo mực nước hạ thấp và xâm nhập

mặn, có thể rút ra một số kết luận như sau:

- Nước nhạt ở vùng Đông tỉnh Nam Định có sự phân bố rộng không chỉ ở trong đất liền mà còn kéo

dài ra biển. Khối nước này phân bố ở phần lớn trên phạm vi đất liền được bao quanh bởi nước mặn

(M>1g/l). Song giữa chúng có quan hệ chuyển tiếp từ từ.

- Trong quá trình khai thác khối nước nhạt, quá trình thấm xuyên từ tầng chứa nước trên và dưới

nó vào tầng nước nhạt được khai thác, đồng thời xẩy ra quá trình di chuyển của biên mặn từ khối

nước mặn vào khối nước nhạt. Tuy nhiên, tốc độ xâm nhập mặn không lớn.

-Với số liệu hạn chế như hiện nay bước đầu có thể dự báo mực nước hạ thấp sẽ tiếp tục tăng, nếu

với lưu lượng khai thác là 130.000m3/ngày thì tới năm 2100 mực nước sẽ đạt tới chế độ ổn định và mực

nước hạ thấp lớn nhất sẽ là 35m vì vậy vào khoảng năm 2005 - 2010 các bơm hút nước tại các giếng

UNICEF hiện nay sẽ không còn đủ khả năng hút và phải thay thế bằng loại bơm có khả năng hút sâu

hơn.

Tài liệu tham khảo

[1]. Đoàn Văn Cánh. Nghiên cứu chất lượng môi trường NDĐ trong thấu kính nước nhạt dải ven

biển tỉnh Nam Định bằng phần mềm GWW. Tuyển tập các công trình khoa học. Tập 26. Đại học Mỏ -

Địa chất, 1997, trang 20-24.

[2]. Phạm Quý Nhân. Dự báo dịch chuyển vật chất trong NDĐ bằng mô hình 3 chiều. Tạp chí Địa kỹ

thuật số 12/1999, trang 23-25.

[3]. Mary P. Anderson, William W. Woessner. Applied ground water modelling. Simulation of flow and

advective transport. Academic press, Inc. NewYork, 1992, 379 trang.

[4]. Nilson Guiguer and Thomas Franz. Visual Modflow. Version2.00. Waterloo Hydrogeologic Sofware.

Ontario - Canada, 1996, 166 trang.

[5]. Michael G. McDonald and Arlen W. Harbaugh. A modular three-dimensional finite-diference

groundwater flow model. The United States Geological Survey, 1988, 326 trang.

[6]. Đặng Đình Phúc. Nghiên cứ đánh giá tiềm năng hiện trạng khai thác và dự báo cạn kiệt, xâm

nhập mặn nước dưới đất vùng duyên hải tỉnh Nam Định. Hà Nội 2000, 107 trang. Herbert F. Wang, Mary P. Anderson. Introduction to groundwater modelling. Finte difference and finite element methods. Academic Press. NewYork 1982. 108 trang.

Người phản biện: PGS.TS. Phạm Quý Nhân

Đánh giá tiềm năng nƣớc ngầm và khả năng nhiễm mặn trong quá trình khai thác trên đảo

vĩnh thực - quảng ninh

Ngô Ngọc Cát*, Nguyễn Văn Hoàng**

Estimation of groundwater potential and possible salt water intrusion in

Vinh Thuc island - Quang Ninh

Abstract: Fresh water resources are valuable and important for the people

life and local socio-economic development. More than half of Vinh Thuc

island's area is a plain and consists of Quaternary formation, which is

favorable conditions (including fresh groundwater) for economic

development. Fresh groundwater resources of the island are important

conditions for socio-economic development, especially its temporal

variability and salt water intrusion. This paper estimates Quaternary

groundwater abstraction potential and possible salt water intrusion.

1. mở đầu

Đảo Vĩnh Thực nằm ở phớa Nam cực Nam

huyện Hải Ninh-tỉnh Quảnh Ninh gồm hai xó

Vĩnh Thực ở nửa phớa Đụng và Vĩnh Trung ở

nửa phớa Tõy của đảo. Tổng dõn số khoảng

trờn 4000 người. Hoạt động kinh tế chủ yếu là

nụng nghiệp và đỏnh bắt thủy sản. Đảo nằm xa

đất liền nờn nước sinh hoạt chủ yếu lấy từ

ngay trờn đảo là nước mưa và nước ngầm. Sự

tập trung mưa vào 3-4 thỏng mựa mưa nờn

khú khăn về nước nhạt vào cỏc thỏng cũn lại

trong năm. Nước ngầm được người dõn khai

thỏc bằng cỏc giếng đào là chủ yếu, tuy nhiờn

nhiều nơi nước bị mặn lợ. Điều kiện địa chất

thủy văn và tiềm năng khai thỏc cũng như dự

bỏo xõm nhập mặn sẽ được trỡnh bày trong

cỏc phần dưới đõy của bài bỏo.

2. điều kiện địa chất thủy văn đảo vĩnh

thực:

Trờn đảo tồn tại cỏc tầng sau đõy:

i. Tầng chứa nước Holocen thượng

(mQIV3): thành phần là cỏt bột sột, dày 0,5m -

1,0m, lộ ở khu vực Cửa Đài và ven biển trờn

diện tớch khoảng 18,78km2 và bị ngập khi triều

lờn.

ii. Tầng chứa nước Holocen hạ-trung

(mQIV1-2) cú thành phần là cỏt sạn sỏi thạch

anh phõn bố rộng rói ở trung tõm đảo và phớa

phớa Nam đảo cú chiều dày trung bỡnh 6-8m.

iii. Tầng thấm yếu Holocen thượng (mQIV1-

2): thành phần là sột lẫn sỏi sạn lộ ở khu vực,

dày 4-16,8m, trung bỡnh 8,3m

iv. Tầng chứa nước khe nứt Hà Cối (J1-2hc)

lộ ở khu vực rỡa phớa Bắc của đảo. Thành phần

thạch học là cuội, cỏt kết thạch anh màu xỏm

xanh, xỏm trắng, từ độ sõu 21m (GK1) đến 24m

(GK4) bị phong húa nứt nẻ với chiều dày trung

bỡnh 10,75m. Hệ số dẫn nước theo kết quả thớ

nghiệm là 53,711m2/ngày (GK1) và

52,947m2/ngày (GK3), lấy trung bỡnh là

53,3m2/ngày và cho hệ số thấm trung bỡnh là

5m/ngày. Từ độ sõu hơn trở xuống mức độ nứt

nẻ rất bộ và đụi nơi trờn mặt sản phẩm phong

húa là sột lẫn sạn thấm nước kộm.

v. Tầng chứa nước khe nứt Đevon hạ-loạt

Sụng Cầu (D1sc) phõn bố ở phớa Nam đảo.

Thành phần thạch học là sột kết xen kẹp cỏt kết

thạch anh, từ độ sõu 23m (GK5) đến 27m

(GK6) bị phong húa nứt nẻ trung bỡnh đến

mạnh với chiều dày trung bỡnh 15,5m. Hệ số

Viện khoa học và công nghệ Việt Nam Hoàng Quốc Việt - Cầu Giấy - Hà Nội * Tel: 7910212; DĐ: 0913229029

** DĐ: 0912150785; Email: umnuidog@yahoo.com

dẫn nước theo kết quả thớ nghiệm là

49,564m2/ngày (GK5) và cho hệ số thấm trung

bỡnh là 3,28m/ngày. Từ độ sõu hơn trở xuống

mức độ nứt nẻ rất bộ, thấm nước kộm.

1-21-21-21-21-21-21-21-21-2

mQmQmQmQmQmQmQmQmQ

mQmQmQmQmQmQmQmQmQ

1scD

IVIVIVIVIVIVIVIVIV

333333333mQmQmQmQmQmQmQmQmQ

D1scIVIVIVIVIVIVIVIVIV

VÜnh TrungVÜnh TrungVÜnh TrungVÜnh TrungVÜnh TrungVÜnh TrungVÜnh TrungVÜnh TrungVÜnh Trung

GK5 GK6

chØ dÉn

TÇng chøa n­íc lç hæng Holocen th­îngIVIVIVIVIVIVIVIVIV333333333

tm1TÇng chøa n­íc lç hæng Holocen h¹-trung

TÇng c¸ch n­íc §evon h¹ - lo¹t S«ng CÇu

O -S3

GK5

mQmQmQmQmQmQmQmQmQ1-21-21-21-21-21-21-21-21-2

IVIVIVIVIVIVIVIVIV GK4

GK1

O -S

J1-2hc

3 tm1

VÜnh ThùcVÜnh ThùcVÜnh ThùcVÜnh ThùcVÜnh ThùcVÜnh ThùcVÜnh ThùcVÜnh ThùcVÜnh ThùcGK2

GK3

GK7

LK vµ ký hiÖu

TÇng c¸ch n­íc hÖ tÇng Hµ Cèi

Ranh giíi x·

Ranh giíi §CTVdù ®o¸n

§øt g·y

TÇng c¸ch n­íc ph©n hÖ tÇng trªn TÊn Mµi

c¸c ký hiÖu kh¸c

Ranh giíi §CTV

1-2hcJ

Hỡnh 1. Bản đồ địa chất thủy văn đảo Vĩnh Thực

6. Tầng chứa nước khe nứt Ocdovic-Silua hệ

tầng Tấn Mài (O3-Stm1) phõn bố ở trung tõm

đảo kộo dài từ Đụng sang Tõy. Thành phần

thạch học bột kết đụi nơi xen kẹp phiến thạch

anh, từ độ sõu 6m đến 25m (GK7) bị phong húa

nứt nẻ mạnh với chiều dày trung bỡnh 19m. Hệ

số dẫn nước theo kết quả thớ nghiệm là

72,511m2/ngày (GK7) và cho hệ số thấm trung

bỡnh là 3,82m/ngày. Từ độ sõu hơn trở xuống

mức độ nứt nẻ rất bộ, thấm nước kộm. Như vậy

cỏc tầng chứa nước ngầm cú tiềm năng cung

cấp nước nhạt là: 1) Holocen hạ - trung (mQIV1-

2); 2) Hà Cối (J1-2hc); 3) Tầng chứa nước khe

nứt Đevon-loạt Sụng Cầu (D1sc); và 4) Ocdovic

- Silua hệ tầng Tấn Mài (O3-Stm1).

3. Tính toán trữ lƣợng khai thác tiềm

năng trong các tầng chứa nƣớc trên đảo

Vĩnh Thực

3.1. Trữ lƣợng khai thác tiềm năng

Một trong các phương pháp xác định trữ

lượng khai thác tiềm năng nước dưới đất gần

với thực tế khai thác hơn là xác định lưu lượng

khai thác của tất cả các ô lưới có kích thước

xác định trên cơ sở về tính đồng nhất của đất

đá chứa nước, mật độ dân số, vị trí các cum

cung cấp nước trong tương lai và nhu cầu

nước. Công thức của M. Masket(Ph.M.

Botrever (Drobnokhod nà nnk, 1982) nhằm xác

định lưu lượng khai thác tiềm năng gần đúng từ

từng ô lưới như sau:

Đối với tầng có áp:

GL

GLDDKTDD

DD

KTLCTNCPKT

r

R

Km

RtR

R

tQQSQ ln

2*:

*

22

2

(2)

Đối với tầng không áp:

GL

DD

2

DDKT

2

DD2

DD

KTLCTN

CPCPKT

r

Rln

KH2

Rt:

RR

tQQ

H2

S1SQ

(3)

trong đó: SCP-đại lượng hạ thấp mực nước

cho phép, (*-hệ số nhả nước đàn hồi, (-hệ số

nhả nước trọng lực, tKT-thời gian khai thác, K-

hệ số thấm, m-chiều dày tầng chứa nước có

áp, H-chiều dày tầng chứa nước không áp,

QTN-trữ lượng động tự nhiên, QLC-trữ lượng

nước lôi cuốn (từ ao hồ sông suối), RDD-bán

kính dẫn dùng (RGL=0,565(x), (x-chiều dài

cạnh lưới ô vuông, rGL-bán kính giếng lớn (với

số lượng lỗ khoan khai thác khoảng 2(3 và

phân bố cách đều nhau, bán kính giếng lớn

khoảng 10m).

Theo công thức xác định trữ lượng khai thác

tiềm năng từ các ô lưới nêu trên chúng ta sẽ

xác định được lượng nước có thể khai thác

hơn khi tầng chứa nước khai thác được bổ cập

nhiều hơn về trữ lượng động qua QTN và trữ

lượng tĩnh qua chiều dày tầng chứa nước (m

hoặc H) và đại lượng hạ thấp mực (áp lực)

nước SCP. Như vậy một thông số khác cần có

để xác định được trữ lượng khai thác tiềm năng

của 3 tầng chứa nước trên khu vực đảo Vĩnh

Thực là trữ lượng động tự nhiên QTN-trữ

lượng động tự nhiên (trong nghiên cứu này

không đề cập đến trữ lượng lôi kéo QLK do nó

hình thành chủ yếu do thấm từ biển vào trong

quá trình khai thác, lại là nước mặn, nên coi

bằng 0, tức là phải có biện pháp ngăn ngừa

thấm nước biển vào). Trữ lượng động tự nhiên

trên khu vực nghiên cứu chủ yếu là nước mưa

ngấm. Phân bố mưa trong năm thể hiện trên

hình 2 (tài liệu trạm đo mưa tạo đảo Cô Tô).

Hình 2. Phân bố mưa trong năm

Đối với tầng chứa nước Holocen Trung Hạ

có thể lấy hệ số ngấm hữu hiệu của nước mưa

là 20%, còn đối với hai tầng còn lại lấy bằng

10% (do độ thấm của đất thấp hoặc phải thấm

xuyên từ các tầng chứa nước hoặc thấm yếu

nằm trên). Tổng lượng mưa trong 7 tháng này

là 1600mm cho tổng lượng nước mưa trên

1km2 diện tích là 1,6x106m3 trong 1 năm

(trung bình toàn năm là 4444m3/ngày). Như

vậy lượng nước mưa ngấm xuống tầng

Holocen trung, hạ là 889m3/ngày/km2. Khai

thác hiệu quả chỉ có thể ở điều kiện không áp

nên sẽ tính toán trữ lượng khai thác tiềm năng

theo sơ đồ tầng không áp.

Bảng 1. Kết quả tính trữ lƣợng khai thác tiềm năng cho 1km2.

Thông số K ( H QTN Q

Tầng chứa nước Holocen hạ - trung (mQIV1-2) 20,00 0,10 7,00 889 875,06

Tầng chứa nước lỗ hổng Holocen hạ - trung

(mQIV1-2): 10,108km2 (đã trừ phần bị Holocen

thượng phủ lên); (QKT(8845m3/ngày.

3.2. Tính toán lƣu lƣợng khai thác tối ƣu

bằng lập trình động liên kết với mô hình

phần tử hữu hạn

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

015

30

45

60

75

90

105

120

135

150

165

180

195

210

225

240

255

270

285

300

315

330

345

360

Ngày

Mư

a tru

ng

bìn

h th

án

g (

mm

).

Lập trình động (LTĐ) xác định lưu lượng

khai thác cực đại trong tầng chứa nước không

áp khi đã khống chế mực nước tại một số vị trí

từ đây sẽ được tiến hành như đối với tầng

chứa nước có áp. Có thể tham khảo các chi tiết

của cơ sở toán học cũng như các thuật toán

LTĐ trong tính toán khai thác tối ưu nước dưới

đất trong tầng chứa nước có áp trong các tài

liệu đã công bố về lập trình động hoặc các công

trình của Nguyễn Văn Hoàng & Đặng Hữu Ơn

(1999), Nguyễn Văn Hoàng (2000) và Nguyễn

Văn Hoàng & Nguyễn Thành Công (2000) về

vấn đề này. Phần này chỉ chỉ giới thiệu sơ đồ

khối của phương pháp tính toán cho tầng chứa

nước không áp cho trong Hình 3.

Hình 3. Sơ đồ khối quá trình xác định lưu lượng

khai thác tối ưu đối với tầng không áp

Trên thực tế việc khai thác được thực hiện

bằng một số lỗ khoan khai thác cụ thể phân bố

theo sơ đồ nhất định vì vậy lưu lượng nước

khai thác sẽ khác trữ lượng khai thác tiềm năng

tính theo phương pháp nêu trên, đặc biệt với

sự thay đổi lượng nước mưa ngấm theo thời

gian trong năm và mực nước trong các lỗ

khoan khai thác không đổi thì lưu lượng khai

thác sẽ biến đổi tương ứng theo thời gian. Lấy

miền mô hình là hình vuông có cạnh 1040m.

Hai trường hợp mô hình là 1) Cả 4 biên mô

hình là biên không thấm (trường hợp này

tương đương với khai thác từ các cụm lỗ khoan

đặt tại tâm các ô vuông), và 2) Một cạnh nằm

dọc bờ biển là biên có mực nước không đổi, 3

biên còn lại là biên không thấm. Các thông số

sử dụng trong mô hình lấy theo giá trị trung

bình: chiều dày tầng trung bình là 7m, hệ số

thấm trung bình là 20m/ngày. Mô hình số phần

tử hữu hạn và lập trình động đối với tầng chứa

nước không áp được áp dụng ở đây. Trong

trường hợp này chúng ta sẽ xác định lưu lượng

khai thác của một hệ thống các lỗ khoan dự

định trên hình vuông 1040m(1040m. Ba lỗ

khoan khai thác nằm cách nhau khoảng 160m.

Lưới phần tử hữu hạn và các lỗ khoan bơm hút

cho trên Hình 4.

Hình 4. Lưới phần tử hữu hạn miền

133

265 273

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26

415 416 417 418 419 420 421 422 423 424 425 426 427

428 429 430 431 432 433 434 435 436 437 438 439 440

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28

374 375 376 377 378 379 380 381 382 383 384 385 386 387

388 389 390 391 392 393 394 395 396 397 398 399 400 401

0 80 160 240 320 400 480 560 640 720 800 880 960 1040

Kho¶ng c¸ch (m)

0

40

80

120

160

200

240

280

320

360

400

440

480

520

560

600

640

680

720

760

800

840

880

920

960

1000

1040

Kho¶ng c

¸ch (

m)

Sè thø tù nót Sè thø tù ph©n tö

Nót b¬m hót: 133, 265, 273 TÊt c¶ 4 biªn cã ®iÒu kiÖn dßng ch¶y vµo ®· x¸c ®Þnh=0(Tr­êng hîp c¹nh biÓn biªn nµy cã mùc n­íc ®· biÕt)

mô hình 1040m(1040m

Nước mưa cung cấp với cường độ thấm

bằng 20% trong khoảng thời gian từ ngày thứ

105 đến ngày thứ 315.

Bảng 2. Kết quả xác định lƣu lƣợng khai thác tối ƣu (m3/ngày)

bằng LTĐ (lƣới 1040m(1040m)

Năm thứ: 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 2,25 2,5

4 biên cách

nước

Q1LK 211,9 222,5 298,8 161,4 89,4 153,0 260,9 146,0 82,0 148,2

( Q1 của 3 LK 635,8 667,4 896,4 484,2 268,2 459,1 782,6 437,9 246,0 444,6

Có 1 biên

giáp biển

Q2LK 269,3 321,8 369,4 259,0 227,3 307,9 365,2 257,8 227,0 307,8

( Q2 của 3 LK 808,0 965,3 1108,3 776,9 681,9 923,7 1095,6 773,5 680,9 923,3

Năm thứ: 2,75 3 3,25 3,5 3,75 4 4,25 4,5 4,75 5

4 biên cách

nước

Q1LK 258,0 144,8 81,4 147,8 257,8 144,7 81,4 147,8 257,8 144,7

( Q1 của 3 LK 774,0 434,3 244,2 443,4 773,3 434,0 244,1 443,3 773,3 434,0

Có 1 biên

giáp biển

Q2LK 365,2 257,8 227,0 307,8 365,1 257,8 227,0 307,8 365,1 257,8

( Q2 của 3 LK 1095,5 773,5 680,9 923,3 1095,4 773,5 680,9 923,3 1095,4 773,5

- Trường hợp 4 biên cách nước có lưu

lượng TB: của 1LK là 178,8m3/ngày; của cả

3LK là 536,5m3/ngày.

- Trường hợp có 1 biên giáp biển có lưu

lượng trung bình: của 1LK là 297,9m3/ngày;

của cả 3LK là 893,7m3/ngày

Diện tích tầng chứa nước Holocen hạ - trung

là 10,108km2 nên tổng lượng khai thác theo sơ

đồ này khoảng 5400m3/ngày. Sự biến đổi lưu

lượng khai thác của 3 LK trong hai trường hợp

thể hiện trên Hình 5, chiều dày tầng vào cuối năm

thứ 5 thể hiện trên Hình 6 và 7.

Hình 5. Dao động tổng lưu lượng khai thác tối ưu (trường hợp 1040m(1040m)

Hình 6. Chiều dày tầng chứa nước sau 5 năm-4 biên cách nước

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

0.0

0

0.2

5

0.5

0

0.7

5

1.0

0

1.2

5

1.5

0

1.7

5

2.0

0

2.2

5

2.5

0

2.7

5

3.0

0

3.2

5

3.5

0

3.7

5

4.0

0

4.2

5

4.5

0

4.7

5

5.0

0

Thời gian tính từ ngày 1 tháng 1 năm đầu tiên bắt đầu bơm (năm)

Tổ

ng

lư

u lư

ợn

g c

ủa

3 L

K (

m3/n

gà

y)

4 biên không thấm

Có biên giáp biển

0 80 160 240 320 400 480 560 640 720 800 880 960 1040

Kho¶ng c¸ch (m)

0 80 160 240 320 400 480 560 640 720 800 880 960 1040

0

80

160

240

320

400

480

560

640

720

800

880

960

1040

Kho

¶ng

c¸

ch

(m

)

0

80

160

240

320

400

480

560

640

720

800

880

960

1040

Ghi chó: ChiÒu dµy tÇng chøa n­íc ban ®Çu lµ 7.0m Tr­êng hîp 4 biªn c¸ch n­íc

Hình 7. Chiều dày tầng chứa nước sau 5 năm-biên dưới giáp biển

3.3. Đánh giá quá trình lan truyền mặn

đối với trƣờng hợp khai thác từ ô có

biên giáp biển

Kết quả dự báo trong cả hai trường hợp

trên đều cho thấy mực nước động thấp hơn

mực nước biển và khả năng xâm nhập mặn

theo thời gian là không tránh khỏi.

Phương trình đạo hàm riêng mô tả quá

trình lan truyền vật chất trong dòng nước

dưới đất bởi cả hai cơ chế lôi cuốn và phân

tán trong không gian hai chiều (x, y) có thể

được viết như sau (Ghislain de Marsily,

1987, Jacob Bear and Arnold Verruijt,

1987):

t

CR

y

C

x

C

y

CD

x

CD yxyx

2

2

2

2

(4)

ở đây: Dx, Dy : các hệ số phân tán thủy

động lực học theo hướng x, y (L2/T), C:

nồng độ vật chất trong nước (M/L3), (x, (y:

vận tốc thực của dòng nước theo hướng x

và y (M/T), R: hệ số chậm trễ; t: thời gian

(T); Dx=ax(x;Dy=ay(y; ax và ay tương ứng

là độ khuếch tán theo phương x và y (M).

Phương trình (4) chỉ có lời giải duy nhất

khi có đầy đủ các điều kiện ban đầu và điều

kiện biên được mô tả như sau :

Điều kiện ban đầu là phân bố nồng độ

của vật chất đang xem xét vào thời điểm

ban đầu tùy ý t=t0 tại mọi vị trí trong miền

tính toán:

C C x yo ( , ) (5)

Các điều kiện biên có thể là một hoặc

đồng thời các dạng sau:

( Biên có nồng độ đã biết:

C=Cc trên c (6)

( Biên có gradient nồng độ pháp tuyến

với đường biên đã biết:

Cq

n trên qc (7)

( Biên có dòng vật chất khuếch tán(lôi

cuốn pháp tuyến với biên đã biết:

n

CCDC

0

nnn

trên q(c (8)

ở đây: (0, C( tương ứng là dòng chất

0 80 160 240 320 400 480 560 640 720 800 880 960 1040

Kho¶ng c¸ch (m)-biªn däc bê biÓn

0 80 160 240 320 400 480 560 640 720 800 880 960 1040

0

80

160

240

320

400

480

560

640

720

800

880

960

1040

Kho¶ng c

¸ch (

m)

0

80

160

240

320

400

480

560

640

720

800

880

960

1040Ghi chó: ChiÒu dµy tÇng chøa n­íc ban ®Çu lµ 7.0m Tr­êng hîp cã 1 biªn gi¸p biÓn

MiÒn m« h×nh lan truyÒn mÆn

lỏng và nồng độ vật chất của chất lỏng này

qua biên.

Tạm thời bỏ qua vế phải của (4) các

phép biến đổi phần tử hữu hạn tạo nên hệ

phương trình tuyến tính mà biến số là nồng

độ được viết dưới dạng ma trận: FKC

(9)

Trong các phép biến đổi PTHH đã tạm

xem là chế độ ổn định. Nếu ở chế độ

không ổn định sẽ có thêm trong vế trái của

hệ phương trình thành phần đạo hàm bậc

nhất của các biến số theo thời gian, cụ thể

là:

FKCC

R dt

d (10)

Một số sơ đồ sai phân theo thời gian cụ

thể sau.

(i) Sơ đồ sai phân tiến:

nnn F

CK

C

n

1

n t-+

t (11)

(ii) Sơ đồ sai phân lùi:

1

n

1

n t t

nnn F

CCK (12)

(iii) Sơ đồ trung tâm:

1

n

1

n 2

1

2

1

t2

1

t2

1

nnnn FF

CK

CK (13)

ở đây: [ ] là các ma trận N(N, và { } là

các ma trận cột N được hình thành từ việc

sử dụng phương pháp PTHH để giải

phương trình vận chuyển vật chất bởi dòng

nước ngầm có các điều kiện biên cụ thể đã

cho và các hình dạng lưới và kích thước

lưới đã chọn; (tn là bước thời gian và

(tn=tn+1-tn; ký hiệu dưới chân n, n+1 tương

ứng cho thời điểm n và n+1.

Để đảm bảo độ chính xác cần thiết chiều

dài phần tử và bước thời gian tính toán

được chọn như sau (Huyakorn và Pinder,

1987):

1x

tCrCourant sèvµ

2D

xPe Peclet Sè

i

i,x

i,xx

ii,x

(14)

Theo Gelhar L. W., C. Welty và K. R.

Rehfeldt (1992) và cũng để có mức độ an

toàn lớn độ phân tán cơ học của đất tầng

Holocen trung - hạ lấy bằng ay = aL

=1m/ngày, còn độ lỗ rỗng hữu hiệu lấy bằng

độ nhả nước theo các tài liệu tham khảo là

0,1. Khả năng hấp thụ trao đổi của đất đá

đối với chất hoà tan trong nước được thể

hiện trong hệ số chậm chễ. Thành phần

thạch học tầng là cát cuội sỏi nên khả năng

hấm thụ muối là rất thấp và cũng nhằm có

độ an toàn cao hơn nên cho khả năng hấp

thụ bằng không. Như vậy hệ số R có giá trị

là 1.

Để đánh giá lan truyền mặn đã chọn miền

tính toán như trên Hình 7, phần tử có cạnh

theo phương vuông góc với biên giáp biển

(chiều chính của dòng chảy) là 2m và

phương ngang là 40m (Hình 8). Trường vận

tốc thực dòng chảy theo hướng và tương đối

theo giá trị (vào cuối năm thứ 5) thể hiện

trên Hình 8. Kết quả phân bố nồng độ muối

tương đối theo nồng độ muối của nước biển

sau 2 và 3 năm thể hiện tương ứng trên

Hình 9-10.

Hình 8. Vận tốc thực dòng chảy nước ngầm (chiều dài mũi tên tỷ lệ với vận tốc)

0 40 80 120 160 200 240 280 320 360 400 440 480 520

Kho¶ng c¸ch (m)-biªn gi¸p biÓn

0

50

100

150

200

250

300

350

400

Kh

o¶

ng

c¸

ch

(m

)

Khu vùc c¸cLK hót n­íc

Hình 9. Đường đẳng nồng độ muối tương đối vào cuối năm thứ 2

Hình 10. Đường đẳng nồng độ muối tương đối vào cuối năm thứ 3

40 80 120 160 200 240 280 320 360 400 440 480 520

Kho¶ng c¸ch (m)-biªn gi¸p biÓn

0

40

80

120

160

200

240

280

320

360

400

Kho¶ng c

¸ch (

m)-

biª

n g

i¸p b

iÓn

0.0

2

0.0

5

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.8

0.9

0.9

5

0.9

9

1

Nång ®é muèi t­¬ng ®èi so víi n­íc biÓn (cuèi n¨m 2)

40 80 120 160 200 240 280 320 360 400 440 480 520

Kho¶ng c¸ch (m)-biªn gi¸p biÓn

0

40

80

120

160

200

240

280

320

360

400

Kho¶ng c

¸ch (

m)-

biª

n g

i¸p b

iÓn

0.0

2

0.0

5

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.8

0.9

0.9

5

0.9

9

1

Nång ®é muèi t­¬ng ®èi so víi n­íc biÓn (cuèi n¨m 3)

4. Kết luận

Trữ lượng khai thác tiềm năng nước dưới đất của tầng Holocen hạ - trung là

875,06m3/ngày/km2 và chủ yếu là từ nguồn nước mưa cung cấp. Lưu lượng khai thác trung bình

bằng 3 lỗ khoan phân bố như trong mô hình là 536.5m3/ngày (dao động tương đối lớn theo thời

gian trong năm) tức là bằng 61% trữ lượng khai thác tiềm năng. Vì vậy đánh giá lưu lượng khai

thác cần thực hiện bằng tính toán cho sơ đồ khai thác cụ thể và theo thời gian. Về chất lượng

nước, nguồn gốc hình thành nước dưới đất trên đảo là nước mưa nên chất lượng tốt (nếu không

bị nhiễm bẩn hoặc nhiễm mặn). Tuy nhiên như kết quả mô hình trên cho thấy khai thác nước khu

vực ven bờ biển khả năng nhiễm mặn là rất lớn do các tầng chứa nước có hệ số thấm cao, bề mặt

các tầng chứa nước lại nằm không cao hơn mặt nước biển là bao nhiêu. Với mô hình khai thác

tầng Holocen trung hạ ven biển như nêu trên thì chỉ 2 năm sau nước khai thác sẽ bị mặn vượt quá

tiêu chuẩn nước sinh hoạt. Vì vậy đối với các công trình khai thác nước dự kiến trên đảo cần phải

tiến hành các khảo sát chi tiết và tính toán đánh giá khả năng nhiễm mặn cụ thể để lựa chọn vị trí

phù hợp.

Tài liệu tham khảo

1. Bear J. 1972, Dynamics of fluids in porous media. American Elsevier Publishing Company

Inc. New York-London-Amsterdam. (Tiếng Anh)

2. Bear J. and Verruijt A., 1987, Modeling Groundwater Flow and Pollution, Reidel Publishing

Company, Dordrecth, Holland. (Tiếng Anh)

3. Drobnokhod và nnk, 1982, Đánh giá nguồn nước dưới đất. Nhà xuất bản Trường Cao học

(Tiếng Nga)

4. Frind E. O. and Hokkanen G. E. 1987, Simulation of the Borden Plume Using the Alternating

Direction Garlenkin Technique. Water Resources Research, Vol. 23, No. 7, p. 918-930. (Tiếng

Anh)

5. Gelhar L. W., C. Welty and K. R. Rehfeldt, 1992,. A critical Review of Data on Field-Scale

Dispersion in Aquifers. Water Resources Research, Vol. 28, No. 7, p. 1955-1974. (Tiếng Anh)

6. Ghislain de Marsily 1987, Quantitative Hydrogeology: Groundwater Hydrology for Engineers.

Academic Press Inc., Harcourt Brace Jovanovich Publishers. (Tiếng Anh)

7. Huyakorn Pinder, 1987, Computational method in subsurface flow, Academic Press. (Tiếng

Anh)

8. Nguyễn Trường Giang và nnk, 1992, Báo cáo chuyên khảo "Nước dưới đất các đồng bằng ven

biển Trung và Nam Trung Bộ Việt Nam". Liên đoàn ĐCCT-ĐCTV Miền nam, 1992.

9. Nguyễn Trường Giang và nnk, 1998, Nước dưới đất các đồng bằng ven biển Nam Trung Bộ.

Cục Địa chất và khoáng sản(Bộ Công nghiệp. Hà Nội(1998.

10. Nguyễn Trường Giang và nnk, 1998, Nước dưới đất các đồng bằng ven biển Bắc Trung Bộ.

Cục Địa chất và khoáng sản(Bộ Công nghiệp. Hà Nội(1998.

11. Nguyễn Văn Hoàng & Đặng Hữu Ơn, 1999, Các phương pháp toán học tối ưu trong tính

toán khai thác hợp lý tài nguyên nước dưới đất Tạp chí Địa kỹ thuật. Số 2-1999, trang 26-35. No.

2(1999.

12. Nguyễn Văn Hoàng, 2000, Tính toán khai thác tối ưu bãi giếng khai thác nước dưới đất nhà

máy nước Pháp Vân(Hà Nội: Lập trình động liên kết với mô hình phần từ hữu hạn. Tạp chí Địa kỹ

thuật. Số 1-2000, trang 26-35. No. 1(2000.

13. Nguyễn Văn Hoàng & Nguyễn Thành Công, 2000, Lập trình động liên kết với mô hình phần tử hữu hạn trong tính toán khai thác tối ưu nước tầng chứa nước không áp. Tạp chí Địa chất số 260/9-10/2000 kỷ niệm 55 năm ngành địa chất Việt Nam (1945(2000). Trang 51(62.

14. Người phản biện: PGS.TS. Phạm Qúy Nhân

Phân loại các chuyển Dịch bờ dốc

Nguyễn Sỹ Ngọc*

Classification of slope movements

Abstract: Several classification methods and systems have been proposed

for slope movements. In this paper, the author would like to present three

of them: there are the classification of Varnes and Cruden; of Nemcok,

Rybar and Pasek and of Ho Chat and Dzoan Minh Tam. Some author’ s

opinion as proposed in the end of paper.

Bờ dốc là phần đất đá bị giới hạn bởi một mặt phẳng thẳng đứng hay nghiêng nối liền hai mức cao độ

khác nhau. Các bờ dốc có thể là tự nhiên như mặt nghiêng tự nhiên của sườn đồi, sườn núi... hay nhân

tạo như bờ dốc ở các đường làm trên sườn núi, ven bờ biển; các bờ hồ chứa nước, bờ mỏ lộ thiên, bờ

đường đắp, bờ hố móng...

Dưới tác dụng của trọng lượng bản thân khối đất đá trong bờ dốc, đồng thời do tác động của các

yếu tố tự nhiên hay các hoạt động của con người mà có thể làm đất đá trên bờ dốc bị dịch chuyển

xuống dưới với các cơ chế và tốc độ khác nhau, tạo nên sự chuyển dịch bờ dốc.

Cho đến nay, chưa có một cách phân loại thống nhất các chuyển dịch bờ dốc, mặc dù vấn đề này

đã được nghiên cứu từ lâu. Một số cách phân loại phổ biến thường được nhắc đến ở nước ta trong

những năm gần đây là:

1. Phân loại theo D. J. Varnes

Năm 1958, D. J. Varnes đã phân loại các chuyển dịch bờ dốc theo dạng chuyển dịch và loại vật

liệu trong khối trượt. Theo các dạng chuyển dịch, có thể chia thành trượt, trượt dòng và sụt đổ, còn

theo loại vật liệu trong khối trượt thì có thể chia thành trượt đất, trượt đá và trượt hỗn hợp đất đá.

-Trượt là những chuyển dịch do sự phá huỷ kiểu cắt (trượt) của khối đất đá theo một hay nhiều mặt

trượt. Mặt trượt có thể là thẳng (trong đất rời hay trong đá phân lớp) hay cong (trong đất dính đồng

nhất).

Tuỳ theo dạng mặt trượt, trượt cũng được chia thành trượt phẳng (trượt tịnh tiến) xảy ra theo mặt

yếu nhất của khối trượt và trượt quay thường phát triển từ phần trên của bờ dốc, nơi tập trung ứng

suất kéo.

Khối trượt có thể được chia thành 3 vùng: Vùng tách rời với sự xuất hiện của các mặt trượt thứ

sinh ở bên dưới, còn ở phía bên trên, thường quan sát thấy các khe nứt ngang xuất hiện do tác động

của ứng suất kéo. Vùng dịch chuyển nằm ở giữa

khối trượt, phần trên của vùng này thường thấy

những rãnh nhỏ chạy dọc theo hướng chuyển dịch

của đất, còn ở phần cuối, thường xuất hiện những

* Bộ môn Địa Kỹ thuật Trường Đại học Giao thông Vận tải Hà Nội Cầu Giấy - Hà Nội Tel. 2662621

gợn đất trồi lên ở phía bên sườn và dọc theo chúng là những khe nứt trượt. Vùng tích tụ là vùng cuối

cùng của khối trượt, đất đá thường trải rộng ra, trong chúng thường thấy các khe nứt dọc.

Tốc độ của hiện tượng trượt có thể từ cực chậm tới nhanh hoặc cực nhanh.

-Trượt dòng là những chuyển dịch của khối đất đá do tác dụng của dòng nước, thường xảy ra ở

những nơi đất yếu, bão hoà nước, làm sức chống cắt của đất giảm đi. Tuỳ theo thành phần của đất đá

và tốc độ chảy của dòng nước mà trong thực tế, có thể gặp các dòng mảnh vụn đá, dòng đất hoặc

dòng bùn.

Tốc độ các dòng này có thể thay đổi từ nhanh tới rất nhanh hoặc cực nhanh.

-Sụt đổ là những chuyển dịch của khối đất đá với tốc độ rất nhanh tới cực nhanh. Từ trên đỉnh dốc,

các tảng, các khối đất đá bị rơi tự do, sụt xuống; bị nhảy vọt hoặc lăn theo bờ dốc rồi tích tụ lại dưới

chân bờ dốc. Hiện tượng này thường xảy ra khi vectơ trọng lực của khối đá đổ ra ngoài mặt đáy của

nó. Khi mức độ nứt nẻ của khối đá càng lớn và góc nghiêng của các khe nứt so với phương thẳng

đứng càng nhỏ thì càng dễ xảy ra sự sụt đổ của các khối đá.

D. J. Varnes đã phân chia gần đúng các tốc độ dịch chuyển của đất đá trên bờ dốc như sau :

Cực chậm khi tốc độ chuyển dịch < 0,3 m/ 5 năm

Rất chậm 0,3 m/ 5 năm – 1,5 m/năm

Chậm 1,5 m/ năm – 1,5 m/ tháng

Trung bình 1,5 m/ tháng – 1,5 m/ ngày

Nhanh 1,5 m/ ngày – 0,3 m/ph

Rất nhanh 0,3 m/ ph – 3 m/ s

Cực nhanh > 3 m/ s

Năm 1992, cùng với D. M. Cruden; Varnes đã phân loại chi tiết hơn các chuyển dịch bờ dốc theo

động học khối trượt thành đá rơi, đá đổ, trượt, trượt trôi và trượt dòng. Hai loại trượt đầu thường xảy ra

trong các bờ dốc đá, còn ba loại trượt sau thường liên quan tới các bờ dốc đất.

Trong hiện tượng trượt, cũng với định nghĩa như cũ, nhưng các tác giả bổ sung thêm kiểu trượt

quay- phẳng (trượt phức hợp) là kết hợp của trượt quay và trượt tịnh tiến ngoài các kiểu trượt quay và

tịnh tiến đã nói trên.

Trượt trôi là hiện tượng nới rộng một khối đất kèm theo sự sụt lún của khối đất đá đã nứt nẻ xuống

lớp bên dưới mềm hơn. Mặt phá huỷ không phải là mặt có tác dụng của lực cắt lớn nhất. Trượt trôi có

thể là kết quả của việc hoá lỏng các lớp trầm tích hay sự phá hỏng các lớp đất dính yếu trên bờ dốc và

thường xảy ra trên các bờ dốc mỏng.

Hiện tượng trượt dòng cũng được định nghĩa như đã nói trên.

2. Phân loại theo A. Nemcok, J. Pasek và J. Rybar

Năm 1974, A. Nemcok, J. Pasek và J. Rybar (Tiệp Khắc) đã phân loại các dạng chuyển dịch bờ

dốc theo cơ chế và tốc độ dịch chuyển của đất đá trên bờ dốc thành 4 loại: trượt chậm, trượt, trượt

dòng và đất đá đổ.

- Trượt chậm (trượt từ biến) là hiện tượng chuyển dịch từ từ, trong một khoảng thời gian dài của

khối đất đá từ đỉnh xuống chân bờ dốc. Tốc độ dịch chuyển rất chậm, chỉ khoảng vài mm đến vài cm

trong 10 năm.

Đây là dạng chuyển dịch cơ bản, là bước đầu của các loại chuyển dịch đất đá trên bờ dốc. Nó xảy

ra ở những nơi mà ứng suất cắt (trượt) nhỏ hơn sức chống cắt (trượt) của đất đá trên bờ dốc và nó

không đủ lớn để gây ra những chuyển dịch nhanh hơn.

Trượt chậm có thể được chia thành trượt nông là những chuyển dịch rất chậm và không đều của

những khối đất đá trên mặt, chịu ảnh hưởng của các sự thay đổi theo mùa và trượt sâu là những

chuyển dịch kèm theo sự tách, vỡ của các khối đá, các nếp uốn do tác động của trọng lực.

- Trượt là những chuyển dịch tương đối nhanh của một khối đất đá theo một hay nhiều mặt trượt-

là những mặt phân chia khối trượt và phần nền không bị dịch chuyển. Tốc độ dịch chuyển của đất đá

có thể đạt đến vài m trong một ngày đêm.

Tuỳ theo dạng của mặt trượt và quan hệ của chúng với điều kiện địa chất của bờ dốc mà các tác

giả trên còn chia thành trượt quay (khi mặt trượt có dạng hình trụ), trượt phẳng (khi mặt trượt thẳng),

trượt quay- phẳng (khi phần trên của khối trượt bị chuyển động quay, còn phần dưới là trượt phẳng)

và trượt tịnh tiến (trượt mặt bên, trượt theo hai mặt phẳng cắt nhau).

-Trượt dòng là những chuyển dịch nhanh của khối đất đá dọc theo bờ dốc do đất đá bị bão hoà

nước. Trượt dòng có tốc độ dịch chuyển khoảng vài m trong một phút và thường xảy ra trong mùa

mưa, nhất là khi có những trận mưa kéo dài với lượng mưa lớn. Tuỳ theo thành phần vật chất của đất

đá trên bờ dốc mà trượt dòng tạo thành những dòng bùn đất (khi đất gồm các hạt sét hay bụi) hay

những dòng bùn đá (khi trong đất chủ yếu là các cục đá nhỏ) mà đôi khi cũng gọi là các dòng bùn

chảy, đá trôi.Trượt dòng cũng có thể xảy ra trên các lớp đất phủ, sau các trận mưa lớn hay khi tuyết

tan...

-Đất đá đổ là những chuyển dịch rất nhanh của những khối đất đá từ những bờ dốc đứng hay theo

những mặt trưọt có độ dốc lớn, đất đá bị rơi tự do hay trượt xuống rồi dồn lại thành đống dưới chân bờ

dốc.

Tuỳ theo địa hình, tuỳ từng loại đất đá mà hiện tượng đất đá đổ xảy ra theo những tốc độ và quỹ

đạo khác nhau. Tuy khối lượng đất đá đổ không lớn nhưng do tốc độ dịch chuyển rất nhanh (khoảng

vài m/s) nên thường gây ra những tai nạn bất ngờ, nhất là trên các tuyến đường giao thông miền núi.

Cách phân loại này đã được Uỷ ban Kỹ thuật của Hội đồng Tương trợ kinh tế của phe XHCN cũ

thừa nhận là cách phân loại thống nhất các chuyển dịch bờ dốc áp dụng cho các nước trong phe

XHCN cũ.

3. Phân loại theo Hồ Chất và Doãn Minh Tâm

Năm 1985, Hồ Chất và Doãn Minh Tâm (Viện Khoa học Kỹ thuật Giao thông Vận tải- nay là Viện

Khoa học và Công nghệ Giao thông Vận tải) đã phân chia các dạng cơ bản của hiện tượng chuyển

dịch đất đá trên bờ dốc ra làm 4 loại: trượt đất, sụt trượt, xói sụt và đất đổ, đá đổ.

-Trượt đất là hiện tượng di chuyển của khối đất theo một mặt trượt nhất định, thường có dạng trụ

tròn xoay (khi đất trong khối trượt tương đối đồng nhất) và có khi mặt trượt cắm sâu vào tầng đá nằm

dưới, hoặc trượt theo bề mặt tầng đá gốc.

Đất đá trong khối trượt ít bị xáo trộn, cây cối hoặc công trình bị dịch chuyển với các cự ly tương

ứng. Mặt địa hình để lại vách trượt hay mặt trượt rõ rệt.

Tuỳ theo các dấu hiệu khác mà người ta lại chia thành trượt cổ, trượt sâu, trượt nông, trượt theo

mặt đá gốc, trượt dòng...

Trượt sâu tuy ít phổ biến nhưng rất nguy hiểm, khối lượng thường lớn nên khi trượt có thể làm mất

đi một nửa quả núi hay làm xê dịch cả những đoạn đường dài hàng trăm m.

-Sụt trượt là giai đoạn cuối cùng của hiện tượng xói sụt. Thực tế thường khó xác định được vách

sụt, mặt trượt nhưng đôi khi cũng thấy ở dạng cung tròn. Sản vật trong khối trượt dịch chuyển hẳn

xuống chân bờ dốc hay sườn dốc. Đất đá bị xáo trộn, cây cối đổ ngổn ngang.

Hiện tượng sụt trượt xảy ra với tốc độ nhanh và gây chấn động, làm ảnh hưởng đến các công trình

lân cận và là loại chuyển dịch bờ dốc rất thường gặp trên các tuyến đường giao thông miền núi, gây

tắc đường, xử lý tốn kém và mất nhiều thời gian.

- Xói sụt là hiện tượng biến dạng cục bộ, lúc đầu từng mảng đất đá ở chân hoặc đỉnh dốc đào bị

bóc ra, sau phát triển dần lên trên. Hiện tượng này thường xảy ra chậm, sau hàng giờ, hàng ngày hay

hàng tuần mới hoàn thiện được một quá trình xói sụt.

Khối lượng xói sụt không lớn, phụ thuộc vào mức độ phong hoá của đất đá. Xói sụt làm xuất hiện

trên mặt địa hình những rãnh xói, mương xói. Sản vật của xói sụt thường chất đống ở dưới chân bờ

dốc, lấp đường, suối...và khi xói sụt càng phát triển dần lên cao, sẽ tạo thành sụt trượt. Kèm theo xói

sụt, còn gặp hiện tượng bùn đá đùn chảy từ vách núi xuống mặt đường và khi với quy mô lớn, sẽ tạo

thành các dòng bùn đất đá.

- Đất đổ, đá đổ là hiện tượng văng từng mảnh đất hoặc khối đá từ đỉnh dốc hoặc sườn dốc xuống

chân dốc. Tuỳ theo địa hình và loại đất đá mà hiện tượng đất đá đổ có thể xảy ra theo những quỹ đạo

và tốc độ khác nhau. Tuy khối lượng đất đá đổ không lớn, nhưng thường làm bẩn mặt đường, ùn tắc

giao thông.

Cách phân loại này đã được dùng trong các tiêu chuẩn của ngành Giao thông vận tải như 22 TCN

171-87 “Quy trình khảo sát địa chất công trình và thiết kế biện pháp ổn định nền đường vùng có hoạt

động trượt, sụt lở”.

4. Một vài nhận xét

Trên đây chúng tôi chỉ giới thiệu 3 cách phân loại chính, một cách được coi là phù hợp nhất trong

các cách phân loại của thế giới do Uỷ ban nghiên cứu trượt đất của Hội các nhà Địa chất công trình

Quốc tế (the International Association of Engineering Geologists) đưa ra - đó là cách phân loại của

Varnes và Cruden, 1992 theo như nhận xét của Lee W. Abramson, Thomas S. Lee và những người

khác; thường được dùng trong các nước phương Tây, một cách được thừa nhận và sử dụng rộng rãi

trong các nước thuộc phe Xã hôi chủ nghĩa cũ - đó là cách phân loại của Nemcok, Rybar và Pasek và

một cách hiện đang được dùng trong ngành Giao thông Vận tải của nước ta - đó là cách phân loại của

Hồ Chất – Doãn Minh Tâm

Ngoài ra, tuy không khác lắm so với các cách phân loại trên, nhưng cũng nên kể đến cách phân

loại của P. Antoine (1992): phân loại theo vật liệu trong khối trượt (trượt khối đá đồng nhất.đẳng

hướng hay dị hướng; trượt khối đá nứt nẻ đồng nhất hay không đồng nhất; trượt các khối đá có tính

hoà tan; trượt các lớp đất trên mặt với các kích cỡ hạt khác nhau...) và phân chia cơ chế của sự

chuyển dịch bờ dốc thành giai đoạn chuẩn bị chuyển dịch (trong đó thấy xuất hiện sự nứt,tách của các

lớp đá mỏng; sự lún, sụt của những khối đất; sự giãn nở và chuyển dịch không rõ ràng với tốc độ cực

chậm của đất đá với tốc độ chỉ khoảng 0,01- 0,1 m/s) và giai đoạn chuyển dịch thật (với các hiện

tượng sụt đổ khối đất đá, trượt , trượt dòngvà các chuyển dịch hỗn hợp... cũng gần giống như ở các

cách phân loại trên).

Cho dù là cách phân loại nào chăng nữa,thì sự khác biệt giữa chúng cũng không nhiều bởi vì thực

chất các hiện tượng chỉ có như thế. Chia làm 5 như Varnes và Cruden hay chia làm 4 như Nemcok và

nnk; như Hồ Chất- Doãn Minh Tâm; như Antoine...hay chia làm 3 như cách chia ban đầu của Varnes

đều có thể áp dụng cho mỗi nước với những quan niệm riêng.

Tuy nhiên, có rõ ràng hơn không, theo chúng tôi, nếu chúng ta cũng vẫn chia các chuyển dịch bờ

dốc làm 4 loại là trượt, trượt dòng, sụt lở (hay sạt lở) và đá đổ, đá rơi:

- ở hiện tượng trượt, đất đá bị dịch chuyển theo một mặt trượt nào đó, có thể là mặt phẳng hay mặt

trụ tròn hay là tổng hợp của hai loại mặt trên,

- ở hiện tượng trượt dòng, sự dịch chuyển đất đá xảy ra chủ yếu do tác dụng của dòng nước mặt

và tuỳ theo các điều kiện địa chât thích hợp mà có thể tạo thành các dòng bùn chảy, đá trôi,

- ở hiện tượng sụt lở (hay sạt lở), những mảng, những khối đất đá thường ở cuối chân bờ dốc bị

sụt xuống gần như theo phương thẳng đứng, đổ xuống chân bờ dốc. Sự sụt lở này sẽ có thể tiếp tục

xảy ra ở những khối tiếp theo,

- ở hiện tượng đá đổ, đá rơi; những tảng đá, khối đá từ trên đỉnh hay sườn dốc rơi xuống hoặc đổ

rồi lăn xuống chân bờ dốc dưới tác động của trọng lượng bản thân của chúng

Trên đây là phân loại chuyển dịch theo dấu hiệu bên ngoài của chúng. Về tốc độ của các sự

chuyển dịch , chúng ta có thể tham khảo trong các cách phân loại đã nêu trên.

Tài liệu tham khảo

1- Hồ Chất, Doãn Minh Tâm

Sổ tay phòng hộ và gia cố nền đường

Giao thông Vận tải, Hà Nội, 1985

2-Nguyễn Sỹ Ngọc

Ôn định bờ dốc

Đại học Giao thông Vận tải, Hà Nội, 2003

3- Lee W. Abramson, Thomas S. Lee, Sunil Sharma, Glenn M. Boyce

Slope stability and stabilization methods

4- Rahn H. Perry

Engineering Geology an Enviromental approach

Prentice Hall PTR, 1996

5-Antoine P.

Les problèmes poses par l’instabilité des versants de grande ampleure – Aspects géologiques

Bullletin de IAEG No 45, Paris, 1992

6- Nemcok A.

Zosuvy v slovenských Karpatoch

Veda, Bratislava, 1982

Người phản biện: TS. Doãn Minh Tâm

dù tÝnh ®é lón cña nÒn ®Êt dÝnh b·o hßa n­íc

d­íi ®ª ë ®ång b»ng s«ng cöu long

NguyÔn V¨n Th¬*

NguyÔn ViÖt TuÊn*

Estimating the compressed saturated foundation soil under

embankment dike in Mekong delta

Abstract: The interested problem is exactly estimating the compression

with elastic factor of clay in building and embankment foundation in

Mekong Delta.

In the report, the authors would like to introduce approximating method for

estimating the compression with the creep of cohesive saturated soil

foundation under embankment dike in Mekong Delta and apply to calculate

the embankment compression of some parts of dike after using 15 years in

Mekong Delta.

I. MÔÛ ÑAÀU

Ñoä luùn cuûa coâng trình thöôøng ñöôïc tính

baèng toång bieán daïng thaúng ñöùng cuûa vuøng

ñaát chòu neùn döôùi ñaùy coâng trình. Ñoä luùn

cuûa ñeâ (Sñ) goàm coù ñoä luùn cuûa khoái ñaát ñaép

ôû thaân ñeâ (Stñ) vaø ñoä luùn cuûa neàn ñeâ (Snñ):

Sñ = Stñ + Snñ (1)

Ñoä luùn cuûa neàn ñeâ (Snñ) goàm coù ba thaønh

phaàn:

Snñ = Stt + Sw + S, (2)

Trong ñoù Stt – ñoä luùn töùc thôøi do tính ñaøn

hoài cuûa ñaát neàn. Ñoä luùn naøy keát thuùc ngay

sau khi thi coâng xong.

Sw – ñoä luùn do coá keát thaám, phuï thuoäc

vaøo quaù trình thoaùt nöôùc trong loã roãng cuûa

ñaát neàn.

S - ñoä luùn thöù caáp do quaù trình töø

bieán cuûa ñaát loaïi seùt.

Do vaäy ñoä luùn cuûa neàn ñeâ sau khi thi

coâng xong chuû yeáu goàm hai thaønh phaàn:

Snñ = Sw + S , (3)

Theo giaùo sö N.N. Maxlov [2], söùc choáng

caét (Spw) cuûa ñaát dính noùi chung phuï thuoäc

vaøo traïng thaùi ñoä chaët – ñoä aåm cuûa ñaát vaø

ñöôïc xaùc ñònh baèng coâng thöùc:

Spw = p.tgw + Cc + w, (4)

Trong ñoù Cc – löïc ñính keát caáu cöùng, w –

löïc dính nhôùt.

Theo ñeà nghò cuûa giaùo sö N.N. Maxlov

[1968] thì döôùi taùc duïng cuûa öùng suaát caét ()

taïi moät ñieåm naøo ñoù trong neàn ñaát coù theå

xaûy ra bieán daïng töø bieán khi:

ptgw + Cc < < ptgw + Cc + w, (5)

Trò soá (ptgw + Cc) ñöôïc goïi laø “öùng suaát

caét giôùi haïn khi baét ñaàu xuaát hieän töø bieán”

lim:

lim = ptgw + Cc, (6)

Döïa vaøo ñieàu kieän phaùt sinh töø bieán khi

> lim, moät soá taùc giaû [1] ñaõ chia ñaát neàn

döôùi coâng trình ra nhöõng vuøng bieán daïng

deûo, vuøng töø bieán, vuøng neùn chaët vaø cho

raèng: Trong vuøng töø bieán coù xaûy ra caû hai

loaïi bieán daïng laø bieán daïng neùn chaët vaø töø

bieán, coøn vuøng naèm ngoaøi vuøng töø bieán thì

chæ coù bieán daïng neùn chaët.

YU. Zarexki vaø moät soá taùc giaû khaùc [4]

cho raèng, ñoä luùn theo thôøi gian bao goàm trò

soá ñoä luùn do coá keát thaám thuaàn tuùy vaø trò soá

ñoä luùn do töø bieán gaây ra. Hai quaù trình naøy

xaûy ra ñoàng thôøi trong vuøng chòu neùn döôùi

neàn coâng trình.

Theo giaùo sö Txö-toâ-vich [3], ñoái vôùi ñaát

dính (seùt vaø buøn), tính töø bieán cuûa coát ñaát

ñeàu xaåy ra vôùi baát kyø taûi troïng naøo. Ñoái vôùi

ñaát seùt no nöôùc, nhöõng quaù trình töø bieán

* ViÖn Khoa häc Thñy lîi miÒn Nam

2A NguyÔn BiÓu - Q.5. TP. Hå ChÝ Minh

D§: 0913406884

dieãn ra ñoàng thôøi vôùi coá keát thaám, nhöng

laïi khoâng keát thuùc cuøng vôùi coá keát thaám,

maø ñöôïc keùo daøi ñoâi khi raát laâu so vôùi keát

thuùc cuûa neùn thaám.

Theo taøi lieäu [5], ñaát ôû neàn ñeâ ñoàng baèng

soâng Cöûu Long chuû yeáu laø loaïi ñaát dính

meàm yeáu baõo hoøa nöôùc. Nhieàu keát quaû thí

nghieäm neùn coá keát nhöõng maãu ñaát dính baõo

hoøa nöôùc döôùi caùc caáp aùp löïc neùn khaùc

nhau, p = 0,1; 0,25; 0,50; 1,0; 2,0; 4,0

kG/cm2, ñeàu cho thaáy raèng: treân bieåu ñoà

quan heä giöõa bieán daïng (H) cuûa maãu ñaát

theo thôøi gian neùn (logt) luoân luoân coù 2

phaàn: neùn coá keát thaám khi ñoä coá keát U

100% (H H100) vaø töø bieán khi H >

H100.

Nhö vaäy, döôùi taùc duïng cuûa taûi troïng

coâng trình, aùp löïc thaúng ñöùng z thay ñoåi,

coù nhöõng giaù trò khaùc nhau trong vuøng chòu

neùn, bieán daïng neùn chaët (do coá keát thaám)

vaø töø bieán luoân xaûy ra ñoàng thôøi vôùi möùc ñoä

khaùc nhau trong vuøng chòu neùn. Xuaát phaùt

töø nhaän xeùt caùc keát quaû thí nghieäm neâu

treân, caùc taùc giaû cuûa baøi baùo ñeå döï tính ñoä

luùn cuûa neàn ñaát dính baõo hoøa nöôùc döôùi ñeâ

ñoàng baèng soâng Cöûu Long.

II. DÖÏ TÍNH ÑOÄ LUÙN CUÛA NEÀN ÑAÁT

DÍNH BAÕO HOØA NÖÔÙC DÖÔÙI ÑEÂ ÔÛ

ÑOÀNG BAÈNG SOÂNG CÖÛU LONG

Ñoä luùn do coá keát thaám vaø töø bieán ñöôïc

tính chung cho toaøn vuøng chòu neùn döôùi neàn

ñeâ. Vieäc tính toaùn ñöôïc thöïc hieän theo caùc

böôùc sau ñaây:

2.1. Veõ bieåu ñoà phaân boå aùp löïc neùn z do

taûi troïng ngoaøi gaây ra theo ñoä saâu truïc z

ñi qua trung taâm maët caét ngang ñeâ

Maët caét ngang thaân ñeâ ôû ñoàng baèng soâng

Cöûu Long coù chieàu cao khoâng lôùn, nhöng ñaùy

ñeâ roäng. Ñeå tieän trong tính toaùn, coù theå

chuyeån ñoåi bieåu ñoà taûi troïng hình thang

thaønh hình chöõ nhaät coù chieàu roäng B baèng

trung bình coäng chieàu roäng ñænh ñeâ vaø chieàu

roäng ñaùy ñeâ (Hình 1). Taûi troïng phaân boå ñeàu:

pñ = ñ.hñ, (7)

ñ – dung troïng cuûa ñaát ñaép ôû thaân ñeâ;

hñ – chieàu cao thieát keá cuûa ñeâ;

Veõ bieåu ñoà aùp löïc z theo truïc z ñi qua

trung taâm O cuûa ñaùy ñeâ:

z = Kz.p , (8)

Kz – heä soá phuï thuoäc vaøo trò soá

B

z tra ôû

caùc baûng soá trong giaùo trình cô hoïc ñaát,

hoaëc caùc chæ daãn thieát keá neàn moùng coâng

trình.

2.2. Veõ bieåu ñoà phaân boå aùp löïc baûn

thaân (bt

z ) cuûa ñaát neàn theo ñoä saâu z

bt

z = w.z, (9)

Neáu neàn ñeâ laø ñaát dính baõo hoøa nöôùc, coù

heä soá thaám nhoû, thì khoâng xeùt ñeán taùc duïng

cuûa löïc ñaåy noåi, maø tính:

w = bh, (10)

bh – dung troïng töï nhieân baõo hoøa nöôùc

cuûa ñaát neàn

2.3. Xaùc ñònh vuøng chòu neùn Ha döôùi

neàn ñeâ

Theo XNiPII16-76, ñoái vôùi caùc coâng trình

thuûy lôïi coù maët ñaùy moùng lôùn, ñoä saâu vuøng

chòu neùn Ha ñöôïc xaùc ñònh taïi ñoä saâu z thoûa

maõn ñieàu kieän:

gl bt

z z0.5 , (11)

gl

z- aùp löïc gaây luùn döôùi neàn ñeâ, tính theo

coâng thöùc (8);

bl

z - aùp löïc baûn thaân cuûa ñaát, tính theo

coâng thöùc (9)

Keát quaû khaûo saùt moät soá neàn ñeâ thöïc teá ôû

ñoàng baèng soâng Cöûu Long sau (9 15) naêm

khai thaùc [6] cho thaáy raèng: vuøng chòu neùn

(Ha) döôùi ñeâ thay ñoåi trong phaïm vi:

Ha = (1,5 2,0)hñ , (12)

Keát quaû tính toaùn giaù trò Ha theo ñieàu kieän

(11) vaø (12) ñoái vôùi neàn ñeâ ôû ñoàng baèng soâng

Cöûu Long töông ñoái phuø hôïp vôùi nhau.

Do vaäy, vuøng chòu neùn Ha döôùi neàn ñeâ ôû

ñoàng baèng soâng Cöûu Long coù theå choïn taïi

ñoä saâu z thoûa maõn ñieàu kieän (11) hoaëc coù

theå xaùc ñònh nhanh:

Ha = 2.hñ , (13)

2.4. Tính toaùn ñoä luùn cuûa neàn trong

phaïm vi Ha

Tính toaùn döïa theo heä soá neùn luùn töông

ñoái (moâ ñun luùn) do Giaùo sö N.N. Maxlov ñeà

nghò [2].

Ñoä luùn do coá keát thaám (neùn chaët):

Sw = z

w

pe .Ha, (14)

Ñoä luùn do töø bieán:

S = z

pe

(Ha – Sw), (15)

Trong caùc coâng thöùc (14), (15):

Ha – vuøng chòu neùn döôùi ñeâ, xaùc ñònh

theo coâng thöùc (11) hoaëc (13);

(Ha – Sw) – chieàu daøy vuøng töø bieán

z z

w

p pe ,e

- theo thöù töï laø heä soá neùn luùn

töông ñoái (moâ ñun luùn) ôû cuoái giai ñoaïn coá

keát thaám vaø trong giai ñoaïn töø bieán döôùi aùp

löïc pz taïi trung taâm cuûa lôùp tính toaùn.

Ñeå phuïc vuï tính toaùn, caàn thí nghieäm neùn

coá keát, laäp bieåu ñoà quan heäû H ~ lgt cuûa ñaát

neàn töï nhieân döôùi caùc caáp aùp löïc p khaùc nhau.

Döïa theo bieåu ñoà quan heä H ~ lgt xaùc ñònh

w

p pe ,e öùng vôùi caùc caáp aùp löïc p vaø veõ ñöôøng

quan heä w

pe = f1(p),

pe = f2(p), (hình 2).

Vieäc thí nghieäm vaø tính toaùn ñöôïc giôùi

thieäu trong taøi lieäu [7].

Ñoä luùn cuûa neàn ñeâ (Snñ) xaùc ñònh theo

coâng thöùc (3):

Snñ = Sw + S

Thay Sw, S theo caùc coâng thöùc (14) vaø

(15) ta coù:

Snñ = Ha z z z z

w w

p p p pe e e .e

, (16)

Vuøng chòu neùn Ha thöôøng nhoû hôn chieàu

roäng ñaùy ñeâ:

Ha < 0,5B

Neáu trong phaïm vi Ha chæ coù moät lôùp ñaát

ñoàng nhaát thì chæ tính luùn chung cho moät

lôùp theo coâng thöùc (16). Neáu trong phaïm vi

Ha coù nhieàu lôùp moûng hi khaùc nhau thì tính

theo coäng luùn:

Snñ = hi i

w w

p pi pi pie e e .e , (17)

i i

w

p pe ,e

- moâ ñun luùn ôû cuoái giai ñoaïn coá

keát thaám vaø trong giai ñoaïn töø bieán öùng vôùi

aùp löïc Pi ôû trung taâm moãi lôùp

III. AÙP DUÏNG TÍNH TOAÙN KIEÅM

TRA ÑOÄ LUÙN CUÛA ÑOAÏN ÑEÂ THÖÏC TEÁ

ÔÛ GOØ COÂNG, TAÏI VÒ TRÍ K0 + 963

Ñoaïn ñeâ ôû Goø Coâng (Tieàn Giang), taïi vò

trí K0 + 963 ñöôïc thi coâng vaø hoaøn thieän

ñeán cao trình ñænh thieát keá (+4,00) vaøo naêm

1984. Cao trình ñaùy ñeâ +0,5m; chieàu cao ñeâ

hñ = 3,5m. Ñoä xoaûi maùi ñeâ m = 3, kích thöôùc

maët caét ngang ñeâ nhö hình 1.

Ñaát neàn döôùi ñeâ laø buøn seùt xaùm xanh.

Chæ tieâu vaät lyù cuûa ñaát neàn töï nhieân ban

ñaàu ñöôïc ghi ôû baûng 1.

Baûng 1

W

%

w

t/m3

c

t/m3

e0

WL

%

Wp

%

WP

% B Loaïi ñaát

70,0 1,60 0,94 2,67 1,84 56,76 35,96 20,8 1,60 Buøn seùt

Ñaát ñaép thaân ñeâ ñöôïc laáy taïi choã. Ñaàm

neän Proctor thu ñöôïc cmax = 1,40 t/m3. Tyû

troïng cuûa ñaát = 2,67. Ñaàm neùt ñaát baèng

xe uûi baùnh xích, neân dung troïng khoâ c cuûa

ñaát ñaép ôû thaân ñeâ chæ ñaït:

c = 0,8cmax = 0,8 1,40 = 1,10 t/m3

Sau 15 naêm khai thaùc ñeâ bò luùn nhieàu. Cao

trình ñænh ñeâ thöïc teá laø +2,64. Nhö vaäy sau

15 naêm ñeâ bò luùn theo soá lieäu quan traéc laø:

Sqtr = 4,0 – 2,64 = 1,36m

3.1. Khoan khaûo saùt thaân ñeâ, neàn ñeâ

vaø ñaát neàn töï nhieân ngoaøi chaân ñeâ

Taùc giaû Nguyeãn Vieät Tuaán vaø Thaïc só Voõ

Ngoïc Haø ñaõ tieán haønh khoan khaûo saùt, laáy

maãu ñaát veà phoøng thí nghieäm ñeå xaùc ñònh

dung troïng khoâ cuûa ñaát ñaép ôû thaân ñeâ, dung

troïng khoâ cuûa ñaát neàn döôùi ñeâ, vaø dung

troïng khoâ cuûa ñaát neàn thieân nhieân ngoaøi

chaân ñeâ, nhaèm muïc ñích:

Xaùc ñònh vuøng chòu neùn thöïc teá döôùi neàn

ñeâ baèng caùch so saùnh bieåu ñoà thay ñoåi dung

troïng khoâ (c) theo ñoä saâu z cuûa ñaát neàn döôùi

ñeâ vaø ñaát neàn töï nhieân ôû ngoaøi chaân ñeâ.

Xaùc ñònh dung troïng khoâ (c) cuûa ñaát ñaép

thaân ñeâ sau moät thôøi gian söû duïng, phuïc vuï

tính toaùn luùn ôû thaân ñeâ.

Thí nghieäm neùn coá keát maãu ñaát neàn ñeâ

döôùi caùc caáp aùp löïc neùn khaùc nhau ñeå xaùc

ñònh moâ ñun luùn w

p pe ,e

phuïc vuï tính toaùn

luùn neàn ñeâ.

3.2. Keát quaû khaûo saùt thí nghieäm

Dung troïng khoâ cuûa ñaát neàn ñeâ theo truïc

z ñi qua taâm ñaùy ñeâ bieán ñoåi lôùn hôn so vôùi

dung troïng khoâ (c) cuûa ñaát neàn töï nhieân

ñeán ñoä saâu z = 6,9m. Nhö vaäy vuøng chòu neùn

thöïc teá laø 6,9m, coù theå tính:

Ha = 2hñ = 7,0m

Dung troïng khoâ cuûa ñaát ôû thaân ñeâ ñöôïc

neùn chaët hôn so vôùi dung troïng khoâ ban ñaàu

khi môùi thi coâng xong. Khi môùi ñaép xong: c

= 1,10 t/m3; vôùi = 2,67 ñaát coù heäû soá roãng

e1 = 1,427

Sau 15 naêm, ñaát ôû thaân ñeâ coù c = 1,25

t/m3 vôùi = 2,67, ñaát ñaït heä soá roãng: e2 =

1,136

Maãu ñaát duøng ñeå thí nghieäm neùn coá keát

ñöôïc laáy ôû ñoä saâu 3,0 3,2m. Chæ tieâu tính

chaát vaät lyù cuûa maãu tröôùc khi neùn ñöôïc ghi

ôû baûng 2.

Baûng 2

W

%

w

t/m3

c

t/m3

e0

WT

%

Wp

%

Wn

% B Loaïi ñaát

61,4 1,61 1,0 2,67 1,67 53,5 34,0 19,5 1,405 Buøn seùt

Thí nghieäm neùn ñöôïc thöïc hieän döôùi

caùc caáp aùp löïc p = 0,25; 0,50; 1,0; 2,0

kG/cm2. Do haïn cheá soá trang caùc baøi

baùo, caùc taùc giaû khoâng giôùi thieäu nhöõng

bieåu ñoà thí nghieäm neùn coá keát, maø chæ

trích ra töø nhöõng bieåu ñoà ñoù caùc soá lieäu

caàn thieát ñeå tính w

p pe ,e

(baûng 3).

Keát quaû tính toaùn moâ ñun luùn w

p pe ,e

theo

caùc caáp aùp löïc p khaùc nhau ñöôïc ghi ôû baûng

3 vaø bieåu dieãn baèng ñoà thò treân hình 2.

3.3. Tính toaùn luùn cuûa ñeâ

Sô ñoà tính toaùn trình baøy treân hình 1.

Bieåu ñoà taûi troïng hình thang ñöôïc ñoåi thaønh

hình chöõ nhaät coù dieän tích töông ñöông vôùi

ñaùy B:

B = 6 27

2

= 16,5m

AÙp löïc coät ñaát – ôû thaân ñeâ: ñ = 1,70 t/m3;

hñ = 3,5m

p = ñ.hñ = 1,70 x 3,5 = 5,95T/m2

Tính toaùn veõ bieåu ñoà gl

z vaø bt

z :

bt

z = w.z (ñaát neàn coù w = 1,60 t/m3

)

gl

z = Kz.p

Keát quaû tính toaùn ghi ôû baûng 4 vaø theå

hieän baèng bieåu ñoà treân hình 1.

Baûng 4

Z, m

z

B

Kz gl

z , T/m2

bt

z , T/m2

gl

z + bt

z , T/m

2

0 0 1,0 5,95 0 5,95

3,5 0,21 0,92 5,47 5,60 11,07

7,0 0,42 0,865 5,14 11,2 16,34

Taïi ñoä saâu z = 2hñ = 2.3,5 = 7m thoûa maõn

ñieàu kieän (11):

2,11

14,5bt

z

gl

z

= 0,458

Choïn ñoä saâu vuøng chòu neùn Ha = 7,0m

Ñaùy moùng B roäng, chieàu saâu vuøng chòu

neùn Ha nhoû:

aH 7

B 16,5

= 0,42

Vôùi Ha = 7,0m neàn ñoàng nhaát, ta tính luùn

chung cho moät lôùp ñaát coù chieàu daøy baèng Ha.

Taïi giöõa lôùp chòu neùn z = 3,5m coù gl

z +

bt

z = 11,03T/m2 1,1 kG/cm

2

Baûng 3: Keát quaû thí nghieäm xaùc ñònh heä soá w

p pe ,e

cuûa maãu buøn seùt laáy ôû ñoä saâu

3,0 3,2m trong neàn ñaát thieân nhieân ôû ñeâ Goø Coâng – Tieàn Giang

p

kG/cm2

H

(mm)

H

(mm)

H0

(mm)

H100

(mm)

Hnc

(mm)

Hnc

(mm)

w

pe

Htb

(mm)

Htb

(mm)

pe Chuù thích

0,25

0,50

1,00

2,00

20,0

19,16

18,23

16,35

0,84

1,77

3,65

6,15

0,15

0,80

1,61

3,67

0,76

1,618

3,441

5,784

0,61

0,818

1,831

2,114

19,85

18,36

16,62

12,68

3,07.10-2

4,45.10-2

1,1.10-1

1,67.10-1

0,08

0,152

0,209

0,366

19,09

16,742

13,179

6,896

4,19.10-3

9,07.10-3

1,58.10-2

5,3.10-2

w

pe = nc

nc

H

H

pe =

tb

tb

H

H

Chuù thích:

p – caáp aùp löïc neùn. Moãi caáp neùn 1440

phuùt; Hnc – ñoä luùn do neùn chatë öùng vôùi U =

100%, Hnc = H100 – H0

H – chieàu cao maãu thí nghieäm öùng vôùi aùp

löïc p; Hnc – chieàu cao maãu chòu neùn chaët,,

Hnc = H – H0

H – ñoä luùn cuoái cuøng cuûa maåu sau caáp

aùp löïc p; Htb – ñoä luùn trong giai ñoaïn töø

bieán, Htb = H – H100

H0 – ñoä luùn töùc thôøi; Htb – chieàu cao cuûa

maãu chòu töø bieán, Htb = Hnc – H100

H100 – Ñoä luùn cuoái giai ñoaïn coá keát

thaám (U = 100%)

Treân bieåu ñoà ôû hình 2, öùng vôùi p = 1,1

kG/cm2 ta coù:

w

pe = 1,16.10

-1;

pe = 1,95.10

-2

Ñoä luùn cuûa neàn ñeâ ñöôïc tính theo

coâng thöùc (16):

Snñ = Ha z z z z

w w

p p p pe e e .e

Thay caùc trò soá Ha, z z

w

p pe ,e

vaøo coâng

thöùc treân ta coù:

Snñ =

=

1 2 1 2

7,0 1,16.10 1,95.10 1,16.10 x1.95.10

Thöïc hieän pheùp tính ta coù:

1.00E-03

1.00E-02

1.00E-01

1.00E+00

0 0.25 0.5 0.75 1 1.25 1.5 1.75 2 2.25

HÖ s

è n

Ðn

lón

t¬

ng

®è

i e

p

¸p lùc nÐn P, kG/cm2

Snñ = 0,933m

Ñoä luùn cuûa thaân ñeâ ñöôïc tính theo

coâng thöùc:

Stñ = 1 2

1

e e

1 e

hñ

e1 – heäû soá roãng cuûa ñaát ôû thaân ñeâ

khi vöøa thi coâng xong: e1 = 1,427

e2 – heä soá roãng cuûa ñaát ôû thaân ñeâ sau

15 naêm khai thaùc (xem muïc 3-2): e2 =

1,136

Chieàu cao ñeâ hñ = 3,5m

Stñ = 1, 427 1,136

1 1, 427

x3,5 = 0,42 m

Ñoä luùn cuûa ñeâ tính theo coâng thöùc (1):

Sñ = Stñ + Snñ

Sñ = 0,42 + 0,933 = 1,353m

Ñoä luùn cuûa ñeâ thöïc teá quan traéc ñöôïc

laø: Sqtr = 1,36 m.

3.4. Nhaän xeùt vaø ñeà nghò

Ñoä luùn cuûa ñeâ ñöôïc tính toaùn theo

caùch maø caùc taùc giaû tieán haønh ban ñaàu

thaáyø hôïp vôùi keát quaû quan traéc luùn

ngoaøi coâng trình thöïc teá. Tuy nhieân, döï

tính chính xaùc ñoä luùn cuûa neàn ñaát dính

döôùi ñeâ coù xeùt ñeán töø bieán laø vaán ñeà

raát phöùc taïp. Do vaäy caàn tieáp tuïc

nghieân cöùu ñoái chieáu vôùi keát quaû quan

traéc ôû nhieàu coâng trình thöïc teá khaùc ôû

ñoàng baèng soâng Cöûu Long ñeå coù söï boå

sung hôïp lyù.

Hình1 : Sô ñoà maët caét ngang tuyeán ñeâ; Bieåu ñoà öùng suaát döôùi ñeâ

p=17x3.5=5.95 T/m2

10.5m 6.0m 10.5m

Hñ=3.5m

B=16.5m

3.5m

3.5m z = Kz.p

z

bt= w.z

5.6 T/m2

5.14 T/m2

5.95 T/m2

11.2 T/m2

5.47 T/m2

0

m = 3.0 m = 3.0

+4.0m

+0.5m

Aùp löïc neùn p, kG/cm2

Hình 2: Söï thay ñoåi heä soá neùn luùn töông ñoái ôû cuoái giai ñoïan coá keát thaám (ep

w)

vaø trong giai ñoaïn töø bieán (ep

) theo aùp löïc neùn (P).

p, kG/cm2 0.25 0.50 1.0 2.0

ep

w 3.07x10

-2 4.45x10

-2 1.10x10

-1 1.67x10

-1

ep 4.19x10-3 9.07x10

-3 1.58x10

-2 5.30x10

-2

epw= f1(p)

ep= f2(p)

TAØI LIEÄU THAM KHAÛO

1. Leâ Baù Löông nnk – Tính toaùn neàn moùng coâng trình theo thôøi gian. Tröôøng ñaïi hoïc

Baùch Khoa thaønh phoá Hoà Chí Minh 2000.

2. N.N. Maxlov - Nhöõng nguyeân lyù veà ñòa chaát coâng trình vaø cô hoïc ñaát. NXB “Cao

ñaúng ” M.1982.

3. N.A. Txö-toÂ-vich - Cô hoïc ñaát (giaùo khoa ruùt goïn), Ñoã Baèng vaø Nguyeãn Coâng Maãn

dòch ra tieáng Vieät, NXB Mir, 1987.

4. N.A. Txö-toÂ-vich - Döï tính toác ñoä luùn neàn moùng coâng trình, M., 1967.

5. Nguyeãn Vaên Thô, Traàn Thò Thanh - Xaây döïng ñeâ ñaäp ñaép neàn tuyeán daân cö treân

ñaát yeáu ôû ñoàng baèng soâng Cöûu Long. NXB Noâng nghieäp, thaønh phoá Hoà Chí Minh, 2002.

6. Traàn Thò Thanh, Nguyeãn Vieät Tuaán - Xaùc ñònh vuøng chòu neùn trong neàn ñaát yeáu

baõo hoøa nöôùc döôùi khoái ñaát ñaép cuûa ñeâ ôû ñoàng baèng soâng Cöûu Long. Tuyeån taäp keát quaû

khoa hoïc vaø coâng ngheä Vieän KHTLMN – NXB Noâng nghieäp, thaønh phoá Hoà Chí Minh

2003.

7. Nguyeãn Vieät Tuaán - Xaùc ñònh heä soá neùn luùn töông ñoái (ep) vaø heä soá nhôùt () cuûa

ñaát dính ôû caùc giai ñoaïn coá keát thaám vaø töø bieán baèng thí nghieäm neùn coá keát khoâng nôû

hoâng. Tuyeån taäp keát quaû khoa hoïc vaø coâng ngheä Vieän KHTLMN naêm 2004, NXB Noâng

nghieäp thaønh phoá Hoà Chí Minh, 2005.

8. Nguyeãn Vieät Tuaán – Baùo caùo keát quaû khaûo saùt maët caét ñeâ Goø Coâng taïi vò trí k 0

+ 963.

Ngöôøi phaûn bieän: PGS.TS. LEÂ ÑÖÙC THAÉNG

Đặc điểm biến đổi hệ số nhớt (() của đất DíNH thuộc trầm tích ở đồng bằng sông cửu long (đbscl)

TRầN THị THANH*

NGUYễN VIệT TUấN

The Variable characteristic of viscosity of sediment cohesive soil in

Mekong delta

Abstract: The purpose of the authors observations was to establish

practical working data for construction purposes and a resource reference

on the variable characteristic of viscosity (() of sediment cohesion in soils

of the Mekong Delta. No such reference currently exists in the Mekong.

Viscosity is recognized as a critical physical phenomena and component of

standards applied to the evaluation of long term stability and deformation

of soil cohesion in the Mekong.

Hệ số nhớt (() của đất là hệ số sức chống lại

bên trong đối với sự chuyển dịch của các hạt

trong đất khi chịu tác động của ngoại lực. Chỉ

khi có tác động của ngoại lực đất bị biến dạng

thì độ nhớt mới thể hiện, do vậy người ta gọi là

“hệ số nhớt động” của đất. Trong cơ học đất

nền móng, hệ số nhớt (() thường được dùng để

tính toán (từ biến) của công trình tường chắn,

của sườn mái dốc, hoặc tính lún từ biến trong

nền đất dính [1, 2, 3].

Hiện nay, chưa có kết quả nghiên cứu nào

về hệ số nhớt (() của đất dính ở ĐBSCL. Do

vậy, các tác giả đã thực hiện nhiều thí nghiệm

nghiên cứu đặc điểm biến đổi hệ số nhớt (()

của đất loại sét thuộc trầm tích ở ĐBSCL.

I. PHƢƠNG PHáP THí NGHIệM Và CáC

LOạI ĐấT Đã DùNG TRONG THí NGHIệM.

1.1. Phƣơng pháp thí nghiệm

Trong tư liệu [1] của Giáo sư N.N.Maxlôv có

giới thiệu phương pháp xác định hệ số nhớt (()

của đất bằng thí nghiệm cắt trượt ngang mẫu

đất trên máy cắt trực tiếp với tốc độ không đổi

(v = const), hoặc thí nghiệm nén quả cầu. Các

phương pháp này đã được dùng rộng rãi ở

Liên Xô trước đây và cũng được trích dịch ra

trong tài liệu [3]. Tuy nhiên, chúng có nhược

điểm là cần thời gian thí nghiệm lâu dài và

không xác định được hệ số nhớt (() của đất ở

giai đoạn cố kết thấm hay ở giai đoạn từ biến.

Trong tài liệu [4], các tác giả có giới thiệu

phương pháp xác định hệ số nhớt (() của đất

dính bằng thí nghiệm nén không nở hông,

phương pháp này có ưu điểm là:

- Thiết bị nén không nở hông rất phổ biến

trong các phòng thí nghiệm cơ học đất;

- Kết hợp với thí nghiệm nén cố kết các mẫu

đất dính trên thiết bị nén không nở hông để xác

định hệ số nhớt (() của đất;

- Sử dụng đồ thị ((Ht ~ lgt) trong thí nghiệm nén

cố kết để tính hệ số nhớt ((nc) trong giai đoạn cố

kết thấm (khi (H ( (H100) và hệ số nhớt trong giai

đoạn từ biến ((tb) (khi (H > (H100);

- Phương pháp này rất thuận tiện khi thí

nghiệm với đất dính ở ĐBSCL.

1.2. Loại đất dùng trong thí nghiệm

Các thí nghiệm được thực hiện với nhiều

loại đất khác nhau: bùn sét, sét từ trạng thái

chảy đến nửa cứng. Các mẫu bùn sét, sét ở

trạng thái chảy, dẻo thường phân bố ở độ

sâu không lớn, gần mặt đất. Các mẫu sét

dẻo cứng, nửa cứng thường nằm khá sâu

(30-40 m kể từ mặt đất). Các mẫu đất được

lấy theo hố khoan ở nhiều công trình thực

tế ở ĐBSCL như: Long An, Tiền Giang,

Đồng Tháp, Cần Thơ, Cà Mau . . . .

II. Đặc điểm biến đổi hệ số nhớt (()

của đất loại sét trầm tích ở ĐBSCL:

2.1. Sự thay đổi hệ số nhớt (() theo

thời gian chịu nén (t) dƣới các cấp tải

trọng (p) khác nhau

Từ những kết quả xác định hệ số nhớt

(() theo mức độ cố kết Ut = (0, 50, 100) %

và trong giai đoạn từ biến ứng với mỗi cấp

áp lực nén (p) của đất dính ở ĐBSCL, các

tác giả trích giới thiệu kết quả thí nghiệm

của ba nhóm mẫu đặc trưng cho trạng thái

độ sệt ban đầu (B) khác nhau của đất để

nghiên cứu sự thay đổi hệ số nhớt (() theo

thời gian (t):

- Nhóm bùn sét có dung trọng khô (c =

0.95 t/ m3;

- Nhóm sét dẻo cứng có (c = 1.35 t/ m3

- Nhóm sét nửa cứng có (c = 1.50 t/ m3.

Số liệu thí nghiệm và đồ thị biểu diễn

quan hệ giữa hệ số nhớt (() theo thời gian

(t) dưới các cấp áp lực nén p = 0.25, 1.0,

4.0 kG/ cm2 của ba nhóm mẫu trên được

biểu thị trên hình 1, 2, 3.

Từ những đồ thị trên các hình 1, 2, 3 có

thể rút ra những nhận xét sau:

* Viện Khoa học Thủy lợi miền Nam 2A Nguyễn Biểu, Q.5, Tp. Hồ Chí Minh DĐ: 0903829867; Fax: 089238320

Email: thanhtuan@hcm.fpt.vn

Hình 1. Sự thay đổi hệ số nhớt (() theo thời gian (t) trong quá trình cố kết thấm

và từ biến dưới áp lực p của mẫu bùn sét

Hình 1. Sự thay đổi hệ số nhớt (() theo thời gian (t) trong quá trình cố kết thấm

và từ biến dưới áp lực p của mẫu bùn sét

Hình 2. Sự thay đổi hệ số nhớt (() theo thời gian (t) trong quá trình cố kết thấm

và từ biến dưới áp lực p của mẫu sét dẻo cứng

Hình 3. Sự thay đổi hệ số nhớt (() theo thời gian (t) trong quá trình cố kết thấm

và từ biến dưới áp lực p của mẫu sét nửa cứng

Bảng 1. Hệ số nhớt (() của một số loại đất dính đƣợc xác định bởi các tác giả nƣớc ngoài[1]

Ch¶y DÎo chØ sè dÎo

W WL WP IP G

% % % % % P n¨m

(1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9)

¸ sÐt (s­ên tÝch) 19.0 33.0 22.0 11.0 Cøng 50.0 ax1015

Z.M.Karaylova 1961

SÐt 17.0-23.0 42.0-45.0 22.0-26.0 20.0-19.0 Cøng vµ nöa cøng 0.95-0.99 (1.0-5.0)x1014

-nt-, 1966

SÐt 28.0-38.0 50.0 30.0 20.0 DÎo vµ nöa cøng 0.90-1.00 ax1013

-ax1014

-nt-, 1965

¸ sÐt (s­ên tÝch) 21.0 Cøng 7.0x1015

N.N Maxlov 1955

SÐt pha tÝch Cøng 1.9x1014

-nt-

SÐt DÎo 3.0x1012

-nt-

¸ sÐt 34.0 DÎo ch¶y 1.3x1010

-nt-

¸ sÐt 22.0 Nöa cøng vµ cøng 4.8x1013

-1.3x1014

X.N.Xotrikov, 1961

¸ sÐt 19.0-23.0 38.8 23.3 15.5 Nöa cøng vµ cøng 6.5x1013

-1.0x1014

G.I.Ter. Xtepanhian, 1962

SÐt DÎo 5.0x1013

Tan - Tion - Ki, 1954

§é b·o

hoµHÖ sè nhít T¸c gi¶

Lo¹i ®Êt

§é ÈmGiíi h¹n Atterberg

Tr¹ng th¸i

- Trong cùng một thời đoạn gia tải 24 giờ (1440 phút) cho từng cấp áp lực nén khác

nhau, giai đoạn cố kết thấm đạt mức độ cố kết Ut = 100 % sau khoảng thời gian từ 3 -5 giờ

và chuyển sang giai đoạn từ biến.

- Dưới các cấp áp lực nén p khác nhau, hệ số nhớt (() đều tăng theo thời gian (t). Hệ số

nhớt (() tăng nhanh trong giai đoạn cố kết thấm . Khi đất đạt độ cố kết Ut = 100 %, bắt đầu

giai đọan từ biến hệ số nhớt (() tăng chậm và có xu hướng tắt dần.

- Hệ số nhớt (() tăng theo áp lực (p). Sau cùng một khoảng thời gian (t) hệ số nhớt (()

tăng theo áp lực (p), nhưng mức độ tăng không nhiều.

2.2. Sự thay đổi hệ số nhớt (() theo độ sệt B của đất

Dưới tác dụng của áp lực nén (p) theo thời gian (t), nước trong lỗ rỗng thoát ra, độ ẩm

của đất giảm dần, trạng thái độ sệt (B) của đất cũng giảm theo. Do vậy, sự tăng hệ số

nhớt (() theo thời gian (t) dưới áp lực nén, cũng là sự tăng hệ số nhớt (() trong qúa trình

giảm độ sệt (B) của đất.

Từ những kết quả xác định hệ số nhớt (() của đất ở ĐBSCL, các tác giả trích giới

thiệu kết quả thí nghiệm của 04 nhóm mẫu có trạng thái độ sệt ban đầu (B) khác nhau,

cùng chịu nén dưới áp lực p = 0.5 kG/ cm2 để nghiên cứu đặc điểm thay đổi hệ số nhớt

(() theo độ sệt (B) trong quá trình cố kết.

Nhóm bùn sét có dung trọng khô (c = 0.95 t/m3, biểu thị trên hình 4.

Nhóm sét dẻo chảy có (c = 1.07 t/m3, biểu thị trên hình 5.

Nhóm sét dẻo cứng có (c = 1.35 t/m3, biểu thị trên hình 6.

Nhóm sét nửa cứng có (c = 1.50 t/m3, biểu thị trên hình 7.

Từ đồ thị trên các hình 4, 5, 6, 7 có thể rút ra những nhận xét sau đây:

- Trong quá trình chịu nén, hệ số nhớt (() tăng lên do giảm độ sệt của đất.

- Đối với mẫu bùn sét, độ sệt (B) biến đổi trong phạm vi rộng. đối với các mẫu sé t dẻo

cứng và nửa cứng độ sệt B thay đổi trong phạm vi hẹp hơn. Đặc biệt trạng thái độ sệt (B)

của mẫu ở cuối giai đọan cố kết thấm (U = 100 %) chuyển sang giai đoạn từ biến sai khác

nhau không nhiều.

- Trong giai đoạn cố kết thấm, sự tăng hệ số nhớt (() gần như có quan hệ đường thẳng

với sự giảm độ sệt (B) của đất. Nhưng khi kết thúc giai đoạn cố kết thấm (U = 100 %) chuyển

sang giai đoạn từ biến trong cùng một cấp áp lực, độ sệt (B) giảm không đáng kể, nhưng hệ

số nhớt (() tăng lớn nhiều lần.

Hình 4. Sự thay đổi số nhớt (() theo độ sệt (B) của đất trong giai đoạn nén cố kết và từ biến dưới áp lực p = 0.50 kG/cm2 -

mẫu bùn sét

Hình 5. Sự thay đổi hệ số nhớt (() theo độ sệt (B) của đất trong giai

đoạn nén cố kết và từ biến dưới áp lực p = 0.50kG/cm2 - mẫu sét

dẻo chảy

Hình 6. Sự thay đổi hệ số nhớt (() theo độ sệt (B) của đất trong giai đoạn nén cố kết và từ biến dưới áp lực p = 0.50 kG/cm2 - mẫu sét

dẻo cứng

2.3. Phạm vi biến đổi hệ số nhớt (() theo trạng thái độ sệt (B) của đất trầm tích ở

ĐBSCL:

Trong tính toán ổn định lâu dài của công trình xây dựng trên nền đất dính, người ta thường

quan tâm đến sự biến đổi hệ số nhớt (() của đất ở cuối giai đoạn cố kết thấm (U = 100 %) và

trong giai đoạn từ biến.

Các tác giả đã tổng hợp số liệu về hệ số nhớt (() theo độ sệt (B) ở cuối giai đoạn cố kết

thấm và trong giai đoạn từ biến của tất cả các nhóm mẫu đất đã thí nghiệm để xác định phạm

vi biến đổi hệ số nhớt (() theo độ sệt (B) của đất ở ĐBSCL.

Kết quả cho biết:

- ở trạng thái chảy: ( = a x 1010 – a x 1012 Poazơ (P)

- ở trạng thái dẻo: ( = a x 1011 – a x 1013 P

- ở trạng thái cứng và nửa cứng: ( = a x 1011 – a x 1014 P

Với (0 < a < 10)

Nếu xem hệ số nhớt ở cuối giai đoạn cố kết thấm (độ cố kết U = 100 %) là hệ số nhớt ban

đầu của giai đoạn từ biến ((O) và hệ số nhớt ở cuối mỗi cấp áp lực nén (sau 24 giờ) là hệ số

nhớt cuối ((C), ta sẽ có:

- Đất ở trạng thái chảy: (O = a x 1010 P, (C = a x 1012 P

- Đất ở trạng thái dẻo: (O = a x 1011 P, (C = a x 1013 P

- Đất ở trạng thái nửa cứng và cứng: (O = a x 1011 P, (C = a x 1014 P

III. nhận xét và kết luận:

So sánh với hệ số nhớt (() của một số loại đất dính do các tác giả nước ngoài xác định [1]

được giới thiệu ở bảng 1 cho thấy rằng: Trong cùng một trạng thái, hệ số nhớt (() của đất dính

ở ĐBSCL cũng xấp xỉ với số liệu của các tác giả nước ngoài thực hiện.

Do vậy, phương pháp thí nghiệm và kết quả xác định hệ số nhớt (() của đất dính trầm tích ở

Hình 7. Sự thay đổi hệ số nhớt (() theo độ sệt (B) của đất trong giai

đoạn nén cố kết và từ biến dưới áp lực p = 0.50 kG/cm2 - mẫu sét

dẻo cứng

ĐBSCL được giới thiệu trong bài báo này là đáng tin cậy, có thể tham khảo sử dụng để tính

toán ổn định lâu dài của công trình khi không có điều kiện thí nghiệm.

Tài liệu tham khảo:

1. Maxlôv N.N. – ổn định và chuyển vị ngang lâu dài của các công trình chắn. Nhà xuất bản

Năng lượng, Moxkva 1968.

2. Lê Bá Lương, Lê Bá Khánh, Lê Bá Vinh – Tính tóan nền móng công trình theo thời gian.

Trường Đại học Bách Khoa TP. Hồ Chí Minh 2000.

3. Nguyễn Văn Thơ - Thổ chất và công trình đất. Bài giảng cho các lớp Cao học chuyên

ngành Địa kỹ thuật Xây dựng.

4. Nguyễn Việt Tuấn, Nguyễn Thúy Trang – Xác định hệ số nén lún tƣơng đồi (ep) và hệ số nhớt

động ((P) của đất dính ở các giai đoạn cố kết thấm và từ biến bằng thí nghiệm nén không nở hông.

Tuyển tập Kết quả Khoa học và Công nghệ năm 2004 - Viện Khoa học Thủy lợi miền Nam. Nhà xuất

bản Nông Nghiệp TP. Hồ Chí Minh - 2005.

Người phản biện: GS.TSKH. Phạm Xuân

Một số đặc điểm của tải trọng động tác dụng vào đất nền

Trần thƣơng Bình*

Some characteristics of dynamic loading on soil foundation

Abstract Usually dynamic loadings are determined on base compare to

static loading, because dynamic and static is double face antagonistic of

the loading category. However a boundary between dynamic and static

loads is not clearly determined. In this paper the author would like to

discuss some things about different characteristics of dynamic and static

loading on the foundation soils.

I - Đặt vấn đề

Thông thƣờng khái niệm tải trọng động

sẽ liên tƣởng đến khái niệm tải trọng tĩnh,

giống nhƣ cặp phạm trù đứng yên - chuyển

động. Hình ảnh tƣợng trƣng nhất cho tải

trọng tĩnh là công trình đặt trên nền đất,

đứng yên lặng. Ngƣợc lại cho tải trọng động

đó là những hình ảnh về động đất, là búa

máy, là xe cộ chạy trên đƣờng… gắn liền

với sự chuyển động. Trong thiết kế công

trình, nhiệm vụ phải giải quyết trƣớc khi

tính toán kết cấu là tổ hợp lực tác dụng lên

công trình. Đây là vấn đề mà sự chính xác

* Bộ môn Địa chất công trình - Địa kỹ thuật Đại học Mỏ địa chất - Đông Ngạc - Từ Liêm - HN Tel: 04.7538611

chỉ là mong muốn, tin cậy mới là điều quan

trọng và tuân thủ nghiêm ngặt, nhằm đảm

bảo ổn định cho công trình. Điều đó có

nghĩa khi các hoạt tải, tải trọng các phƣơng

tiện vận chuyển trên nền đƣờng v.v đƣợc

quy về tải trọng tĩnh trong tổ hợp lực bằng

hệ số K >1, là thoả mãn độ tin cậy, đổi lại

chấp nhận sự sai số thiên về phía an toàn.

Tuy nhiên nhiều trƣờng hợp không thể,

hoặc không cho phép quy đổi thành tải

trọng tĩnh ví dụ nhƣ động đất, đóng cọc...

Phân tích đó cho thấy sự nhận thức đầy đủ

về bản chất vật lý quá trình tác dụng của tải

trọng động có vai trò quan trọng trong

nghiên cứu và thực tiễn sản xuất.

II - Phân tích đặc điểm của tải trọng động

khi tác dụng vào nền đất

Đã từ lâu và cho đến nay, nghiên cứu tải

trọng động vẫn thường dựa trên sự phân biệt

tải trọng động với tải trọng tĩnh. Tất nhiên đó là

cách tiếp cận có những ưu điểm không thể phủ

nhận, vì đã kế thừa những hiểu biết về quá

trình tương tác của tải trọng tĩnh với đất nền.

Có thể minh chứng cho điều này bằng một số

quan niệm về tải trong động, trong các lĩnh vực

nghiên cứu khác nhau, ở các thời điểm khác

nhau như sau

Trong cơ học vật rắn biến dạng tồn tại 2

quan điểm;

Quan điểm tĩnh học cho rằng. Nếu tải trọng

gây ra tốc độ biến dạng chậm là tải trọng tĩnh,

thì tải trọng gây ra tốc độ biến dạng lớn là tải

trọng động.

Quan điểm động học kết cấu cho rằng. Lực

tác dụng lên một hệ kết cấu, nếu thời gian gia

tải lớn hơn chu kỳ dao động riêng của hệ, thì

lực tác dụng đó là tĩnh và ngược lại lực có thời

gian gia tải nhỏ hơn chu kỳ riêng của hệ thì là

tải trọng động

Trong lĩnh vực hẹp hơn là cơ học đất, một

số tác giả của Liên xô trước những năm 1970

khi nghiên cứu động học đất nền đã quan niệm

đơn giả hơn: Nếu tải trọng tác dụng không thay

đổi theo thời gian, hoặc thay đổi rất chậm là tải

trọng tĩnh, thì tải trọng thay đổi nhiều theo thời

gian là tải trọng động.

Tồn tại một khái niệm hiện đại hơn, theo

quan điểm động lực học môi trường rời: ”Tải

trọng là các hàm của thời gian, trong đó tải

trọng tĩnh là một hàm đặc biệt". Khái niệm này

đựơc các tác giả của trường đại học New

Jensey USA 1990 sử dụng để mô hình số tổng

quát điều kiện làm việc của đất nền. Tuy nhiên

ở mô hình này xuất hiện nhiều khái niệm ảo và

do đó chưa thể nói nó phù hợp cho mọi hoàn

cảnh, mọi điều kiện và thoả đáng cho mọi mục

đích

Khi quan sát tải trọng động tác dụng lên đất

nền, có một dấu hiệu rất rõ để phân biệt với tải

trọng tĩnh, là hiện tượng rung động bề mặt đất

nền, mà các tải trọng tĩnh dù lớn đên mấy cũng

không bao giờ có thể gây ra được.

Xét theo các khái niệm về năng lượng, khi

ngoại lực tác dụng vào đất nền, tức là truyền

vào đất nền một năng lượng bằng công do tải

trọng sinh ra, làm dịch chuyển các phần tử

trong đất nền. Theo định luât bảo toàn năng

lượng ta có.

dcngl WW

Trong đó Wng= Wt + Wd,

Wng là công của ngoại lực

Wt, Wd Thế năng, động năng của

hệ bên ngoài gây ra tác dụng.

Wdc= Wdct + Wddđ,

Wdc là công gây ra dich chuyển các phần

tử trong đất nền,

Wdct,Wdcd thế năng và động năng của các

phần tử trong dịch chuyển đó

Như ta đã biết, dao động cơ học của một

phần tử hay một hệ, chỉ có thể xảy ra khi ít nhất

có một chu trình chuyển hoá năng lượng từ thế

năng sang động năng và từ động năng về thế

năng. Đối với tải trọng tĩnh, năng lượng luôn

tồn tại ở dạng thế năng, bởi biến dạng đất nền

vô cùng chậm kéo dài hàng chục năm, hàng

trăm năm để có thể lún một vài xăng ti mét.

Như vậy tải trọng tĩnh hiển nhiên được coi là

không dao động. Khi tải trọng tĩnh không đổi,

thì các phần tử chịu tác dụng của đất nền luôn

tồn tại ở trạng thái thế năng cân bằng động,

giữa một bên là tải trọng tác dụng và một bên là

sự chống lại bởi nội lực của đất nền, phụ thuộc

vào các đặc tính của đất nền. Điều đó cho thấy

tải trọng tĩnh chỉ có thể làm các phần tử dịch

chuyển một chiều, tải trọng động có thể làm

cho phần tử đất nền di chuyển 2 chiều trái

ngược nhau. Để sáng tỏ kết luận này có thể

khảo sát một ví dụ sau:

Giả sử trên một nền đất có 2 khối lượng Mt

và Mđ, hình 1. Để đơn giản xem như chúng

đồng chất, cùng tác dụng xuống một nền đất,

nhưng khác nhau về kích thước và rơi tự do từ

những độ cao khác nhau. Xét tác dụng của 2

khối lượng xuống đất nền dưới dạng tĩnh và

động ta có

Hình 1

Nếu vật có khối lượng Mt đặt trực tiếp trên

đất nền với chiều cao khối tâm ht, thì ta nói

nó đang tác dụng vào đất nền một tải trọng

tĩnh, lực đó có giá trị Mt.g, hoặc tải trọng tĩnh

đã truyền vào đất nền một năng lượng dưới

dạng thế năng là Mt.g.ht

Nếu vật có khối lượng Mđ rơi tự do từ độ

cao hd kể từ khối tâm của nó và khi va chạm

vào đất nền vận tốc lớn nhất đạt được sẽ là

V= ( 2g. hd)1/2, thì ta chỉ có thể nói nó đã

truyền vào cho đất nền một năng lượng đúng

bằng thế năng Mđ.g.hd, năng lượng này lớn

hay nhỏ tuỳ thuộc vào chiều cao hđ và khối

lượng Md. Do rất khó xác định được thời gian

va chạm, nên không biết biến thiên vận tốc,

tức là gia tốc, vì vậy lực tác dụng xuống đất

nền của tải trọng động là không xác định.

Tuy nhiên, hoàn toàn có thể thay đổi độ

cao rơi, hoặc khối lượng của vật để quy tải

trọng động về tải trọng tĩnh tương đương

cùng một trạng thái năng lượng.

Cụ thể, tác dụng động rơi tự do của khối

lượng Md, sẽ có trạng thái năng lượng tương

đương với tác dụng tĩnh của vật khối lượng

Mt, khi thoả mãn

Mt.g, ht = Md. g. hd hay Mt. ht= Md.hd

Quan hệ này được minh hoạ bởi hình 2

Hình vẽ trên cho thấy:

- Tải trọng tĩnh khi tăng tải đến ổn định, thì

biến thiên năng lượng không đổi, chứng tỏ

cân bằng không dịch chuyển và do đó các

phần tử không dao động, sự dịch chuyển nếu

có chỉ diễn ra theo một chiều (lún)

- Tải trọng va chạm có năng lượng biến

thiên từ Mt.g.ht trước lúc va chạm giảm về

Md.g.hd0 sau khi va chạm. Do đó trong quá

trình biến thiên năng lượng này chuyển vị của

các phần tử đất nền sẽ đổi chiều. Đó là điều

kiện cần có để xẩy ra dao động của các phần

tử đất nền

Từ những phân tích trên rút ra một số

nhận sét sau:

hdo

hd

htMt

M®

- Để so sánh một tải trọng tĩnh với một tải

trọng động, tổng quát nhất là đưa về khái

niệm năng lượng, theo định luật bảo toàn

năng lượng

- Nếu tải trọng động không phải là tải trọng

rơi tự do, có thể xác định trạng thái năng

lượng qua động năng mv2/2

Hình 2: biểu diễn sự biến thiên năng lượng theo thời gian của tải trọng tĩnh và động

Trường hợp tải trọng động biến thiên theo

chu kỳ, thực chất là tổ hợp nhiều lần của tải

trọng va chạm, do đó mở rộng ví dụ trên cho

tải trọng chu kỳ điều hoà và tổng quát hơn là

tuần hoàn, có thể tường minh các quá trình

biến đổi năng lượng theo thời gian, của các

loại tải trọng tác dụng chu kỳ bằng minh hoạ

hình 3:

Hình.3

T¶i träng ®éng biÕn ®æi tuÇn hoµn

W

T¶Ø träng ®éng biÕn ®æi ®iÒu hoµ

T¶i träng tÜnh

t

Như vậy khi đất nền chịu tải trọng động, tác dụng theo chu kỳ thì năng lượng đất nền

nhận được, đã có sự chuyển hoá qua lại giữa thế năng với động năng theo chu kỳ, vì

vậy dịch chuyển các phần tử đất nền dưới tác dụng của lực sinh ra trong quá trình đó sẽ

là chuyển động chu kỳ hay dao động .

Sau khi xảy ra dao động của các phần tử tại vị trí va chạm, sẽ xảy ra sự lan truyền

dao động về phía có trạng thái năng lượng thấp nhất. Phía có trạng thái năng lượng

thấp nhất là các mặt thoáng tự do gần nhất. Do đó trong cùng một trạng thái năng

lượng, nếu tải trọng tĩnh có chiều sâu ảnh hưởng lớn, thì tải trọng động có diện ảnh

hưởng rộng (Hình 1)

Bề mặt địa hình là một mặt thoáng tự do, do đó dao động các phần tử ở đây có biên

độ lớn hơn các phần tử trong đất nền. Vì vậy rung động đất nền chính là hình ảnh dao

động của các phần tử đất nền được khuếch đại về biên độ

Đất nền là một tập hợp các phần tử, kich thước, hình dạng khác nhau, được hình

thành bởi các cấu tử có mức độ liên kết khác nhau. Những sự khác nhau đó đã được

xác định trong điều kiện nhất định để hình thành nên đặc trưng cơ lý của nó. Khi dao

động các khả năng biến đổi hình dạng, kích thước phần tử có thể xảy ra, tuỳ thuộc vào

mối quan hệ giữa mức độ, tính chất dao động với mối liên kết các cấu tử hình thành nên

phần tử. Vì vậy quá trình dao động của các phần tử đất nền còn làm biến đổi tính chất

của đất nền

Tuy nhiên, nếu sự biến thiên năng lượng của đất nền do tải trọng động mang lại quá

nhỏ bé so với năng lượng nó vốn có, thì xem như không có dao động của đất nền. Tác

dụng của tải trọng động lúc này xem như tải trọng tĩnh và tải trọng động được quy thành

tải trọng tĩnh tương đương về năng lượng

III - Kết luận

- Khi đất nền chịu tác dụng của tải trọng động sẽ xảy ra phản ứng sau

Đất nền bị biến dạng như tác dụng của tải trọng tĩnh, bao gồm biến dạng đàn hồi và

biến dạng dư. Trong đó biến dạng dư có tác dụng hấp thụ năng lượng tại chỗ, làm triệt

tiêu dao động, biến dạng đàn hồi có tác dụng giải phóng năng lượng ra xung quanh

thông qua va chạm, làm cho đất nền bị rung động và biến đổi tính chất cơ lý. Sự biến

đổi tính chất cơ lý luôn diễn ra theo chiều hướng khuếch đại và thúc đẩy sự lan truyền

dao động. Sự hình thành và phát triển các phản ứng này phụ thuộc vào mối quan hệ

của năng lượng do tải trọng động sinh ra với trạng thái thế năng của đất nền, tức là tính

chất cơ lý và trạng thái ứng suất của đất nền. Đặc trưng cho khả năng biến đổi và lan

truyền đó của đất nền, là mô dun trượt động G, mô đun động E. hệ số giảm chấn D

(Damping ratio).

- ở cùng một mức năng lượng, nếu trạng thái tĩnh có chiều sâu vùng ảnh hưởng lớn

hơn tải trọng động, thì ngược lại tải trọng động có diện tích vùng ảnh hưởng lớn hơn tải

trọng tĩnh. Trong vùng ảnh hưởng này luôn tồn tại đới trực tiếp chịu tác dụng của tải

trọng động, còn được gọi là miền kích động. Trong đới này các phần tử dao động

không thuận nghich hoàn toàn, biến dạng dư chủ yếu xảy ra ở đới này. Giữa đới này và

đới bên ngoài nó có cơ chế phá huỷ nền khác nhau.

- Dao động đất nền và biến đổi tính chất cơ lý là hai cách thức phá huỷ công trình

khác nhau của tải trọng động. Đó là:

Đất nền bị dao động, làm rung động công trình, dẫn đến phát sinh ứng suất trong kết

cấu, làm thay đổi trạng thái ứng suất, tiến tới phá huỷ công trình.

Biến đổi tính chất cơ lý làm suy giảm cường độ đất nền, làm thay đổi tính nén lún dẫn

đến khả năng mất ổn định công trình.

Tài liệu tham khảo

1. N.A Xưtovich. Cơ học đất. Bản dịch từ tiếng Nga. Nhà xuất bản Nông nghiệp 1983.

2. Jean. H. Prevost. Dynamics of Porous Media. New Jensey USA. 1990.

3. Standard Test methods for Maximum index density and unit weight of soil using a

vibratory table. 1993.

4. S.Toki, S. Shibuya, S. Yamashita. Standardization of laboratry test methods to

determine the cyclic deformation properties of geomaterials in Japan. 1995.

5. Y.P. Vaid, S. Sivathayalan. Fundamental factos affecting liquefaction susceptibility

of sand. 2000 Geotechnique. 37. 592-606.

6. Đào Huy Bích. Lý thuyết đàn hồi. Nhà xuất bản đại học Quốc gia Hà Nội 2000.

7. Đặng Việt Cường. Cơ sở cơ học ứng dụng. Nhà xuất bản Giao thông vận tải 2000.

8. Nguyễn văn Khang . Dao động kỹ thuật. Nhà xuất bản khoa học kỹ thuật 2001.

9. Võ Văn Thảo. Phương pháp khảo sát - nghiên cứu thưc nghiệm công trình. Nhà

xuất bản khoa học kỹ thuật 2001.

Người phản biện: PGS.TS. Nghiêm Hữu Hạnh