Upload
others
View
5
Download
0
Embed Size (px)
Citation preview
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: [email protected]
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: [email protected]
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: [email protected]
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: [email protected]
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: [email protected]
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