Héi ®ång Biªn tËp Môc lôc · 2018-05-18 · Gi¸: 20.000 ® 2 §Þa kü ... công trình nhƣ là đệm cát, giếng cát, cọc cát, bấc thấm, cột xi măng - đất,

§Þa kü thuËt sè 1-2012 1

T¹p chÝ §Þa kü thuËt

ISSN - 0868 - 279X

N¨m thø 16

Sè 1 n¨m 2012

Môc lôc

tRÇN xU¢N tHä, nGUYÔN h÷U b¶O tOµN: Nghiªn cøu øng dông cét v÷a bªt«ng trong

xö lý nÒn ®Êt yÕu 3

Ph¹m Quang Hng, NguyÔn ThÞ

Kim Th¸i: Mét nghiªn cøu vÒ lan truyÒn

cña chÊt « nhiÔm t¹i b·i ch«n lÊp Trµng Çt 10

Ph¹m Quang Tó, TrÞnh Minh Thô,

P.H.A.M.J.GELDER: øng dông lý thuyÕt ®é

tin cËy ph©n tÝch æn ®Þnh sên dèc 18

Phan Trêng Giang, NguyÔn M¹nh Vò:

Giíi thiÖu ph¬ng ph¸p ph©n thái míi cã xÐt

®Õn ®iÒu kiÖn t¬ng thÝch cña hÖ lùc t¬ng

t¸c gi÷a çc thái ®Ó ph©n tÝch tÝnh to¸n æn

®Þnh ®Ëp ®Êt 23

Vò Ngäc B×nh, §ç Minh Toµn: Bíc

®Çu nghiªn cøu ®Æc tÝnh ®Þa chÊt c«ng tr×nh

cña mét sè lo¹i ®Êt yÕu (Q22-3) vïng ®ång

b»ng s«ng Cöu Long. ¶nh hëng cña chóng

tíi viÖc xö lý nÒn trong x©y dùng c«ng tr×nh

thñy lîi 27

§Æng Quang Dòng, Bïi Kh«i Hïng:

HÇm dÉn dßng thi c«ng kh«ng ¸o bª t«ng cèt

thÐp cña c«ng tr×nh thñy ®iÖn Hña Na 34

NguyÔn Xu©n Th¶o, Ph¹m V¨n Nh©m:

Nghiªn cøu çc yÕu tè ¶nh hëng tíi ®é æn

®Þnh thµnh lç khoan th¨m dß vïng than

Qu¶ng Ninh 40

Ph¹m Quang HiÖu, Tr¬ng Hoµi Nam:

Nghiªn cøu lùa chän dung dÞch khoan çc

giÕng dÇu khÝ trong ®iÒu kiÖn ¸p suÊt cao -

nhiÖt ®é cao 44

Nghiªm H÷u H¹nh, Lª Xu©n Thu,

§ç Kiªn Cêng: Mét sè vÊn ®Ò vÒ trît

dßng t¹i bê trô Nam má than Na D¬ng 54

Tæng biªn tËp

GS. TS. NguyÔn Trêng TiÕn

Phã tæng biªn tËp

PGS.TS. Nghiªm H÷u H¹nh

PGS.TS. §oµn ThÕ Têng

Héi ®ång Biªn tËp

PGS.TS. §µo V¨n Canh

PGS.TS. §Æng H÷u DiÖp

PGS.TS. Phïng M¹nh §¾c

GS.TSKH. Bïi Anh §Þnh

PGS.TS. Lª Phíc H¶o

TS. Ph¹m Quang Hng

PGS.TS. NguyÔn B¸ KÕ

TS. Phïng §øc Long

GS. NguyÔn C«ng MÉn

PGS.TS. NguyÔn Hång Nam

PGS.TS. NguyÔn Sü Ngäc

GS.TS. Vò C«ng Ng÷

GS.TS. Mai Träng NhuËn

PGS.TS. Vâ Ph¸n

PGS.TS. NguyÔn Huy Ph¬ng

PGS.TS. NguyÔn V¨n Quang

GS.TSKH. NguyÔn V¨n Qu¶ng

PGS.TS. Do·n Minh T©m

GS.TS. TrÇn ThÞ Thanh

PGS.TS. V¬ng V¨n Thµnh

GS.TS. Lª §øc Th¾ng

TS. TrÇn Xu©n Thä

TS. §inh Ngäc Th«ng

GS.TSKH. NguyÔn V¨n Th¬

PGS.TS. TrÞnh Minh THô

TS. NguyÔn §×nh TiÕn

GS.TS. ®ç nh tr¸ng

TS. TrÇn v¨n t

TS. TrÇn T©n V¨n

GS.TSKH. Ph¹m Xu©n

GiÊy phÐp xuÊt b¶n sè 1358/GPXB - Ngµy 8-6-1996, Bé V¨n hãa - Th«ng tin

C¬ quan xuÊt b¶n: ViÖn §Þa kü thuËt (Liªn hiÖp çc Héi KH&KT ViÖt Nam) 38 phè BÝch C©u - §èng §a - Hµ Néi Tel: 04. 22141917, 22108643; Fax: 04.37325213 Email: [email protected]; [email protected] Website: www.vgi-vn.com

XuÊt b¶n 3 th¸ng 1 kú Nép lu chiÓu: th¸ng T 2012 In t¹i C«ng ty in Thñy lîi

¶nh b×a 1: Xử lý nền đất yếu

¶nh: Internet

Gi¸: 20.000 ®


Vietnam Geotechnial Journal

ISSN - 0868 - 279X

Volume 16

Number 1 - 2012

contents

guyen Duc Tam: Thiếu tít tiếng Anh

TRAN XUAN THO; NGUYEN HUU BAO

TOAN: Study on application of controlled modulus columns (CMC) to improve soft soils 3

PHAM QUANG HUNG; NGUYEN THI

KIM THAI: Some studies on the transmit of contaminated disposals at the Trang Cat waste dump field. 10

PHAM QUANG TU; TRINH MINH THU;

P.H.A.M.J. GELDER: Application of reliability theory for slope stability analyzing 18

PHAN TRUONG GIANG; NGUYEN MANH

VU: New method for earth dam stability analysis with mentioning the compatibility condition of the inter-slices forces 23

VU NGOC BINH; DO MINH TOAN: Initial study on geo-engineering characteristics of some soft soil types ((Q2

2-3) of Mekong

River delta and their impact on foundation treatment for irrigation structure construction 27

DANG QUANG DUNG; BUI HUY KHOI:

Application of unlined waterway tunnel to the Na Hua hydropower project. 34

NGUYEN XUAN THAO; PHAM VAN

NHAM: Factors impacting stability of exploration borehole in the Quang Ninh coal fields. 40

PHAM QUANG HIEU; NGUYEN VAN

THANH; TRUONG VAN TU; TRUONG

HOAI NAM: Drilling mud selection for oil and gas wells under high pressure and temperature condition. 44

NGHIEM HUU HANH; LE XUAN THU;

DO KIEN CUONG: Flowing Landslide problem in the Na Duong coal mine 54

Editor-in-Chief

Prof.,Dr. Nguyen Truong Tien

Deputy Editors-in-Chief

Assoc. Prof., Dr. Nghiem Huu Hanh

Assoc. Prof.,Dr. doan The Tuong

EditOrial board

Assoc.Prof. Dr. DAo Van Canh

Assoc. Prof.,Dr. DAng Huu Diep

Assoc.Prof. Dr. Phung Manh Dac

Prof.,Dr.Sc. Bui Anh dinh

Assoc. Prof.,Dr. Le Phuoc Hao

Dr. Pham Quang Hung

Assoc. Prof.,Dr. Nguyen Ba Ke

Dr. Phung duc Long

Prof. Nguyen Cong Man

Assoc. Prof. Dr. Nguyen Hong Nam

Assoc. Prof.,Dr. Nguyen Sy Ngoc

Prof.,Dr. Vu Cong Ngu

Prof.,Dr. Mai Trong Nhuan

Assoc. Prof.,Dr. Vo Phan

Assoc. Prof.,Dr. Nguyen Huy Phuong

Assoc. Prof.,Dr. Nguyen Van Quang

Prof.,Dr.Sc. Nguyen Van Quang

Assoc., Prof. Dr. Doan Minh Tam

Prof., Dr. Tran Thi Thanh

Assoc. Prof.,Dr.Vuong Van Thanh

Prof.,Dr. Le duc Thang

Dr. Tran Xuan Tho

Dr. dinh Ngoc Thong

Prof.,Dr.Sc. Nguyen Van Tho

Assoc. Prof. Dr. Trinh Minh thu

Dr. Nguyen Dinh Tien

Prof., Dr. do Nhu Trang

Dr. Tran VAn Tu

Dr. Tran Tan Van

Prof.,Dr.Sc. Pham Xuan

Printing licence No 1358/GPXB dated 8 June 1996 by the Minister of Culture and Information Published by the Vietnam Geotechnical Institute (Vietnam

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

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

Website: www.vgi-vn.com Copyright deposit: April 2012


NGHI£N CøU øNG DôNG CéT V÷A B£T¤NG

TRONG Xö Lý NÒN §ÊT YÕU

TrÇn Xu©n Thä*

NguyÔn H÷u B¶o Toµn**

Study on application of controlled modulus columns (CMC) to improve

soft soils

Abstract: The purpose of this paper is to study the behaviors of the

controlled modulus columns (CMC) to improve the soft soils beneath the

industrial structures. The Plaxis 2D and 3D are used to simulate and

analyze the behaviors of stress-strain and deformation of CMC and subsoil

of the Saigon Shipyard - Vung Tau City. The obtained results are

compared with the site’s monitoring data to evaluate the reliability of that

done by using finite element method (FEM) analysis. To deal with the soft

soil improvement solution the CMC is a very effective and it can reduce

the settlement of the ground during life time of utilization..

1. ĐẶT VẤN ĐỀ

Hiện nay, nhiều khu công nghiệp đƣợc xây

dựng trên các vùng đất yếu thƣờng gặp những

vấn đề về xử lý nền. Nhiều biện pháp xử lý nền

đất yếu tiên tiến trên thế giới đã đƣợc áp dụng

nhằm kiểm soát đƣợc biến dạng và ổn định cho

công trình nhƣ là đệm cát, giếng cát, cọc cát,

bấc thấm, cột xi măng - đất, cột đá, cọc bêtông

cốt thép. Thế nhƣng, với mỗi công nghệ lại bộc

lộ các khuyết điểm và khó có thể khắc phục nhƣ

vấn đề thời gian trong thi công, chi phí vật tƣ,

khó thi công trên diện rộng hoặc xây chen, khó

kiểm soát đƣợc chất lƣợng thi công. Từ những

vấn đề này, các nƣớc phát triển đã nghiên cứu

các biện pháp mới nhƣ cột vữa bêtông có hiệu

quả hơn các biện pháp truyền thống .

Từ những nguyên nhân trên, cần tìm hiểu các

giải pháp xử lý nền mới để ứng dụng trong điều

kiện đất yếu tại Việt Nam. Qua đó nắm bắt đƣợc

công nghệ, cũng nhƣ cách tính toán, biện pháp

thi công và cuối cùng là các doanh nghiệp trong

nƣớc có thể tự mình thi công mà không còn phụ

thuộc vào các đơn vị thi công nƣớc ngoài.

Bài báo này sẽ nghiên cứu giải pháp đang

đƣợc áp dụng rộng rãi trên thế giới nhƣng mới

đƣợc áp dụng ở một vài dự án ở Việt Nam, đó là

cột vữa bêtông (hay còn gọi là cột có kiểm soát

môđun - Controlled modulus columns - CMC)

và áp dụng cho công trình nhà máy đóng tàu Sài

Gòn - TP. Vũng Tàu (Hình 2).

2. ỨNG XỬ CỦA CỘT VỮA BÊTÔNG

(CMC) TRONG NỀN ĐẤT YẾU

Kích thƣớc, khoảng cách và vật liệu cấu thành

của CMC đƣợc lựa chọn dựa trên sự làm việc

đồng thời giữa cột và đất nền yếu nhằm tối giảm

độ lún của nền công trình trong quá trình sử

dụng, làm tăng giá trị mođun biến dạng của nền

đất yếu cần xử lý. Lƣới cột vữa bêtông CMC

đƣợc bố trí trong đất nền yếu sao cho sự làm việc

tƣơng hỗ giữa cột vữa bêtông CMC và đất phát

huy một cách tốt nhất. Giá trị môđun biến dạng

quy đổi của đất nền sau xử lý phụ thuộc vào các

thông số thiết kế: Lƣới cột vữa bêtông CMC,

đƣờng kính cột vữa bêtông CMC, chiều sâu

* Trường Đại học Bách khoa Tp. HCM

268 Lý Thường Kiệt, Q. 10, TP. HCM,

ĐT: 0908.155.131

Email: [email protected], **

Công Ty CP Phụ Kiện và Nhà Thép Nhất

mailto:[email protected]


ngàm mũi cột vào trong lớp đất đƣợc cho là

thuận lợi, chiều dày và mođun của lớp đất đắp

làm đệm truyền tải và môđun của vật liệu cấu

thành nên cột vữa bêtông CMC.

Trong điều kiện thông thƣờng, theo Cyril

Plomteux thì quanh vùng đất gần cột vữa bêtông

CMC, thì trƣờng ứng suất và biến dạng sẽ bị biến

đổi. Độ lún của cột vữa bêtông CMC là wp(z) bao

gồm cả biến dạng nén đàn hồi của bản thân cột. Ở

vị trí có độ sâu z > h (với h là bề dày vùng ma sát

âm), độ lún của đất nền nhỏ hơn độ lún của cột

vữa bêtông CMC, trong khi ở phía trên, trong

đoạn h, độ lún đất nền lại lớn hơn độ lún của cột

vữa bêtông CMC. Ở phía trên, đầu của cột vữa

bêtông CMC nằm trong lớp đất đệm, chiều dài hr.

Tại ví trí này, ứng xử của đầu cột vữa bêtông đƣợc

ví nhƣ đầu cọc nằm trong đài cọc (ở đây là lớp

đệm truyền tải) dƣới tác dụng của lực dọc bên

trên. Lực dọc sẽ đƣợc truyền xuống đất nền tùy

thuộc vào đoạn hr và vật liệu đất đắp. Trạng thái

cân bằng về lực sẽ đƣợc tạo ra bởi 4 tác nhân: Lực

dọc Q ở trên đầu cột vữa bêtông CMC, lực ma sát

âm Fn quanh thân cột, trong đoạn h nhỏ hơn chiều

dài cột, lực ma sát dƣơng Fp quanh thân cột, nằm

trong đoạn dƣới cùng và bằng (L–h) và lực kháng

mũi Qp ở mũi cột (Hình 1).

Hình 1. Mô hình tính toán cọc CMC

Để kiểm chứng giả thuyết trên, một thực

nghiệm mô hình đã đƣợc tiến hành bởi nhóm

nghiên cứu thuộc Viện Địa Kỹ thuật, Đại học

Đông Nam, Trung Quốc và kết quả thu đƣợc rất

đáng lƣu tâm.Với môđun của cột vữa xi măng

xác định trƣớc, độ lún của mẫu thí nghiệm nén

tĩnh có gia cố bằng cột vữa xi măng giảm từ 3

đến 4 lần so với mẫu thí nghiệm nén tĩnh không

xử lý; mẫu thí nghiệm có gia cố bằng cột vữa xi

măng có khả năng chịu lực lớn hơn; có sự phân

bố lại ngoại lực tác dụng lên đầu cột vữa xi

măng và đất yếu xung quanh và hơn thế nữa, sự

phân bố này phụ thuộc vào độ cứng của tấm

đệm truyền tải trọng trong thí nghiệm nén tĩnh.

Với tấm đệm có độ cứng lớn (thép), tỷ lệ phân

bố lực tác dụng lên cột vữa xi măng và đất xung

quanh là 5:1, và với độ cứng nhỏ (gỗ) thì tỷ lệ

này là 2:1. Vì thế, nếu độ cứng của diện truyền

tải trong các công trình thực tế có thể kiểm soát

đƣợc (ở đây là nền xƣởng bằng bêtông cốt thép)

thì tỷ lệ tập trung ứng suất giữa cột vữa bêtông

CMC và đất nền cũng có thể kiểm soát đƣợc.

Kết quả là có thể điều chỉnh các độ lún khác

nhau cho từng công trình khác nhau hay có thể

kiểm soát đƣợc tổng độ lún của cả công trình.

Đối chiếu với công trình nền đƣờng thực tế

tại Châu Âu, kết quả tính toán và số liệu quan

trắc thực tế là gần giống nhau và đạt độ lún

đƣợc quy định rất khắt khe là 10mm trong vòng

10 năm. Với công trình này, khu vực đất đắp

cao nhất là 7m, tải trọng đơn vị sử dụng là 25

kN/m2, cột vữa bêtông CMC dài từ 7,5 đến

12,5m, đƣờng kính từ 0,36 đến 0,42m, lƣới bố

trí từ 1m x 1m và 1,4m x 1,4m. Nếu chỉ xét

vùng diện tích gia cố nền với lƣới CMC 1,0 x

1,0 m, phần trăm diện tích đất bị thay thế bằng


hệ cột vữa bêtông CMC là 13.9%. Nếu xét trên

tổng thể thì phần trăm diện tích đất bị thay thế

bằng cột vữa bêtông CMC là từ 2 đến 8%. Đất

nền đƣợc làm chặt hơn và tăng khả năng chịu

lực dƣới tải trọng đất đắp do sự làm việc đồng

thời giữa đất và hệ cột vữa bêtông CMC.

3. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN

CỘT VỮA BÊTÔNG CMC

Tính toán sức chịu tải của mỗi cột vữa

bêtông CMC nhƣ một cọc bêtông nhồi không sử

dụng bentonite.

- Sức chịu tải dọc trục theo vật liệu:

b

b

VL AR

Q4

(1)

Rb - mác thiết kế của vữa bêtông đƣợc thí

nghiệm ở ngày thứ 28 của mẫu hình trụ tròn,

nhƣng không lớn hơn 7 MPa

Ab - tiết diện ngang của cột vữa bêtông CMC

- Sức chịu tải dọc trục theo cƣờng độ đất nền:

32

1 ppR

sii

n

i

f

allow

qAmflmu

Q (2)

u - chu vi của tiết diện ngang cột vữa bêtông

CMC

mf - hệ số điều kiện làm việc của thành cột

vữa bêtông CMC, do xung quanh cột vữa

bêtông CMC thƣờng là sét yếu, lấy bằng 0.9

ls- chiều dài cọc qua từng lớp đất

fsi - ma sát đơn vị trên thành, do đất nền xung

quanh cột đƣợc lèn chặt, nên cf vsi tan)sin1(

mR - hệ số điều kiện mở rộng mũi cột vữa

bêtông CMC, lấy bằng 1

Ap - tiết diện ngang của mũi cột vữa bêtông

CMC

qp - sức kháng mũi của cột vữa bêtông CMC,

tính theo Terzaghi:

NrNcNq CMCqvcp 6.03.1

- Sức chịu tải dọc trục theo CPT:

ppssult qAfAQ (3)

As - diện tích mặt tròn xoay của cột vữa

bêtông CMC

fs - lực ma sát đơn vị tác dụng lên thành cột

vữa bêtông CMC, thƣờng đƣợc lấy từ giá trị ma

sát thành đo đƣợc từ thành mũi xuyên.

qp - sức kháng mũi đơn vị, tính bằng

ccp qkq trong đó cq là giá trị trung bình trong

khoảng 3d trên mũi cột và 1d dƣới mũi cột.

- Sức kháng cắt trƣợt theo Turan (2005):

AfV bs 3.0 (4)

Vs - sức kháng cắt của cột vữa bêtông CMC

fb - mác thiết kế của vữa bêtông đƣợc nén ở

ngày thứ 28 của mẫu hình trụ tròn.

A - tiết diện ngang của cột vữa bêtông CMC

Việc gia cố nền bằng hệ thống cột vữa

bêtông CMC là dựa trên nguyên tắc nền và cột

làm việc đồng thời, nghĩa là phần lớn tải trọng

do cột CMC chịu, nền yếu chỉ chịu một tải

trọng tác động đủ nhỏ sao không gây biến

dạng lớn và phá hoại. Vì thế, việc phân bố tải

trọng lên đầu cột và đất nền tuân theo hiệu

ứng vòm.

- Theo Terzaghi (1936):

s

z

s

zK

z peeK

s

cs

'tan2'tan2

1'tan2

)'

2(

(5)

z - ứng suất hữu hiệu theo phƣơng z

k - hệ số áp lực ngang

s - khoảng cách giữa hai đầu cột vữa bêtông

CMC

- Dung trọng đất đắp

c’, ’- lực dính và góc ma sát trong ở điều

kiện thoát nƣớc

- Theo tiêu chuẩn BS 8006: 2

'

'

H

dCP c

v

c

(6)

Cc - hệ số vòm, lấy bằng 1.95H/d – 0.18 cho

cột vữa bêtông chống mũi, hoặc 1.5H/d – 0.07

cho cột vữa bêtông treo

d - đƣờng kính cột vữa bêtông CMC

H - chiều cao đất đắp

Tuy nhiên, với các công thức lý thuyết tính

toán trên, rất khó khăn trong việc tính toán một

cách tổng thể bài toán xử lý gia cố nền yếu với

diện tích lớn, số lƣợng nhiều và tính chất đất

nền thay đổi mạnh, cũng nhƣ kiểm soát ổn định

nền tổng thể và lún, trƣợt. Vì thế, hiện tại sẽ sử

dụng phƣơng pháp tính đƣợc cho là hiệu quả


nhất cho đến nay là phƣơng pháp Phần tử hữu

hạn để giải quyết bài toán và kiểm tra lại với kết

quả quan trắc lún ngoài hiện trƣờng trong suốt

quá trình xử lý.

4. ỨNG DỤNG CỘT VỮA BÊTÔNG

(CMC) ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CÔNG

TRÌNH NHÀ MÁY ĐÓNG TÀU SÀI GÒN

4.1. Mô tả công trình

Dự án nhà máy đóng tàu Sài Gòn đƣợc đặt tại

khu công nghiệp Đông Xuyên – Thành phố Vũng

Tàu – Tỉnh Bà Rịa Vũng Tàu đƣợc sử dụng giải

pháp xử lý nền bằng cột vữa bêtông CMC. Đây là

nhà xƣởng thuộc ngành công nghiệp nặng, vì thế

tải trọng đƣợc truyền xuống nền đất là khá lớn.

Tuy nhiên đất tại khu vực này lại rất yếu nên đòi

hỏi phải tiến hành xử lý nền đất trƣớc khi tiến

hành xây dựng. Tải trọng đơn vị tác dụng lên nền

của nhà xƣởng gia công là 50 kN/m2.

Quan trắc lún bằng phƣơng pháp quan trắc

lún bề mặt sẽ tiến tiến hành ngay sau khi thi

công cột vữa bêtông CMC và nền bêtông. Chu

kỳ tiến hành quan trắc là 7 ngày/lần. Các kết

quả quan trắc lún sẽ đƣợc tổng hợp thành một

báo cáo quan trắc lún. Mặt bằng công trình và

các mốc quan trắc lún (A, B, C) đƣợc bố trí nhƣ

hình 2.

4.2. Đặc điểm địa chất công trình

Địa hình của dự án là bãi bồi ven cửa sông,

tƣơng đối bằng phẳng và đã đƣợc san lấp bằng

cát. Kết quả khảo sát địa chất công trình và đặc

điểm cấu tạo địa chất các lớp đất đƣợc tổng hợp

trong Bảng 1.

Hình 2. Mặt bằng và các điểm quan trắc lún hiện trường (Điểm A, B và C)

công trình nhà máy đóng tàu Sài Gòn – TP. Vũng Tàu

Bảng 1. Số liệu địa chất công trình

Lớp đất Chiều

dày (m)

(kN/m3)

sat

(kN/m3)

k (m/s) E50

(kPa)

Eoed

(kPa)

c’

(kPa)

’

(độ)

Cát san lấp 1,8 – 2,6 18,3 19.4 8.64 15230 10878,2 1 30

Sét hữu cơ 6,4 – 9,5 15,9 16 1,81E-5 1984.9 1836,9 14,3 13,9

Sét pha 2 – 3,4 18,5 19 1,46E-5 5972 8492,6 8,7 29,1

Sét 8,3 - 14 18,4 18,7 6,91E-6 6462.8 5706,8 22 23,1

Sét > 9m 18,1 18,4 3,46E-6 8189.3 6142,6 24 27,1


4.3. Mô phỏng tính toán

Mô hình 2D đối xứng trục

Dựa trên các cơ sở lý thuyết tính toán sức chịu

tải cột, ƣớc lƣợng đƣợc khả năng chịu tải của một

cột vữa bêtông CMC thông qua các thông số chiều

dài cột, đƣờng kính cột, các lớp đất cột xuyên qua,

chiều sâu ngàm trong đất tốt. Từ đó, chia lƣới bố trí

cột theo phƣơng pháp đơn giản là lấy sức chịu tải

một cột chia cho tải trọng tác dụng. Sử dụng

chƣơng trình Plaxis 2D để mô phỏng bài toán. Từ

lƣới bố trí cột vữa bêtông CMC, ta có diện chịu tải

của một cột vữa bêtông CMC. Quy đổi diện chịu

tải về hình tròn và sử dụng bài toán đối xứng trục

để tính toán nhƣ Hình 3.

Mô hình 3D

Từ lƣới bố trí cột vữa bêtông CMC, mô

phỏng mô hình 3D của bài toán xử lý nền cho

một mô hình cắt nhỏ trong toàn bộ diện tích nền

nhà xƣởng nhƣ Hình 4. Kết quả sẽ phân tích

ứng suất trong nền đất và trong cột vữa bêtông

CMC, và so sánh với kết quả 2D.

Hình 3. Mô hình 2D – đối xứng trục

Hình 4. Mô hình 3D

Mô phỏng quá trình thi công

- Nền sẽ đƣợc nâng cao lên 4m bằng cát san

lấp để tạo độ cố kết trƣớc nhẹ nhằm giảm bớt độ

lún nền khi sử dụng. Ƣớc lƣợng thời gian thi

công và gia tải là khoảng 60 ngày với độ lún

khoảng 1m.

- Tiến hành thi công cột vữa bêtông CMC

trong khoảng thời gian ƣớc lƣợng là 14 ngày.

Tải thi công bằng 5 kN/m2.

- Sau đó, hạ cao độ nền đất xuống bằng cách

gọt cát gia tải đi 3m.

- Tiến hành thi công nền xƣởng, thi công móng

nền bằng cấp phối đá dăm tiêu chuẩn dày 0.5m, thi

công nền bêtông cốt thép mác 250, dày 0.2m. Tổng

thời gian thi công và chờ ninh kết đạt cƣờng độ là

60 ngày. Tải thi công bằng 2.5 kN/m2.

- Chất tải sử dụng 50 kN/m2. Kiểm tra độ lún sau

3 tháng, 6 tháng, 9 tháng, 1 năm và 10 năm sử dụng.

4.4 Kết quả phân tích

Ứng suất trong đất nền và cột CMC

Về phƣơng diện thi công, có thể xem cột vữa

bêtông CMC nhƣ cọc khoan nhồi đổ trong điều

kiện hố khoan khô, sức chịu tải theo vật liệu Qvl =

RuAb/4 = 15000 x 0,0707/4 = 265.13 kN. Từ các

số liệu địa chất, chọn chiều sâu đặt mũi cột CMC

là -15m, đỉnh cột sẽ cao +0.5m để nằm trong lớp

đất cát san lấp. Đƣờng kính cột vữa bêtông CMC

là 300mm. Nhƣ vậy chiều dài tính toán sức chịu

tải cột là 15m, đi qua 4 lớp đất. Vật liệu làm cột là

bêtông đá mi, mác 150 có độ bền nén là 600 kPa,

môđun đàn hồi là 21x106 kPa. Tiết diện cột là

0,0707 m2. Tính toán sức chịu tải cột vữa bêtông

CMC thông qua cƣờng độ đất nền, khi đi qua các

lớp đất, là 155 kN. Vì vậy, ta chọn 155 kN làm

sức chịu tải thiết kế, lƣới cột vữa bêtông CMC

đƣợc chọn là 1m x 1m, vùng hoạt động của một

cột quy đổi sang hình trụ sẽ có bán kính là 0,6m.

Xem cột vữa bêtông CMC chịu toàn bộ tải trọng

đơn vị sử dụng là 50 kN/m2, vì vậy, tải trọng

thẳng đứng trong một cột vữa bêtông CMC là 50

kN, và hệ số an toàn bằng 3.

Khả năng chịu tải của cột vữa bêtông CMC

đƣợc đánh giá dựa trên biểu đồ quan hệ giữa tải

trọng tác động và độ lún của cột vữa bêtông

CMC. Ở đây, tải trọng lớn nhất có thể tác động

lên cột vữa bêtông CMC là tải trọng đúng bằng


khả năng chịu tải theo thiết kế tác động lên cột

vữa bêtông CMC. Từ đó, khả năng chịu tải lớn

nhất lên cột vữa bêtông CMC từ độ lún giới hạn Sf

(theo Davison – TCXD 205:1998), với giá trị Sf:

5

5 15 0.30.0038 0.0038 6.7

120 21 10 0.09 120f

QL dS mm

EA

Với Q = 5T, E = 21x105 T/m

2

Hình 5. Biểu đồ quan hệ giữa ứng suất thẳng đứng và

độ lún tại chân cột vữa bêtông CMC khi gia tải tĩnh

Ứng với độ lún cực hạn 6,7 mm, sức chịu tải

cực hạn Qu của cột vữa bêtông CMC đúng bằng

khả năng chịu tải theo vật liệu từ công thức tính

toán bên trên. Lúc này, sức chịu tải thiết kế sẽ là

Qu/2,5 = 265,13/2,5 = 106,5 kN. Tải trọng khi

sử dụng tác động lên cột vữa bêtông thông qua

kết quả tính bằng Plaxis là 31,25 kN, có hệ số

an toàn so với thiết kế là 106,05/31,25 = 3,4.

Ứng suất thẳng đứng sinh ra trong vùng nền

dƣới nền nhà xƣởng có sự điều chỉnh về giá trị

theo độ sâu và theo vị trí. Càng xuống sâu, ứng

suất thẳng đứng có xu hƣớng truyền nhiều hơn

vào cột vữa bêtông CMC, vùng đất giữa hai cột

vữa bêtông CMC có xu hƣớng chịu lực ít lại, lý

giải cho sự chuyển vị lún đồng đều ở trên, cũng

nhƣ tác dụng của hiệu ứng vòm.

Thực hiện so sánh với kết quả tính toán bằng mô

hình 3D thì vẫn có kết quả tƣơng tự, với độ lún bằng

nhau tại mọi điểm có cùng độ sâu và ứng suất thẳng

đứng đƣợc tập trung truyền nhiều lên đầu cột vữa

bêtông CMC. Vì vậy, có thể đánh giá rằng mô hình

2D đối xứng trục cho phép mô phỏng hợp lý việc tính

toán chuyển vị và ứng suất phát sinh trong nền đất.

Để đánh giá về sự phân bố lại ứng suất tác

động lên đầu cột vữa bêtông CMC và trong nền,

thông qua tỷ lệ độ chênh ứng suất, tiến hành mô

phỏng các bài toán với các lƣới cột vữa bêtông

CMC thay đổi (0,5x0,5m, 1,5x1,5m, 2x2m,

2,5x2,5m), trong hạn hẹp về việc trình bày, kết

quả ứng suất tại đầu cột CMC và trong đất nền

đƣợc tổng hợp tóm tắt trong Bảng 2.

Bảng 2. Tỷ lệ độ chênh ứng suất theo lưới

cột vữa bêtông CMC

Lƣới CMC

Ứng suất

đầu cột

CMC CMC

(kPa)

Ứng suất

trong đất

đất

(kPa)

Tỷ lệ

n=CMC/

đất

0,5m x 0,5m 86,66 79,34 1,09

1,0m x 1,0m 110,08 84,68 1,30

1,5m x 1,5m 110,15 82,70 1,33

2,0m x 2,0m 106,76 77,04 1,39

2,5m x 2,5m 130,13 76,67 1,70

Phân tích độ lún của đất nền

Độ lún từ lúc thi công xong nền xƣởng đến

khi đạt ổn định là 50,97 mm. Trong khi nếu nền

đất không sử dụng cột vữa bêtông CMC để gia

cố thì độ lún của nền xƣởng là 162 mm. Để

giảm độ lún thì phải giữ khối gia tải trong vòng

1 năm hoặc giữ thời gian 60 ngày thì tăng khối

gia tải lên 8m. Điều này không hợp lý trong

điều kiện tính toán bài toán kinh tế.

4.5. Quan trắc độ lún hiện trường

Thời gian quan trắc là 9 tháng, trong đó 1

tháng là thời gian bảo dƣỡng nền bêtông, 1 tháng

nghiệm thu bàn giao và chủ đầu tƣ bắt đầu tiến

hành chuyển nguyên vật liệu vào tiến hành sử

dụng, 7 tháng còn lại là xƣởng đƣợc chủ đầu tƣ sử

dụng cho việc kinh doanh. Giá trị trung bình của

số liệu quan trắc của 3 mốc A, B, C sẽ đƣợc chọn

làm giá trị so sánh với kết quả tính toán bằng phần

mềm Plaxis 2D đối xứng trục. Bên cạnh đó, độ

lún nền khi thi công gia tải trƣớc và tiến hành thi

công cột vữa bêtông CMC đƣợc đơn vị thi công

xử lý nền cung cấp là gần 400 mm.

Giá trị chuẩn để đánh giá độ lún quan trắc đƣợc

chọn là giá trị cao độ trung bình của lần đo đầu

tiên. Giá trị nở ra của đất trong kết quả tính toán

đƣợc chia đều cho 90 ngày nhằm thuận lợi cho việc

thiết lập biểu đồ mối quan hệ giữa độ lún thực tế và


độ lún quan trắc đƣợc. Các kết quả tính toán và

quan trắc hiện trƣờng đƣợc thể hiện bằng biểu đồ

quan hệ giữa độ lún và thời gian nhƣ Hình 5.

Thực hiện so sánh với kết quả quan trắc lún hiện

trƣờng với kết quả tính toán phần tử hữu hạn cho

thời gian sử dụng là 210 ngày. Kết quả tính toán là

50.97 mm trong khi kết quả quan trắc là 28.67 mm.

Kết quả độ lún sai lệch là do giá trị mô đun biến

dạng sử dụng trong chƣơng trình tính đƣợc tính toán

từ kết quả thí nghiệm nén không nở hông trong

phòng; thực tế thì giá trị này ở hiện trƣờng lớn hơn

rất nhiều. Do đó độ lún hiện trƣờng sẽ nhỏ hơn kết

quả tính toán. Trong kết quả mô phỏng tính toán có

có sự nở ra rất lớn của đất nền trong quá trình dở tải

(25.98 mm), tuy nhiên thực tế tại hiện trƣờng thì đất

nền nở ra rất ít do chịu tải trong quá trình thi công.

Ngoài ra, tải trọng sử dụng sẽ tăng lên từng ngày,

tùy theo nhu cầu sử dụng và thực tế công việc, nên

độ lún nền sẽ diễn ra một cách từ từ, không thể lún

nhanh nhƣ chƣơng trình tính toán, vì với chƣơng

trình tính, ta chỉ áp tải trọng sử dụng một lần và giữ

tải trọng đó trong suốt quá trình sử dụng.

-30.00

-20.00

-10.00

0.00

10.00

20.00

30.00

0 30 60 90 120 150 180 210 240 270

Ngày

Độ lún,

mm

Độ lún quan trắc

Độ lún tính toán

Hình 6. Kết quả độ lún tính toán

và quan trắc hiện trường

5. KẾT LUẬN

Giải pháp xử lý nền đất yếu bằng cột vữa

bêtông CMC là rất hiệu quả, có thể tiết giảm

đƣợc độ lún của nền trong quá trình sử dụng

(50.97 mm, so với 162 mm nếu không xử lý).

Gia cố nền đất yếu bằng hệ thống cột vữa

bêtông CMC sẽ làm giảm đáng kể độ lún của

công trình là do hiệu ứng vòm phát sinh trên đầu

các cột vữa bêtông CMC, làm chuyển dời phần

lớn tải trọng tác dụng từ nền xƣởng bên trên lên

đầu các cột vữa bêtông CMC, từ đó giảm thiểu

tải trọng truyền vào đất nền. Không cần thiết

phải làm đài cọc hoặc liên kết đầu cột vữa

bêtông vào lớp bêtông nền nhà, mà chỉ cần tạo

một lớp cát đệm đủ dày để có thể hình thành

hiệu ứng vòm là đủ.

Khi đánh giá về sự chuyển vị của nền đất

dƣới công trình đƣợc gia cố bằng hệ thống

lƣới cột vữa bêtông CMC, biến dạng đứng (độ

lún) là chủ yếu, còn chuyển vị ngang rất ít (1

mm). Nếu so sánh với kết quả quan trắc lún

thực tế thì kết quả tƣơng đối chính xác, có thể

chấp nhận đƣợc.

Việc xử lý nền đất yếu dƣới nền xƣởng bằng

hệ thống cột vữa bêtông CMC cho thời gian thi

công nhanh, phù hợp với các dự án có yêu cầu

thi công xây dựng nhanh nhằm đƣa dự án vào

sử dụng một cách nhanh chóng.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Cyril Plomteux, Ali Porbaha, Charles

Spaulding (2004), “CMC foundation system for

embankment support – A case history”.

[2] Cyril Plomteux (2008), “Semi – rigid

inclusion”, 17th

International Conference of Soil

Mechanics and Geotechnical Engineering.

[3] Linchang Miao, Fei Wang, Yajun Zhang,

Chengxiang Zhang, “Experimental.

[4] H. Turan. Durgunoglu (2004),

“Utilization of high modulus columns in

foundation engineering under seismic loadings”,

Technical report.

[5] Yu Chuang, Liu Songyu, Pan Linyou, Cai

Yuanqiang (2009), “The characteristic of

Vertical stress in Fill of Piled Embankment”.

Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN HỒNG NAM


MéT NGHI£N CøU VÒ sù LAN TRUYÒN CñA

CHÊT ¤ NHIÔM T¹I B·I CH¤N LÊP TRµNG ÇT

Ph¹m Quang Hng,

NguyÔn ThÞ Kim Th¸i*

Some studies on the transmit of contaminated disposals at the Trang Cat

waste dump field.

Abstract: Trang Cat waste dump is one of the biggest waste dumps in Hai Phong

city. This paper presents the study on contaminant transmitting problem of this

waste dump. Three contaminants have been studied e.g. Pb, Phenol and COD.

The declination of transmitting process of the above mentioned 3 contaminants was

ignored during simulation work for this study. The modeling results show that: 1) if

the waste leakage is not controlled by due treatment then the contaminated radius

may reaches 100 m in 100 years later; 2) using the compacted clay layer jacketing

underneath the bottom of the waste dump in Hai Phong area is very effective; and

3) using the pumping suction system for cleaning the groundwater is an alternative

method for cleaning contaminated soils.

1. GIỚI THIỆU

Bãi chôn lấp Tràng Cát thuộc đầm Quyết

Thắng, phƣờng Tràng Cát, quận Hải An, thành

phố Hải Phòng. Xung quanh bãi chôn lấp là vùng

đất ngập nƣớc đang đƣợc sử dụng cho trồng lúa,

nuôi tôm, cá. Khoảng cách từ khu vực hoạt động

chôn lấp chất thải tới cụm dân gần nhất khoảng

1,5 km. Ô chôn lấp số 1, sân phơi bùn (dự án Vệ

sinh Môi trƣờng Hải Phòng) và Ô chôn lấp 2 đƣợc

bao bọc bởi hệ thống đê bao kết hợp đƣờng giao

thông. Khu vực bãi chôn lấp có diện tích xấp xỉ 35

hecta, khoảng cách gần nhất đến nhánh sông Cửa

Cấm là 200 m, đến trung tâm thành phố Hải

Phòng là 7,6 km và đến bờ biển gần nhất là

khoảng 1,7 km. Thực tế vận hành và sử dụng bãi

chôn lấp đƣợc thể hiện trong Bảng 1.

Bảng 1. Thực tế v n h nh v sử dụng các ô chôn lấp n m 2 3 [3]

Tên Bãi Diện tích (ha) Loại chất thải Thời gian vận hành

Hiện trạng sử dụng Bắt đầu Kết thúc

Tràng Cát - Ô số 1 5 Hỗn hợp 1998 2002 Đã đóng bãi

Tràng cát - Ô số 2 11 Hỗn hợp 2003 Đang hoạt động

Ảnh hƣởng của bãi chôn lấp rác đến khu dân

cƣ lân cận luôn là một vấn đề nóng của xã hội. Do

vậy, việc nghiên cứu sự lan truyền của chất ô

nhiễm trong đất tại khu vực bãi chôn lấp là hết sức

cần thiết. Bài báo này trình bày một nghiên cứu về

sự lan truyền của chất ô nhiễm tại bãi chôn lấp

Tràng Cát cùng với một số biện pháp nhằm giảm

thiểu sự ô nhiễm trong đất tại đây.

2. THUYẾT T NH TOÁN

Vận chuyển chất gây ô nhiễm trong đất là một

quá trình phức tạp bao gồm: 1) sự lan truyền của

các chất ô nhiễm theo dòng thấm và khuếch tán, 2)

giảm nồng độ các chất ô nhiễm do sự hấp thụ bề

mặt của các hạt đất, phản ứng hóa học, phân rã và

tác động của vi sinh vật. Phƣơng trình tổng quát

cho quá trình lan truyền của chất ô nhiễm trong đất

trong không gian 2 chiều có thể đƣợc viết nhƣ sau:

* Trường Đại học y d ng

Số 55 đường Giải Phóng, Hai Bà Trưng, Hà Nội

DĐ: 0979048886


t

)C(RCR

x

Cv

y

CD

x

CD ffx2

2

T2

2

L

(1)

Trong đó: *

iLL DvD , *DvD iTT

DL - hệ số phân tán thủy động học song song

với hƣớng dòng thấm chính

DT - hệ số phân tán thủy động học vuông góc

với hƣớng dòng thấm chính

L - độ phân tán động học theo phƣơng dọc

theo dòng thấm

H - độ phân tán động học theo phƣơng

vuông góc với dòng thấm

Q - nguồn bổ cập chất ô nhiễm;

λ - hệ số phân rã;

dDD *

n

KR db

f

1

Rf - hệ số trễ;

b - khối lƣợng thể tích của đất đá;

Kd - hệ số phân bố của chất hòa tan trong môi

trƣờng đất.

L Lh/10 (Lh = chiêu dai đương

di chuyên theo phương ngang cua phân tư chât ô nhiêm)

Chạy mô hình theo dõi sự di chuyên cua phân tư chât ô nhiêm trong đât

(CTRAN/W - Particle tracking)

Chon hệ số phân tán động hoc doc va ngang: L (Longitudinal dispertivity)

T (Transverse dispertivity)

Chạy mô hình cho bai toán thâm trong nên đât

(SEEP/W)

Chuẩn bị số liệu địa chât, thuy văn, điêu kiện biên cua bai toán ô nhiêm

Kết quả: Phân bố nồng độ

chât ô nhiêm trong đât

Chạy mô hình tính toán phân bố nồng độ các chât ô nhiêm trong đât

(CTRAN/W – Advection – Dispersion)

Sai

Đúng

Hình 1. Một trình t tính toán lan truy n c a

chất ô nhi m 5

Tác giả sử dụng quy trình đƣợc đề xuất bởi

[5 để tính toán sự lan truyền của chất ô nhiễm

trong đất tại bãi chôn lấp Tràng Cát (hình 1). Hệ

số khuếch tán của chất ô nhiễm cũng đƣợc lấy

bằng 5.44 x 10-6

(cm2/s) nhƣ trong đề nghị của

tác giả nói trên. Độ phân tán dọc và độ phân

tán ngang đƣợc lấy bằng 10% bán kính lan

truyền của chất ô nhiễm theo phƣơng dọc và

phƣơng ngang tƣơng ứng [5 .

3. THIẾT KẾ VÀ VẬN HÀNH CỦA B I

CHÔN ẤP

Hoạt động chôn lấp rác ở Tràng Cát đƣợc triển

khai theo 2 giai đoạn. Giai đoạn 1 chôn lấp thực

hiện tại ô số 1 và giai đoạn 2 hoạt động chôn lấp

thực hiện tại ô số 2. Giữa hai ô chôn lấp đƣợc phân

cách bằng sân phơi bùn thuộc dự án Vệ sinh Hải

Phòng”. Mô tả về địa chất, thiết kế và vận hành của

hai ô chôn lấp đƣợc trình bày trong mục này.

3.1. Địa chất – thuỷ v n

Số liệu khảo sát địa chất thủy văn sử dụng

trong nghiên cứu này bao gồm hồ sơ khảo sát

địa chất do Urenco Hải Phòng [2 cung cấp và

hồ sơ khảo sát địa chất do công ty FECON thực

hiện cho phục vụ công trình PV-TEX tại cảng

Đình Vũ, Hải Phòng [1 . Khảo sát địa chất khu

vực bãi chôn lấp Tràng Cát cho thấy có 9 lớp

đất đƣợc mô tả nhƣ dƣới đây:

- Lớp 1: Đất lấp phân bố trên bề mặt với

thành phần là cát hạt mịn màu nâu xám, nâu

đen. Bề dày trung bình là 2,1 m.

- Lớp 2: Đất sét có bề dày trung bình là 2,55

m. Hệ số thấm k = 7,6x10-5

cm/s.

- Lớp 3: Sét pha đến bùn sét pha, đôi chỗ xen

kẹp vật chất hữu cơ với chiều dày trung bình

3,70 m. Hệ số thấm k = 7,9x10-5

cm/s.

- Lớp 4: Sét pha trạng thái dẻo mềm đến dẻo

chảy, chiều dày trung bình là 4,50 m. Hệ số

thấm k = 3,9x10-5

cm/s.

- Lớp 5: Bùn chảy đến sét chảy với chiều dày

trung bình là 5,5 m. Hệ số thấm k = 2,3x10-5 cm/s.

- Lớp 6: Sét trạng thái dẻo cứng đến cứng với

chiều dày trung bình là 9,5 m. Hệ số thấm k =

1,9x10-6

cm/s.


- Lớp 7: Đất sét trạng thái cứng đến rất cứng với

chiều dày trung bình 9,2 m. Hệ số thấm k =

0,38x10-7 cm/s.

- Lớp 8: Cát màu xám vàng, trạng thái chặt

vừa đến chặt với chiều dày trung bình là 5,3 m.

k = 0,1x10-2

cm/s.

- Lớp 9: Cát hạt trung lẫn cuội sỏi, trạng thái

chặt đến rất chặt với độ sâu kết thúc lớp chƣa

xác định. k = 1,2 cm/s.

Với mực nƣớc ngầm ở khu vực bãi chôn lấp

là +4,5m (dƣới mặt đất tự nhiên khoảng 0,5m),

khoảng cách đến bờ biển là xấp xỉ 1,5 km nên

có thể lấy gradient thủy lực của dòng thấm bằng

4,5/1500 = 0,3%. Bài toán lan truyền của chất

ô nhiễm đƣợc thực hiện với nền đất gồm 9

lớp đất trên với giả thiết lớp đất lấp có các

chỉ tiêu cơ lý nhƣ của lớp số 2.

3.2. Ô chôn lấp số 1 (giai đoạn 1)

Diện tích toàn ô là 5 ha trong đó diện tích

dành cho chôn lấp khoảng 3 ha. Ô chôn lấp 1 bắt

đầu hoạt động từ 1/1998 và đóng bãi vào 12/2002.

Chiều dày lớp rác lúc đóng bãi trung bình là 17,5

m. Tổng lƣợng chất thải đã đƣợc chôn lấp tại ô số 1

là 1.377.000 m3 ( 480.000 tấn).

Xử lý rác tại ô số 1 thực tế là quá trình đổ bỏ và

chƣa áp dụng đầy đủ các biện pháp kỹ thuật cần

thiết để ngăn ngừa ô nhiễm [4 . Do không có hệ

thống gom nƣớc rác nên nƣớc rác từ ô đƣợc thoát

tự nhiên ra rãnh xung quanh rồi tập trung vào hồ

chứa (Hình 2). Nƣớc rác đƣợc chứa trong hồ một

thời gian nhất định để phân huỷ tự nhiên các chất

hữu cơ, khi mực nƣớc trong hồ vƣợt quá mức quy

định thì nƣớc rác đƣợc xả qua cống điều tiết ra

kênh tiêu rồi đổ vào biển.

Hình 2. Hình ảnh ô chôn lấp số 1 thuộc bãi

chôn lấp Tràng Cát (năm 2008)

3.3. Ô chôn lấp số 2 (giai đoạn 2)

Ô chôn lấp số 2 đƣợc xây dựng để thay thế ô số

1 đã hết hạn sử dụng Với diện tích quy hoạch ô số

2 đƣợc chia ra thành 6 ô nhỏ. Chất thải đƣợc tiếp

nhận chôn lấp từ 1/2003, vận hành chôn lấp theo

hình thức cuốn chiếu. Theo khảo sát của nhóm tác

giả năm 2008 thì ô chôn lấp số 2 đƣợc thực hiện xử

lý tốt hơn ô chôn lấp số 1 do hệ thống xử lý nƣớc

rác đƣợc xây dựng đồng bộ. Một số hình ảnh về ô

chôn lấp số 2 đƣợc thể hiện trên Hình 3.

Hình 3. Hình ảnh ô chôn lấp và trạm x lý nư c rác c a ô chôn lấp số 2 (năm 2008)

4 H TH G QU TR V S I U

4.1. Hệ thống quan trắc

Ở khu vực Tràng Cát, ngoài bãi chôn lấp rác

còn có nhiều các hoạt động kinh tế khác. Nhƣ

vậy, môi trƣờng nƣớc trong khu vực hiện đang

chịu tác động tổng hợp của các hoạt động nông


nghiệp (trồng lúa, nuôi tôm) và hoạt động chôn

lấp rác. Việc khảo sát lấy mẫu nƣớc ở khu vực

này đƣợc thực hiện qua các điểm quan trắc và

các ô chứa rác (Hình 4) nhƣ sau: 1) nƣớc mặt

lân cận bãi chôn lấp (M-01 đến M-04); 2) giếng

nƣớc ngầm khu vực ô chôn lấp đã đóng cửa và ô

chôn lấp đang hoạt động (G1 đến G4) và 3)

nƣớc rác (H1 đến H4). Mẫu nƣớc ở các vị trí đã

định đƣợc lấy và phân tích trong 3 đợt trong

khoảng thời gian từ 6/2004 đến 12/2004.

G3

G4

Ô chôn lấp 1

Ô chôn lấp 2

Hình 4. Hệ thống giếng quan trắc và vị trí lấy

mẫu nư c tại bãi chôn lấp Tràng Cát 2,4,6

4.2. Số liệu quan trắc

Nƣớc rác khu vực Tràng Cát đƣợc phân làm

hai loại là nƣớc rác có nguồn gốc từ ô chôn lấp

đã đóng bãi (ô số 1) và nƣớc rác có nguồn gốc

từ ô chôn lấp đang vận hành (ô số 2). Do nhu

cầu thông tin cần thiết nên việc khảo sát, đánh

giá đƣợc thực hiện riêng cho từng loại nƣớc rác.

Qua 15 chỉ tiêu chất ô nhiễm đƣợc phân tích cho

cả 2 ô chôn lấp cho thấy thành phần nƣớc rác

của cả 2 ô chôn lấp là gần nhƣ nhau.

Kết quả phân tích cũng cho thấy hầu hết nồng

độ của các thông số phân tích cho nƣớc mặt đều

thấp hơn giá trị giới hạn cho phép theo quy định

của TCVN 5942-1995. Kết quả phân tích cũng cho

thấy không có sự biến động lớn về chất lƣợng giữa

các nguồn nƣớc nƣớc mặt xung quanh bãi.

Giám sát chất lƣợng nƣớc ngầm ở khu vực

Tràng Cát đƣợc triển khai ở cả khu vực đã đóng

bãi và khu vực bãi đang hoạt động. Kết quả quan

trắc cho thấy nhiều chất ô nhiễm có nồng độ trong

nƣớc ngầm cao hơn mức cho phép của quy chuẩn

nƣớc ngầm QCVN 09:2008/BTNMT.

4.3. Các chất ô nhiễm được lựa chọn để

nghiên cứu

Chúng tôi thấy rằng có 4 chất đáng đƣợc lƣu

tâm nhất đó là COD, As, Phenol và Pb. Tuy

nhiên, do nồng độ chất As trong nƣớc rác không

cao hơn nhiều so với nồng độ theo tiêu chuẩn

Việt Nam nên chất này không đƣợc lựa chọn để

thực hiện mô hình hóa. Danh sách 3 chất ô

nhiễm để tiến hành nghiên cứu sự lan truyền

đƣợc thể hiện trong bảng 2. Đây là những chất ô

nhiễm có nồng độ trong nƣớc rác cao hơn nhiều

so với nồng độ cho phép trong Quy chuẩn của

Việt Nam.

Bảng 2. Các chất ô nhiễm được tiến h nh

nghiên cứu c ng với nồng độ nước rác v

nước ngầm sau 6 n m hoạt động 3

Chất

ô

nhiễ

m

Đơn

vị

Nồng độ

trong nƣớc

rác

Nồng độ

trong nuớc

ngầm (sau

6 năm hoạt

động)

Quy chuẩn

nƣớc ngầm

QCVN 09:

2008/BTN

MT

COD mg/l 327 - 701 8 -18 4

Phen

ol mg/l

0,027 -

0,061

0,002 -

0,01 0,001

Pb mg/l 0,05 < 0,05 0,01

5. MÔ HÌNH HÓA VÀ KẾT QUẢ

Trong mục này, nhóm tác giả sẽ tiến hành mô

hình hóa với 5 bài toán đƣợc đặt ra nhƣ sau: 1) kiểm

chứng với kết quả đo; 2) dự báo ô nhiễm trong tƣơng

lai; 3) đánh giá hiệu quả của việc sử dụng một lớp áo

sét ở đáy hố chôn lấp; 4) khả năng tự suy giảm nồng

độ của chất ô nhiễm khi bị pha loãng bởi nƣớc ngầm

và 5) khả năng xử lý vùng đất ô nhiễm bằng biện

pháp bơm hút. Trong các bài toán trên, tác giả giả

thiết rằng chất ô nhiễm không bị suy giảm trong quá

trình lan truyền. Điều kiện biên của toán là nồng độ

của chất ô nhiễm tại vị trí đáy và thành hố chôn lấp

rác đƣợc giả thiết là không đổi trong suốt quá trình

tính toán. Các bài toán đƣợc thực hiện bằng bộ phần

mềm Geo-Slope (Geo-Slope, Ltd, Canada).

5.1 Kiểm chứng với kết quả đo

Kết quả tính toán sự lan truyền của chất ô nhiễm


từ ô chôn lấp số 1 sau 6 năm hoạt động (thời điểm

thu thập số liệu quan trắc) sẽ đƣợc dùng để so sánh

với các số liệu quan trắc thu thập đƣợc. Hình 5

trình bày kết quả tính toán sự lan truyền của 3 chất

COD, Phenol và Pb sau 6 năm ô chôn lấp số 1 đi

vào hoạt động. Bán kính lan truyền của chất ô

nhiễm có thể rất lớn, nhƣng kết quả trên Hình 5 chỉ

thể hiện vùng đất bị ô nhiễm (có nồng độ cao hơn

giá trị cho phép trong QCVN 09: 2008/BTNMT).

Kết quả cho thấy nồng độ của COD, Phenol và Pb

giảm dần từ đáy ô chôn lấp đến mép giới hạn vùng

ô nhiễm. Sở dĩ có sự khác nhau ở kết quả tính toán

giữa 3 chất ô nhiễm là do nồng độ chất ô nhiễm tại

nguồn (nƣớc rác) và giới hạn ô nhiễm của 3 chất

nói trên là khác nhau (theo QCVN 09:

2008/BTNMT). Bán kính ô nhiễm tính toán đƣợc

sau 6 năm đối với COD, Phenol và Pb lần lƣợt là

20 m, 16 m và 8 m theo hƣớng dòng chảy của nƣớc

ngầm. So sánh với số liệu quan trắc đƣợc cho thấy

nồng độ của COD trong nƣớc ngầm là lớn nhất và

nằm trong khoảng 8-18 mg/l, còn lại của Phenol và

Pb là rất nhỏ. Kết quả tính toán là tƣơng đối phù

hợp với số liệu quan trắc đƣợc. Do không có đầy

đủ số liệu quan trắc trong một thời gian dài nên

việc thực hiện bài toán ngƣợc để kiểm chứng chỉ

dừng lại ở đây.

Hương cua dong chay

Vung ô nhiêm COD Vung ô nhiêm Phenol Vung ô nhiêm Pb

Cao

độ

(m

)

Khoang cách (x1000) (m) Khoang cách (x1000) (m) Khoang cách (x1000) (m) Hình 5. Kết quả lan truy n c a 3 chất ô nhi m sau 6 năm ô chôn lấp số 1 đi vào hoạt động.

5.2. Dự báo ô nhiễm

Nhóm tác giả tiến hành dự báo về mức độ lan

truyền của chất ô nhiễm sau khoảng thời gian 12

năm (năm 2010), 50 năm và 100 năm với điều kiện

nguồn ô nhiễm vẫn đƣợc duy trì. Tƣơng tự nhƣ kết

quả tính toán kiểm chứng ở trên, do COD có tỷ số

giữa nồng độ tại nguồn và tiêu chuẩn nƣớc ngầm là

cao nhất (701/4) nên bán kính ô nhiễm của COD là

lớn nhất. Hình 6 trình bày kết quả tính toán sự

lan truyền của Pb sau 12 năm, 50 năm và 100

năm. Kết quả cho thấy nồng độ của Pb giảm

dần từ đáy ô chôn lấp đến mép giới hạn vùng ô

nhiễm là các giá trị nhƣ trong QCVN 09:

2008/BTNMT.

Hương cua dong chay

Sau 12 năm

Sau 50 năm Sau 100 năm

Ca

o đ

ộ (

m)

Khoang cách (x1000) (m) Khoang cách (x1000) (m) Khoang cách (x1000) (m) nh t quả lan tru n c a b sau khi ô chôn lấp s đi vào hoạt động đ c n m n m và n m


Kết quả tính toán cho thấy rằng sau 100 năm,

mức độ ô nhiễm của khu vực sẽ rất lớn nếu

không có biện pháp xử lý kịp thời. Bán kính ô

nhiễm có thể là 100 m kể từ biên ô chôn lấp.

Với giả thiết hệ số thấm theo phƣơng đứng và

phƣơng ngang là nhƣ nhau thì bán kính ô nhiễm

theo chiều sâu là 35m, tức là vào lớp đất số 7.

5.3. Thay đổi thiết kế đáy hố chôn lấp

Trong những giải pháp lót đáy và thành ô

chôn lấp thì việc phủ một lớp áo sét là hợp lý

với điều kiện Việt Nam khi giá nhân công rẻ và

các vật liệu chống thấm khác còn rất đắt. Nhóm

tác giả thực hiện việc tính toán lan truyền khi

đáy hố chôn lấp đƣợc bổ sung một lớp áo sét

đầm chặt dày 1,0 m và 2,0 m với hệ số thấm là

10-6

cm/s. Công việc này nhằm đánh giá hiệu

quả của việc thực hiện một phần yêu cầu trong

tiêu chuẩn thiết kế hố chôn lấp rác.

Hình 7 trình bày kết quả tính toán cho chất

COD sau 100 năm đối với 3 trƣờng hợp: 1)

không có áo sét; 2) áo sét dày 1,0 m và 3) áo sét

dày 2,0 m. Kết quả cho thấy hiệu quả khá rõ

ràng của việc sử dụng các lớp áo sét, bán kính

vùng bị ô nhiễm có thể giảm từ gần 100 m

xuống còn 20 m sau 100 năm.

Layer 1: Fill

Layer 2: CL,CL-ML,CH

Layer 3: SC,SC-SM,SP

Layer 4: CL,CL-ML

Layer 5: MH,CH,CL

Layer 6: CH

Layer 7: CL,SC

Layer 8: SP

Layer 9: SP

LOP SET LOT DAY 1.0M

KHOANG CACH [M] (x 1000)

-0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

CA

O D

O [M

]

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

Layer 1: Fill



Layer 4: CL,CL-ML

Layer 5: MH,CH,CL

Layer 6: CH

Layer 7: CL,SC

Layer 8: SP

Layer 9: SP


-0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

CA

O D

O [M

]

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10 Lơp set day 1,0m Layer 1: Fill



Layer 4: CL,CL-ML

Layer 5: MH,CH,CL

Layer 6: CH

Layer 7: CL,SC

Layer 8: SP

Layer 9: SP

LOP SET LOT DAY 2.0M


-0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

CA

O D

O [M

]

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10 Lơp set day 2,0m

Không co lơp đât set

Cao đ

ộ (

m)

Khoang cách (x1000) (m) Khoang cách (x1000) (m) Khoang cách (x1000) (m)

Hình 7. So sánh kết quả lan truy n c a COD sau 100 năm ô chôn lấp số 1 đi vào hoạt động khi

không dùng và có dùng thêm l p áo sét dày 1,0 m và 2,0 m ở đáy hố chôn lấp.

5.4. Khả n ng tự suy giảm nồng độ của

chất ô nhiễm

Nhóm tác giả đã giả thiết rằng nƣớc rác đã

ngấm ra môi trƣờng trong vòng 12 năm và

làm ô nhiễm một vùng nhỏ xung quanh ô

chôn lấp. Sau đó, bằng việc xây dựng trạm xử

lý nƣớc thải và hệ thống thoát nƣớc rác, nƣớc

rác ngừng không thấm ra môi trƣờng nữa.

Khi đó, các chất ô nhiễm trong đất tiếp tục

lan truyền và nồng độ sẽ giảm dần ở khu vực

gần ô chôn lấp do bị hoà tan với nƣớc ngầm.

Kết quả tính toán vùng ô nhiễm của COD

sau 100 năm, và 500 năm đƣợc thể hiện trên

Hình 8. Kết quả cho thấy tổng khối lƣợng

chất COD đã thấm vào đất là 178,5 g/m (cho

1 mét theo chiều vuông góc với mặt phẳng

của bài toán). Khả năng để chất ô nhiễm lan

truyền rộng hơn và do vậy giảm nồng độ

xuống dƣới mức giới hạn cho phép là rất lâu.

Với thời gian tính toán là 500 năm thì nồng

độ lớn nhất vẫn là xấp xỉ 60mg/l (lớn hơn

nhiều so với tiêu chuẩn cho phép là 4 mg/l).


Layer 1: Fill

Layer 2: CL,CL-ML,CHLayer 3: SC,SC-SM,SP

Layer 4: CL,CL-ML

Layer 5: MH,CH,CL

Layer 6: CH

Layer 7: CL,SC

Layer 8: SP

Layer 9: SP

4

4

21.9

39.8

57

.7


-0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

CA

O D

O [M

]

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

Layer 1: Fill

Layer 2: CL,CL-ML,CHLayer 3: SC,SC-SM,SP

Layer 4: CL,CL-ML

Layer 5: MH,CH,CL

Layer 6: CH

Layer 7: CL,SC

Layer 8: SP

Layer 9: SP

4

21.

9

39.8

57.7


-0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

CA

O D

O [M

]

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

Cao đ

ộ (

m)

Sau 100 năm Sau 500 năm

Hương dong thâm

Khoang cách (x1000) (m) Khoang cách (x1000) (m)

Hình 8. Kết quả lan truy n c a COD sau 100 và 500 năm sau khi nư c r rác đã ngấm ra môi

trường trong vòng 12 năm và sau đó ngừng không thấm nữa.

5.5. B m hút ử l v ng đất đ ô nhiễm

Kết quả tính toán trình bày trong mục 5.4 cho

thấy việc để môi trƣờng tự pha loãng chất ô

nhiễm cần một khoảng thời gian rất dài. Trong

mục này, nhóm tác giả đề xuất việc lắp một hệ

thống máy bơm để hút nƣớc ngầm đã bị ô nhiễm

rồi xử lý trƣớc khi bơm trả lại môi trƣờng.

Nhóm tác giả đã tính toán và so sánh 3 trƣờng

hợp giếng bơm hút và xử lý nƣớc ngầm bị ô

nhiễm ngay tại mép của ô chôn lấp. Ba hệ thống

giếng hút này có độ sâu là -11,5 m, -17 m và -

23 m và đều đƣợc duy trì mực nƣớc ở trong

giếng đến độ sâu nhƣ nhau là -11 m. Kết quả

tính toán nồng độ của COD cho 3 trƣờng hợp

sau 100 năm đƣợc thể hiện trên Hình 9. Kết quả

tính toán cũng cho thấy mực nƣớc ngầm ở khu

vực gần giếng hút bị giảm đáng kể và lƣu lƣợng

nƣớc chỉ có thể đạt 1,81 m3/ngày/m (khi xét bài

toán 2 chiều với chiều dày mô hình là 1 m theo

phƣơng vuông góc với bài toán phẳng).

Layer 1: Fill



Layer 4: CL,CL-ML

Layer 5: MH,CH,CL

Layer 6: CH

Layer 7: CL,SC

Layer 8: SP

Layer 9: SP

Total mass: 6.381E+4 (mg)

1.4

97

8e+

000

1.4

97

8e+

000


-0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

CA

O D

O [M

]

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

Layer 1: Fill



Layer 4: CL,CL-ML

Layer 5: MH,CH,CL

Layer 6: CH

Layer 7: CL,SC

Layer 8: SP

Layer 9: SP

Total mass: 7.889E+4 (mg)

1.8

46

9e+

000 1.8

46

9e+

000


-0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

CA

O D

O [M

]

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

Layer 1: Fill



Layer 4: CL,CL-ML

Layer 5: MH,CH,CL

Layer 6: CH

Layer 7: CL,SC

Layer 8: SP

Layer 9: SP

Total Mass: 7.885E+4 (mg)

1.8

27

4e+

000

1.8

27

4e+

000


-0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

CA

O D

O [M

]

-45

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

Cao đ

ộ (

m)

Khoang cách (x1000) (m) Khoang cách (x1000) (m) Khoang cách (x1000) (m)

Giếng sâu -23m, lưu lượng hút la

1,82m3/ngày/m

Giếng sâu -17m, lưu lượng hút la

1,81m3/ngày/m

Giếng sâu -11,5m, lưu lượng hút la 1,49m

3/ngày/m

Hình 9. Kết quả tính toán s suy giảm c a COD v i 3 trường h p

v chi u s u và năng l c hút nư c c a giếng.

Tổng khối lƣợng COD còn lại sau 100

năm xử lý nƣớc ngầm cho 3 trƣơng hợp giếng

sâu -23 m, -17 m và -11,5 m tƣơng ứng là:

78,85 g/m, 78,89 g/m và 63,81 g/m (cho 1m


dài vuông góc với bài toán phẳng đƣợc thực

hiện). Kết quả tính toán cho thấy giếng khoan

sâu hơn, công suất hút nƣớc lớn hơn nhƣng

hiệu quả xử lý có thể thấp hơn. Do vậy, việc

xây dựng hệ thống bơm hút xử lý nƣớc ngầm

cần phải đƣợc tính toán cụ thể dựa vào điều

kiện địa chất và thực trạng ô nhiễm tại nơi

cần xử lý.

6. KẾT UẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Qua việc thực hiện mô hình hoá sự lan

truyền của chất ô nhiễm tại bãi chôn lấp

rác Tràng Cát, ta có thể rút ra một số kết

luận sau:

1. Kết quả việc mô hình hóa sự lan truyền

của chất ô nhiễm ở khu vực bãi chôn lấp

Tràng Cát là khá phù hợp với kết quả quan

trắc đã thu thập đƣợc.

2. Nếu nƣớc rác không đƣợc xử lý thì bán

kính ô nhiễm từ bãi chôn lấp Tràng Cát theo

chiều của dòng thấm là xấp xỉ 100 m sau

100 năm.

3. Việc dùng các lớp áo sét để giảm thiểu

tốc độ lan truyền của chất ô nhiễm là rất

hiệu quả.

4. Khi nền đất đã bị ô nhiễm thì cần phải

có biện pháp xử lý kịp thời để tránh chất ô

nhiễm bị lan truyền trên diện rộng.

5. Việc xây dựng hệ thống bơm hút xử lý

nƣớc ô nhiễm cần phải đƣợc tính toán cụ thể

dựa vào điều kiện địa chất và thực trạng tại

nơi cần xử lý. Ngay cả khi xác định đƣợc vị trí

đặt bơm hút và xử lý nƣớc ô nhiễm thì thiết kế

của giếng cũng rất quan trọng. Đôi khi giếng

khoan sâu hơn, công suất bơm hút lớn hơn mà

hiệu quả lại thấp hơn.

TÀI IỆU THAM KHẢO

1. Công ty Cổ phần Nền móng và Công trình

ngầm Fecon (2009). Báo cáo khảo sát địa chất nhà

máy PV-TEX, cảng Đình Vũ, Hải Phòng.

2. Công ty Môi trƣờng Đô thị Hải Phòng (1999).

Báo cáo khảo sát địa chất bãi chôn lấp Tràng Cát,

Hải Phòng (Giai đoạn II – ô chôn lấp số 2).

3. Công ty Môi trƣờng Đô thị Hải Phòng

(2004). Báo cáo quan trắc chất lƣợng nƣớc

ngầm tại khu chôn lấp Tràng Cát, quận Hải

An, thành phố Hải Phòng.

4. Nguyễn Hồng Khánh, Lê Văn Cát, Tạ

Đăng Toàn và Phạm Tuấn Linh (2009). Môi

trƣờng bãi chôn lấp chất thải và kĩ thuật xử lý

nƣớc rác. Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật.

5. Phạm Quang Hƣng (2011). Tính toán lan

truyền của chất ô nhiễm trong đất với điều

kiện Việt Nam. Tạp chí Khoa học và Công

nghệ Kỹ thuật Xây dựng, Đại học Xây dựng

(tháng 5 năm 2011). Số 9, trang 62-70.

6. Phạm Quang Hƣng, Nguyễn Kim Thái,

Nguyễn Đình Tiến, Nguyễn Hồng Khánh,

Nguyễn Việt Anh, Đỗ Thị Thu Hiền và Nguyễn

Thanh Sơn (2010). Một nghiên cứu về sự lan

truyền của chất ô nhiễm tại một vài bãi rác lớn

tại Việt Nam, 133 trang và các phụ lục. Đề tài

khoa học công nghệ cấp Bộ Giáo dục và Đào

tạo số B2008-03-36.

7. QCVN 08: 2008/BTNMT, Quy chuẩn kỹ

thuật quốc gia về chất lƣợng nƣớc mặt. Bộ Tài

nguyên và Môi trƣờng.

8. QCVN 09: 2008/BTNMT, Quy chuẩn kỹ

thuật quốc gia về chất lƣợng nƣớc ngầm. Bộ Tài

nguyên và Môi trƣờng.

9. TCVN 5942 – 1995. Tiêu chuẩn chất

lƣợng nƣớc mặt của Việt Nam

Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN VĂN HOÀNG


øNG DôNG Lý THUYÕT §é TIN CËY

PH¢N TÝCH æN §ÞNH S¦êN DèC

Ph¹m Quang Tó, TrÞnh Minh Thô*

P.H.A.M.J.GELDER

Application of reliability theory for slope stability analyzing

Abstract: Using probabilistic distribution of input parameters instead of

deterministic values is a current trend in civil engineering nowadays.

Basically, the key advantages of probabilistic design are to consider all the

values of variable parameters in the form of contingent value of random

numbers. However, by the computation of reliability index, all the failure

mechanism could be considered so that the failure probability of the system

could be figured out. In this paper, the authors demonstrated the basic

reliability analysis theory and an application for slope stability analysis.

I. MỞ ĐẦU

Trong tính toán thiết kế công trình hiện nay,

các tiêu chuẩn trong và ngoài nƣớc thƣờng sử

dụng lý thuyết tính toán theo trạng thái giới hạn

(TTGH). Tuy nhiên, với sự bùng nổ của khoa

học, công nghệ, khoảng những năm 1970 –

1980 của thế kỷ trƣớc, các nghiên cứu về lý

thuyết độ tin cậy (thực ra bắt đầu khoảng những

năm 1960) ứng dụng trong xây dựng bắt đầu nở

rộ. Trong địa kỹ thuật, việc nghiên cứu và áp

dụng có muộn hơn và hiện nay đang là chủ đề

đƣợc quan tâm ở nhiều nƣớc phát triển. Ở nƣớc ta,

lý thuyết độ tin cậy đã đƣợc các nhà khoa học tiếp

thu từ các nƣớc Liên Xô cũ và Đông Âu từ lâu

nhƣng cũng chỉ dừng lại ở lý thuyết và ứng dụng

hẹp trong một số lĩnh vực. Khoảng 10 năm gần

đây, các nhà nghiên cứu thuộc lĩnh vực tài nguyên

nƣớc, kỹ thuật biển, đánh giá tai biến …đã phát

triển mạnh lý thuyết và ứng dụng trong các lĩnh

vực đó trên cở sở hợp tác nghiên cứu, đào tạo với

các nƣớc Tây – Bắc Âu (Hà Lan, Đức, Anh, Na

Uy…), Úc và Mỹ. Ứng dụng của phƣơng pháp lý

thuyết độ tin cậy là xu hƣớng hiện nay, trong bài

báo này, tác giả tập trung so sánh việc ƣu điểm

của việc sử dụng chỉ số độ tin cậy thay cho

phƣơng pháp hệ số an toàn truyền thống thông

qua ví dụ phân tích ổn định sƣờn dốc.

II. SƠ ƯỢC PHƯƠNG PHÁP

Trong tính toán thiết kế công trình ta thƣờng gặp

2 nhóm lực tác dụng: tải trọng từ bên ngoài (Load -

L) và khả năng chống đỡ của kết cấu (Resistance -

R). Theo phƣơng pháp tiếp cận truyền thống nhƣ

tính toán theo ứng suất cho phép hoặc theo trạng thái

giới hạn [6] có thể tóm tắt điều kiện làm việc an toàn

đƣợc tính toán theo các công thức sau:

kiR miL hoặc R Fs.L (1)

Trong đó: kI, mi là các hệ số xét đến đặc

điểm tính toán, điều kiện làm việc, sự biến đổi

chỉ tiêu cơ lý của đất nền, phƣơng pháp thi

công… thông thƣờng, ki ≤ 1 và mi ≥ 1; R và L là

sức chịu tải (hoặc khả năng chống đỡ) và tải

trọng, lực tác dụng có các trị số nhất định; Fs là

hệ số an toàn. Phƣơng pháp tính toán này đã

đƣợc sử dụng rộng rãi trong các quy trình, quy

phạm và việc lựa chọn các hệ số ki , mi và Fs

đƣợc quy định rõ ràng, cụ thể, phụ thuộc vào

từng chuyên ngành cụ thể cũng nhƣ kinh

nghiệm chuyên môn của ngƣời tính toán.

Theo lý thuyết độ tin cậy [10], khi tính toán bất

* Trường Đại học Th y l i

175 Tây Sơn, Đống Đa, Hà Nội. ĐT: +31639655474

Email: [email protected]

** Trường Đại học công nghệ Delft, Hà Lan.


kỳ một kết cấu (chẳng hạn nhƣ kiểm toán lật của

tƣờng chắn đất) hoặc cơ chế phá hoại nào đó (ví

dụ nhƣ xét xem xói ngầm có diễn ra hay không)

đến cả tổ hợp công trình phức tạp (vận hành nhà

máy điện hạt nhân, tổ hợp hồ chứa nƣớc…) ngƣời

ta đều có thể xem xét phƣơng trình:

g = R - L (2)

trong đó, g là hàm trạng thái giới hạn, R, L

đƣợc mô tả nhƣ công thức (1) nhƣng dƣới dạng

các phân bố xác suất. Trên mặt phẳng R - L,

hàm g phân chia mặt phẳng thành 2 phần: an

toàn và mất an toàn, các điểm nằm trên ranh

giới này là giá trị hàm giới hạn g.

L

R

g < 0

g > 0

g = 0

Hình 1. Hàm trạng thái gi i hạn trong mặt

phẳng R-L (theo [9])

Việc tính toán theo lý thuyết độ tin cậy đƣợc

tiến hành với ba mức sau:

Mức 1: các tham số của R và L biến đổi và ảnh

hƣởng đƣợc xét qua các hệ số riêng phần, đây là

cách tiếp cận chủ yếu của các quy trình, quy phạm

hiện nay nhƣ Eurocode 7, Asshto 2007, ANSI

A58 –1980…đây thƣờng đƣợc gọi là phƣơng

pháp bán xác suất (semi-probabilistic);

Mức 2: R và L biến đổi dƣới các quy luật xác

suất nhƣng đƣợc tuyến tính hóa và ƣớc lƣợng gần

đúng để đƣa về phân bố chuẩn. Phƣơng pháp này

cho kết quả tin cậy, sử dụng đƣợc trong hầu hết

thiết kế công trình. Ở một số nƣớc phát triển, các

công trình đều đƣợc tính toán ở mức độ này bên

cạnh cách tiếp cận truyền thống;

Mức 3: R và L biến đổi dƣới các quy luật xác

suất ngẫu nhiên, thƣờng sử dụng mô phỏng

Monte – Carlo để tính toán cho kết quả tin cậy

tuy nhiên phần tính toán tƣơng đối phức tạp.

Chi tiết phƣơng pháp tính toán theo các mức,

tham khảo [9],[10].

III. ỨNG DỤNG LÝ THUYẾT ĐỘ TIN

CẬY PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH SƯỜN DỐC

Việc áp dụng lý thuyết độ tin cậy đã trong

phân tích ổn định sƣờn dốc đã đƣợc nhiều tác

giả đề cập....Trong ví dụ tính toán dƣới đây, tác

giả tập trung so sánh sự khác biệt khi sử dụng

các thông số đầu vào tới ổn định công trình.

1. Giới thiệu s lược về vị trí nghiên cứu

Theo [2 , đoạn tuyến nghiên cứu nằm ở phía

cuối quốc lộ 7A (từ ngã 3 Diễn Châu đến cửa

khẩu Nậm Kắn tỉnh Nghệ An), tiếp giáp với

nƣớc Lào. Tổng chiều dài của tuyến đƣờng là

225km đƣợc, Bộ GTVT nghiên cứu nâng cấp

cải tạo từ năm 1997 đến 2001. Đặc biệt đoạn

cuối tuyến cắt qua khu vực địa hình núi cao

hiểm trở với nhiều đèo dốc, cao độ địa hình thay

đổi từ +150m đến +1250m, tuyến đƣờng nằm ở

lƣng chừng núi, một số đoạn chạy ven thung

lũng sâu, hiểm trở. Đoạn tuyến này bắt đầu tách

xa bờ sông Cả nhƣng cấu tạo địa chất thì biến

đổi rất phức tạp, một số đoạn tuyến tiềm ẩn các

nguy cơ mất ổn định rất cao nhƣ: bề dày tầng

phủ rất dày, sƣờn núi có độ dốc lớn.

Khu vực xảy ra trƣợt cách cửa khẩu Nậm

Kắn – huyện Kỳ Sơn với nƣớc Lào khoảng 1,5

km về phía Đông, bên trái tuyến từ lý trình

Km223+150-Km223+800. Bên phải tuyến là

thung lũng sâu, bên trái tuyến là sƣờn đồi thoải

có độ dốc 1/2 đến 1/3 và phía trên là dân bản

Tiền Tiêu sinh sống.

Với đoạn tuyến này, hiện tƣợng trƣợt đất đã

xảy ra từ lâu với tên gọi là hiện tƣợng “than

bùn”, đất có màu đen là sét than, phiến sét than

sản phẩm phong hóa mạnh của hệ tầng La

Khê...đƣợc coi là tác nhân chính của hiện tƣợng:

nền đƣờng thƣờng xuyên bị lầy hóa, đặc biệt là

vào mùa mƣa, đất trên sƣờn dốc chảy xuống


tràn qua mặt đƣờng, vai đƣờng bên phải bị dịch

chuyển về phía taluy âm.... Theo hồ sơ thiết kế

kỹ thuật – thi công [2], giải pháp chống trƣợt

sâu bằng hệ tƣờng chắn trên cọc khoan nhồi

đƣờng kính 600mm kết hợp các giải pháp bạt

mái ta luy, thoát nƣớc mặt trên sƣờn dốc và

dƣới nền đƣờng đã đƣợc sử dụng và từ đó đến

nay nền đƣờng đã ổn định.

Trƣờng hợp tính toán ở đây kiểm toán lại nền

đƣờng sau khi đã xử lý.

Hình 2. Loại đất "đen", nguyên nh n g y

mất ổn định sườn dốc tại Km223+450

(tác giả chụp tháng 5/2006)

2. Đặc điểm địa tầng v việc lựa chọn các

thông số tính toán:

Địa tầng đoạn tuyến nghiên cứu đã đƣợc tiến

hành khảo sát ĐCCT kỹ lƣỡng [2 , sơ bộ có thể

chia thành 3 lớp. Lớp số 1: sét màu đen, xám

đen trạng thái dẻo mềm đến dẻo chảy, bề dày

thay đổi từ 1,3 đến 10m. Lớp số 2: sét pha màu

xám vàng, xám nâu lẫn nhiều dăm sạn, trạng

thái nửa cứng đến cứng, bề dày thay đổi từ 1,3

đến 5m. Lớp số 3: Đá phiến sét, phiến sét than

phong hoá nứt nẻ màu xám xanh, xám đen.

Các mẫu đất trong lớp 1 và 2 đƣợc lấy và phân

tích trong phòng ở điều kiện tự nhiên và bão hòa

hoàn toàn. phần tổng hợp tính toán xét tới các chỉ

tiêu trong điều kiện bão hòa nƣớc. Ngoải ra, qua

phân tích thành phần khoáng vật lớp 1 có các

khoáng vật chủ yếu sau: pyrophilit (43-50%), Illite

(18-26%), kaolinit (10-11%)...Chính khoáng vật

màu đen thuộc nhóm khoáng vật tan có tính cắt

khai rất mạnh, bề mặt khoáng vật trơn nhẵn... dễ bị

giảm cƣờng độ khi bão hòa nƣớc và là tác nhân gây

ra hiện tƣợng trƣợt ở đây.

Các chỉ tiêu vật lý và cơ học đƣợc tổng hợp

gồm có: khối lƣợng thể tích, lực dính kết đơn vị và

góc ma sát trong. Với mỗi trị số, sau khi tập hợp

các trị số riêng lẻ, tiến hành tìm hàm phân bố xác

suất phù hợp nhất (bestfit) từ đó suy ra các thông số

hàm mật độ xác suất phục vụ cho tính toán, các

tham số chi tiết đƣợc trình bày trong bảng 1.

Bảng 1. Chỉ tiêu c l lớp 1 dùng trong tính toán

Chỉ tiêu Đơn vị pdf

Trƣờng hợp tính toán

TH0 TH1 TH2 TH3

Khối lƣợng

thể tích, kN/m

3 N 21,3 0 21,3 0,78 21,3 1,23 21,3 3,14

Lực dính, C kPa N 8,2 0 8,2 0,82 8,2 2,1 8,2 4,5

Góc ma sát

trong, độ N 18,7 0 18,7 1,05 18,7 2,3 18,7 5,59

Chú giải trong bảng 1: pdf: probabilistic

density function – hàm mật độ xác suất, N:

normal distribution – hàm phân phối chuẩn,

lần lƣợt là trị trung bình và độ lệch chuẩn, TH0,


TH1, TH2, TH3 đại diện cho các trƣờng hợp

tính toán với mức độ số liệu khác nhau, TH0 là

tính toán tất định (với 1 trị số các chỉ tiêu cơ lý

của đất), TH1 – TH3 tính toán theo phân bố xác

suất với các giá trị độ lệch chuẩn khác nhau

(xem hình 3).

15 20 250

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

Khoi luong the tich, KN/m3

tan

suat

pdf cua khoi luong the tich

TH1

TH2

TH3

Hình 3. Hàm phân bố xác suất c a

khối lư ng thể tích l p 1

2. Kết quả tính toán

Phần tính toán đƣợc tiến hành với các giả

thiết sau đây:

- Không xét ảnh hƣởng của dòng thấm từ

trên xuống (coi nhƣ hệ thống rãnh ngầm thu

nƣớc trên sƣờn dốc phát huy tác dụng tốt) cũng

nhƣ dòng thấm do mƣa cung cấp.

- Các chỉ tiêu cơ lý đƣợc coi là ngẫu nhiên

và độc lập.

- Hoạt tải do xe gây ra là H30XB80 theo [3]

đƣợc quy đổi thành p = 16 kPa.

- Gộp lớp 1 và lớp 2 để kiểm toàn thiên về

an toàn

Hàm trạng thái giới hạn có thể xét nhƣ sau:

g = Fs - 1 (3)

Theo [5 , chỉ số độ tin cậy trong trƣờng hợp

này đƣợc định nghĩa nhƣ sau:

Fs

Fs 1

(4)

Fs có thể xác định theo phƣơng pháp cân

bằng lực hoặc cân bằng mô men... Phân tính toán

ở đây tham khảo thêm trong [3], mô phỏng

Monte-Carlo đƣợc sử dụng với bƣớc lặp sử dụng

là 10000 lần, kết quả tính toán xem trong bảng 2.

Bảng 2. Kết quả tính toán ổn định sườn dốc

Chỉ tiêu Trƣờng hợp tính toán

TH0 TH1 TH2 TH3

Giá trị

TB của

Fs

1,538 1,5386 1,5415 1,537

chỉ số tin

cậy,

7,7571 2,935 1,609

Xác suất

xảy ra trên

t, pf %

0,02 0,18 5,85

Độ lệch

chuẩn của

Fs

0,071 0,184 0,333

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

5

10

15

20

25

30

35

He so an toan Fs

tan

suat

pdf cua he so an toan Fs

TH1

TH2

TH3

Hình 4. Hàm phân bố xác suất

c a hệ số an toàn Fs

2.4

00

3.7

00

Hình 5. Minh họa mặt trư t bất l i nhất


IV. THẢO LUẬN

Kết quả tính toán cho 4 trƣờng hợp với cùng

trị số trung bình của các thông số đầu vào.

Trƣờng hợp 0 tính toán theo phƣơng pháp

truyền thống với giá trị tất định, các trƣờng hợp

còn lại tham số đầu vào có độ biến thiên từ thấp

đến cao (trƣờng hợp 1 > trƣờng hợp 3). Hệ số an

toàn nhỏ nhất thu đƣợc theo cùng phƣơng pháp

tính là Morgenstern - Price đều nằm trong

khoảng Fs = 1.54 > [F] cho cả 4 trƣờng hợp.

Tuy nhiên, nếu sử dụng chỉ số độ tin cậy,

nhƣ đã đề cập trong công thức (4) thì ta thấy xác

xuất phá hủy tƣơng ứng của trƣờng hợp 3 cao hơn

trƣờng hợp 1 khoảng 300 lần. Rõ ràng, với số liệu

phân tán hơn, kết quả tính toán của trƣờng hợp 3

kém tin cậy hơn trƣờng hợp 1 cho dù trƣờng hợp

này có cùng hệ số an toàn. Đây cũng là 1 trong

những ƣu điểm nổi bật đã đƣợc Fenton, Baecher

chỉ ra [5], [6]. Tại hội thảo “Risk and variability in

geotechnical engineering” [8], các chuyên gia địa

kỹ thuật cũng chỉ ra rằng, chỉ số độ tin cậy cần

đƣợc từng bƣớc thay thế hệ số an toàn cho dù

những hạn chế trong tính phức tạp khi tiếp cận

phƣơng pháp này.

Nhƣ vậy, hệ số ổn định của sƣờn dốc và nền

đƣờng Km223+150 – Km223+800, QL7A đạt

yêu cầu an toàn để khai thác và sử dụng với hệ

số an toàn nhỏ nhất là Fs = 1.54. Theo lý thuyết

độ tin cậy xác suất xảy ra trƣợt là rất nhỏ, thay

đổi từ 5,8/100 đến 2/10.000. Tuy nhiên, với

mức độ tin cậy của số liệu khảo sát khác nhau,

xác suất xảy ra trƣợt là khác nhau và chênh lệch

đáng kể (300 lần giữa TH1 và TH3).


1. Lê Quý An, Nguyễn Công Mẫn, Hoàng

Văn Tân, (1998), Tính toán nền móng theo

trạng thái giới hạn, Nhà xuất bản Xây dựng

2. Công ty TVĐT&XD GTVT, (2004), Hồ

sơ khảo sát địa chất và hồ sơ thiết kế kỹ thuật

thi công xử lý sụt trƣợt Km223+150-

Km223+800, QL7

3. Tiêu chuẩn thiết kế đƣờng ô tô 22TCN

263-2000, Bộ GTVT

4. Phạm Quang Tú, (2007), Nghiên cứu

hiện tƣợng sụt trƣợt trên QL7 đoạn

Km120+00 – Km225+00 và đề xuất giải pháp

xử lý, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, trƣờng ĐH

Mỏ Địa chất , 2007

5. Baecher,G.B., Christian, J.T (2005).

Reliability and statistics in geotechnical

engineering, John Wiley & Sons

6. Fenton, (2011), Risk-based Geotechnical

Design, Presentation slices in TU Delft

7. Geo-Slope International ltd, (2008) Stability

Modeling with SLOPE/W 2007

8. Michel Hicks (2005), Risk and variability

in Geotechnical Engineering,Thomas Telfor ltd.

9. P.Q.Tu,T.M.Thu, V.J.K Vrijling, P.H.A.M.J

van Gelder, (2010), Application of reliability

analysis in design of a river dike. Vietnam

Geotechnical Journal, volume 14, issue 2E.

10. Vrijling, J.K., Van Gelder, P.H.A.J.M.,

(2000), Probabilistic design, lecture notes

CT4310, TU Delft.

Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN VĂN HUÂN


Giíi thiÖu ph¬ng ph¸p ph©n thái míi cã xÐt ®Õn

®iÒu kiÖn t¬ng thÝch cña hÖ lùc t¬ng t¸c gi÷a

çc thái ®Ó ph©n tÝch tÝnh to¸n æn ®Þnh ®Ëp ®Êt

Phan Trêng Giang*

NguyÔn M¹nh Vò**

New method for earth dam stability analysis with mentioning the

compatibility condition of the inter-slices forces

Abstract: The mathematic model responding to the extreme value principle of

the interslice forces gives correct solution of the stability of earth dam’s

problem. By the combination of the extreme value principle of the interslice

forces with the system theory interpretation, the authors propose an equation

for the factor of safety coefficient calculation accurate and simple.

I. MỞ ĐẦU

Đến nay phƣơng pháp phân thỏi đƣợc công

nhận là phƣơng pháp số để phân tích tính toán

trƣợt đất với đất đƣợc coi là vật thể cứng-dẻo lý

tưởng, tu n theo định luật Coulomb. Bài toán

phân tích tính toán trƣợt đất hiện nay đƣợc xếp

vào lớp bài toán siêu tĩnh. Để giải bài toán, các

nhà khoa học phải dùng thêm các giả thiết vật lý

(khác với giả thiết tính toán gần đúng) liên quan

đến hệ lực tƣơng tác giữa các thỏi khi phân thỏi

khối đất trƣợt. Do vậy, kết quả tính toán sai

khác nhau nhiều và có khi trái ngƣợc nhau. [5]

Hiện nay, bài toán phân tích tính toán mái đất

đƣợc đặt lại theo dạng khác phù hợp hơn với

bản chất vật lý c a một hệ thống gồm nhi u

phần t đứng ở trạng thái c n bằng gi i hạn và

kết quả đạt đƣợc là đã đƣa bài toán, đƣợc coi là

siêu tĩnh hơn nửa thế kỷ nay, thành bài toán tĩnh

định và có lời giải đúng [2 [3 .

Trong bài này xin trình bày kết quả nghiên

cứu chi tiết hơn để tiến tới việc lập trình tính

toán ổn định đập đất, nền đất theo phƣơng pháp

mới này.

II. TÓM TẮT LÝ THUYẾT VỀ LỰC XÔ

CỰC TIỂU

Lý thuyết về lực xô cực tiểu còn gọi là lý

thuyết xét đến điều kiện tƣơng thích của hệ

lực tƣơng tác giữa các thỏi đã đƣợc trình bày

trong [2][3]

1. S đồ lực tác dụng v o một thỏi (hình 1)

RT

ET

XT

T

tT

W

p

Rp

E

Xtp

NT

Hình 1. L c xô vào thỏi đứng sau R có trị số

bằng RP (

R = -

pR )

Hệ lực tác dụng vào thỏi gồm W, RT , RP , T,

N, trong đó:

* Viện Thuỷ công

Số 1 ngõ 95 Chùa Bộc, Đống Đa, Hà Nội

DĐ: 0912571467 **

Tổng cục Thuỷ l i

Số 2 Ngọc Hà, Ba Đình, Hà Nội


T = N tg + cl

Theo thuật toán của phƣơng pháp phân thỏi

thì phải tính từ trái sang phải, theo hƣớng trƣợt

của khối đất trƣợt, do vậy các đại lƣợng có ký tự

T (Trái) là đã xác định và hƣớng của lực xô R

luôn chúc xuống mà không phụ thuộc dấu của

góc đáy thỏi . [5]

Do vậy, để xác định các yếu tố của lực xô Ri

cần xác định các yếu tố của lực RP trong hệ lực

tác dụng vào thỏi đang xét (hình 1).

2. Hệ phư ng trình c bản của l thuyết

lực ô tư ng thích

Trong thực tế tính toán, thƣờng gặp 3 trƣờng

hợp cơ bản sau đây:

= > 0 ứng với > 0 >

= < 0 ứng với > 0 <

và < 0

= = 0 ứng với > 0 =

a) Phư ng trình c bản thứ nhất - Phư ng

trình cân bằng giới hạn

Trong [3 đã chứng minh đƣợc phƣơng trình

cơ bản thứ nhất có dạng tổng quát nhƣ sau:

1// 00

L

X

E

E (1)

Với E và X là thành phần ngang và đứng của

lực xô tƣơng thích (tức của lực RP trong hình 1)

Trong đó E0 , L0 là những hằng số xác định

ứng với mỗi thỏi, tính nhƣ sau:

- Trường hợp = > 0, thì tg > 0,

sin > 0

L0= Xt+ W0 + Z0 > 0 (2a)

E0= L0tg > 0 (2b)

W0=W-

sin

coscl (3)

Z0=tg

Et (4)

XT = RT sin T > 0 (5)

- Trường hợp = < 0, thì tg < 0,

sin < 0 có

L0= chiều dài K0S0 = Xt+ W0 – Z0 < 0 (6)

E0= L0 tg > 0 (7)

XT = RT sin T > 0, W0= W +/sin/

cos

cl > 0 (8)

- Trường hợp = = 0

Trƣờng hợp này coi nhƣ trƣờng hợp đặc biệt

của trƣờng hợp trên. Trong trƣờng hợp này biểu

thức (1) có dạng [3 :

10

E

E (9)

Trong đó: E0 = ET – ci.cos

với ET = RT cos T (10)

(ET, RT, T nhƣ ở hình 1)

b) Phư ng trình c bản thứ hai - Điều kiện

tư ng thích giữa hệ lực tư ng tác

Trong [3 đã chứng minh đƣợc rằng điều

kiện tƣơng thích có dạng tổng quát nhƣ sau:

//tgE

X (11)

III. TÍNH TOÁN CÁC THÀNH PHẦ XE Ủ

Ự XÔ TƯƠ G THÍ H GIỮ Á THỎI

Dùng thuật toán tính từ trái sang phải theo

chiều trƣợt. Theo thuật toán, các trị số RT đã

đƣợc xác định, vấn đề còn lại là xác định các

yếu tố của lực xô R thông qua các yếu tố của lực

RP ( có đẳng thức vectơ

R = -

pR ).

1. Trị số các th nh phần ngang E v đứng

X của lực ô tư ng thích R

Sử dụng hệ phƣơng trình cơ bản gồm hai

phƣơng trình đã nêu trên đây:

1// 00

L

X

E

E (12a)

//tgE

X (12b)

Từ hệ phƣơng trình cơ bản (12) giải đƣợc [3 :

E = E0

21

1

tg (13)

= > 0 lấy dấu + (cộng)

= ≤ 0 lấy dấu - (trừ)

X = E tg/ / (14)

2. Trị số lực ô R:

Xác định theo công thức sau:

22 XER (15)

3. Góc lệch của lực ô R:

Sử dụng điều kiện tƣơng thích (11) có biểu

thức tính góc lệch :


// E

Xartg = / / (16)

4. Điểm đặt của lực ô

Điểm đặt của lực xô đƣợc xác định từ phƣ-

ơng trình cân bằng momen của hệ lực tác dụng

vào thỏi đang xét, với tâm quay bất kỳ, nhƣng

theo GS. Janbu, chọn tâm quay trùng với điểm

giữa của đáy thỏi là tiện tính toán hơn cả và đủ

chính xác [5 khi dùng máy tính với chiều rộng

thỏi nhỏ và coi G nhƣ điểm đồng quy của các

lực W, N,T. Nhƣ vậy, có phƣơng trình cân bằng

momen nhƣ sau:

(tt + 0,5b.tg )Et – 0,5b.Xt - (tp- 0,5b.tg )Ep

- 0,5b.Xp= 0 (17)

Phƣơng trình (17) chứa ẩn duy nhất tp (Hình

1) cần tìm để xác định điểm đặt của lực xô R.

IV. SỐ GIA LỰC XÔ QUA TỪNG THỎI

VÀ TÍNH LỰC XÔ THEO SỐ GIA LỰC XÔ

1. Số gia lực ô R qua từng thỏi

Qua từng thỏi lực xô R tăng lên hay giảm đi

một đại lƣợng R.

Trong [3 đã chứng minh với = > 0;

R có xu thế làm tăng lực xô R; Với = ≤

0, R có xu thế làm giảm lực xô R.

Trong tính toán, thƣờng dùng thành phần

ngang E và thành phần đứng X của R:

E = EP - ET X = XP – XT (18a)

Hay Ei = Ei – Ei-1 Xi = Xi – Xi-1 (18b)

Trong đó quy định thỏi i-1 đứng trƣớc thỏi i

theo hƣớng trƣợt.

2. Tính lực ô R theo số gia lực ô 4 6

Giả dụ lực biên trên R0 đã biết, tức biết các

thành phần E0 , X0 , t0

- Với nhát cắt số 1, có thỏi 1:

E1 = E0 + E1 X1 = X0 + X1

Trong đó E1, X1 là thành phần số gia lực

xô qua thỏi 1

- Với nhát cắt số 2, có thỏi 2:

E2 = Et + E2 = E0 + E1 + E2 = E0 + iE2

1

X2 = X1 + X2 = X0 + X1 + X2 = Xo +

2

1i

iX

- Với nhát cắt số i (tổng quát), có thỏi i:

Ei = Ei-1 + Ei = E0 +

i

i

iE1

(19a)

Xi = Xi-1 + Xi = X0 +

i

i

iX1

(19b)

Từ đó tính đƣợc lực xô Ri của thỏi i tác dụng

lên các thỏi i+1 sau nó:

Ri = 22

ii XE (20)

3. Tính góc lệch của lực ô Ri

i

i

iE

Xarctg = / i / = // ii (21)

V TÍ H H S TO Ủ MÁI ĐẤT

1 Dùng hệ số huy động cường độ chống

cắt F của đất dọc mặt trượt làm hệ số an

toàn [5]

Hệ số huy động:

F = huydonghuydonghuydong c

c

tg

tg

)(

0

(22)

Trong các công thức trên thay * , c =

c* với quy tắc sau

* = arc tgF

tg c

* =

F

c (23)

Sau khi thay (23) vào các hàm Ei Xi Ri vừa

nêu trên thì chúng là những hàm số của F: Ei

(F), Xi (F), Ri(F) (24)

2. Trường hợp đ n giản: mặt trượt trụ

tròn tâm O bán kính r

Trƣờng hợp này, ngay từ năm 1954, trong

luận án Tiến sỹ của mình [4], A W. Bishop đã

chứng minh công thức tính hệ số an toàn F với

các thỏi thoả mãn đầy đủ điều kiện cân bằng

giới hạn theo số gia lực xô X, E nhƣ sau:

W.x

rF

.[ ul)-Wcos(tgcl +

+ tg[(XL - XR) cos - (EL - ER) sin]]

(Trong đó: ký hiệu L là trái và R là phải)

Biểu thức này đƣợc nhiều tài liệu trong và

ngoài nƣớc nhắc đến nhƣ là công thức kinh điển

tính hệ số an toàn theo điều kiện cân bằng của

toàn bộ hệ thống thỏi đất của khối đất trƣợt và

đã xét đầy đủ điều kiện cân bằng giới hạn của

các thỏi. Tuy nhiên đến nay biểu thức (25) chỉ

đƣợc dùng gần đúng vì các số hạng quan trọng

(25)


XL-XR , EL-ER không xác định đƣợc, ví dụ nhƣ:

- Trong phƣơng pháp Bishop đơn giản lấy:

XL – XR = 0 hay XT- XP = 0

- Trong phƣơng pháp US Bureau of

Reclamation lấy:

]sin)(cos)[( PTPT EEXXtg = 0

Với lý thuyết về sự tƣơng thích của lực tƣơng

tác giữa các thỏi đã trình bày ở các phần trên, có

thể tính đúng các số gia lực tƣơng tác XL-XR và EL-

ER và biểu thức (25) mới đƣợc tính đủ và đúng.

Tuy nhiên, biểu thức (25) là hàm phi tuyến

của F vì ở vế phải các đại lƣợng số gia lực ô

Xi, Ei là hàm của F và khó dùng cho mặt

trƣợt phức hợp.

3. Trường hợp mặt trượt phức hợp gồm

các đoạn thẳng và cong

Đây là trƣờng hợp thƣờng gặp phức tạp, khó

dùng điều kiện cân bằng mômen nhƣ đối với biểu

thức (25). Đơn giản nhất cho trƣờng hợp phức tạp

này là dùng điều kiện biên dƣới (chân mái đất) để

lập phƣơng trình tính hệ số an toàn theo lý thuyết

phân tích hệ thống, viết tắt là SATS [1 với hệ

thống phân tích nói ở đây là tập hợp toàn bộ thỏi

đất tách ra từ khối đất trƣợt đang xét.

Xét thỏi chân, tức thỏi số n, lực xô Rn lên đất

nguyên vị tại điểm B (Hình 2):

Rn = 22

nn XE = R(F) (26)

Trong đó: En = EA +

n

i

iE1

= E(F),

Xn = XA +

n

i

iX1

= X(F)

Theo (26), có 3 trƣờng hợp có thể xảy ra: Rn

= 0; Rn > 0; hoặc Rn < 0

- Trƣờng hợp có Rn > 0, khối đất trƣợt tạo

l c xô lên đất nguyên vị tại điểm B nên không

thể ở trạng thái cân bằng với mức độ huy động

cƣờng độ chống cắt F đang giả định;

- Trƣờng hợp có Rn < 0, khối đất trƣợt không

tạo l c xô tại B, vậy với mức độ huy động c-

ƣờng độ chống cắt F đang giả định, khối đất trƣ-

ợt còn ở trạng thái cân bằng bền trên mặt trƣợt

đang xét;

- Trƣờng hợp có Rn = 0, khối đất trƣợt tạo

lực xô bằng không lên đất nguyên vị tại điểm

B nên khối đất trƣợt ở trạng thái cân bằng với

mức độ huy động cƣờng độ chống cắt F đang

giả định.

Tóm lại theo SATS, phƣơng trình tính hệ số

an toàn là [1]:

Rn = 22

nn XE = R(F) = 0 (27)

Giải phƣơng tình (27), xác định đƣợc trị số F

cần tìm.

1

2

n

R

RiRn

R

A

B

Hình 2. Sơ đồ l c xô Rn lên đất chuyển vị

tại điểm B


1. Phan Trƣờng Giang. Tính hệ số an toàn

Công trình thuỷ trên nền không đồng chất theo

phƣơng pháp Phân tích hệ thống (SATS). Báo

cáo KH – Hội nghị Cơ học toàn quốc lần 7, Hà

Nội 2002.

2. P.T. Phiệt, P.T. Giang, P.T. An. Mô hình

Địa Kỹ thuật có xét đến sự tƣơng thích của hệ

lực tƣơng tác… Tạp chí Địa Kỹ thuật số 3-2005

3. P.T. Phiệt. Mô hình toán tƣơng ứng với lý

thuyết cực trị của hệ lực tƣơng tác. Tạp chí Địa

Kỹ thuật số 2-2010

4. A.W. Bishop. The use of the slip circle in

the stability analysis of slopes. University of

London 1954

5. D.G. Fredlund The analyis of Slopes

Hanoi - Vietnam 1997

6. Phan Trƣờng Phiệt. Landslides Analysis by

Method of Slides. Bakema The Netherlands 1996.

Người phản biện: PGS.TS. VŨ VĂN THẶNG


B¦íC §ÇU NGHI£N CøU §ÆC TÝNH §ÞA CHÊT C¤NG TR×NH

CñA MéT Sè LO¹I §ÊT YÕU (Q22-3

) VïNG §åNG B»NG

S¤NG CöU LONG. ¶NH H¦ëNG CñA CHóNG TíI VIÖC Xö Lý

NÒN TRONG X¢Y DùNG C¤NG TR×NH THUû LîI

Vò Ngäc B×nh*

§ç Minh Toµn**

Initial study on geo-engineering characteristics of some soft soil types ((Q2

2-3) of Mekong River delta and their impact on foundation treatment

serving construction structures. Abstract: Modern clayed sediments of (Q2

2-3) is of the young age

of Holocene sediments originated from different sources and distributed widely in Ho Chi Minh city and the Mekong river delta. Most of the sediments are located just on the natural soil surface, under filled soil or soft plastic to stiff plastic soil layer down to 0.8 to 1.2m deep. The sediment thickness is from several meters to more than 25 m that consists primarily of clayed mud, silty clay, clay, sandy clay from plastic - liquid to liquid consistency. Due to the influence of the formational process in sea water, soil contains organic matters, shells, mussel shells, the others may be contaminated with salt, salted and alum so it should be classified as special soil. The irrigation structures constructed in the area for the purpose of flood control, tide and erosion prevention have been foundated mostly on these sediments therefore that need treatment solutions. This article analyzes the distribution characteristics, origin of formation, geological structure, physico - mechanical properties and possibility to improve construction quality by foundation treatment and improvement for the irrigation works as well.


Việt Nam là một trong những số ít quốc

gia chịu ảnh hƣởng nhiều nhất của sự biến

đổi khí hậu toàn cầu, đặc biệt là dải đồng

bằng các tỉnh ven biển. Các vấn đề nhƣ nƣớc

biển dâng, triều cƣờng, xâm nhập mặn, sạt

lở bờ sông, sạt lở bờ tại các cửa sông, ven

biển…do ảnh hƣởng của biến đổi khí hậu đã

và sẽ gây ảnh hƣởng lớn đến sự phát triển

kinh tế xã hội của các khu vực nói trên. Nơi

chịu ảnh hƣởng nặng nề nhất đó là Thành

phố Hồ Chí Minh và các tỉnh ven biển đồng

bằng sông Cửu Long.

Vấn đề xây dựng các công trình ngăn mặn,

chống sạt lở bờ, chống ngập nhằm ứng phó với

biến đổi khí hậu và nƣớc biển dâng đã đƣợc quan

tâm thích đáng. Tuy nhiên, việc xây dựng các

công trình này đang gặp rất nhiều khó khăn do

cấu trúc địa chất phức tạp, phân bố nhiều loại đất

yếu có nguồn gốc, thành phần cũng nhƣ tính chất

xây dựng khác nhau. Bài báo này khái quát về

các đặc điểm phân bố của trầm tích đất yếu và

các giải pháp gia cố xử lý nền trong xây dựng các

công trình thuỷ lợi tại vùng nghiên cứu.

2. ĐẶC ĐIỂM PHÂN BỐ CỦA CÁC

TRẦM T CH ĐẤT YẾU TRONG VÙNG

Các thành tạo đất yếu phân bố ở ven biển

thuộc các khu vực Thành phố Hồ Chí Minh và

* Viện Th y Công

Số 1 Ngõ 95 Chùa Bộc - Đống Đa - Hà Nội

Tel: 0973349666

Email: [email protected] **

Trường đại học Mỏ địa chất Hà Nội

Đông Ngạc - Từ Liêm - Hà Nội Tel: 0913502009


các tỉnh đồng bằng sông Cửu Long là các

thành tạo trẻ có tuổi Holocen, có nguồn gốc

khác nhau nhƣ sông, biển, hỗn hợp sông -

biển, đầm lầy vũng vịnh, sông - đầm lầy, biển

- đầm lầy. Các thành tạo này đa phần là các

loại đất yếu ở trạng thái chảy, bùn các loại.

Trong đất thƣờng có lẫn hữu cơ, vỏ sò, vỏ hến

đặc biệt tại các vùng cửa sông ven biển đất

thƣờng bị nhiễm mặn và phèn.

Diện phân bố của các trầm tích đất yếu vùng

ĐBSCL đƣợc trình bày trong hình 1 [2

Đặc điểm phân bố của các trầm tích đất yếu

ở Đồng bằng Sông Cửu Long đƣợc trình bày

tại bảng 1.

Hình 1. Các vùng đất yếu thuộc

đồng bằng sông C u Long

Bảng 1. Đặc điểm phân bố một số loại đất yếu v ng Đồng bằng Sông Cửu ong

STT Loại đất Địa điểm nghiên cứu Chiều sâu

phân bố

Ch. dày

TB(m)

Tuổi,

nguồn gốc

1

Sét, sét pha màu xám

vàng, có nơi lẫn mùn thực

vật xám sẫm

Cửa sông Đồng Nai, Sài Gòn,

Vàm Cỏ Đông

Lộ ra trên

mặt

3-4 Sông biển

(amQ2 2)

2

Sét – sét pha dẻo chảy lẫn

hữu cơ, bùn sét, than bùn

Mỹ Tho Phân bố ở

độ sâu 4-5m

2-3 Biển - đầm

lầy (mbQ22)

3

Sét, sét pha, bùn sét, màu

xám xanh, xám sẫm, chứa

nhiều mảnh vụn vỏ sò, ốc,

mùn thực vật, điệp và tảo

nƣớc mặn

Cai Lậy, Nhị Quí – Tân Hiệp

tới Khánh Hậu, Củ Chi; ven

biển từ Rạch Sỏi tới cửa sông

Cái Bè; Không nhiều ở Rạch

Giá tới Kiểm Lâm

Phân bố ở

độ sâu 1-3m

cho tới 9-

10m

2-5m,

có nơi

đến

10m

Biển

(mQ2 2-3

1)

4

Sét, sét pha chảy- bùn màu

xám nâu, xám vàng, có

tính dẻo cao, đôi chỗ có

lẫn mùn hữu cơ màu

xám sẫm

Bình Chánh, bắc Nhà Bè,

Cai Lậy, Mỹ Tho, Tân An,

Bến Lức; Khu vực

Long Xuyên

Lộ ra trên

mặt

2-5m,

có nơi

10 đến

15m

Sông biển

(amQ2 2-3

1)

5

Sét pha - bùn sét pha màu

nâu vàng tới xám sẫm,

xám xanh chứa nhiều

mảnh vỏ sò

Bến Tre, Gò Công Đông, Cần

Giờ; bờ biển cổ khu vực Trà

Vinh, Thạch Phú

Phân bố ở

độ sâu từ 1-

4m

1-5m Biển

(mQ2 2-3

2 )



phân bố

Ch. dày

TB(m)

Tuổi,

nguồn gốc

6

Sét, sét pha dẻo chảy đến

chảy, màu xám nâu xám

vàng; bùn sét xám tro, xám

sẫm, chứa tảo nƣớc lợ, tàn

tích thực vật, vỏ sò

Bến Tre, Gò Công Đông; Trà

Vinh, Thạc Phú; Lộ thành rải

hẹp ở bắc Gia Rai - Bạc Liêu

ở độ sâu 1-2m; Phần phía bắc

tờ An Biên, Sóc Trăng; Khu

vực Thốt Nốt tới Cầu Nhiệm

qua Tam Bình tới Vĩnh Long

Lộ ra trên

mặt

1-5m có

nơi 10-

15m

Sông -

biển

(amQ2 2-3

2 )

7

Sét dẻo chảy đến bùn lẫn

mùn thực vật, than bùn, ít

thân cây phân huỷ kém

Phân bố dạng rải hẹp từ núi

Sam tới Rạch Giá

Lộ ra trên

mặt

1-5

Sông -

đầm lầy

(abQ2 2-3

2

8

Cát hạt mịn đến vừa lẫn sét

pha, sét xám vàng, xám

sẫm chứa vỏ sò, điệp

Ba Tri; Tiểu Cầu, Cầu Ngang

(Trà Vinh); Phân bố dạng các

giồng ở Bạc Liêu, Vĩnh Châu

Lộ ra trên

mặt

1-4 Biển

(mQ2 31)

9

Sét pha màu xám phớt

vàng, cát sét xám tro, ít di

tích thực vật phân huỷ kém

Tiểu Cầu, Cầu Ngang (Trà Vinh);

Phân bố khá rộng tại Bạc Liêu,

Gia Rai, Cà Mau, Cái Nƣớc;

Lộ ra trên

mặt

1-4 Sông - biển

(amQ2 3

1)

10

Than bùn phân huỷ từ các

loại cây bụi nhỏ nhƣ bần,

đƣớc, dừa nƣớc và các loại

cây thân cỏ

Phân bố tại các bồn trũng nhỏ

khu vực sông Vàm Cò Đông,

huyện Củ Chi

Lộ ra trên

mặt

1-5 Đầm lầy

(bQ2 3

1)

11

Sét màu nâu gụ, nâu sẫm

chứa nhiều thân cây phân

huỷ chƣa hoàn toàn

Ba Tri Lộ ra trên

mặt

1-3 Biển -

đầm lầy

(mbQ2 31)

12 Sét, sét pha dẻo chảy -

chảy ít di tích thực vật,

màu xám sẫm, nâu xám

dọc hai bờ sông Sài Gòn,

sông Vàm Cỏ Đông; Tiểu

Cầu, Cầu Ngang (Trà Vinh);

Lộ ra trên

mặt

1-3 Sông -

đầm lầy

(abQ2 31)

13 Sét pha chảy – bùn sét,

mùn thực vật màu xám nâu

Dọc các kênh rạch hiện đại ở

dạng bãi bồi thấp

Lộ ra trên

mặt

1-3 Sông

(aQ2 32)

14 Cát bột, bùn sét, di tích

thực vật, than bùn

Nhà Bè , bờ sông Ba Lai,

không nhiều ở Giồng Tôm,

Cái Mơn, Cái Nhum

Lộ ra trên

mặt

2-3 Sông - đầm

lầy

(abQ2 32)

15 Cát hạt mịn ít bột, sét, lẫn

nhiều xác thực vật, mùn

hữu cơ, vỏ sò

Cần Giờ, Ba Tri; Long Toàn,

Thạch Phú (tờ Vĩnh Long);

Vùng ven biển từ cửa Bồ Đề

tới Vĩnh Châu

Lộ ra trên

mặt

1-3

Biển

(mQ2 32)

16

Sét màu nâu gụ tối xám

sẫm, chứa nhiều thân cây,

di tích thực vật ven biển

nhƣ sú, vẹt, than bùn

Lộ diện không lớn ở cửa sông

Thị Vải; Cần Giờ, Bình Đại;

Long Toàn, Thạch Phú (tờ

Vĩnh Long); Phân bố rộng ở

vùng mũi Cà Mau tới Bạc Liêu

Lộ ra trên

mặt

1-3 có

nơi 6-

7m

Biển - đầm

lầy

(mbQ2 32)



phân bố

Ch. dày

TB(m)

Tuổi,

nguồn gốc

17

Than bùn màu nâu gụ chứa

mùn thực vật, thân cây

phân huỷ kém

Vùng đầm lày U Minh Hạ

khoảng vài trăm km2

Lộ ra trên

mặt

2-4

Đầm lầy

(bQ2 3

2)

18 Cát hạt mịn,

độ chọn lọc tốt

Tồn tại dạng gò

vũng Long Toàn

Lộ ra trên

mặt

Gió (vQ2 3

2)

19 Sét pha sét màu nâu vàng

tới xám sẫm, dẻo chảy

Dọc hai bờ sông Bát Xắc và

Cổ Chiên

Lộ ra trên

mặt

1-2 có

nơi 6-

7m

Sông

(aQ2 32)

20

Bột sét lẫn nhiều mùn

thực vật màu xám sẫm,

than bùn

Hợp lƣu sông Soài Rạp và

Vàm Cỏ; rải rác không đều

giữa Cà Mau và Bạc Liêu

Lộ ra trên

mặt

1-3 Sông - đầm

lầy (abQ2 3

2)

3. ĐẶC ĐIỂM THÀNH PHẦN VẬT

CHẤT VÀ TÍNH CHẤT CƠ CỦA ĐẤT

3.1. Đặc điểm th nh phần v t chất

Theo các kết quả nghiên cứu của các tác

giả về đất yếu tại các tỉnh đồng bằng sông

Cửu Long trên các loại đất là bùn sét và bùn

sét pha (amQ22-3

) cho thấy đất có những đặc

điểm sau:

Thành phần hạt:

- Đất bùn sét: Nhóm hạt cát: 9 26,9 %

Nhóm hạt bụi: 21,8 51,8%

Nhóm hạt sét: 39,0 52,5 %

Thành phần khoáng vật cho thấy các loại

đất bùn sét và bùn sét pha khoáng vật chủ yếu

là caolinit và ilit.

- Trong bùn sét các khoáng vật có tính phân

tán cao chiếm từ 19 25 %, khoáng vật caolinit

chiếm từ 1618 %

- Trong bùn sét pha các khoáng vật có tính

phân tán cao chiếm từ 15 19 %, khoáng vật

caolinit chiếm từ 1114 %;

Môi trƣờng lỗ rỗng của đất là môi trƣờng

axit đến kiềm yếu (pH của đất dao động từ 4

đến 6,55); Lƣợng hữu cơ trong đất từ 34 %,

ít nơi đạt đến 67 %; Hàm lƣợng muối hoà tan

trong đất nhỏ hơn 1 %, một số nơi vùng ven

biển có hàm lƣợng muối lớn hơn 1 %, muối

trong đất chủ yếu là clorua và đƣợc nhiễm chủ

yếu là do xâm nhập mặn. Theo Atlat địa lý

Việt Nam thì tại các tỉnh ven biển từ TP Hồ

Chí Minh đến Cà Mau, Kiên Giang thì đất bị

nhiễm mặn còn tại các tỉnh nhƣ Cần Thơ, An

Giang, Long An và một số nơi tại TP Hồ Chí

Minh thì đất bị nhiễm phèn.

Kết quả nghiên cứu của một số tác giả [8

cho thấy các trầm tích đất yếu tại Kiên Giang

đất bị nhiễm mặn nhiều, ở Cà Mau đất bị

nhiễm mặn và phèn, ở Bến Tre, Sóc Trăng đất

bị nhiễm mặn và càng xa bờ thì mức độ nhiễm

mặn càng giảm.

3.2. Tính chất c l đặc trưng

Kết quả nghiên cứu, khảo sát đánh giá tại

một số nơi ở thành phố Hồ Chí Minh và các

tỉnh đồng bằng Sông Cửu long cho thấy, các

lớp đất yếu đều phân bố ở ngay trên bề mặt

đất tự nhiên hoặc phía dƣới lớp đất đắp, lớp

đất bồi tích bề dày của chúng từ 0,8 đến

1,2m. Đặc điểm của các lớp đất này là đất có

hàm lƣợng hạt bụi, hạt sét cao, hệ số rỗng, hệ

số nén lún lớn, sức chịu tải nhỏ có chứa tàn

tích thực vật. Bảng 2 mô tả các tính chất cơ

lý của đất yếu ở một số vị trí công trình tại

các địa phƣơng.


Bảng 2. Tính chất c l của các loại đất yếu

Vị trí

Loại đất

Cống

Kinh Lộ

TPHCM

Cầu Cổ

Chiên

(Bến Tre)

Cống Mƣơng Ngang

(đê Tắc Ông

Thục - Cần Thơ)

Cống Nhà

Thờ (đê Xà Lo –

H. Giang)

Cống Vĩnh

Phong 3

(Bạc Liêu)

Cống Tám

Phó ( đê Ô Môn- K.

Giang)

Bùn sét Bùn sét,

hữu cơ

Bùn sét lẫn

hữu cơ Bùn sét Bùn sét

Bùn sét

lẫn hữu cơ

Chiều dày phân bố (m) 2025,5 16,520,6 13,515,6 8,613,6 18,6 10 -11,8

Thàn

h p

hần

hạt

(%

)

- Hạt cát 16,9 15,9 14,4 2,8 10,4

- Hạt bụi 41,4 39,2 34,7 30,6 49,8 - Hạt sét 41,7 49,0 50,9 66,6 39,9

Chỉ tiêu

vật

lý

Độ ẩm tự nhiên (%) 76,75 57,8 77,54 84,66 77,0 82,67 KL thể tích tự nhiên

w (g/cm3) 1,524 1,62 1,541 1,508 1,53 1,518

KL thể tích khô

c (g/cm3) 0,862 1,01 0,868 0,817 0,87 0,831

KL riêng (g/cm3) 2,658 2,65 2,661 2,665 2,66 2,661 Độ bão hòa G (%) 97,97 97,0 99,8 99,7 98,7 99,9

Độ rỗng n (%) 67,56 61,0 67,4 69,3 67,5 67,3

Hệ số rỗng 0 2,082 1,495 2,067 2,262 2,079 2,203

Giớ

i hạn

AT

TE

RB

ER

G

Giới hạn chảy WT (%) 49,92 53,7 51,8 53,37 71,9 53,14 Giới hạn dẻo WP (%) 29,83 29,6 28,6 31,65 43,6 32,38

Chỉ số dẻo Wn (%) 20,09 24,1 23,19 23,72 28,3 20,67

Độ sệt B 2,34 1,17 2,11 2,23 1,18 2,42

Chỉ tiêu

lực

học

Góc ma sát trong

(độ) 3

o15 3

o19 3

o54 3

o13 3

o21 3

o28

Lực dính đơn vị c (kPa) 59 96 7 66 44 68 HS nén lún a1-2

(0,01 kPa-1)

0,388 0,284 0,410 0,517 0,364 0,458

Moduyn biến dạng E1-2 , kPa 540 532 432 380 520 420 HS thấm K (10-6), cm/s 8,2x10

-6 - 4,43x10

-6 2,05x10

-5 - 1,66x10

-5

TN cắt

cánh

Su (kPa) 21,4 14,2 16,7 17,5 7,2 17,5

Su’ kPa 7,0 4,2 6,5 6,6 2,5 6,5

Áp lực tiền cố kết Pc (kPa) 68 41

3.3. Nh n xét

Những kết quả nghiên cứu bƣớc đầu cho thấy

trong khu vực đồng bằng sông Cửu Long lớp đất

yếu là bùn sét hoặc bùn sét pha phân bố ngay

trên bề mặt đất tự nhiên hoặc phía dƣới lớp đất

đắp hoặc đất dẻo mềm - dẻo cứng ở độ sâu 0,8

1,2m có chiều dày khá lớn thay đổi từ 8,6 đến

25,5m hơn nữa trong đất thƣờng có chứa hàm

lƣợng vật chất hữu cơ, đất nhiễm muối, có nơi

nhiễm phèn do vậy có thể xếp các loại đất yếu

này là các loại đất đặc biệt. Theo diện và chiều

sâu phân bố thì các loại đất này sẽ làm nền để

xây dựng các công trình thuỷ lợi tại các vùng cửa

sông, ven biển nhƣ công trình ngăn triều, chắn

sóng, chống ngập… do đó khi xây dựng cần có

các giải pháp gia cố xử lý cho phù hợp.

4. ĐÁNH GIÁ KHẢ NĂNG ỨNG DỤNG

CÁC GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

TRONG XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH THUỶ

LỢI Ở TP HỒ CH MINH VÀ ĐỒNG

BẰNG SÔNG CỬU LONG

4.1. Các phư ng pháp ử l nền đất yếu

Có nhiều phƣơng pháp để gia cố cải tạo nền

đất yếu tuy nhiên để phục vụ cho các mục đích

sử dụng khác nhau có thể phân thành các nhóm

nhƣ sau:


- Cải tạo đất bằng các biện pháp cơ học: thay

toàn bộ lớp đất yếu, thay một phần kết hợp với

vải địa kỹ thuật, bấc thấm, cọc cát, đắp phản áp,

gia tải trƣớc, đắp theo thời gian…

- Cải tạo đất bằng chất kết dính (vô cơ và

hữu cơ): xi măng, vôi, bi tum, polyme..

- Cải tạo đất bằng các phƣơng pháp vật lý:

phƣơng pháp nhiệt, sử dụng dòng điện một chiều

- Cải tạo đất bằng các phƣơng pháp dung dịch:

phụt silicat (một hoặc hai dung dịch), xi măng

- Cải tạo đất bằng các biện pháp khác nhƣ:

hạ thấp mực nƣớc ngầm, thoát nƣớc mặt, hút

chân không.

4.2. Một số phư ng pháp ử l nền đất yếu

đ được áp dụng thuộc một số dự án ở TP Hồ

Chí Minh và ĐBSCL

Tại TP Hồ Chí Minh cọc đất – xi măng đƣợc

sử dụng trong dự án Đại lộ Đông – Tây, một số

toà nhà nhƣ Sài Gòn Time Square, chống mất

ổn định công trình hồ bán nguyệt khu đô thị Phú

Mỹ Hƣng, dự án trục Bắc Nam (giai đoạn 3).

Các dự án xây dựng tại đồng bằng Sông Cửu

Long đã áp dụng các giải pháp xử lý nền đất yếu

nhƣ: Quốc lộ 1A đoạn Cà Mau – Năm Căn xử

lý nền bằng bấc thấm, vải địa kỹ thuật; Dự án

đƣờng cao tốc Sài Gòn – Trung Lƣơng xử lý

bằng tổ hợp các giải pháp nhƣ giếng cát, bấc

thấm, đệm cát, vải ĐKT; Giải pháp bấc thấm kết

hợp với công nghệ hút chân không cùng với gia

tải trƣớc bằng nƣớc đƣợc thực hiện tại nhà máy

Điện đạm Cà Mau; Năm 2001 giải pháp xử lý

nền bằng cột đất – xi măng – vôi bằng phƣơng

pháp trộn khô tại Tổng kho xăng dầu Hậu

Giang Khu Công nghiệp Trà Nóc; Tại sân bay

Trà Nóc và đƣờng vào khu khí điện đạm Cà

Mau cũng sử dụng phƣơng pháp xử lý nền là

cọc đất – xi măng.

Trong nghiên cứu xử lý nền và chống thấm

các công trình thuỷ lợi, Viện Khoa học Thuỷ lợi

Việt Nam đã ứng dụng công nghệ khoan phụt

cao áp (Jet – grouting) tại cống Sông Cui (Long

An), xử lý cho các cống tại dự án Ô Môn – Xà

No nhƣ Mƣơng Đình (Cần Thơ), Rạch Gập,

Tám Thƣớc, 9500 (Hậu Giang), cống KG2 và

Lung Dừa (Cà Mau), nhà máy đóng tàu Aker

Yard (Vũng Tàu).

Nhự vậy: Khả năng áp dụng các giải pháp xử

lý nền đất yếu ở TP Hồ Chí Minh và đồng bằng

Sông Cửu Long bằng chất kết dính vô cơ nhƣ

cọc đất - xi măng để cải tạo tính chất xây dựng

của đất phục vụ phát triển kinh tế trong vùng là

hoàn toàn có tính khả thi và mang lại hiệu quả

kinh tế.

4.3. Phân tích lựa chọn giải pháp ử l nền

đất yếu trong ây dựng công trình thuỷ lợi ở

TP Hồ Chí Minh v ĐBSCL

Tại TP Hồ Chí Minh và đồng bằng Sông Cửu

Long việc xây dựng các hệ thống công trình

thuỷ lợi nhằm đối phó với lũ, triều cƣờng, nƣớc

biển dâng đang là vấn đề hết sức cấp thiết. Các

tuyến đê bao vƣợt lũ, tuyến đê ngăn mặn, ngăn

triều, công trình chống sạt lở sẽ đƣợc xây dựng

do vậy vấn đề xử lý nền đất yếu dƣới móng các

công trình trên cũng sẽ đƣợc quan tâm.

Đối với các công trình thuỷ lợi thì ngoài việc

xử lý nền làm tăng cƣờng độ đất gia cố, ổn định

cho công trình thì vấn đề thấm của nền đất xử lý

cũng đƣợc quan tâm do vậy một số giải pháp xử

lý đất yếu trong các công trình xây dựng và giao

thông sẽ không áp dụng đƣợc nhƣ cọc cát, giếng

cát, bấc thấm, đệm cát…. vì đối với các giải

pháp này thông thƣờng sau khi xử lý xong cần

có một lớp vải địa kỹ thuật và đệm cát dày tối

thiểu là 1m để nƣớc lỗ rỗng có thể thoát ra

ngoài. Điều này sẽ gây thấm cho công trình thuỷ

lợi. Các giải pháp xử lý nền đất yếu cho công

trình thuỷ lợi cần phải đƣợc lựa chọn vừa đáp

ứng đƣợc những vấn đề trên đồng thời phải sử

dụng đƣợc vật liệu tại chỗ do vậy có thể đƣợc

áp dụng các giải pháp nhƣ: cọc đất – xi măng,

cọc đất - vôi – xi măng, cọc tre, cọc tràm, vải

địa kỹ thuật, công nghệ đất có cốt…

Các đặc tính xây dựng của đất yếu nhƣ thành

phần hạt, hàm lƣợng hữu cơ, pH môi trƣờng,

hàm lƣợng muối, phèn… có trong đất sẽ ảnh

hƣởng rất lớn đến chất lƣợng xử lý nền tại các


công trình xây dựng ở đồng bằng Sông Cửu

Long. Do đó những vấn đề này sẽ là hƣớng cần

đƣợc các nhà khoa học quan tâm nghiên cứu

nhiều hơn.

5. KẾT LUẬN

1. Các trầm tích đất yếu khu vực TP Hồ

Chí Minh và Đồng bằng Sông Cửu Long có

tuổi (Q22-3

) đƣợc hình thành trong thời kỳ

Holocen, trầm tích đƣợc thành tạo với nhiều

nguồn gốc khác nhau nhƣ sông, biển, đầm

lầy, sông - biển, sông - đầm lầy, biển - đầm

lầy…. Hầu hết các trầm tích này đều là đất

yếu có chứa hữu cơ phân huỷ, đa phần là đất

bị nhiễm muối, chứa muối, nhiễm phèn nên

đƣợc xếp vào loại đất đặc biệt. Diện phân bố

khá rộng rãi và ngay trên bề mặt đất tự nhiên

hoặc dƣới lớp đất lấp, đất đắp, lớp đất dẻo

mềm- dẻo cứng có chiều dày từ 0,8 đến 1,2m,

tổng chiều dày của các trầm tích này là khá

lớn (từ vài ba mét đến trên 25m). Khi xây

dựng các công trình nhƣ đƣờng, đê, kè, công

trình chống sạt lở, chống ngập, ngăn

mặn…thì các lớp đất yếu này đƣợc sử dụng

để làm nền và đặt móng các công trình do

vậy cần có biện pháp xử lý nền đất yếu cho

phù hợp. Việc lựa chọn giải pháp và sử dụng

vật liệu đắp tại chỗ để xây dựng các công

trình cũng nhƣ những ảnh hƣởng của đặc tính

cơ lý đất nền đến chất lƣợng đất sau xử lý

cần đƣợc quan tâm nghiên cứu.

2. Đối với các công trình thuỷ lợi, ngoài vấn

đề nghiên cứu xử lý đất nền đảm bảo tính biến

dạng, sức chịu tải cần phải quan tâm đến tính

thấm. Việc nghiên cứu đầy đủ các giải pháp xử

lý đất yếu phục vụ xây dựng các công trình thuỷ

lợi ven biển nhằm chống lại sự biến đổi của khí

hậu toàn cầu, nƣớc biển dâng ở Việt Nam còn

hạn chế. Do vậy hƣớng nghiên cứu tiếp theo về

vấn đề này trong giai đoạn tới là rất cần thiết.


1. Atlat địa lý Việt Nam, Nhà Xuất Bản Giáo

dục, Hà Nội 8-2011.

2. Bản đồ địa chất và khoáng sản Việt Nam

tỷ lệ 1:200.000 các tờ TP Hồ Chí Minh, Mỹ

Tho, Trà Vinh- Côn Đảo, Cà Mau - Bạc Liêu,

An Biên Sóc Trăng, Long Xuyên, Phú Quốc –

Hà Tiên và Châu Đốc, Hà Nội 1996.

3. Lareal Nguyễn Thành Long, Lê Bá Lƣơng,

Nguyễn Quang Chiêu, Vũ Đức Lực, Công trình

trên đất yếu trong điều kiện Việt Nam - Trƣờng

Đại học Kỹ thuật TP Hồ Chí Minh.

4. Đỗ Minh Toàn, Giáo trình Đất đá xây

dựng, Hà nội 2003

5. Đỗ Minh Toàn, Nguyễn Thị Nụ, Phạm Thị

Ngọc Hà - Kết quả nghiên cứu bƣớc đầu đặc

điểm địa chất công trình (thành phần khoang, hoá

và một số đặc trƣng cơ lý) của đất lợi sét thuộc

trầm tích amQ22-3

phân bố ở đồng bằng sông Cửu

Long, Tuyển tập báo cáo Hội nghị khoa học lần

thứ 19, Đại học Mỏ Địa chất, Hà Nội 11/2010.

6. Tổng Công ty TVTK GTVT (TEDI), Báo

cáo khảo sát địa chất cầu Cổ Chiên, huyện Mỏ

Cày, Tỉnh Bến Tre, Hà Nội 2010.

7. Trƣờng Đại học Mỏ địa chất, Báo cáo tổng

kết đề tài khoa học và công nghệ cấp Bộ

“Nghiên cứu đặc tính xây dựng của trầm tích

loại sét amQ22-3

phân bố ở đồng bằng sông Cửu

Long phục vụ gia cố nền bằng các giải pháp làm

chặt, có sử dụng các chất kết dính vô cơ”. Mã số

B2009-02-66, Chủ nhiệm đề tài PGS. TS Đỗ

Minh Toàn, Hà Nội – 2011.

8. Viện Khoa học Thuỷ lợi Miền Nam, Báo cáo

KSĐC tiểu dự án: Công trình Thuỷ lợi bờ Hữu ven

sông Sài Gòn – TP Hồ Chí Minh, năm 2011

9. Viện Thuỷ Công, Báo cáo khảo sát địa

chất cống Kinh Lộ, Dự án Ô Môn – Xà Lo giai

đoạn II; Dự án phân ranh mặn ngọt tỉnh Sóc

Trăng- Bạc Liêu, Hà Nội 2009-2010.

Người phản biện: GS. NGUYỄN CÔNG MẪN


HÇM DÉN DßNG THI C¤NG KH¤NG ¸O

B£ T¤NG CèT THÐP CñA C¤NG TR×NH THñY §IÖN HñA NA

®ÆNG qUANG dòNG, bïI kH¤I hïNG*

Application of unlined waterway tunnel to the Na Hua hydropower project. Abstract: Waterway tunnel of the Na Hua hydropower Project was operated on

the left bank of the Chu River with 11.2 wide, 11.3 high and 268m long.

Located 70m under the relief (the deepest point) this tunnel was distributed

within granite belonging to Dong Chu ban Chieng Complex ((γPsb).

According to the initial design the tunnel would be lined with ferro-

concrete (reinforced concrete).To meet the operating progress and

geotechnical condition, however, unlined waterway reinforced tunnel was

used and it has worked smoothly since 2010.

The author has presents some practical conditions allowing us to apply unlined

reinforced concrete waterway tunnel to the Na Hua hydropower construction.

1. MỞ ĐẦU

Hầm dẫn dòng thi công Hủa Na nằm ở bờ

trái sông Chu, kích thƣớc đào của hầm là rộng

11,2m, cao 11,3m, hầm dài 268m, cao trình cửa

vào là 157m, cao trình cửa ra là 156,5m. Chỗ

hầm nằm sâu nhất cách bề mặt địa hình 70m.

Hầm nằm trong vùng phân bố đá granit thuộc

phức hệ Sông Chu - Bản Chiểng (γPsb).

Theo tài liệu mô tả hầm của PMC1 thì tại cửa

vào đến PK0+20 m là đá granit đới IIA, còn lại

là đá đới IIB, trong hầm gặp 5 đứt gãy bậc V.

Hầm phần lớn là khô, một số chỗ ẩm, gặp nƣớc

nhỏ giọt tại các đứt gãy và khe nứt bậc VI.

Về gia cố tạm thời, hầm đã đƣợc neo theo

nhƣ thiết kế, nhƣng chƣa đƣợc phun bê tông.

Theo thiết kế ban đầu của PECC1 thì hầm sẽ

hoàn toàn đƣợc bọc áo bê tông cốt thép, nhƣng

thực tế là đơn vị thi công không có khả năng

làm xong 268m áo BTCT để cho nƣớc chảy qua

hầm vào cuối tháng 1-2010. Bởi vậy Chủ đầu tƣ

đã đề nghị nghiên cứu rút ngắn chiều dài áo

BTCT để có thể kịp tiến độ ngăn sông mà vẫn

bảo đảm hầm dẫn dòng vận hành an toàn.

2. KIẾN NGHỊ VỀ VIỆC GIẢM BỚT

CHIỀU DÀI ÁO BTCT CỦA HẦM DẪN

DÒNG THI CÔNG HỦA NA

Theo thiết kế ban đầu, hầm dẫn dòng Hủa Na

đƣợc gia cố tạm thời bằng neo thép ф 22, dài 2,7m

cách nhau 2,2m, phun bê tông M30 dầy 10cm, sau

đó toàn bộ chiều dài hầm đƣợc gia cố vĩnh viễn

bằng áo BTCT, có các lỗ khoan thoát nƣớc ф 50,

sâu 3,0m cách nhau 3,0m.

Thấy rằng hầm dẫn dòng thi công Hủa Na có

kích thƣớc lớn và tốc độ nƣớc chảy trong hầm

khá lớn, do đó việc nghiên cứu bỏ áo BTCT ở

hầm phải đƣợc tiến hành thận trọng.

2.1. Về tốc độ nước chảy trong hầm

Hầm dẫn dòng thủy điện Hủa Na xả lũ lƣu

lƣợng lớn nhất là 1330 m3/s, do đó vận tốc lớn

nhất trong hầm khi bỏ áo BTCT sẽ là 11,9 m/s.

Theo quy phạm của Nga XNiP 2.06.09-84, khi

vận tốc nƣớc trong hầm lớn hơn 10 m/s thì việc

thiết kế hầm không áo phải đƣợc luận chứng bằng

các số liệu thí nghiệm có tính đến điều kiện thủy

lực của hầm và tính chất của khối đá trong hầm.

Theo quy phạm của Trung Quốc GB50086-2001

đối với hầm không áo tạm thời, cho phép tốc độ

nƣớc chảy trong hầm có thể tới 12m/s. Theo kinh

nghiệm của Na Uy, các hầm dẫn dòng không áo

* Công ty tư vấn xây d ng điện 1

Km9+200 đ ờng Nguyễn Trãi, Thanh Xuân Nam, HN.

DĐ: 0912041824


trong đá granit đã vận hành an toàn với tốc độ

nƣớc chảy tới 29 m/s.

Nhƣ vậy hầm dẫn dòng Hủa Na là hầm tạm

thời nằm trong đá granit đới IIA và IIB, tốc độ

nƣớc chẩy tối đa là 11,9m/s nằm trong giới hạn

cho phép để thiết kế hầm không áo.

2.2. Các c sở địa chất để kiến nghị biện

pháp gia cố hầm

Hiện nay, trên thế giới ngƣời ta sử dụng rộng

rãi phƣơng pháp thiết kế kinh nghiệm (empirical

method) dựa trên cơ sở kích thƣớc của hầm và các

chỉ số đánh giá chất lƣợng của khối đá nhƣ giá trị

RMR của Bieniawski và giá trị Q của Barton.

Bieniawski đã lập bảng kiến nghị các biện pháp

gia cố đối với hầm hình móng ngựa rộng 10m, thi

công bằng phƣơng pháp khoan nổ, có ứng suất

thẳng đứng < 25 MPa (tƣơng ứng với hầm nằm sâu

cách mặt đất < 900m). Năm 1993, Barton và

Grimstad đã đề ra bảng kiến nghị gia cố hầm theo

giá trị Q và các kích thƣớc hầm khác nhau.

Hình 1. Mặt cắt ĐCCT dọc tim tuyến hầm dẫn dòng

Trong các quy phạm của Trung Quốc về xây

dựng các công trình thủy điện nhƣ SL55-1993,

DL/T 5195-2004… đã giới thiệu hệ thống phân

loại khối đá của Trung Quốc phỏng theo phân

loại của Bieniawski nhƣng có một số cải tiến,

dựa trên việc đánh giá cho điểm 5 yếu tố: cƣờng

độ kháng nén của mẫu đá (A), mức độ hoàn

chỉnh của khối đá (B), mặt khe nứt hoặc đứt gãy

gọi chung là mặt kết cấu (C), nƣớc ngầm (D),

đƣờng phƣơng và góc dốc của khe nứt, đứt gẫy

so với phƣơng đào hầm (E). Giá trị T = A + B +

C + D + E. Có các bảng để cho điểm các giá trị

A, B, C, D, E.

Trong DL/T5159- 2004 đã nêu rõ các biện

pháp gia cố bằng neo và phun bê tông đối với

các hầm nằm trong các loại đá có giá T khác

nhau và có các kích thƣớc (chiều rộng) khác

nhau: D < 5m, 5 < D < 10m, 10 < D < 15m,

15 < D < 20, 20 < D < 25m, 25 < D < 30m.

Dƣới đây là bảng so sánh tƣơng quan giữa

việc phân loại khối đá theo các giá trị Q,

RMR và T.


Bảng 1. Phân loại chất lượng khối đá theo các giá trị Q, RMR và T

Chất lƣợng khối đá Loại Giá trị Q Giá trị RMR Giá trị T

Đá rất tốt ( very good) I >40 > 80 > 85

Đá tốt ( good ) II 10 – 40 61 – 80 66 – 85

Đá trung bình ( fair ) III 4 – 10 41 – 60 46 - 65

Đá xấu ( poor) IV 1 - 4 21 -40 25 - 45

Đá rất xấu ( very poor ) V < 1 < 21 < 25

2.3. ựa chọn biện pháp gia cố hầm

Đối với công trình ngầm, các biện pháp gia cố

nêu trong thiết kế chỉ là dự kiến, trên cơ sở đặc

điểm địa chất thực tế của hầm đƣợc phát hiện sau

khi đào sẽ phải điều chỉnh thiết kế cho phù hợp.

Chính vì vậy tài liệu mô tả địa chất hầm có ý

nghĩa rất quan trọng.

3 Các tài liệu mô tả địa chất hầm a Na

Đã tiến hành mô tả địa chất kịp thời trong

quá trình đào hầm bao gồm lập bản vẽ địa chất

khai triển hầm, bản vẽ các gƣơng hầm, tính các

giá trị Q và RMR cho từng đoạn hầm 5m để

kiến nghị các biện pháp gia cố tạm thời hầm

theo điều kiện địa chất thực tế và cảnh báo các

khối đá bị sập lở có thể xảy ra.

Tài liệu mô tả địa chất hầm dẫn dòng Hủa Na

có thể tóm tắt nhƣ sau:

- Từ 0+0 đến 0+ 60m gặp 3 đứt gãy bậc V và

một số khe nứt bậc VI.

- Từ 0+60 đến 0+120 có đai điabaz và khe

nứt bậc VI chạy dọc nóc hầm.

- Từ 0+120 đến 0+180 không có khe nứt bậc

VI ở nóc hầm.

- Từ 0+180 đến 0+195 chỉ gặp 1 khe nứt bậc VI.

- Từ 0+195 đến 0+268 gặp 2 khe nứt bậc V

và một số khe nứt bậc VI.

Bảng 2. Bảng các giá trị Q đo được trong hầm

Lý trình Giá trị Q Phân loại chất lƣợng đá

0+0 – 0+20 6-8 Trung bình, đá loại III

0+20 - 0+45 11 – 18 Tốt, đá loại II

0+45 – 0+60 6 – 10 Trung bình, đá loại III

0+60 – 0+80 11- 18 Tốt, đá loại-II

0+80 – 0+90 11 – 33 Tốt, đá loại II

0+90 – 0+120 12 – 18 Tốt, đá loại II

0+120 – 0+195 18 – 33 Tốt, đá loại II

0+195 – 0+268 6 - 18 Trung bình đến tốt, đá loại III- II

2.3.2. So sánh các biện pháp gia cố hầm theo

các phương pháp kinh nghiệm c a các tác giả

khác nhau

Tiến hành xác định các biện pháp gia cố hầm

Hủa Na theo kinh nghiệm của Barton, Bieniawski

và của Trung Quốc đối với đá loại II (chất lƣợng

tốt) và loại III (chất lƣợng trung bình). Để sử dụng

biểu đồ gia cố của Barton, phải xác định kích

thƣớc tƣơng đƣơng De = chiều rộng hầm/tỉ số gia

cố đào ESR = 11,2m/1,6 = 7m. Sử dụng bảng gia

cố của Bieniawski với hầm móng ngựa rộng 10m,

ở độ sâu < 900m và bảng gia cố hầm của quy

phạm Trung Quốc DL/T5159- 2004 với kích

thƣớc hầm 10 < D < 15m.


Bảng 3. Bảng đối chiếu các biện pháp gia cố hầm theo kinh nghiệm

của Barton, Bieniawski và của Trung Quốc

Loại đá Theo Barton Theo Bieniawski Theo Trung Quốc

II

Neo hệ thống, neo dài

2,7m có bƣớc 2,5m. Có

chỗ chỉ cần neo điểm.

Không cần phun bê tông

Neo điểm ở nóc hầm, neo dài

3m có bƣớc 2,5m, cục bộ có

lƣới thép. Phun bê tông dầy

50mm ở nóc hầm khi cần

Neo hệ thống, neo dài

2-3m, bƣớc 1- 1,5m, khi

cần bố trí lƣới thép. Phun

bê tông dầy 80 - 100 mm

III

Neo hệ thống, neo ф40-

100mm, neo dài 2,7m có

bƣớc 1,5-2m.

Phun bê tông dầy 50mm.

Neo hệ thống dài 4m, bƣớc

1,5 - 2m ở nóc và vách hầm,

với lƣới thép ở nóc.

Phun bê tông dày 50 -100 mm

ở nóc và 30mm ở vách hầm

Neo hệ thống dài 3 - 4m,

bƣớc 1,5 - 2m, có lƣới thép.

Phun bê tông dầy 100 -

150mm. Quan trắc nếu có

biến dạng thì gia cố bổ sung.

Qua bảng trên thấy biện pháp gia cố hầm theo

kinh nghiệm của Trung Quốc là thiên về an toàn

nhất, theo Barton là mạnh dạn nhất.

2.4. Phư ng án gia cố hầm kiến nghị

2.4.1. Đoạn c a vào

Theo bản vẽ khai triển hầm thì tại đoạn cửa vào

có 3 đứt gãy bậc V có đƣờng phƣơng cắt chéo hầm,

các đứt gãy có chiều rộng đới phá hủy thành sét lẫn

dăm sạn là 10 -15cm, chiều rộng đới ảnh hƣởng là

0,3 - 1,5m, trong đới ảnh hƣởng đá bị vỡ vụn, bị nứt

nẻ mạnh, bị phiến hóa. Tại tiếp giáp giữa tƣờng phải

và nóc hầm, đứt gãy V-1 phân bố tới PK 0+10m, tại

tƣờng phải đứt gãy V-2 phân bố tới PK 0+18m, tại

tiếp giáp giữa tƣờng phải và nóc hầm đứt gãy V-3

phân bố tới PK 0+60m.

Tại đoạn cửa vào đá granit đới IIA phân bố

từ PK0 đến PK0+ 22m, phía trong là đá đới IIB.

Nhƣ vậy ngoài phạm vi các đứt gãy là đá granit

cứng chắc.

Theo thông lệ tại các đứt gãy bậc V phải đƣợc

gia cố bằng áo BTCT, do đứt gãy V-3 kéo dài tới

PK0+60 nên áo BTCT phải đƣợc thi công từ PK0+0

tới PK0+63m, bao gồm 7 đốt, mỗi đốt dài 9m.

2.4.2. Đoạn c a ra

Theo bản vẽ khai triển hầm thì tại đoạn cửa ra có

2 đứt gãy bậc V có đƣờng phƣơng cắt chéo hầm, các

đứt gãy có chiều rộng đới phá hủy thành sét lẫn dăm

sạn là 10 -15cm, chiều rộng đới ảnh hƣởng là 0,3 -

1,4m, trong đới ảnh hƣởng đá bị vỡ vụn, bị nứt nẻ

mạnh, bị phiến hóa. Tại tƣờng phải đứt gãy V-4

phân bố tới piket P 0 +196m, tại tiếp giáp giữa

tƣờng phải và nóc hầm đứt gãy V-5 phân bố tới P

0+230m.

Ngoài phạm vi các đứt gãy là đá granit đới IIB

cứng chắc.

Theo thông lệ tại các đứt gãy bậc V phải

đƣợc gia cố bằng áo BTCT, do đứt gãy V-3 kéo

dài tới PK0+196 nên áo BTCT phải đƣợc thi

công từ PK0+196m tới cửa ra PK0+268m m có

chiều dài 72m. Tuy nhiên thấy rằng đoạn từ PK

0+196 đến 0+223 đứt gãy chủ yếu chỉ ở dạng

phiến hóa, do đó kiến nghị áo BTCT chỉ bố trí

từ PK 0+223 đến cửa ra ở PK0+268, dài 45m

bao gồm 5 đốt, mỗi đốt dài 9m.

2.4.3. Đoạn không làm áo BTCT từ PK0+60 đến

PK0+223 dài 163m

Theo tài liệu mô tả hầm thì đoạn này là đá granit

đới IIB có giá trị RMR = 60 - 75, nhƣ vậy thuộc đá

có chất lƣợng tốt (đá loại II). Tại nóc hầm gặp một

số khe nứt bậc VI có chiều rộng từ 0,5 đến 2cm và

đai điabaz chạy dọc nóc hầm, tại đây đã đƣợc gia cố

tạm thời bằng neo 22 dài 2,7 đến 3m, có bƣớc

2,2m bố trí so le nhau.

Nếu theo biểu đồ gia cố kiến nghị của Barton thì

tại đoạn hầm này trong vùng đá loại II chỉ cần gia cố

bằng neo hệ thống, neo điểm thậm chí có chỗ không

cần gia cố gì. Nếu theo bảng kiến nghị gia cố của

Bieniawski thì đoạn hầm thuộc đá loại II này cần


đƣợc gia cố bằng neo điểm dài 3m có bƣớc 2,5m,

cục bộ cần lƣới thép, đƣợc phun bê tông dầy 5cm tại

nóc hầm khi cần thiết.

Thấy rằng do chúng ta còn chƣa có nhiều kinh

nghiệm làm hầm không áo, mặt khác hầm dẫn dòng

Hủa Na có tốc độ dòng chảy tới 11,9 m/s tức là tới

giới hạn trên của tốc độ cho phép. Do đó ngoài việc

gia cố bằng neo 22 dài 2,7 - 3m có bƣớc 2,2m đã

đƣợc thực hiện khi gia cố tạm thời, kiến nghị gia cố

bổ sung đoạn hầm này bằng phun bê tông dầy 12cm,

có lƣới thép mắt lƣới 100mm 100mm ở nóc và

tƣờng hầm.

Tóm lại phƣơng án gia cố kiến nghị là tại cửa vào

đổ 7 đốt áo BTCT dài 63m, tại cửa ra đổ 5 đốt áo

BTCT dài 45m, tất cả là 12 đốt áo BTCT dài 108m,

đoạn hầm không có áo BTCT từ PK0+63m đến

PK0 +196m dài 133m đƣợc gia cố bằng neo Ф22

dài 2,7 - 3m có bƣớc 2,2m, phun vữa bê tông dày

12cm có lƣới thép mắt lƣới 100 100mm ở nóc và

tƣờng hầm.

2.5. Tính toán kiểm tra khả n ng chống đỡ

của biện pháp gia cố hầm bằng neo v phun bê

tông tại đoạn giữa hầm

Để loại bỏ những nghi ngờ về khả năng chống đỡ

của biện pháp gia cố bằng neo và phun bê tông tại

đoạn hầm dẫn dòng không làm áo BTCT, cần phải

tính toán kiểm tra hệ số an toàn của biện pháp gia cố

này nhƣ sau:

2.5.1. ác định đ i đá bị phá h y ở quanh hầm

bằng phương pháp Protodiakonov

Khi đào hầm, do sự phân bố lại ứng suất đã hình

thành đới đá bị phá hủy (đới giảm tải) ở quanh hầm.

Phƣơng pháp Protodiakonov cho chiều dày đới phá

hủy lớn hơn thực tế nhƣng đƣợc dùng rộng rãi ở

Việt Nam vì dễ sử dụng và thiên về an toàn. Hầm

dẫn dòng có kích thƣớc đào là rộng 11,2m, cao

11,3m, bán kính vòm là 5,7m. Cƣờng độ kháng nén

mẫu đá granit đới IIB ở trạng thái bão hòa là 95

MPa, do đó giá trị của hệ số kiên cố f = 9,5. Giá trị φ

= arctg f = arctg 9,5, do đó φ = 840. Góc 45

0 – φ/2 =

45– 84/2 = 30. Từ các số liệu trên dựng đƣợc đới đá

bị phá hủy quanh hầm theo phƣơng pháp

Protodiakonov. Tính đƣợc chiều dài D = 12,6 m.

Chiều cao của vòm phá hủy ở nóc hầm sẽ là H =

D/2f = 12,6/(2 9,5) = 0,66m, lấy bằng 0,7m.

2.5.2. Kiểm toán khả năng chống đỡ c a neo và

bê tông phun

Trong báo cáo này sử dụng phƣơng pháp mà

Nippon Koei (Nhật Bản) đã dùng để tính cho hầm

dẫn nƣớc của thủy điện Hàm Thuận.

a/ ác định l c neo giữ

Trong hầm các neo 22 dài 2,7m có bƣớc 2,2m

đƣợc bố trí so le nhau, nhƣ vậy mỗi neo chịu trách

nhiệm chống đỡ một khối đá trong vòm phá hủy có

kích thƣớc 2,2 2,2m. Dung trọng của đá là 2,7

t/m3, chiều dày đới phá hủy ở nóc hầm là 0,70m,

nhƣ vậy trọng lƣợng của khối đá quanh neo là:

2,2m 2,2m 0,7m 2,7 t/m3 = 9,1T

Cũng cần tính trọng lƣợng của lớp bê tông

phun dày 0,12m (dung trọng của bê tông phun

là 2,2 t/m3):

2,2m 2,2m 0,12m 2,2 T/m3 = 1,28 T.

Trọng lƣợng của khối đá quanh neo và lớp bê

tông phun là:

9,1T + 1,28T = 10,38T

Để lắp đặt neo, phải khoan lỗ khoan Ф42, đặt

thanh thép gai Ф22 dài 2,7m vào lỗ khoan rồi bơm

vữa. Do đó lực neo giữ gồm 3 yếu tố : lực chịu kéo

tối đa của thanh neo, lực bám dính giữa vữa và

thanh neo là thép gai và lực nhỏ nhất là lực bám dính

của vữa và đá ở vách lỗ khoan neo. Bởi vậy chỉ cần

tính lực bám dính của vữa và vách đá ở thành lỗ

khoan neo 42mm.

Tại nóc hầm chiều dày đới phá hủy là 0,7m, nhƣ

vậy neo dài 2,7m có 2m nằm trong đới đá nguyên

khối và 0,7m nằm trong đới đá bị phá hủy. Theo kết

quả thí nghiệm cắt trƣợt trụ bê tông trên nền đá ở

Hủa Na thì cƣờng độ lực dính của tiếp xúc bê tông

nền đá là 1 MPa, để tính toán lấy cƣờng độ lực dính

c = 0,5 MPa = 50 T/m2 và cƣờng độ lực dính trong

đới đá bị phá hủy là c = 15 T/m2.

Lực bám dính của vữa và vách lỗ khoan trong

đới đá nguyên vẹn là:

3,14 0,042m 2m 50 T/m2 = 13,1T

Lực bám dính của vữa và vách lỗ khoan trong

đới đá bị phá hủy dầy 0,7m:


3,14 0,042mm 0,7m 15 t/m2

= 1,47T.

Tổng lực bám dính của vữa trong cả 2 đới:

13,1t + 1,47t = 14,5 T.

Nhƣ vậy lực neo giữ là 14,5T, nếu chỉ gia cố hầm

bằng neo thì hệ số an toàn sẽ là: lực neo giữ/trọng

lƣợng của khối đá quanh neo = 14,5T/9,1T = 1,5

b/ ác định l c chống cắt c a l p bê tông phun

dầy 12cm

Bê tông phun có dung trọng bằng 2,2 t/m3, để

thiên về an toàn lấy lực chống cắt của bê tông phun

là 95 t/m2. Nhƣ vậy lực chống cắt của lớp bê tông

phun dày 0,12m là:

2 ( 2,2m + 2,2m ) 0,12m 95 T/m2 =100,32 tấn.

Hệ số an toàn của biện pháp neo và phun bê tông

bằng tổng lực chống đỡ của neo và bê tông phun

chia cho trọng lƣợng của khối đá quanh neo:

Kôđ = 14,5T 100,32T

10,38T

= 11,06

Với hệ số an toàn K =11,06 thì ta có thể hoàn

toàn yên tâm về sự ổn định của hầm dẫn dòng

tại những đoạn đƣợc gia cố bằng neo và phun bê

tông mà không làm áo BTCT.

3. THỰC TẾ THI CÔNG VÀ VẬN HÀNH

CỦA HẦM DẪN DÒNG HỦA NA

Do thực tế thi công yêu cầu phải ngăn sông và

đƣa hầm dẫn dòng vào hoạt động muộn nhất là cuối

tháng 1- 2009, nếu không sẽ bị chậm tiến độ mất 1

năm. Tại thời điểm đó ở cửa vào của hầm mới đổ

đƣợc 46.3m đốt dài 9-10 m, ở cửa ra đổ đƣợc

47.5m, đốt dài 9-10 m, đoạn giữa hầm từ PK0 +

46.3 đến PK0+220.5 dài 174.2 m không làm gì

thêm, chỉ đƣợc neo hệ thống theo nhƣ thiết kế gia cố

tạm thời trong quá trình đào hầm.

Thấy rằng đoạn giữa hầm là đá granit đới IIB

thuộc đá loại II có chất lƣợng tốt, theo biểu đồ gia cố

của Barton thì cần neo hệ thống, neo dài 2,7m có

bƣớc 2,5m, có chỗ chỉ cần neo điểm, không cần

phun vẩy bê tông. Trong khi đó tại hầm đã đƣợc gia

cố neo hệ thống, neo dài 2,7m, bƣớc 2,2 2,2m,

không phun vẩy bê tông, nhƣ vậy là đã vƣợt yêu cầu

gia cố theo kinh nghiệm của Barton.

Đoạn hầm chỉ đƣợc gia cố bằng neo này theo

nhƣ các tính toán đã trình bày ở trên thì có hệ số an

toàn K = 1,5, nhƣ vậy cũng đã đáp ứng đƣợc yêu

cầu của quy phạm. Mặt khác hầm dẫn dòng Hủa Na

chủ yếu làm việc ở chế độ nƣớc chảy không áp, chỉ

trong những ngày lũ lớn mới có áp.

Vì những lý do trên đã cho phép đƣa hầm dẫn

dòng thi công Hủa Na vào vận hành, tuy nhiên do

hầm có tốc độ nƣớc chảy lớn nên đã chấp nhận có

thể tại một số vị trí sẽ xảy ra đá lở với kích thƣớc

không lớn và sẽ đƣợc nƣớc cuốn đi, không ảnh

hƣởng đến việc tháo nƣớc của hầm.

Hầm Hủa Na đã đƣợc thử thách qua mùa lũ lớn

của năm 2010 nhƣng vẫn làm việc bình thƣờng.

4. KẾT LUẬN

4.1. Hiện nay tại nhiều công trình thủy điện ở

Việt Nam đã xây dựng hầm dẫn nƣớc không áo và

đang hoạt động tốt, nhƣng những hầm này phần lớn

có kích thƣớc dƣới 5m, trong đá có chất lƣợng tốt và

nƣớc chảy trong hầm có tốc độ dƣới 5m/s.

4.2. Mặc dù việc thiết kế hầm không áo đã rất

phổ biến trên thế giới và đã đƣợc biên soạn thành

các quy phạm, hƣớng dẫn, nhƣng các cơ quan thiết

kế và cả chủ đầu tƣ của ta còn bảo thủ trong việc áp

dụng. Hầm dẫm dòng thi công Hủa Na có điều kiện

địa chất thuận lợi nhƣng có kích thƣớc lớn (11,2m)

và nƣớc chảy có tốc độ cao (11,9m/s) nên đầu tiên

đã đƣợc thiết kế hoàn toàn có áo BTCT và đã đƣợc

chủ đầu tƣ phê duyệt. Do sức ép của tiến độ thi công

đã phải giảm chiều dài áo BTCT chỉ còn ở các đoạn

cửa hầm. Còn tại đoạn giữa hầm trong đá granit đới

IIB có chất lƣợng tốt (đá loại II) đã sử dụng gia cố

tạm thời bằng bằng neo hệ thống trong quá trình thi

công nhƣ là biện pháp gia cố vĩnh viễn.

4.3. Hầm dẫn nƣớc Hủa Na hiện nay đƣợc gia cố

gần nhƣ phù hợp với bảng kiến nghị gia cố theo giá

trị Q của Grimstad và Barton (1993), cho đến nay

vẫn làm việc an toàn. Đó là một kinh nghiệm để

chúng ta mạnh dạn hơn nữa trong việc thiết kế hầm

không áo khi điều kiện địa chất cho phép.

Người phản biện: PGS.TS. NGHIÊM HỮU HẠNH


NGHI£N CøU ÇC YÕU Tè ¶NH H¦ëNG TíI §é æN §ÞNH

THµNH Lç KHOAN TH¡M Dß VïNG THAN QU¶NG NINH

NguyÔn Xu©n Th¶o*

Ph¹m V¨n Nh©m**

Factors impacting stability of exploration borehole in the Quang Ninh coal fields.

Abstract: Practical results indicate that there are lots of factors affecting

borehole stability during drilling activities conducted in Quang Ninh coal

basin. The author of this article presents some initial research results on the

influence of physico-mechanical properties of clay strata, coal clay and some

factors of drilling technology such as washing/pumping regime and pressure

of hydrodynamics of fluid circulation system which affect stability of

borehole’s walls.


Các kết quả nghiên cứu [1,5 đã khẳng định

nguyên nhân gây ra sự mất ổn định thành lỗ

khoan và các sự cố phức tạp không chỉ liên quan

tới đặc điểm cấu tạo địa chất khu mỏ mà còn

liên quan tới phƣơng pháp và công nghệ khoan

kết hợp với quá trình xúc tác hoá lý của dung

dịch với đất đá thành lỗ khoan. Khi khoan các lỗ

khoan sâu thăm dò ở vùng than Quảng Ninh

bằng phƣơng pháp khoan kim cƣơng tốc độ

vòng quay lớn, phƣơng pháp khoan ống mẫu

luồn thƣờng gặp các hiện tƣợng sập thành,

trƣơng sệ và thu hẹp thành lỗ khoan hoặc tạo

thành các hang hốc xung quanh thành lỗ khoan

ở các tầng sét kết, sét than, các vỉa than, các

tầng bột kết liên kết yếu, cát kết, sạn kết mà

thành phần xi măng gắn kết chủ yếu là sét

xêrixít, sét silic và carbonat cùng các vật chất

hữu cơ dễ bị bở rời, trƣơng nở khi gặp nƣớc.

Vì vậy, việc nghiên cứu làm rõ các yếu tố

và nguyên nhân gây sự mất ổn định thành lỗ

khoan là việc rất cần thiết để tìm ra các giải

pháp công nghệ khắc phục các hiện tƣợng

phức tạp trong quá trình khoan các lỗ khoan

thăm dò ở vùng than Quảng Ninh.

2 TÍ H HẤT Ơ Ý, HÓ Ý Ủ

SÉT KẾT, SÉT TH Ả H HƯỞ G TỚI

MỨ ĐỘ BỀ VỮ G TH H Ỗ KHO

Sét kết và sét than ở mỏ than Quảng Ninh

màu xám đến xám đen, chiếm tỷ lệ thấp trong

cột địa tầng. Thành phần sét và xêrixít chiếm từ

60% 70%, còn lại là silic, than và vật chất

than. Ngoài ra, còn có muscovit, thạch cao và

xác thực vật. Hệ số kiên cố theo Protodjakonov

f = 1 4. Sét than phân lớp mỏng, dễ phá huỷ

vò nhàu khi có tác động ngoại lực; khi bão hoà

nƣớc trở nên dẻo, giới hạn bền nén dao động từ

10- 20 MPa. Sét kết và sét than thƣờng nằm sát

vỉa than và tạo thành vách, trụ hoặc nằm kẹp

giữa vỉa than, đôi khi còn gặp ở các mặt phân

lớp giữa các lớp đá. Sét than thƣờng phân bố

không đều, có nơi chiều dày khoảng 1,5 m; ở

mỏ Mạo Khê sét than còn phân bố dạng thấu

kính dày tới 7m; các mỏ than Mông Dƣơng,

Khe Chàm chiều dày lớp sét than chỉ khoảng vài

chục cm. Hình ảnh mẫu khoan sét kết và sét

than xem hình 1.Tính chất cơ lý sét kết, sét than

xem bảng 1.

* Viện Khoa học Công nghệ Mỏ -VINACOMIN

Số 3 Phạm Đình Giót, Thanh Xuân, Hà Nội

DĐ: 0912015585


** Công ty CP Khoan và Dịch vụ kỹ thuật Mỏ

Số 6 Chùa N n, Láng Thư ng, Hà Nội


Bảng 1. Tính chất c l sét kết v sét than

TT Đặc tính của sét

Độ bền

nén,

MPa

Độ bền

kéo,

MPa

Hệ số f

Trọng lƣợng

thể tích,

kN/m3

Modun đàn

hồi, E.105

MPa

Hệ số

Poisson,

Độ ẩm,

% W

1 Sét kết màu sám

đen, mềm, dễ hoá

dẻo khi gặp nƣớc.

< 10 < 2 < 1 22,5- 25,5 1,5-3,6

2 Sét than màu đen, phân

lớp mỏng, dễ vỡ vụn. 10-20 1,5-3,0 1-2 24,2 - 25,1 0,8-1,5

3 Sét kết màu sám đen. 15-35 2-5 2-4 22,3 - 25,8 0,01 - 0,09 0,02 - 0,09 0,5-2,6

Các tầng sét kết, sét than ở vùng than Quảng

Ninh có độ ẩm dao động từ 0,5% đến 3,6% dễ bị

phá hủy và hóa dẻo khi tiếp súc với pha nƣớc của

dung dịch khoan, từ đó dẫn tới biến dạng chảy hoặc

phân tán các phần tử sét, gây ra các hiện tƣợng sập,

trƣơng nở thành lỗ khoan, thu hẹp đƣờng kính lỗ

khoan làm mất dòng tuần hoàn dung dịch và tạo

thành hiện tƣợng“ Pistông” trong lỗ khoan.

Trong thực tế khi khoan qua tầng sét kết, sét

than thành lỗ khoan đều có xu hƣớng sập lở, trƣơng

sệ thành và thu hẹp đƣờng kính lỗ khoan. Hiện

tƣợng này có thể xảy ra ngay hoặc không xảy ra

ngay mà qua một khoảng thời gian nào đó. Quá

trình này có tính chu kỳ; thời gian đầu khi khoan

vào tầng sét kết, sét than thì chƣa xảy ra ngay mà

sau khoảng từ 3 đến 4 ca khoan thì xảy ra hiện

tƣợng trƣơng nở hoặc sập thành lỗ khoan. Hiện

tƣợng trƣơng nở, sập thành lỗ khoan hoặc thu hẹp

đƣờng kính thành lỗ khoan có thể phát hiện khi kéo

thả bộ dụng cụ khoan hoặc khi thấy gia tăng áp suất

máy bơm trong quá trình bơm rửa mùn khoan. Điều

này đƣợc giải thích nhƣ sau: Sự ổn định thành lỗ

khoan trong tầng sét kết,sét than phụ thuộc vào tính

chất hoá lý của dung dịch và chế độ dòng chảy.

Hình 1. Đặc điểm tính chất sét kết và sét than vùng Quảng Ninh

Kết quả nghiên cứu biểu đo đƣờng kính lỗ khoan,

ta thấy khi khoan qua tầng than, sét than bằng lƣỡi

khoan có đƣờng kính 76 mm; thành lỗ khoan bị sập

lở mạnh, làm tăng đƣờng kính lỗ khoan tới 223 mm

(Hình 2). Nhƣ vậy, đƣờng kính tăng gấp 3 lần so

với đƣờng kính ban đầu. Hiện tƣợng này đã tạo

thành hang hốc ở thành lỗ khoan và gây ra các

hiện tƣợng phức tạp trong quá trình khoan và kéo

thả cột cần khoan.

Ngoài các yếu tố tính chất cơ lý của tầng sét than,

sự mất độ ổn định còn do tác dụng của áp suất mỏ.

Dƣới tác dụng của áp suất mỏ chiều trục, các tầng sét

bị biến dạng, từ đó xuất hiện hiện tƣợng chảy dẻo,

gây ra hiện tƣợng chảy sệ hoặc sập lở thành lỗ khoan.

Giả sử tầng sét kết bao quanh thành lỗ khoan ở

chiều sâu Z, cách tâm lỗ khoan r và chịu các lực

tác dụng sau:

Zz 0 (1)


Zr 0 (2)

0rz (3)

trong đó:

1 - hệ số áp lực ngang; -

hệ số Poisson;

Sau khi khoan qua tầng sét, các lực tác dụng

lên thành lỗ khoan:

ror rrc )/ln(2 0 (4)

ron rr ]1)/[ln(2 0 (5)

c

zc

g err 20

00

(6)

trong đó: z , r - ứng suất chiều trục và

hƣớng tâm; rz - ứng suất tiếp tuyến; n - ứng

suất ngang; ro - ứng suất chiều trục của thành lỗ

khoan; gr - bán kính giới hạn vùng biến dạng

chảy phía ngoài thành lỗ khoan; 0r r0 - bán kính lỗ

khoan; c - cƣờng độ lực liên kết;

Hình 2. Biểu đồ địa vật lý đo

đường kính lỗ khoan

1. Đường biểu đồ đường kính lỗ khoan

Hệ số Poisson của sét từ 0,35 - 0,40; ứng

suất hƣớng tâm có thể so sánh với áp suất thuỷ

tĩnh. Nếu áp suất thuỷ tĩnh của cột dung

dịch ZPtt 0 lớn hơn áp suất hƣớng tâm ( áp suất

vỉa) tại tầng sét đang xem xét mà vẫn xảy ra hiện

tƣợng mất ổn định thành lỗ khoan thì nguyên nhân

chủ yếu có thể do sử dụng dung dịch có các thông

số chƣa phù hợp đặc biệt là độ thải nƣớc hoặc pha

nƣớc của dung dịch quá lớn. Các tính chất này đã

gây nên hiện tƣợng sập lở do biến dạng trƣơng nở.

Các kết quả nghiên cứu của các chuyên gia nƣớc

ngoài [ 2,4,5 cho thấy sử dụng dung dịch có tỷ

trọng lớn thƣờng dẫn tới hai mâu thuẫn:

1/ Hình thành áp suất thuỷ tĩnh tác dụng lên

tầng trƣơng nở, sập lở giữ thành lỗ khoan ổn định;

2/ Tạo lên sự chênh lệch áp lực trong hệ lỗ

khoan - vỉa, đây là một trong các nguyên nhân

kích thích hoạt động thẩm thấu của quá trình hoá

lý dẫn tới sự thay đổi độ bền cơ lý của tầng sét và

sự mất ổn định của thành lỗ khoan.

2. Các yếu tố công nghệ khoan ảnh hưởng

tới mức độ bền vững th nh lỗ khoan

Các yếu tố công nghệ khoan ảnh hƣởng tới độ

bền vững thành lỗ khoan chủ yếu là các yếu tố

động thuỷ lực trong hệ tuần hoàn lỗ khoan. Trong

quá trình khoan, thành lỗ khoan luôn luôn bị ảnh

hƣởng của tác động dòng chảy dung dịch trong

khoảng không gian vành xuyến giữa thành lỗ

khoan và cột cần khoan. Sự tổn thất thủy

lực P tác dụng lên thành lỗ khoan có thể xác

định theo công thức sau:

vdtt PPPP , (7)

trong đó : ttP - áp suất thủy tĩnh, MPa; dP - áp

suất động thủy lực phụ thuộc vào chế độ công

nghệ khoan, chế độ bơm và tuần hoàn dung dịch

trong lỗ khoan, MPa; Pv - áp suất vỉa, MPa.

2

610.4dD

LPd

(8)

L - chiều sâu lỗ khoan ,m; - ứng suất cắt tĩnh

của dung dịch, MPa; D , 2d - đƣờng kính lỗ khoan

và cần khoan, m.

Từ công thức (8) ta thấy áp suất động thuỷ lực

tỷ lệ thuận với chiều sâu lỗ khoan và ứng suất cắt

tĩnh của dung dịch, tỷ lệ nghịch với khoảng không

gian vành xuyến giữa thành lỗ khoan và cột cần

khoan. Để thành lỗ khoan không bị sập lở, trƣơng

sệ thì áp suất động thuỷ lực cần thỏa mãn điều

kiện sau:

vzdtt PLkPP (9)

k - hệ số bằng 0,90 - 0,95; z - gradien áp

suất, MPa/m; L - chiều sâu vỉa, m.

Nếu điều kiện trên không đƣợc thỏa mãn thì có

thể xẩy ra hiện tƣợng phá vỡ áp suất vỉa và dẫn tới


sập lở, trƣơng sệ thành lỗ khoan hoặc sẽ bị mất

nƣớc rửa trong quá trình khoan.

Quá trình kéo thả bộ dụng cụ khoan cũng ảnh

hƣởng lớn tới trạng thái động thủy lực lỗ khoan.

Tốc độ trung bình của dòng chảy dung dịch trong

khoảng không gian vành xuyến giữa thành lỗ

khoan và cột cần khoan khi kéo cột cần xác định

theo công thức:

00

2

1 .ukus

sVtb , (10)

trong đó : 1s - diện tích tiết diện cần khoan; 2s -

diện tích tiết diện khe hở giữa thành lỗ khoan và

cột cần khoan; 0u - tốc độ kéo cột cần khoan.

Tốc độ tối đa của dòng chảy dung dịch khi kéo

cột cần:

)1(00max kuuVV tb , (11)

Từ đó ta thấy, quá trình khi kéo thả cột cần

khoan sẽ làm thay đổi tốc độ và áp suất dòng chảy

trong lỗ khoan dẫn tới hiện tƣợng sập, sệ thành lỗ

khoan, kích thích sự xâm nhập nƣớc ngầm vào lỗ

khoan. Khi thả cột cần khoan, áp suất thủy lực sẽ

tăng ở các khoảng khoan bị thu hẹp đƣờng kính có

thể dẫn tới phá hủy vỉa hoặc mất dung dịch. Sự

thay đổi áp suất dòng chảy trong lỗ khoan khi kéo

- thả phụ thuộc vào tốc độ kéo thả và khe hở giữa

thành lỗ khoan và cột cần khoan. Mức độ chênh

lệch áp suất càng tăng khi khe hở giữa thành lỗ

khoan và cần khoan càng nhỏ, và ứng suất cắt tĩnh

của dung dịch trong lỗ khoan càng lớn. Từ các kết

quả quan trắc thực tế [1,4 cho thấy khi khoan

bằng bộ ống mẫu luồn đƣờng kính 76 mm, sử

dụng nƣớc rửa là dung dịch sét, sự chênh lệch áp

suất dòng chảy trong quá trình kéo thả có thể đạt

tới 5,8 6,7 MPa. Các kết quả quan trắc và tính

toán này sẽ giúp ích nhiều cho việc lựa chọn chế

độ khoan, phƣơng pháp phòng chống các sự cố

phức tạp xảy ra do nguyên nhân thay đổi áp suất

dòng chảy trong lỗ khoan.

Áp suất thủy động tác dụng lên thành lỗ khoan

khi kéo thả bộ dụng cụ khoan xác định theo công

thức [1 :

2

max

410.33,0dD

LVPkt

, (12)

trong đó: maxV - tốc độ tối đa của dòng chảy

dung dịch trong lỗ khoan khi kéo thả bộ dụng cụ

khoan, m/s; L - chiều sâu lỗ khoan, m; - độ nhớt

hiệu dụng của dung dịch trong lỗ khoan, Foise; D

và 2d - đƣờng kính lỗ khoan và cần khoan, m.

Khi khoan bằng bộ ống mẫu luồn đƣờng kính

76 và 59 mm hoặc tƣơng đƣơng, áp suất ktP có

thể xác định theo công thức rút gọn sau:

LVPkt max (13)

trong đó: - hệ số tính tới sự ảnh hƣởng của khe

hở giữa cột cần khoan và thành lỗ khoan; nếu khoan

bằng bộ ống mẫu luồn đƣờng kính 76mm và cần

khoan đƣờng kính 70 mm thì = 0,003 - 0,004.

3. KẾT UẬN

Một trong các nguyên nhân gây ra mất ổn định

thành lỗ khoan là sập thành lỗ khoan và trƣơng

nở, chảy sệ do các yếu địa chất, sự thay đổi áp

suất dòng chảy trong hệ tuần hoàn lỗ khoan khi

thay đổi chế độ bơm rửa, thay đổi các thông số

của nƣớc rửa dùng trong khoan và các tác động cơ

học lên thành lỗ khoan trong quá trình kéo thả. Sự

thay đổi áp suất dòng chảy trong lỗ khoan phụ

thuộc vào tốc độ dòng chảy, các thông số của

nƣớc rửa, tiết diện khe hở giữa thành lỗ khoan và

cột cần khoan.

Tµi liÖu tham kh¶o

[1 . Nguyễn Xuân Thảo, Trần Đình Kiên và

nnk (2007)“Ảnh hƣởng của áp suất dòng nƣớc rửa

tới độ bền vững của thành giếng khoan trong

khoan ống mẫu luồn”. Tuyển tập các công trình

Hội nghị Cơ học toàn quốc lần thứ VIII; 6-7-2007.

[2]. Heinz W. F. (2000) Diamond Drilling

handbook - SADA.

[3]. Lui Guangzhi(1992). Diamond Drilling

handbook – Bejing China.

[4 . Афанасъев И. С; Блинов Г. А;

Пономорѐв П. П и др.(2000) Справочник по

бурению геологоразведочных скважин. Санкт

– Петербург.

[5 . Шамшев.Ф.А;Тараканов.С. Н;

Кудряшов. Б. Б;. и. др. (1983) Технологя и

Техника разведочного бурения. М. Недра.

Người phản biện: PGS.TS. TRƢƠNG BIÊN


Nghiªn cøu lùa chän dung dÞch khoan çc giÕng

dÇu khÝ trong ®iÒu kiÖn ¸p suÊt cao - nhiÖt ®é cao

Ph¹m Quang HiÖu*, nGUYÔN v¡N tHµNH*,

tR¦¥NG v¡N tõ*, Tr¬ng Hoµi Nam**

Drilling mud selection for oil and gas wells under high pressure and

temperature condition.

Abstract: Quality, capability of humus transporting , viscous grade, water

discharge, rheological property are subjected to heavy influence during

the process of oil and gas drilling operation under high pressure and

temperature .In practice, there is a badly need of drilling mud meeting

necessary requirement to remove drilling humus off the wells’ bottom

under such a condition. This article presents the influence of high

pressure/temperature on drilling mud properties such leading to proposals

on proper selection of drilling mud type suitable for operation conducted

in such an environment.

1. CHỨC NĂNG CỦA BƠM RỬA

GIẾNG KHOAN

Các chức năng chính của dung dịch khoan là

làm sạch mùn khoan ở đáy và đƣa mùn khoan

lên mặt đất; tạo nên cột áp thuỷ tĩnh cân bằng áp

suất vỉa. Đồng thời dung dịch khoan có nhiệm

vụ làm mát bộ khoan cụ và giữ đƣợc hạt mùn ở

trạng thái lơ lửng khi ngừng tuần hoàn.

Khoan và hoàn thiện giếng trong các điều kiện

áp suất đáy và nhiệt độ cao (HPHT) là một hoạt

động vô cùng khó khăn và phức tạp. Nhiệt độ ở

đáy giếng là một trong những yếu tố quyết định,

có ảnh hƣởng đến tính chất lƣu biến và độ thải

nƣớc của dung dịch khoan trong quá trình khoan.

Để nhận biết đầy đủ về ảnh hƣởng của nhiệt

độ đến quá trình khoan, cần biết nhiệt độ của

dung dịch ở đáy giếng cũng nhƣ quy luật biến

đổi nhiệt độ của nó trong thời gian tuần hoàn,

để xác định mối liên quan giữa những trị số

này và phát hiện các quy luật và ảnh hƣởng của

chúng tiếp theo trong quá trình trám xi măng

cột ống chống.

Tuy nhiên, phụ thuộc vào áp suất đáy và

nhiệt độ mà tính chất của dung dịch khoan

thay đổi, làm ảnh hƣởng không tốt đến việc

xác định chính xác tỉ trọng và độ nhớt của

dung dịch khoan trên mặt cũng nhƣ trong điều

kiện ở đáy. Trong các giếng HTHP sự thay đổi

đó có thể bị hạn chế vì sự an toàn không cho

phép. Vì vậy, dự báo những hiệu ứng này có ý

nghĩa quyết định đối với kết quả khoan giếng

HTHP. Mặt khác, những sai số quan trọng này

trong tính toán áp suất dung dịch khoan trong

khoảng của vỉa có thể bị bỏ qua, liên quan đến

hoặc là nhiệt độ hoặc là với các tính chất của

dung dịch khoan.

2. LẬP MẶT CẮT NHIỆT ĐỘ GIẾNG

KHOAN

Vấn đề chủ yếu để nhận biết bản chất của

dung dịch khoan HPHT là lập mô hình mặt cắt

nhiệt theo thân giếng trong tất cả các giai đoạn

khoan. Lập mô hình khoan bắt đầu từ việc mô

hình giếng, trong đó gồm có mặt cắt nhiệt độ

* Trường Đại học Mỏ - Địa chất

Đông Ngạc, Từ Liêm, Hà Nội DĐ: 0989901686


** Tập đoàn dầu khí Quốc gia Việt Nam

Số 18 Láng Hạ, Đống Đa, Hà Nội


trong các khoảng thân giếng khác nhau và nhiệt

độ của chúng tƣơng ứng của dòng chảy.

Dung dịch khoan, di chuyển theo thân giếng,

tiếp nhận nhiệt từ môi trƣờng xung quanh và tỏa

nhiệt vào môi trƣờng (hình 1). Mức độ trao đổi

nhiệt phụ thuộc vào nhiệt độ và vận tốc dòng

chảy của dung dịch, tính dẫn nhiệt của vỉa,

gradien địa nhiệt trong vỉa nguyên trạng, tỉ nhiệt

dung của dung dịch và các yếu tố khác.

Khi dung dịch chảy vào giếng sẽ xảy ra sự

truyền nhiệt thuần túy từ vỉa cho dung dịch

khoan. Khi đến choòng khoan, dung dịch khoan

vẫn còn lạnh hơn môi trƣờng đất đá bao quanh

vỉa. Khi dung dịch dâng lên mặt, dung dịch tiếp

tục đƣợc thu nhiệt cho đến một điểm - tại đó

nhiệt độ vỉa và của dung dịch cân bằng. Từ trên

điểm này, khi dâng tiếp lên mặt dung dịch

khoan sẽ nguội dần.

Thông thƣờng trong giai đoạn đầu bơm rửa,

nhiệt độ là thấp nhất. Sau đó, nhiệt độ tăng lên

dần cho đến khi đạt đến trị số tối đa nhất định

và duy trì không đổi đến cuối giai đoạn bơm

rửa. Điều đó cho thấy, lúc bắt đầu bơm rửa,

trong phần thân giếng ở bên trên dung dịch

tuần hoàn trong trạng thái nóng vừa, sau đó

nhiệt độ của dung dịch tăng nhanh và tiếp theo

sự xuất hiện dung dịch với nhiệt độ cao hơn.

Rõ ràng, nhiệt độ tối đa đƣợc xác định từ khi

dung dịch từ trên đáy giếng chảy ra, có nghĩa là

chất lỏng rửa giếng tuần hoàn đã hoàn thành

một nửa chu kỳ (theo chiều dài đƣờng). Thời

gian xuất hiện điểm cực đại nhiệt độ phụ thuộc

vào công suất của máy bơm, đƣờng kính giếng

và chiều sâu giếng.

Mật độ và độ nhớt của dung dịch khoan thay

đổi theo thời gian. Sự thay đổi này cần đƣợc

biết chính xác để tính áp suất tĩnh và áp suất

động tại mỗi khoảng khoan. [1].

Mặt cắt nhiêt độ có thể xác định đƣợc bằng

cách tạo lập mô hình tƣơng ứng. Theo thời gian,

sự cân bằng nhiệt có thể tính bằng hai phƣơng

pháp: sau khi dung dịch ngừng tuần hoàn hoặc

khi các điều kiện tuần hoàn không thay đổi. Mặt

cắt nhiệt độ ổn định sẽ gần bằng với gradien địa

nhiệt, trong khi đó mặt cắt nhiệt độ tuần hoàn

thay đổi phụ thuộc vào năng suất bơm.

Hình 1. Mặt cắt nhiệt c a dung dịch khoan

Trên hình vẽ mặt cắt nhiệt độ thẳng đứng

trong ống chống và cột cần khoan xử lí theo

phần mềm MudCADE của Dowell. Số liệu đầu

vào – đó là tỉ nhiệt dung và độ dẫn nhiệt của

từng thành phần, còn các số liệu chính đầu ra –

nhiệt độ dung dịch khoan trong cần khoan và

trong khoảng không vành xuyến, giữa cột cần

khoan và ống chống.

Trong khoảng thời gian giữa tuần hoàn ổn định

và các điều kiện tĩnh học xác định, ta có các mặt

cắt nhiệt độ thay đổi theo thời gian (hình 2).

Khi ngƣng tuần hoàn trên 24 tiếng đồng hồ

thì nhiệt độ của dung dịch khoan trong khoảng

vành xuyến ngoài ống gần bằng gradien địa

nhiệt. Sau khi thao tác kéo-thả sự tuần hoàn làm

dung dịch lạnh nhanh trên đáy (đƣờng 1), trong

khi đó nhiệt độ của dung dịch khoan từ đáy

dâng lên mặt tăng lên (đƣờng cong 2). Chiều

sâu bắt đầu từ đó dung dịch nguội dần, thay đổi

lên trên theo thân giếng với thời gian đến

khoảng gần một phần ba chiều sâu trên đáy


(đƣờng 3). Sau khoảng ba giờ tuần hoàn dung

dịch đạt đến cân bằng động lực, trong khoảng

thời gian đó mặt cắt nhiệt độ vẫn giữ nguyên.

Muốn vậy, để dự báo áp suất đáy tổng sau khi

bắt đầu khoan, cần thiết xây dựng mô hình bản

chất nhiệt độ chƣa điều chỉnh.

Hình 2. Tính chất c a nhiệt độ không xác định

Về lý thuyết, sau khi ngừng tuần hoàn yêu

cầu khoảng 16 giờ để nhiệt độ dung dịch khoan

đạt đến khoảng 10% gradien địa nhiệt, trong khi

đó nhiệt độ dung dịch khoan tuần hoàn chỉ cần 6

giờ để cân bằng [1 . Đƣờng biểu diễn nhiệt độ

cần dự báo nhiệt độ để có thể tính áp suất đáy

trong khi bơm và sau khi thay đổi lƣu lƣợng

bơm. Nếu hệ số an toàn không lớn, sự giảm áp

suất tĩnh sau khi ngừng tuần hoàn có thể đạt tới

hạn. Sau khi lập đƣợc mặt cắt nhiệt độ giếng

khoan, căn cứ vào tƣơng quan giữa mật độ cục

bộ, áp suất và nhiệt độ có thể tính mật độ dung

dịch hiệu dụng.

Mật độ dung dịch tuần hoàn tƣơng đƣơng

(Equivalent Circulating Density -ECD) trong

giếng HPHT thƣờng thƣờng cao hơn một ít so

với mật độ dung dịch hiệu dụng do khe hở vành

xuyến giữa cần khoan và thành giếng (hình 3).

ECD tính theo số đo độ nhớt của dung dịch

khoan nhất định trong không gian vành xuyến

và tăng lên khi tăng lƣu lƣợng máy bơm. Các

phƣơng pháp tính này có phần phức tạp hơn khi

độ nhớt thay đổi theo nhiệt độ.

Mật độ tƣơng đƣơng của dung dịch khoan

tuần hoàn là mật độ hiệu dụng của dung dịch

khoan đang tuần hoàn ở một độ sâu nhất định

trong giếng khoan; thƣờng lớn hơn tỉ trọng dung

dịch do trên mặt, do tổn thất áp suất cho ma sát

trong khoảng không vành xuyến và mùn khoan

lẫn trong dung dịch. Theo dõi ECD trên đáy nhờ

có dụng cụ đo áp suất trong khoảng không vành

xuyến trong quá trình khoan (APWD) giúp cho

việc dự báo phức tạp trong quá trình rửa giếng

trƣớc khi xuất hiện kẹt [1 .

D

PdECD

052,0

trong đó: d – trọng lƣợng riêng (ppg) của

dung dịch; P – áp suất (psi) trong khoảng không

vành xuyến; D - chiều sâu (ft).

Hình 3. Mật độ tương đương c a dung dịch

khoan tuần hoàn (ECD).

Trong thời gian tuần hoàn, sự gia tăng áp

suất để thắng ma sát trong khoảng không vành

xuyến và bơm dung dịch khoan từ chiều sâu

nhất định lên mặt, là tổn thất áp suất ngoài ống

(APL). APL tăng lên do tăng lƣu lƣợng bơm và

độ nhớt của dung dịch, bổ sung cho áp suất

thủy tĩnh, tăng áp suất đáy tổng lên trong thời

gian tuần hoàn. Lƣu lƣợng của máy bơm không

đƣợc gây ra áp suất dung dịch khoan lớn hơn

áp suất nứt vỉa. Mỗi trị số lƣu lƣợng bơm có


thể tính đƣợc mật độ tƣơng đƣơng của dung

dịch tuần hoàn để có đƣợc tổng áp suất nhƣ thế

tại chiều sâu nhất định. Bởi vì tổn thất áp suất

phụ thuộc vào độ nhớt và các tham số hình học

của giếng và hiểu biết về ECD rất cần thiết khi

độ nhớt đƣợc xác định chính xác. APL có thể

lập mô hình phụ thuộc vào lƣu lƣợng máy bơm

dung dịch.

3. TÍNH ÁP SUẤT ĐÁY CỦA DUNG

DỊCH KHOAN

Để tính áp suất thủy lực ở đáy lên vỉa trong

giếng HPHT đƣợc chính xác, thay cho sử

dụng mật độ dung dịch hiệu dụng và mật độ

dung dịch tuần hoàn tƣơng đƣơng (ECD), ta

sử dụng áp suất th y tĩnh (PT), áp suất động

(PĐ) của dung dịch và áp suất c a mùn khoan

(PM) - đây là các thành phần của áp suất tổng

của dung dịch tác động lên đáy giếng.

Áp suất thủy tĩnh của dung dịch khoan với

chất lỏng gốc đƣợc phân tích theo nhiệt độ -

thể tích - áp suất (PVT). Dung dịch khoan có

gốc chất lỏng hydrocacbon có tính nén cao so

với dung dịch gốc nƣớc.

Áp suất thuỷ tĩnh của cột dung dịch

khoan trong giếng khoan là yếu tố quan

trọng nhất, nhờ đó chất lƣu vỉa không phụt

lên mặt đất trong khi nối thêm cần khoan,

thao tác kéo-thả, trong thời gian ngừng bơm

và mở đối áp,… Tăng trọng lƣợng riêng của

dung dịch khoan sẽ nâng cao sự ổn định của

thành giếng.

Áp suất thủy tĩnh ở đáy đƣợc xác định theo

trọng lƣợng riêng của dung dịch khoan đo trên

mặt đất, trong khi đó áp suất bổ sung xuất

hiện trong quá trình tuần hoàn, có thể xác định

tƣơng quan giữa lƣu lƣợng dung dịch khoan

và các tính chất lƣu biến của dung dịch.

Mật độ của dung dịch có thể bắt đầu tính

từ trên mặt, nhờ đo trực tiếp áp suất và nhiệt

độ. Áp suất thủy tĩnh dự báo và nhiệt độ cho

phép tính trọng lƣợng riêng tiếp theo chiều

sâu giếng. Trên khoan trƣờng nên đo trọng

lƣợng riêng của dung dịch để nâng cao độ

chính xác các số liệu ban đầu. Cùng với các

số liệu PVT, ta có thể tính đƣợc áp suất thủy

tĩnh tại mỗi chiều sâu nhờ bộ phần mềm

Dowell MudCADE và DSHyd.

Áp suất động – bao gồm tổn thất áp suất ngoài

ống do chất lỏng trộn lẫn nhau, vận tốc chuyển

dịch cột cần (hiệu ứng pistong) và áp suất quán

tính xuất hiện trong khi kéo thả cột cần và áp suất

dƣ để phá hủy gel xúc biến (hình 4).

Hình 4. Hiệu ứng pistong.

Khi dịch chuyển cần khoan trong chất lỏng

nhớt sinh ra sự trƣợt trong lớp giới hạn liền

kề với ống, tạo ra ứng suất trƣợt trong chất

lỏng. Ứng suất trƣợt bằng hiệu số P trong

chất lỏng, nó đƣợc bổ sung vào ứng suất thủy

tĩnh (a). Áp suất đáy giảm đi khi nâng cần

“hút theo” (b) và tăng lên khi thả cần “đẩy”

(c). Những sự biến đổi áp suất này là phụ

thuộc vào độ nhớt của chất lỏng, các thông số

hình học của giếng và vận tốc nâng ống. Khi

kéo cần với vận tốc lớn có thể dẫn đến sụt áp

suất trong giếng dƣới áp suất thủy tĩnh, dẫn

đến phụt khí. Ngƣợc lại, khi thả ống với vận

tốc quá lớn sẽ làm tăng nứt vỡ thủy lực vỉa.

Lập mô hình các ứng suất động do hiệu ứng

pistong cho phép xác định vận tốc an toàn

thao tác kéo-thả.

Muốn dự báo thành phần áp suất động

trong áp suất tổng cần xây dựng mô hình lƣu

biến của dung dịch khoan. Mối tƣơng quan

của ứng suất trƣợt với vận tốc trƣợt và xác

định độ nhớt động với một vận tốc trƣợt nhất

định và nhiệt độ, có nhiều điểm khác nhau.


Tùy theo loại dung dịch cụ thể ta lựa chon

mô hình lƣu biến tƣơng ứng, trên cơ sở điều

chỉnh đƣờng cong lƣu biến đối với các nhớt

kế thí nghiệm nhất định trong điều kiện

HPHT. Và ngƣợc lại, tính chất của dung dịch

khoan có thể phù hợp do sự phụ thuộc nhất

định kiểu mô hình chất lỏng dẻo Bingham

hoặc mô hình hàm số mũ với các thông số đã

lựa chọn để tạo ra các tính chất dung dịch

khoan theo yêu cầu.

Chƣơng trình phần mềm Dowell DSHyd và

MudCADE gồm thuật toán để tính áp suất

động trên cơ sở mô hình chất lỏng dẻo

Bingham hoặc mô hình hàm số mũ. Ƣu điểm

của chúng là cho ra trong các thông số lƣu

biến dễ so sánh với các số thông số đo đƣợc

tại khoan trƣờng với các nhớt kế thƣờng dùng.

Áp suất mùn khoan – một thành phần bổ

sung của áp suất tổng, xác định bởi sự tích tụ

mùn khoan. Mặc dù khi khoan giếng HPHT

với dung dịch có tỉ trọng cao và có xu hƣớng

giảm tích tụ mùn khoan, nhƣng áp suất mùn

khoan trong thành phần áp suất tổng của

dung dịch khoan không thể bỏ qua. Bởi vì

mùn khoan có tỉ trọng lớn hơn dung dịch

khoan, cho nên mọi sự tích tụ mùn khoan

trong giếng cũng dẫn đến sự gia tăng tỉ trọng

của dung dịch. Áp suất mùn khoan phụ thuộc

vào vận tốc cơ học khoan, năng suất bơm,

kích thƣớc và sự phân bố hạt mùn.

Khi tăng vận tốc khoan sẽ càng tích tụ

nhiều mùn khoan và tạo thành các hạt có kích

thƣớc lớn và lắng nhanh. Mặc dù có thể hạn

chế sự gia tăng và lắng kết mùn khoan bằng

cách tăng lƣu lƣợng bơm, song sẽ làm tăng

áp suất tuần hoàn lên choòng khoan. Vì vậy,

áp suất từ mùn khoan có thể khống chế bằng

sự thay đổi vận tốc khoan.

Áp suất tổng (P) đƣợc tính:

P = PT + PĐ + PM

trong đó: PT - áp suất thủy tĩnh; PĐ - áp

suất động và PM - áp suất mùn khoan.

Áp suất tổng có thể cân bằng giữa áp suất

tĩnh an toàn thấp nhất và áp suất tuần hoàn

đạt cao nhất khi đạt đến các điều kiện cân

bằng tƣơng ứng khác nhau. Áp suất thấp nhất

đạt đƣợc khi cần khoan kéo lên khỏi đáy và

bơm sạch mùn khoan ở đáy. Áp suất cao nhất

khi khoan với lƣu lƣợng bơm cao, vận tốc cơ

học khoan cao, khi ngừng tuần hoàn hoặc khi

thả cột cần vào dung dịch có độ nhớt cao.

Trong khi khoan, các tính chất của dung

dịch có thể thay đổi theo thời gian đến một

giới hạn nào đó để có thể thay đổi mô hình

lƣu biến đã chọn ban đầu. Các tính chất của

dung dịch thay đổi tạm thời có thể xảy ra

trong cùng một chất lỏng vừa đồng thời là

dung dịch theo mô hình hàm số mũ, vào thời

điểm khác - là chất lỏng dẻo Bingham, kể cả

trong cùng một khoảng khoan giếng. Có thể

tiến hành so sánh bản chất thực tế cả hai mô

hình trực tiếp tại khoan trƣờng và chọn mô

hình tốt nhất - có ƣu điểm là dễ dự báo chính

xác tổn thất áp suất trong khoảng không vành

xuyến. Trong thực tế, phầm mềm DSHyd

thƣờng thƣờng cho sai số trung bình giữa áp

suất dự báo và áp suất đo trên đƣờng ống

khoảng 2%.

4. KIỂM SOÁT ÁP SUẤT

Nguy hiểm chủ yếu là khi khoan các giếng

HPHT liên quan với áp suất vỉa dị thƣờng

cao. Lý tƣởng nhất đối với những giếng này

nên khoan với dung dịch khoan có mật độ

tƣơng đối cao, vƣợt áp suất lỗ rỗng. Lúc bấy

giờ dung dịch khoan chỉ cần đủ để giảm thiểu

nhiễm bẩn vỉa và nâng cao vận tốc cơ học

khoan lên tối đa.

Vỉa có áp suất dị thƣờng cao trở thành

phức tạp khi áp suất nứt vỉa thủy lực tại vùng

tƣơng ứng gần bằng áp suất dị thƣờng. Điều

đó dễ xảy ra xuất hiện khí và gây nứt thủy

lực vỉa, do đó sẽ xảy ra mất dung dịch khoan

khó kiểm soát.

Thông thƣờng cần cố gắng tránh nứt thủy

lực vỉa, nhƣng ở những chiều sâu tới hạn thì

độ chênh lệch (áp suất an toàn) giữa áp suất


lỗ rỗng với áp suất nứt thủy lực vỉa, trong

một số giếng không lớn lắm - khoảng 3,4

MPa. Nếu nhƣ áp suất tổng gần bằng áp suất

nứt thủy lực vỉa, thì đầu tiên cần giảm áp suất

động. Để điều chỉnh áp suất tổng, có thể điều

chỉnh giá trị độ nhớt, tỉ trọng của dung dịch,

hàm lƣợng pha rắn, lƣu lƣợng máy bơm và

vận tốc cơ học khoan.

Chính xác hóa giá trị áp suất dự báo dựa

trên các số liệu đo tại giếng, có thể chọn một

cách tƣơng đối các thông số, để duy trì các

tính chất dung dịch khoan ở đáy. Muốn vậy,

có thể giảm bớt lƣu lƣợng máy bơm hoặc độ

nhớt của dung dịch, đồng thời duy trì lƣu

lƣợng máy bơm ở mức cao cho phép để rửa

giếng và giảm áp suất mùn khoan. Vấn đề

chủ yếu là tìm ra giá trị tối ƣu lƣu lƣợng máy

bơm để giảm thiểu ảnh hƣởng của áp suất

động và áp suất mùn khoan.

Để điều chỉnh áp suất động bằng giảm độ

nhớt dung dịch khoan, nhất thiết phải theo

dõi chặt chẽ phụ gia làm nặng luôn ở trong

trạng thái lơ lửng. Khi pha rắn của dung dịch

khoan tạo thành huyền phù sẽ xảy ra sự phân

lớp theo tỉ trọng, hiện tƣợng lắng kết.

Sự tạo nút pha rắn là một tình huống gây

phức tạp trên đáy do không kiểm soát đầy đủ

áp suất đáy. Mật độ của dung dịch tăng đột

ngột có thể gây ra các khe nứt không lƣờng

trƣớc và làm mất dung dịch, trong lúc đó nếu

mật độ của nó thấp kích thích dòng chảy của

chất lƣu và làm mất ổn định thành giếng. Sự

lắng kết trong dung dịch có thể xảy ra trong

các điều kiện động cũng nhƣ tĩnh, nhƣng

không lâu sau đó nó xảy ra trong các điều kiện

vận tốc trƣợt thấp đến đạt đƣợc độ nhớt tĩnh.

Giảm áp suất tổng bằng cách điều chỉnh áp

suất tĩnh có thể thực hiện nhờ hệ số an toàn

áp suất, lớn hơn áp suất lỗ rỗng. Khi giếng ở

trong giai đoạn tới hạn, hệ số này có thể giảm

hơn nữa theo thời gian với áp suất tuần hoàn

bổ sung, ngăn dòng phun. Sau đó, trƣớc khi

tiến hành kéo thả, cần thay dung dịch trong

giếng bằng dung dịch đặc hơn. Trong những

trƣờng hợp này tuyệt đối thận trọng khi tiếp

cần khoan, bởi vì không có áp suất động dễ

xảy ra giếng phun (thông với khí).

Khi kéo-thả cột cần khoan phải tiến hành

đều đều, nhẹ nhàng, hạn chế tối đa thao tác

giật. Cần theo dõi lƣu lƣợng máy bơm khi thay

thế dung dịch tỉ trọng thấp hơn bằng dung dịch

đặc hơn trƣớc khi thả cần khoan. Nhƣ vậy,

trong thời gian kéo thả áp suất mùn khoan sẽ

bằng không. Ảnh hƣởng của vận tốc kéo thả và

gia tốc đến áp suất tổng có thể dự báo nhờ có

bộ phần mềm DSHyd hoặc MudCADE. Khi

thiết kế giếng có thể xác định và sử dụng vận

tốc tối ƣu các thao tác kéo thả.

Lưu lư ng bơm – Lƣu lƣợng tối thiểu của

máy bơm khi bơm rửa giếng thƣờng không lớn

do sự nổi của mùn khoan trong dung dịch

khoan có tỉ trọng cao. Vì vậy khi khoan các

giếng thẳng đứng HPHT bơm rửa thân giếng

thƣờng không phải là yếu tố tới hạn và lƣu

lƣợng bơm cho các giếng nhƣ thế đƣợc nhanh

chóng xác định bởi các yếu tố khác. Mặc dù

lƣu lƣợng máy bơm thấp duy trì ECD thấp,

chƣơng trình khoan các giếng, có thể yêu cầu

lƣu lƣợng bơm lớn hơn để rút ngắn thời gian

xỏi rửa đáy và để kip thời tiến hành phân tích

thạch học mùn khoan, chỉ số khí và pha rắn của

dung dịch khoan. Thực tiễn tốt nhất là thiết kế

áp suất trên đầu ra của máy bơm thấp hơn công

suất của thiết bị khoan, điều đó cho phép sử

dụng sự tiêu âm động và tăng đáng kể áp suất

động nhờ nâng cao vận tốc dòng chảy trong

khoảng không, càng có thể sử dụng khi tiến

hành các biện pháp về kiểm soát giếng.

5. ỰA CHỌN DUNG DỊCH KHOAN

Dung dịch khoan đƣợc sử dụng trong

khoan các giếng dầu khí thƣờng gồm có:

- Dung dịch khoan gốc nƣớc, gồm: dung

dịch khoan không phân tán; dung dịch khoan

phân tán; dung dịch khoan hoạt tính ca lci;

dung dịch khoan gốc nƣớc hiệu quả cao;

dung dịch khoan hàm lƣợng pha rắn thấp;


dung dịch khoan polime; dung dịch khoan

gốc nƣớc muối (khoáng).

- Dung dịch khoan gốc dầu mỏ, gồm: nhũ

tƣơng “dầu trong nƣớc” đó là nhũ tƣơng dầu-

nƣớc; dung dịch khoan dầu mỏ.

- Dung dịch khoan tổng hợp, có tính chất

tƣơng tự nhƣ dung dịch gốc dầu, nhƣng rất ít

tác hại đến môi trƣờng.

Mỗi một loại dung dịch có ƣu điểm về giá

thành, tác động đến môi trƣờng và đặc tính khoan.

Trong mƣời năm gần đây sử dụng dung

dịch khoan gốc fomiat* (muối của axit fozmic

H.COOH. Fomiat natri, kali và cesi) đƣợc sử

dụng nhiều) trong giếng HPHT, thu hẹp dần

việc sử dụng dung dịch khoan truyền thống

dựa vào gốc halogen. Chất lỏng chứa halogen

khi nhiệt độ cao sẽ gây ra ăn mòn rất mạnh

thép và tác động xấu đến môi trƣờng xung

quanh. Với trị số kiềm pH của dung dịch thì

tốc độ ăn mòn khi sử dụng dung dịch gốc

fomiat sẽ thấp. Vì vậy để duy trì độ pH cần

thiết của dung dịch khoan thƣờng sử dụng

chất đệm từ carbonat. Khác với galogenua,

focmiat dễ phá hủy sinh học, vì vậy có thể sử

dụng không hạn chế không ảnh hƣởng đến

môi trƣờng sinh thái.

Fomiat hoàn toàn hòa tan tốt trong nƣớc và

có thể sử dụng để tạo ra nhũ tƣơng ngƣợc hoặc

nƣớc muối không chứa pha rắn có tỷ trọng dƣới

2,370, giảm lƣợng chất làm nặng của nƣớc rửa.

Giảm hàm lƣợng pha rắn thƣờng làm tăng vận

tốc khoan cơ học khi khoan giếng và cải thiện

kiểm soát các thông số lƣu biến của dung dịch

khoan. Hoạt tính của nƣớc trong nƣớc muối

fomiat thấp, vì thế nhờ quá trình thẩm thấu sẽ

không gây ra trƣơng nở mạnh sét và tạo thành

sự ổn định thành giếng.

Đối với dung dich khoan gốc dầu, có ƣu

điểm là sự ổn định trong các giếng HPHT về

tính lƣu biến và tính thấm. Loại dung dịch

khoan gốc hydrocarbon có độ ổn định trong

giới hạn nhiệt độ cao nhất là 230oC trong 16

giờ thí nghiệm trong phòng.

Dung dịch gốc dầu nói chung cũng nhƣ

đối với các giếng HPHT nói riêng là chống

kẹt do chênh áp tác động lên cần khoan, bảo

đảm an toàn vỉa và sự ổn định giếng trong đá

diệp thạch sét, sét và tầng muối.

Nhƣợc điểm dung dịch khoan gốc dầu sử

dụng trong điều kiện HPHT là khí hòa tan vào

trong chất lỏng gốc, gây khó khăn cho việc

phát hiện phun khí. Đồng thời khí xâm nhập

hòa tan và đọng lại trong dung dịch và giữ

nguyên thể tích của dung dịch, kể cả khi lên

đến gần trên mặt. Khi khí thoát ra ngoài thì thể

tích khí tăng rất nhanh, cho nên đòi hỏi phải

phản ứng kịp thời để kiểm soát giếng khoan.

Ngoài ra, dung dịch khoan gốc dầu có tính giãn

nhiệt cao hơn so với dung dịch gốc nƣớc, điều

đó làm cho áp suất dƣ ngoài ống tăng lên.

MAGMA-TEQ là một hệ dung dịch gốc

dầu loại dung dịch nhũ tƣơng đã đƣợc nghiên

cứu và ứng dụng trong các công trƣờng

khoan. Loại dung dịch này ổn định ở nhiệt độ

316oC và áp suất đến 30.000 psi.

Để thỏa mãn tất cả các yêu cầu khoan, các

hệ dung dịch cần đƣợc tính toán cụ thể và kiểm

tra. Đặc điểm sử dụng của dung dịch khoan

phải tƣơng ứng với vận tốc lý thuyết kéo thả

dụng cụ khoan khi bảo đảm hệ số an toàn áp

suất và độ bền trong tất cả các điều kiện.

Để thu đƣợc các thông số của dung dịch

thỏa mãn các yêu câu làm việc có thể điều

chỉnh ba biến số - đó là độ nhớt, mật độ của

dung dịch và lƣu lƣợng của máy bơm. Trên

hình vẽ ta thấy rõ, mỗi một giá trị khác nhau

của các thông số này dẫn đến các thông số

dung dịch khác nhau. Ví dụ, mức độ nguy cơ

nứt vỉa thấp (tỉ trọng tƣơng đƣơng của dung

dịch thấp) đạt đƣợc nhờ mật độ dung dịch

thấp, độ nhớt thấp và ứng suất trƣợt tĩnh và

lƣu lƣợng bơm thấp.

6 Á YÊU ẦU Đ I VỚI DU G

DỊ H KHO

Các yêu cầu chung đối với dung dịch

khoan có thể tổng hợp trong bảng 1.


Bảng 1. Tính chất của dung dịch khoan

Tính chất dung dịch khoan Các đặc tính cần thiết để khoan giếng HPHT

Độ nhớt dẻo Càng có thể thấp để giảm thiểu tỉ trong tƣơng đƣơng của

dung dịch khoan tuần hoàn (ECD)

Giới hạn chảy và ứng suất trƣợt tĩnh Đủ để ngăn cản lắng kết, song không quá cao đối với

ứng suất trƣợt tĩnh.

Độ thải nƣớc trong điều kiện HPHT Đủ có thể thấp để ngăn ngừa nhiễm bẩn vỉa và rủi ro kẹt

chênh áp bộ cần khoan

Tính lƣu biến HPHT Dùng để để kiểm tra sự lắng kết, phát triển ứng suất trƣợt

tĩnh và tỉ trọng tƣơng đƣơng của dung dịch khoan (ECD)

Tính nén ép Cần phải rõ ràng để xác định áp suất đáy và ECD

Độ ổn định đối với nhiễm bẩn tạp chất Ổn định khi có khí, dung dịch muối và xi măng

Độ hòa tan khí Cần thiết để phát hiện chính xác khí phun và lập mô hình

Tính ổn định theo thời gian Tính chất không thay đổi theo thời gian không những

trong các điều kiện tĩnh mà cả điều kiện động

Dính kết với mùn khoan Tính chất không liên kết với mùn khoan

Làm nặng Có thể làm nặng nhanh khi khí phun

Mặc dầu khi thiết kế dung dịch khoan HPHT

cần phải tính đến nhiều chỉ tiêu, thƣờng có

trƣờng hợp phải đáp ứng một số tính chất theo

yêu cầu vừa thỏa mãn các tính chất khác. Để

giải quyết vấn đề này Dowell đã thiết kế một

phƣơng pháp tối ƣu các thông số dung dịch, nhờ

đó cho phép thỏa mãn tất cả các yêu cầu công

tác khoan (hình 5) [1,3 .

Hình 5. Tối ưu hóa dung dịch khoan.

7. ĐIỀU CHỈ H Á THÔNG S DUNG

DỊCH KHOAN

Tỉ trọng của dung dịch khoan đƣợc lựa chọn căn cứ

vào các điều kiện ngăn ngừa sự xuất hiện dầu khí, sụt

lở đất đá khoan qua. Yếu tố xác định là áp suất vỉa (lỗ

rỗng trong) của chất lƣu; áp suất từ phía giếng khoan

cần phải đủ để ngăn ngừa dòng chảy không kiểm soát.

Tỷ trọng của dung dịch càng tăng lên thì sự an toàn

khoan giếng càng nâng cao. Đồng thời tăng tỷ trọng sẽ

làm tăng chênh áp lên đáy, tăng hàm lƣợng pha rắn

trong dung dịch khoan, dẫn đến giảm tốc độ cơ học

khoan và làm nhiễm bẩn tầng sản phẩm.

Tỉ trọng là một trong những yếu tố chính bảo

đảm ổn định thành giếng khoan. Để ngăn ngừa sụt

lở thành giếng khoan bảo đảm tốc độ khoan cao

phải xuất phát từ sự lựa chọn giá trị tối ƣu của tỷ

trọng. Để duy trì áp suất đáy trong giới hạn làm

việc, cần phải thƣờng xuyên kiểm tra tỉ trọng của

dung dịch. Sau khi lựa chọn đƣợc chất lỏng gốc,

bắt đầu xây dựng mô hình tỉ trọng trên các số liệu

áp suất-thể tích-nhiệt độ (PVT) tại điểm cụ thể.

Trong lúc đó cần tính áp suất tĩnh để bảo đảm tăng

cao hơn áp suất lỗ rỗng với hệ số an toàn thấp nhất

tại mỗi chiều sâu khác nhau.


Vật liệu làm nặng đƣợc lựa chọn để đạt đến tỉ

trọng dung dịch yêu cầu dựa vào áp suất các giếng

khoan lân cận và những yếu tố nhƣ khác nhƣ sự lắng

kết và đông đặc dung dịch khoan. Barit là phụ gia

làm nặng đƣợc sử dụng phổ biến đƣợc nghiền mịn

đến kích thƣớc cỡ hạt yêu cầu (thƣờng thƣờng là 75

m). Đối với dung dịch để khoan trong điều kiện

HPHT, quan trọng nhất là chất lƣợng của barit, vì

các tạp chất bẩn hoặc kích thƣớc hạt phân bố không

đều có thể phát sinh thêm vấn đề phức tạp trong môi

trƣơng HPHT. Sự hiện diện của các tạp chất sét

trong barit có thể tạo cấu trúc ở nhiệt độ 135oC.

Trong các hệ dung dịch khoan để đạt tỉ trọng

cao hàm lƣợng barit cho vào có thể đạt đến 78%

khối lƣợng và 45% thể tích. Để có dung dịch

khoan có tỉ trọng cao, hàm lƣợng pha rắn có thể

đạt đến tối đa, khi dung dịch dễ tiếp thu trở

thành tạo gel trong trƣờng hợp thấm lọc. Hàm

lƣợng pha rắn có thể giảm, khi sử dụng phụ gia

làm nặng có tỷ trọng cao nhƣ hematit. Trong

mọi trƣờng hợp phải đo hàm lƣợng pha rắn và

độ thải nƣớc để bảo đảm yêu cầu quy định các

thông số thiết kế khi khoan.

Độ nh t cần phải tối thiểu, độ nhớt cần phải đủ

để giữ pha rắn trong trạng thái lơ lửng. Giảm độ

nhớt nói chung có hiệu quả khoan tốt: giảm chi phí

năng lƣợng cho tuần hoàn dung dịch khoan, làm

sạch tốt đáy giếng nhờ sự chảy rối sớm của dòng

dƣới choòng, thể hiện khả năng thực hiện công suất

thuỷ lực lên choòng, giảm tổn thất áp suất trong

khoảng không vành xuyến giếng khoan.

Gel - Gel và chất lỏng độ nhớt cao có ảnh

hƣởng vô cùng lớn đến áp suất dung dịch khoan,

đến tác động lên vỉa khi thao tác kéo thả. Giải

quyết vấn đề này bằng cách phối hợp các phụ gia

phù hợp đối với dung dịch khoan nhằm mục đích

ngăn ngừa tạo cấu trúc quá lớn cùng với giữ cho

các chất làm nặng trong trạng thái lơ lửng. Nếu nhƣ

ứng suất trƣợt tĩnh của gel và độ nhớt có thể xác

định trong điều kiện đáy, thì có thể lập mô hình về

ảnh hƣởng của chúng lên áp suất động. Trong các

trƣờng hợp, khi dòng chảy không đƣợc bị hạn chế

bởi vận tốc và gia tốc nâng cột cần khoan, cần có

các quy định đặc biệt để tiếp tục tiến hành công tác.

Đơn giản nhất là tăng mật độ của dung dịch khoan

trƣớc khi nâng cột cần khoan.

Ứng suất trư t tĩnh cần phải đủ để giữ pha rắn

của dung dịch khoan trong trạng thái lơ lửng,

nhƣng hơn thế nữa, sẽ cần đến áp suất dƣ cao để

phá hủy gel. Áp suất, cần thiết để phục hồi tuần

hoàn, có thể lập mô hình khi trong giai đoạn thiết

kế, còn giá trị của các áp suất động phụ này tính

đến khi thực hiện thiết kế.

Sử dụng dung dịch khoan khi khoan giếng, cũng

nhƣ làm nặng bằng các vật liệu barit, hematit,

manhetit, galenit, v.v… chủ yếu giữ vụn đất đá ở

trạng thái lơ lửng trong thời gian tuần hoàn gián

đoạn. Vì vậy một trong những yêu cầu chính đối với

dung dịch khoan là tăng cƣờng xúc biến của chúng

trong dòng chảy. Ứng suất trƣợt tĩnh quá lớn có thể

kéo theo nó sự nguy hiểm khác - “kẹt áp suất”.

Dòng chất lƣu vỉa xâm nhập vào dung dịch tạo gel

sẽ không phát hiện đƣợc khi dòng trào ra trên miệng

cho đến khi gel chƣa vỡ ra và vào lúc đó có thể xuất

hiện dòng chảy mạnh, từ đó dẫn đến tình huống cực

kỳ tồi tệ trong việc kiểm soát giếng. Vấn đề càng

nghiêm trọng bởi khả năng dòng khí, trong một số

điều kiện nào đó sẽ xảy ra sự tạo gel trong dung dịch

khoan gốc nƣớc. Nếu nhƣ khí có chứa khí carbonic

(CO2), pH giảm xuống, giảm hiệu quả các chất làm

phân tán và đẩy carbonat và ion bicarbonat vào dung

dịch khoan tiếp tục phát triển sự tạo gel. Dung dịch

gel trong gốc nƣớc có các hàm lƣợng hạt rắn cao đặc

biệt nhạy cảm với hiệu ứng này. Để giảm thiểu “áp

suất cố kết”, tính chất tạo gel của dung dịch khoan

nên duy trì ở mức thấp có thể.

Ứng suất trư t động. Làm sạch mùn khoan

trong giếng khoan nhờ vận tốc dòng chảy lên và

ứng suất trƣợt động của dung dịch khoan. Mặc dù

vấn đề kiểm soát lắng đọng mùn khoan bằng bơm

rửa giếng không phải là vấn đề lớn, có thể trực tiếp

đánh giá khả năng và ảnh hƣởng của lắng kết. Lập

mô hình ảnh hƣởng lắng kết không dễ và thông

thƣờng nó đƣợc đánh giá bằng thực nghiệm trong

phòng thí nghiệm và tính toán khả năng đƣợc giảm

thiểu. Công ty Schlumberger tiến hành nghiên cứu

trong các điều kiện nhiệt độ trong phòng với các

giá trị áp suất, sử dụng bộ thử lắng kết động, trên


cơ sở đó đã xác định đƣợc nguyên tắc chỉ định ảnh

hƣởng của các phụ gia làm nặng, các cơ chế lắng

kết và các phụ gia, loại trừ sự lắng kết mạnh. Các

biện pháp giới thiệu trong chƣơng trình khoan về

tối ƣu hóa tính chất của dung dịch khoan và thao

tác kéo-thả - tất cả điều đó cho phép giảm thiểu hậu

quả lắng kết [1 .

Trong các điều kiện khoan, lƣợng lắng kết xảy

ra trong dung dịch khoan, có thể tính theo thành

phần mịn ít nhất và nhiều nhất của dung dịch đƣợc

bơm vào. Sau khi xác định đƣợc thể tích lắng kết

trong dung dịch bơm vào, sử dụng phƣơng pháp

tƣơng ứng, để thực hiện lắng kết đến tối thiểu. Đặc

biệt, nếu nhƣ trong tỉ trọng của dung dịch có sự

biến đổi và xuất hiện phân lớp theo tỉ trọng, điều đó

có nghĩa là không nên sử dụng chế độ dòng chảy

tầng khi lƣu lƣợng máy bơm thấp - vì dễ tạo ra sự

lắng kết.

Sau khi xác định đƣợc bản chất lắng kết, trong

quá trình thiết kế có thể xem các tính chất thủy lực

của đơn pha chế dung dịch khoan. Để thiết kế một

dung dịch nhƣ thế, nó sẽ tiếp tục hoạt động trong

giới hạn giữa áp suất lỗ rỗng và áp suất nứt thủy

lực vỉa trong mọi thời gian. Những giới hạn áp suất

này xác định khe hở (cửa sổ) áp suất làm việc tới

hạn và cần phải có giới hạn, chỉ ra áp suất động

xuất hiện do hiệu ứng pistong trong khi kéo thả.

Tính ổn định c a dung dịch khoan

Nhiệt độ cao làm giảm độ ổn định của dung

dịch sét. Nghiên cứu cho thấy, ở nhiệt độ bình

thƣờng độ ổn định của dung dịch đáp ứng các yêu

cầu khoan thỉ ở nhiệt độ 120oC có thể giữ đƣợc

chất làm nặng.

Trong các giếng HPHT sự ổn định nhiệt độ của

dung dịch khoan là thời điểm chủ yếu khi thiết kế

đơn pha chế. Sự suy giảm của dung dịch khoan và

các thành phần của chúng liên quan với các yếu tố

nhiệt độ và các yếu tố tạm thời và có thể ảnh hƣởng

đến tất cả các tính chất của dung dịch khoan. Dung

dịch khoan gốc nƣớc hoặc gốc dầu có thể xấu đi do

tạo cấu trúc nhiệt độ cao, mặc dù cơ chế này có

khác nhau. Độ thải nƣớc tăng lên theo nhiệt độ và

có ảnh hƣởng làm giảm sút phụ gia hóa học và sự

tạo cấu trúc. Cuối cùng, hàm lƣợng pha rắn biến

đổi không lớn do kết quả độ thải nƣớc có thể có sự

tác động mạnh mẽ đến độ nhớt của dung dịch có

hàm lƣợng pha rắn cao, điển hình khi khoan các

giếng HPHT.

Kiểm tra chất lƣợng nguyên liệu có ý nghĩa

quan trọng đến chất lƣợng dung dịch quy định. Ý

nghĩa quan trọng trong việc xác định lắng kết và

tính lƣu biến là kích thƣớc hạt. Số hiệu và quy định

điều chế bảo đảm rằng dung dịch khoan bơm vào

giếng theo khả năng lớn nhất tƣơng ứng với thành

phần và mẫu thực hiện trong phòng thí nghiệm.

Sau khi đã có kết quả thí nghiệm và tối ƣu hóa

dung dịch khoan, thành phần của nó có thể đăng ký

để điều chế tại khoan trƣờng.

Hiện nay, để kiểm tra liên tục chất lƣợng dung

dịch khi khoan trong điều kiện HPHT, ngƣời ta sử

dụng máy FMP (hãng Dowell) - có thể ghi lại các

số liệu về: trọng lƣợng riêng, nhiệt độ, tính chất lƣu

biến (ứng suất trƣợt động và độ nhớt dẻo tại một

nhiệt độ nhất định). Các số liệu dung dịch khoan

đƣợc phân tích bằng máy đo PRISM cho bộ

chƣơng trình kiểm soát các công việc theo dõi và

đƣợc thể hiện dƣới dạng đồ thị các tham số dung

dịch theo thời gian.


1. A.G. Kalinin, R.A. Gandzunmian, A.G.

Messer. Cẩm nang Kỹ sƣ – Công nghệ khoan các

giếng sâu. Trƣơng Biên, Nguyễn Xuân Thảo, Phạm

Thành, Trần Văn Bản dịch. Nhà xuất bản Khoa học

và Kỹ thuật, Hà Nội, 2006.

2. Trƣơng Hoài Nam. Lựa chọn giải pháp

khoan các giếng phát triển mỏ khí Hải Thạch

trong điều kiện nhiệt độ - áp suất cao. Luận văn

thạc sỹ kỹ thuật, Trƣờng Đại học Mỏ-Địa chất.

Hà Nội, 2010.

3. A.T. Bourgoyne Jr. et al. (1991) - Applied

Drilling Engineering. SPE.

4. Bernt Anadnoy et al (2009). Advanced

Drilling and Well Technology.

Người phản biện: PGS.TS. HOÀNG DUNG


Mét sè vÊn ®Ò vÒ trît dßng

t¹i bê trô Nam má than Na D¬ng

Nghiªm H÷u H¹nh*

Lª Xu©n Thu, §ç Kiªn Cêng**

Flowing landslide problem in the Na Duong coal mine

Abstract: Na Duong coal mine is located in the Loc Binh District, Lang

Son province. During excavation process of coal seam 4 there is frequently

incurrence of surface flow landsliding phenomenon of clay stone on the

southern pier’s surface. Landslide flow process starts initially at

unconsolidated zone. Flowing scope and cycle depends on unconsolidated

materials’ exposure and annual rainfall. Falling materials filled mining

site hindering coal excavation productivity. The author has interpreted

weathering process and introduced some key physico-mechanical

properties of overlaying clay layer at the top of the coal seam 4, the causes

resulting in flow landslides and proposed the treatment measures to deal

with this problem.

1. QUÁ TRÌNH PHONG HÓA

Mỏ than Nà Dƣơng, Sơn La nằm trong vùng

khí hậu nhiệt đới gió mùa, chia thành hai mùa rõ

rệt là mùa mƣa và mùa khô. Lƣợng mƣa hàng

năm biến thiên từ 892 mm đến 1750 mm, trung

bình 1345 mm. Số ngày có mƣa từ 75 - 107

ngày, trung bình 100 ngày. Nhiệt độ không khí

trung bình hàng năm biến thiên từ 20o đến 22

oC,

thấp nhất là -1o, cao nhất là 37

oC.

Mùa mƣa từ tháng 5 đến tháng 10. Mùa mƣa

thƣờng tập trung phần lớn lƣợng mƣa trong

năm. Ngày mƣa cao nhất có lƣợng mƣa đo

đƣợc là 162 mm, vào năm 2007. Lƣợng mƣa

trung bình của mùa mƣa xấp xỉ 1000 mm, nhiệt

độ trung bình dao động 22-34oC. Mùa khô từ

tháng 11 đến tháng 4 năm sau. Lƣợng mƣa mùa

khô trung bình 326 mm. Nhiệt độ không khí

thấp, từ 4o-7

oC. Sự dao động nhiệt độ ngày

đêm khoảng 7-9oC, dao động nhiệt độ 2 mùa

khoảng 31-33oC.

Phân tích thành phần thạch học của đá sét kết

tại bờ trụ Nam mỏ than Na Dƣơng cho thấy

thành phần chủ yếu của đá là khoáng vật sét

dạng vi vảy, một số bị thay thế bởi sericit dạng

vảy nhỏ, phân tích Roengen cho thấy các

khoáng vật chủ yếu trong sét kết gồm: ilit: 14-

16%, kaolinit: 16-20%, clorit: 4-5%, thạch anh:

8-35% pyrit: 24-26%, còn lại là các khoáng vật

khác. Với thành phân thạch học nhƣ vậy, sét kết

ở mỏ than Na Dƣơng dễ bị phong hóa cả vật lý

lẫn hóa học.

Theo kết quả nghiên cứu của nhiều tác giả

[1,2,3 , mặt cắt phong hóa của bờ trụ Nam

mỏ than Na Dƣơng, đƣợc xác định nhƣ sau

nhƣ ở bảng 1.

Tuy nhiên, do trƣợt xảy ra hàng năm, lớp sét

kết vụn rời đƣợc cuốn trôi xuống moong khai

thác, tại nhiều chỗ, đá bột kết, cát kết lộ ra ở bờ

trụ Nam, nên bề dày, thành phần đá trong đới

phong hóa có thể khác chút ít so với bảng 1.

* ViÖn §Þa kü thuËt

38 BÝch C©u, §èng §a, Hµ Néi

D§: 0913554386 **

Số 3 Phan Đình Giót, Thanh Xuân, Hà Nội.

DĐ: 0976098649


Các khoáng vật sét ilit tinh khiết thƣờng ít

trƣơng nở, các phiến xếp thành chồng và và liên

kết với nhau bởi K+. Các khoáng vật kaolinit có

kiến trúc phiến xếp thành chồng, liên kết với

nhau bởi (OH-) và (O2-). Kaolinit có cỡ hạt lớn

nhất trong các khoáng vật sét phổ biến và cũng

thể hiện trạng thái vi dẻo và khả năng trƣơng nở

ít nhất do nó ít hấp phụ nƣớc. Tuy nhiên, khi

nƣớc ngấm vào trong các khe nứt, cũng ít nhiều

làm các khoáng vật sét này dãn nở thể tích,

mềm dẻo hơn, chúng dễ tự tách ra và làm cho

độ bền của đá yếu đi.

Bảng 1. Mặt cắt phong hoá tại bờ trụ Nam mỏ than Na Dư ng

STT

Đới phong

hóa từ trên

xuống

Độ sâu từ

bề mặt

địa hình

Tên các

loại đá Các đặc trƣng của đá

Đá khi chịu sự tác

động của nƣớc mƣa,

nƣớc ngầm

1

Đới bị vỡ

vụn, sét kết

vỡ thành

tấm nhỏ

0,0

đến

0,5 m

Sét kết Đá bị vỡ vụn thành các mảnh vỡ

có kích thƣớc 1x 1,5x1 cm.

Tơi xốp khi ngấm

nƣớc trở thành sét

nhão.

2 Đới phong

hóa mạnh

0,5m

đến 1,0m Sét kết

Trong đới này phát triển dày đặc

các khe nứt, độ mở từ 0,2 đến

4mm. Theo chiều thẳng đứng hầu

nhƣ đá không đƣợc liên kết với

nhau. Khi có lực tác động nhẹ

chúng tạo thành những tấm mảnh

vụn với kích thƣớc rất nhỏ

Khi nƣớc tác dụng

dẫn đến hiện tƣợng

chảy nhão do thấm

bão hòa nƣớc mƣa

3

Đới phong

hóa trung

bình

1,0 m đến

2,0m Sét kết

Khe nứt với khoảng cách từ 0,2

đến 0.1m độ mở 0,3 đến 0,5mm.

Các khe nứt không liên tục

Thấm hút nƣớc mƣa

sau thời gian 5 đến 7

ngày

4 Đới ít

phong hóa

Sâu hơn

2,0m Sét kết

Rất ít khe nứt nhìn thấy bằng mắt

thƣờng. Đá tƣơng đối nguyên khối

Chỉ thấm nƣớc khi

gặp nƣớc với thời

gian dài

Kaolinit tinh khiết nguyên vẹn có tính thấm

cao hơn nhiều các khoáng vật sét khác. Tuy

nhiên, mối liên kết giữa các tấm sét nhỏ không

bền chắc nhƣ ilit. Tỷ diện tích bề mặt của ilit

lớn hơn kaolinit khoảng 4-5 lần, khả năng hấp

thụ và giải phóng nhiệt của ilit lớn hơn nhiều so

với kaolinit. Do vật, sự dãn nở, co ngót của

chúng dƣới sự dao động nhiệt độ sẽ khác nhau,

từ đó phát sinh ứng suất trong đá, dẫn đến sự

nứt nẻ, hình thành các khe nứt phong hóa, các

tấm bị tách rời nhau. Sự dao động nhiệt độ càng

lớn, mật độ khe nứt tăng càng nhanh.

Sự trƣơng nở của sét kết Neogen còn có thể

do kết quả của quá trình dỡ tải khi khai thác

than: tải trọng đƣợc đặt vào các phân tử đá do

ứng suất cao trƣớc đó và đƣợc tháo dỡ chỉ khi

các lớp đát đá nằm trên đƣợc bóc đi.

Do sự phong hóa vật lý đó, trên mặt bờ trụ

Nam mỏ than Na Dƣơng thƣờng xuyên có lớp

đá sét kết vỡ vụn, các nứt nẻ phong hóa xâm

nhập đến độ sâu đến 2m. phong hóa vật lý thúc

đẩy quá trình phong hóa hóa học.

Phân tích thành phần khoáng vật của sét kết

bờ trụ Nam cho thấy trong đá có 24-26% pyrit


FeS2. Khi lộ lên mặt đất, bị nứt nẻ, tiếp xúc trực

tiếp với không khí và nƣớc pyrit tạo thành sulfat

sắt và axit sulfuric:

FeS2 + 7O2+2 H2O = 2Fe SO4 + 2 H2SO4,

Sau đó:

FeSO4 + 3O2 + 6H2O = Fe2(SO4)3 +

4Fe(OH)3

H2SO4 + khoáng vật sét Al2(SO4)3 + silic

hydroxyt

Do tác động của phong hóa hóa học, thành

phần khoáng hóa của các khoáng vật sét bị

thay đổi sâu sắc. Đất trở nên mềm yếu hơn,

dễ bị tan rã hơn vì trong đá chứa Fe2(SO4)3

và Al2(SO4)3 dễ bị hòa tan trong nƣớc.

Từ những phân tích nhƣ trên, chúng ta thấy

rằng quá trình phong hóa của sét kết xảy ra với

2 cơ chế chủ yếu: phong hóa vật lý và phong

hóa hóa học. Hai hình thức đó xảy ra đồng thời

và có tác dụng tƣơng hỗ lẫn nhau, làm giảm sức

chống trƣợt của đá, tạo điều kiện phát sinh trƣợt

2. CHỈ TIÊU CƠ CỦA SÉT KẾT

Qua các giai đoạn nghiên cứu, tập hợp các tài

liệu [1,2,3 , các chỉ tiêu cơ lý chủ yếu của sét

kết bờ trụ Nam vỉa 4 nêu ở bảng 2.

Bảng 2. Chỉ tiêu c l của sét kết chưa bị phong hóa

Chỉ tiêu

Sét kết

Giai đoạn nghiên cứu

1968 -72 1982 -83 1993 -94 2010 Trung bình

Khối lƣợng thể tích , g/cm3 2,31 2,30 2,32 2,37 2,32

Độ bền nén n , MPa 11,4 6,2 6,0 6,8 6,7

Độ bền kéo k, MPa 2,4 1,0 0,5 1,3 1,3

Lực liên kết đơn vị c, MPa 2,4 1,2 1,6 2,2 1,8

Góc ma sát trong , độ 38o40

’ 26

o25

’ 33

o28

’ 33

o16 32

o38

Từ bảng 2 thấy rằng sét kết Neogen ở trụ vỉa

4 có độ bền rất thấp. Trong quá trình phong hóa,

do sự phát sinh các khe nứt phong hóa và sự

thay đổi theo chiều hƣớng xấu đi của thành phần

khoáng vật, độ bền của sét kết lộ trên mặt bờ trụ

còn giảm đi đáng kể.

Tại đây, đã nghiên cứu sự thay đổi một số chỉ

tiêu cơ lý của sét kết trên mặt bờ trụ theo thời

gian ở 3 hố đào, tại độ sâu 0,9m [2 . Lấy mẫu và

thí nghiệm trong phòng theo thời gian 1 tháng, 3

tháng, 6 tháng và 9 tháng. Kết quả thí nghiệm

nêu ở bảng 3.

Bảng 3. Tính chất c l của sét kết trên trên mặt bờ trụ 2

Chỉ tiêu Thời gian nghiên cứu (tháng)

1 3 6 9

Khối lƣợng thể tích (g/cm3) 1,75 1,62 1,50 1,26

Độ bền nén n, MPa - 5,6 3,4 2,2

Độ bền kéo k, MPa - 0,61 0,46 0,31

Lực liên kết đơn vị c, MPa 1,1 0,9 0,6 0,4

Góc ma sát trong , ( độ) 20o26

20

o22 18

o45 17

o15


Từ bảng 2 và bảng 3 thấy rằng, ngay từ

tháng đầu tiên khi bắt đầu nghiên cứu này,

sét kết đã bị phong hóa khá mạnh, với hệ số

phong hóa Kph=ph/t = 0,75, các thông số

nhƣ độ bền nén, độ bền kéo, lực liên kết

đơn vị, góc ma sát trong đề giảm đi rất

nhiều. Mức độ giảm các chỉ tiêu cơ lý theo

thời gian phong hóa của lực liên kết đơn vị

và hệ số biến mềm giảm đi đáng kể, nhƣ ở

bảng 4.

Bảng 4. Mức độ suy giảm chỉ tiêu c l theo thời gian phong hóa

Chỉ tiêu Thời gian nghiên cứu (tháng)

1 3 6 9

Hệ số phong hóa Kph = ph/t 0,75 0,69 0,64 0,54

Hệ số biến mềm Kbm = nbh/nkg - 0,49 0,32 0,14

Tỷ số một số

chỉ tiêu giữa

đá phong hóa

và đá tƣơi

Độ bền nén n, MPa - 0,82 0,50 0,33

Độ bền kéo k, MPa - 0,80 0,60 0,40

Lực liên kết đơn vị c, MPa 0,61 0,50 0,33 0,22

Góc ma sát trong , ( độ) 0,62

0,62 0,57 0,52

Theo chiều sâu của sét kết, mức độ phong

hóa cũng giảm đi, cùng với nó là sự tăng lên của

khối lƣợng thể tích, độ bền nén và sức chống

cắt, nhƣ ở bảng 5.

Bảng 5. Sự thay đổi chỉ tiêu c l theo độ sâu

Chiều sâu

từ mặt đất

(m)

n

(MPa)

(g/cm3)

c (MPa) ( độ)

0.3 4,5 1,54 0,6 16o14

0.6 5,4 1,67 0,9 18o02

0.9 - 1,78 1,2 21o03

Từ bảng 5 thấy rằng, ở độ sâu 0,3m, ngay

dƣới lớp sét kết vỡ vụn, lực liên kết đơn vị của

đá ở trạng thái khô gió là rất nhỏ (0,6MPa). Khi

bị bão hòa nƣớc và bị phong hóa tiếp tục thì giá

trị của nó còn nhỏ hơn rất nhiều.

Tại lớp sét kết, đã thực hiện thí nghiệm cắt

theo mặt tiếp xúc giữa các dải sét kết với

nhau. Thí nghiệm đƣợc thực hiện cắt theo mặt

lớp để thu nhận các giá trị c’, ’ và cắt theo

mặt đã cắt để thu nhận các giá trị c”, ”. Kết

quả thí ngiệm trên 30 mẫu cho sức chống cắt

của mặt lớp nhƣ sau [1 : c’ = 15,5kPa, ’ =

15º29 và c” = 14,6kPa, ” = 12º81. Từ đó có

thể thấy rằng, trong đới vỡ vụn, khi sét kết đã

chuyển sang môi trƣờng rời, lực liên kết đơn

vị c” chỉ còn lại rất nhỏ do sự cài móc giữa

các tấm vỡ vụn với nhau.

3 ĐIỀU KI PHÁT SI H TRƯỢT

DÒNG

Hiện tƣợng trƣợt đƣợc hiểu là hiện tƣợng

chuyển dịch của khối đất đá trên sƣờn dốc từ

trên xuống dƣới theo một hoặc vài mặt nào đó.

Theo dạng chuyển động, Varnes D.J, [5 chia

làm 6 nhóm chính, nhƣ: sập lở, lật, trƣợt, ép trồi

và chảy - trƣợt dòng. Loại thứ 6 là loại trƣợt

phức tạp. Hiện tƣợng trƣợt trên bề mặt bờ trụ

Nam mỏ than Na Dƣơng có thể xếp vào loại

trƣợt dòng.

Trƣợt dòng là sự chảy của dòng đất đá theo

bờ mỏ dƣới tác dụng của trọng lƣợng bản thân.

Theo [4 , sự chảy nhớt của đất đá bị trƣợt

(thƣờng không đồng nhất) có tính chất tƣơng tự


nhƣ chảy rối, vì trong đó các hạt đất đá cấu tạo

thân trƣợt, ngoài hƣớng dịch chuyển chủ yếu

(trƣợt theo sƣờn dốc) còn bị dịch chuyển ngang

(cắt ngang). Chảy nhớt đặc trƣng cho sự phát

triển các biến dạng dẻo hoặc giòn - dẻo ở bên

trong khôi đất đá bị trƣợt. (Trong lúc đó đối với

cơ chế trƣợt thuần tuý, các biến dạng kể trên chỉ

phát triển ở các mặt đới yếu).

Biến dạng không thuận nghịch liên tục của

đất đá ở bờ mỏ trong sự phát triển trƣợt dẻo

thƣờng tuân theo định luật vật thể dẻo nhớt.

Mô tả vật lý dòng chảy của đất đá thƣờng

đƣợc thể hiện ở dạng mô hình dòng bền dẻo

(yield-strength fluid) theo mô hình Herschel-

Bulkley [4]:

;

n

ody

duK

o (1)

trong đó:

- ứng suất cắt trên mặt trƣợt,

o - sức chống trƣợt dẻo,

K - hệ số tuyến tính,

n - chỉ số.

dy

du - tốc độ biến dạng tỷ lệ thuân với ứng

suất cắt , lớn hơn sức chống trƣợt dẻo của đất

đá trong thân khối trƣợt,

K và n đƣợc xác định bằng thực nghiệm.

Trƣờng hợp n=1, mô hình trên trở thành mô

hình Bingham - Schwedoff với K= là độ nhớt

động học.

Trong bài toán phẳng, tốc độ dòng chốt chặn

(plug flow) Up cho một sƣờn dốc dài S có thể

đƣợc xác định bởi công thức sau:

2

1

2

12

gSHgSH

gSHU

d

o

d

odP

, (2)

trong đó:

d -mật độ dòng đất đá, thƣờng lấy bằng

2,2g/cm3;

g - gia tốc trọng trƣờng

S - chiều dài sƣờn dốc;

H - chiều cao dòng đất đá.

Đất đá loại sét, cũng nhƣ nhiều đá nửa cứng

có tính chất chảy dẻo khi ứng suất vƣợt quá một

giới hạn xác định o. Giới hạn đó đặc trƣng cho

sự biến đổi lực chống biến dạng bên trong của

đất đá. Trong đất đá loại sét, ứng suất cắt giới

hạn đƣợc quyết định bởi độ bền kiến trúc.

Từ công thức 1, nguyên nhân gây trƣợt dòng có

thể hoặc là do sức chống trƣợt dẻo của đất đá bị

giảm đi, hoặc là do trạng thái ứng suất ở bờ mỏ bị

thay đổi, hoặc do cả hai nguyên nhân trên gây ra sự

phá hủy điều kiện cân bằng của khối đất đá ở bờ

mỏ. Đối với hiện tƣợng trƣợt dòng ở mỏ than Na

Dƣơng, chúng tôi thấy rằng, các yếu tố làm giảm

độ bền chủ yếu của đất đá là sự phong hóa và sự

biến mềm dƣới tác động của nƣớc (chủ yếu là nƣớc

mƣa); còn yếu tố gia tăng ứng suất gây trƣợt là sự

gia tăng trọng lƣợng đất đá do nƣớc mƣa.

Ứng suất cắt trong công thức 1 đƣợc xác định

xác định theo công thức:

sinh (3)

Sức chống trƣợt dẻo đƣợc xác định bởi

công thức:

ctgcosho (4)

Điều kiện để xảy ra trƣợt dòng, theo công

thức 1 là:

0o sinh ctgcosh >0, (5)

hoặc:

cosh

ctgtg (6)

Trong trƣờng hợp đới vỡ vụn không có lực

liên kết, nghĩa là rời rạc hoàn toàn, điều kiện

phát sinh trƣợt dòng sẽ là:

tgtg

Bề dày giới hạn hgh của thể trƣợt là

sin

cos.ch gh (7)

trong đó:

- trọng lƣợng thể tích của khối đá trong

thể trƣợt,


h - bề dày của thể trƣợt,

- góc dốc của mặt trƣợt,

- góc ma sát trong của đá trên mặt trƣợt,

c- lực liên kết đơn vị của đá trên mặt trƣợt.

Trong mùa khô, các thông số , và c đƣợc

lấy tƣơng ứng với độ ẩm tự nhiên, trong mùa

mƣa, các thông số này đƣợc lấy tƣơng ứng với

điều kiện bão hòa.

Tính toán với điều kiện bờ trụ Nam mỏ than

Na Dƣơng với các điều kiện sau:

= 18o, h = 0,5m, tn = 17,5kN/m

3, tn = 10

o,

ctn = 12,1kPa,

bh = 19,3kN/m3, bh = 5

o, cbh = 1,69kPa,

cho kết quả nhƣ sau: trong thời tiết khô:

3,1 o Bờ mỏ ổn định,

trong thời tiết mƣa: 13,0 o Phát sinh

trƣợt dòng.

Kết quả tính toán này tƣơng đối phù hợp với

thực tế.

4. NHẬN XÉT VÀ KIẾN NGHỊ

1. Do ảnh hƣởng của các quá trình phong

hóa vật lý và hóa học, lớp sét kết trên mặt

bờ trụ Nam mỏ than Na Dƣơng bị vỡ vụn,

thành phần khoáng vật của chúng thay đổi

mạnh mẽ làm cho độ bền nói chung, sức

chống cắt của đá nói riêng giảm đi rất nhiều.

Sự suy giảm này càng mạnh mẽ khi sét kết

tiếp xúc với nƣớc.

2. Sức chống cắt tại mặt lớp bị vỡ vụn là rất

nhỏ, đặc biệt khi tiếp xúc với nƣớc. Đây là

một trong những nguyên nhân chủ yếu dẫn

đến trƣợt dòng tại bờ trụ Nam.

3. Để nâng cao ổn định bờ mỏ đối với trƣợt

dòng ở mỏ than Na Dƣơng, cần có giải pháp

hạn chế quá trình phong hóa, hạn chế tiếp xúc

của nƣớc đối với đất đá ở bờ trụ Nam. Cụ thể,

chúng tôi kiến nghị giải pháp phủ thảm cỏ trên

mặt bờ mỏ kết hợp với hệ thống kênh, rãnh

thoát nƣớc mặt.


1. Đỗ Kiên Cƣờng, nnk. Báo cáo tổng kết

khoan thăm dò địa chất thủy văn - địa chất

công trình bờ trụ Nam vỉa 4 mỏ than Na

Dƣơng. Viện KHCN Mỏ, 2010

2. Đỗ Kiên Cƣờng, nnk. Nghiên cứu quá

trình trƣợt lở bờ trụ Nam mỏ than Na Dƣơng

do ảnh hƣởng của tác nhân phong hóa. Viện

KHCN Mỏ, 2009

3. Lê Xuân Thu, Nghiêm Hữu Hạnh. Báo

cáo kết quả nghiên cứu ổn định bờ mỏ khu

trung tâm mỏ than Na Dƣơng, Lạng Sơn. Viện

KHCN Mỏ, 1994

4. Debris flows. ww.ocean.washington.edu

5. Varnes D.J., Slope movement types and

processes. Chapter 2: Landslides-analysis and

control. National academy of sciences.

Washington, D.C. 1978

Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC


thÓ lÖ viÕt bµi ®¨ng t¹p chÝ ®Þa kü thuËt

T¹p chÝ §Þa kü thuËt ®îc xuÊt b¶n 3 th¸ng/kú, theo GiÊy phÐp ho¹t ®éng b¸o chÝ sè

1358/GPXB ngµy 17-6-1996 cña Bé V¨n hãa vµ Th«ng tin.

T«n chØ vµ môc ®Ých cña T¹p chÝ lµ: C«ng bè çc c«ng tr×nh nghiªn cøu khoa häc, c«ng

nghÖ, phæ biÕn, trao ®æi kiÕn thøc, tiÕn bé kü thuËt vµ kinh nghiÖm trong çc lÜnh vùc ®Þa

chÊt c«ng tr×nh, c¬ häc ®Êt - nÒn mãng, c¬ häc ®¸, ®Þa kü thuËt vµ m«i trêng, çc vÊn ®Ò

®Êt - níc - m«i trêng vµ con ngêi, gãp phÇn n©ng cao chÊt lîng çc c«ng tr×nh x©y

dùng h¹ tÇng c¬ së, ®¸p øng nhu cÇu c«ng nghiÖp hãa, hiÖn ®¹i hãa ®Êt níc.

Trong thêi gian qua T¹p chÝ ®· nhËn ®îc sù ®ãng gãp, ñng hé nhiÖt thµnh cña nhiÒu

®ång nghiÖp ®«ng ®¶o b¹n ®äc, çc tæ chøc, c¬ quan, ban ngµnh vÒ bµi viÕt, th«ng tin vµ

vËt chÊt … T¹p chÝ mong tiÕp tôc nhËn ®îc sù céng t¸c vµ ñng hé ®ã.

Bµi göi ®¨ng T¹p chÝ ®îc ®¸nh m¸y vi tÝnh theo font Unicode Times New Roman,

cì ch÷ 12, in trªn khæ A4 kÌm theo ®Üa mÒm hoÆc ®Üa CD. Bµi viÕt sö dông tiÕng ViÖt,

kÌm theo tãm t¾t néi dung b»ng tiÕng ViÖt vµ Anh (kh«ng qu¸ 200 tõ). C«ng thøc ®îc

viÕt theo Equation Editor vµ ®¸nh sè thø tù vÒ bªn ph¶i. §¬n vÞ tÝnh cña çc ®¹i

lîng vËt lý ph¶i sö dông ®¬n vÞ theo hÖ SI. DÊu thËp ph©n ph¶i dïng dÊu

ph¶y. Çc b¶n vÏ ph¶i theo ®óng quy ®Þnh vÏ kü thuËt, kÝch thíc kh«ng qu¸ 15 x 20cm.

Çc bµi cã b¶n ®å tõng vïng hoÆc c¶ níc cÇn vÏ theo mÉu chÝnh x¸c, ®óng theo quy çch

hiÖn hµnh; çc b¶n vÏ, biÓu b¶ng ph¶i ®îc ®¸nh sè thø tù. Dung lîng bµi b¸o kh«ng

vît qu¸ 8 trang kÓ c¶ h×nh ¶nh, biÓu b¶ng, tµi liÖu tham kh¶o.

Thø tù s¾p xÕp bµi b¸o:

- Tªn bµi b¸o (b»ng tiÕng ViÖt);

- Hä vµ tªn t¸c gi¶;

- §Þa chØ, Tel/Fax; Email;

- Tãm t¾t néi dung (b»ng tiÕng ViÖt);

- Tªn bµi b¸o vµ tãm t¾t néi dung b»ng tiÕng Anh;

- Néi dung bµi b¸o;

- Tµi liÖu tham kh¶o: ®îc ®¸nh m¸y liÒn víi bµi vµ ®îc ghi theo thø tù ABC. Çc tµi

liÖu tham kh¶o tr×nh bµy theo tr×nh tù: TiÕng ViÖt, tiÕng Anh, tiÕng Latinh, tiÕng Nga,

tiÕng Trung…, theo thø tù: Tªn t¸c gi¶, tªn tµi liÖu, nhµ xuÊt b¶n, n¨m xuÊt b¶n.

Ban Biªn tËp sÏ bè trÝ lÊy ý kiÕn ph¶n biÖn truíc khi ®¨ng. Bµi kh«ng ®îc ®¨ng

kh«ng tr¶ l¹i b¶n th¶o.

T¸c gi¶ bµi viÕt ph¶i chÞu tr¸ch nhiÖm vÒ çc th«ng tin cung cÊp vµ ®îc biÕu 02 cuèn

t¹p chÝ cã bµi ®¨ng.

‎ý kiÕn ®ãng gãp, bµi göi ®¨ng vµ ®Æt mua t¹p chÝ xin liªn hÖ theo ®Þa chØ sau:

ViÖn ®Þa kü thuËt

38 phè BÝch C©u, quËn §èng §a - Hµ Néi

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

[email protected]; Website: http//www.vgi-vn.com

Héi ®ång Biªn tËp Môc lôc · 2018-05-18 · Gi¸: 20.000 ® 2 §Þa kü ... công trình nhƣ là đệm cát, giếng cát, cọc cát, bấc thấm, cột xi măng - đất,

Documents