Upload
others
View
3
Download
0
Embed Size (px)
Citation preview
§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 C¸t 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 c¸c 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 c¸c 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 c¸c
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 c¸c 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 ®
§Þa kü thuËt sè 1-2012 2
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 3
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 4
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 5
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 6
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 7
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 8
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 9
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 10
MéT NGHI£N CøU VÒ sù LAN TRUYÒN CñA
CHÊT ¤ NHIÔM T¹I B·I CH¤N LÊP TRµNG C¸T
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 11
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.
§Þa kü thuËt sè 1-2012 12
- 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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 13
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 14
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 15
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 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
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 Lơp set day 1,0m 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 2.0M
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 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).
§Þa kü thuËt sè 1-2012 16
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
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 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
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
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 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
Total mass: 6.381E+4 (mg)
1.4
97
8e+
000
1.4
97
8e+
000
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 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
Total mass: 7.889E+4 (mg)
1.8
46
9e+
000 1.8
46
9e+
000
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 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
Total Mass: 7.885E+4 (mg)
1.8
27
4e+
000
1.8
27
4e+
000
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
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 17
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 18
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.
§Þa kü thuËt sè 1-2012 19
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 20
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,
§Þa kü thuËt sè 1-2012 21
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 22
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).
TÀI LIỆU THAM KHẢO
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 23
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
c¸c 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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 24
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 :
§Þa kü thuËt sè 1-2012 25
// 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)
§Þa kü thuËt sè 1-2012 26
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
TÀI LIỆU THAM KHẢO
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 27
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.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 28
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 )
§Þa kü thuËt sè 1-2012 29
STT Loại đất Địa điểm nghiên cứu Chiều sâu
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)
§Þa kü thuËt sè 1-2012 30
STT Loại đất Địa điểm nghiên cứu Chiều sâu
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.
§Þa kü thuËt sè 1-2012 31
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:
§Þa kü thuËt sè 1-2012 32
- 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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 33
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.
TÀI IỆU THAM KHẢO
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 34
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 35
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.
§Þa kü thuËt sè 1-2012 36
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.
§Þa kü thuËt sè 1-2012 37
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 38
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:
§Þa kü thuËt sè 1-2012 39
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 40
NGHI£N CøU C¸C 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.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ
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
Email: [email protected]
** Công ty CP Khoan và Dịch vụ kỹ thuật Mỏ
Số 6 Chùa N n, Láng Thư ng, Hà Nội
§Þa kü thuËt sè 1-2012 41
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)
§Þa kü thuËt sè 1-2012 42
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 43
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 44
Nghiªn cøu lùa chän dung dÞch khoan c¸c 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
Email: [email protected]
** Tập đoàn dầu khí Quốc gia Việt Nam
Số 18 Láng Hạ, Đống Đa, Hà Nội
§Þa kü thuËt sè 1-2012 45
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 46
(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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 47
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.
§Þa kü thuËt sè 1-2012 48
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 49
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;
§Þa kü thuËt sè 1-2012 50
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.
§Þa kü thuËt sè 1-2012 51
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.
§Þa kü thuËt sè 1-2012 52
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 53
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.
TÀI IỆU THAM KHẢO
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 54
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 55
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 56
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 57
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 58
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,
§Þa kü thuËt sè 1-2012 59
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.
TÀI IỆU THAM KHẢO
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
§Þa kü thuËt sè 1-2012 60
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 c¸c 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 c¸c lÜnh vùc ®Þa
chÊt c«ng tr×nh, c¬ häc ®Êt - nÒn mãng, c¬ häc ®¸, ®Þa kü thuËt vµ m«i trêng, c¸c vÊn ®Ò
®Êt - níc - m«i trêng vµ con ngêi, gãp phÇn n©ng cao chÊt lîng c¸c 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, c¸c 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 c¸c ®¹i
lîng vËt lý ph¶i sö dông ®¬n vÞ theo hÖ SI. DÊu thËp ph©n ph¶i dïng dÊu
ph¶y. C¸c b¶n vÏ ph¶i theo ®óng quy ®Þnh vÏ kü thuËt, kÝch thíc kh«ng qu¸ 15 x 20cm.
C¸c bµi cã b¶n ®å tõng vïng hoÆc c¶ níc cÇn vÏ theo mÉu chÝnh x¸c, ®óng theo quy c¸ch
hiÖn hµnh; c¸c 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. C¸c 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 c¸c 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