intTypePromotion=1

Dự đoán lún của nền đường đầu cầu trên đất yếu gia cố bằng cọc cát đầm chặt

Chia sẻ: _ _ | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:14

0
10
lượt xem
1
download

Dự đoán lún của nền đường đầu cầu trên đất yếu gia cố bằng cọc cát đầm chặt

Mô tả tài liệu
  Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Bài viết giới thiệu sơ lược các nội dung chính trong tiêu chuẩn quy hoạch và thiết kế đập chắn bùn đá. Các Tiêu chuẩn này sẽ là một tài liệu rất quan trọng phục vụ cho công tác phòng chống giảm thiểu các thiên tai lũ bùn đá đang đe dọa mạng sống và tài sản của cư dân sống tại các khu vực miền núi, đặc biệt là miền núi phía Bắc nơi hàng năm xảy ra hàng chục trận lũ bùn đá, sạt lở đất nghiêm trọng.

Chủ đề:
Lưu

Nội dung Text: Dự đoán lún của nền đường đầu cầu trên đất yếu gia cố bằng cọc cát đầm chặt

  1. DỰ ĐOÁN LÖN CỦA NỀN ĐƯỜNG ĐẦU CẦU TRÊN ĐẤT YẾU GIA CỐ BẰNG CỌC CÁT ĐẦM CHẶT NGÔ THỊ THANH HƢƠNG* Setlement prediction of the embankments at bridge ends on soft soil reinforced by sand compaction pile Abstract: The method of sand compaction pile (SCP) in soft soil treatment technique is classified as a method of increasing soil compaction. In Vietnam, SCP is applied to improve soft ground for embankments and embankments at Bridge ends... Currently, there are no technical standards of this technology on survey, design, construction and acceptance. This paper provides the results of comparison of predicting settlement of embankments at Bridge ends on soft soil which is reinforced with SCP of an actual work embankments at Bridge ends according to two methods. The first method is followed the bearing principle, and the second method is followed the bearing and vertical drainage principle (called Japanese method). The results of the settlement prediction by Japanese method is closed to the monitoring in the field with a difference of about + 4%. Kye word: Sand compaction pile method, soft soil embankments at Bridge ends. 1. HAI PHƢƠNG PHÁP TÍNH TOÁN e' =e0 -a s (1+e0 ) (1) NỀN ĐẤT YẾU XỬ LÝ BẰNG CỌC CÁT Trong đó: e0 : Hệ số rỗng của đất nền thiên ĐẦM CHẶT * nhiên trƣớc khi gia cố; Hiện có hai phƣơng pháp tính thƣờng đƣợc as: Tỷ lệ gia cố, đƣợc tính bằng tỷ lệ diện dùng trong tính toán thiết kế ở Việt Nam là tích cọc cát trên diện tích gia cố. phƣơng pháp theo nguyên tắc chịu lực và Bảng 1. Bảng tra ƣớc lƣợng giá trị thông số phƣơng pháp theo nguyên tắc chịu lực và thoát cƣờng độ chống cắt theo độ sệt và hệ số rỗng nƣớc thẳng đứng hay đƣợc gọi là phƣơng pháp của đất theo TCVN 9362:2012 theo Nhật Bản. Hai phƣơng pháp này sẽ đƣợc giới thiệu chi tiết hơn dƣới đây. 1.1. Phƣơng pháp tính theo nguyên tắc chịu lực Phƣơng pháp theo nguyên tắc chịu lực đƣợc tính toán dựa trên nguyên tắc là đất sau khi đƣợc gia cố bằng cọc cát đầm chặt có hệ số rỗng, độ ẩm của đất nền giảm đi, khối lƣợng thể tích tự nhiên, môđun biến dạng, lực dính đơn vị, góc nội ma sát tăng lên, vì vậy, tăng khả năng chịu lực và ổn định nền. Hệ số rỗng của đất sau khi bị nén chặt bởi Kiểm toán ổn định: Ổn định của nền đắp cọc cát: đƣợc xác định thông qua bài toán phân tích ổn * định trƣợt cung tròn với các chỉ tiêu cơ học là Khoa công trình, Trường đại học công nghệ GTVT Số 54 Phố Triều Khúc, Triều Khúc, Thanh Xuân, Hà Nội chỉ tiêu trung bình trọng số của cọc cát và của 78 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020
  2. đất yếu đã đƣợc nén chặt. Thông số cƣờng độ Diễn biến lún: Cọc cát đầm chặt ngoài tác chống cắt của đất sau khi bị nén chặt đƣợc xác dụng chính là làm chặt đất yếu thì thƣờng đƣợc định một cách ƣớc lƣợng bằng cách tra bảng theo coi là cũng có vai trò hỗ trợ khả năng thoát nƣớc tiêu chuẩn TCVN 9362-2012 dựa vào độ sệt và để đẩy nhanh tốc độ cố kết của nền, tức là tƣơng hệ số rỗng sau nén chặt của đất e‘(Bảng 1). tự nhƣ giếng cát. Đối với các phân tố đất nằm Dự đoán độ lún: Độ lún của đất nền đƣợc ngoài phạm vi xử lý thì đƣợc tính toán cố kết nhƣ xác định theo phƣơng pháp phân tầng công lún, thông thƣờng, còn đối với các phân tố đất nằm trong đó độ lún của phân tố đất đƣợc tính theo trong phạm vi xử lý thì sẽ đƣợc tính toán theo lý công thức sau: thuyết cố kết hai phƣơng (nƣớc thoát đi theo cả σ.h phƣơng đứng và phƣơng ngang). Trong trƣờng S (2) E' hợp cố kết hai phƣơng thì độ lún cố kết theo thời Mô đun trung bình của nền đất sau khi xử lý gian của nền đất đƣợc tính theo công thức: bằng cọc cát đƣợc tính theo nguyên tắc quy đổi St =Sc .U (4) nền tƣơng đƣơng nhƣ sau: Với độ cố kết tổng thể của nền đất U đƣợc E' =a s Ec +(1-a s )E nc (3) tính toán nhƣ sau: Trong đó: Ec: Mô đun biến dạng của cát; U=1-(1-Uv )(1-UH ) (5) as: Tỷ lệ gia cố, đƣợc tính bằng tỷ lệ diện tích Trong đó: cọc cát trên diện tích gia cố. UV - độ cố kết theo phƣơng thẳng đứng, Enc: Mô đun biến dạng của đất sau khi bị nén UH - độ cố kết theo phƣơng thẳng ngang. chặt. Mô đun biến dạng của đất sau khi bị nén 1.2. Phƣơng pháp tính theo Nhật Bản chặt đƣợc xác định một cách ƣớc lƣợng bằng Cường độ chống cắt của nền tổ hợp: Theo cách tra bảng theo tiêu chuẩn TCVN 9362-2012 Nakayama cƣờng độ chống cắt  của nền đất sét dựa vào độ sệt và hệ số rỗng sau nén chặt e‘ của yếu sau cải tạo bằng phƣơng pháp SCP đƣợc đất theo Bảng 2. xác định theo công thức sau: Bảng 2: Bảng tra ƣớc lƣợng giá trị mô đun      a s   z s   s z  tan s cos 2   (1  a s ) biến dạng theo độ sệt và hệ số rỗng của    (6) đất theo TCVN 9362:2012  c   c0  U tan c     Trong đó: + τ: Cƣờng độ kháng cắt của đất nền tổ hợp; + z: Ứng suất trung bình theo phƣơng đứng; + U: Độ cố kết của đất nền xung quanh SCP; + z: Độ sâu; + γs: Trọng lƣơng thể tích đơn vị của cát; + υs; υc: Góc nội ma sát của cọc cát và nền đất sét; + σ: Ứng suất theo phƣơng đứng lên nền tổ hợp; + σs; σc: Ứng suất theo phƣơng đứng lên cọc cát, đất sét + co: Lực dính đơn vị của đất sét; + θ: Góc tiếp tuyến của mặt trƣợt ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 79
  3. 1 β= (8) 1+  n-1 a s Khi as > 0,5 thì: β=1-a s (9) Theo tác giả Ichimato và Suematsu, hệ số tập trung ứng suất n có thể ƣớc tính dựa vào tỉ lệ gia cố và góc ma sát trong của cọc cát đầm chặt, n=1, 2 hoặc 3. Hình 1: Sơ đồ tính toán cường độ chống cắt 2. NGHIÊN CỨU DIỄN BIẾN LÖN của nền tổ hợp CỦA NỀN ĐẤT YẾU GIA CỐ BẰNG CỌC CÁT ĐẦM CHẶT Kiểm toán ổn định: Ổn định của nền đất sét 2.1. Giới thiệu sơ lƣợc đoạn tuyến yếu sau cải tạo theo phƣơng pháp SCP thông nghiên cứu thƣờng đƣợc đánh giá thông qua bài toán phân Gói thầu EX-6 thuộc Dự án Đƣờng ô tô cao tích ổn định trƣợt cung tròn, trong đó cƣờng độ tốc Hà Nội - Hải Phòng. Đây là dự án đƣờng ôtô chống cắt của nền tổ hợp đƣợc xác định theo cao tốc loại A với tốc độ thiết kế xe chạy là công thức (6). 120km/h. Mặt cắt ngang nền đƣờng rộng 33m Dự đoán độ lún: Theo quan điểm tính toán gồm 06 làn xe và bố trí 2 làn dừng khẩn cấp. của Nhật Bản thì tổng độ lún của nền tổ hợp Gói thầu này thuộc địa phận tỉnh Hải Dƣơng với đƣợc tính toán dự đoán trên cơ sở mức độ giảm điểm đầu Lý trình Km63+300 tại xã Tây Kỳ, lún khi đất nền đƣợc tăng cƣờng bởi hệ thống huyện Tứ Kỳ và điểm kết thúc ở Lý trình SCP và độ lún của nền đƣợc coi là đồng đều Km72+000 tại xã Vĩnh Lập, huyện Thanh Hà. nhau. Mô hình lún của nền tổ hợp đƣợc minh Địa hình, địa mạo: Tuyến đƣờng xây dựng họa nhƣ Hình 2. chủ yếu chạy qua các cánh đồng thuộc địa phận huyện Thanh Hà và huyện Tứ Kỳ tỉnh Hải Dƣơng, nhìn chung địa hình tƣơng đối bằng phẳng. Cao độ mặt địa hình thay đổi không nhiều. Bề mặt địa hình bị chia cắt bởi những ao hồ, mƣơng và các nhánh sông. Thành tạo nên bề mặt địa hình là những trầm tích: sét, sét pha cát, cát pha sét và cát. Cao độ mặt địa hình thay đổi Hình 2: Mô hình tính lún của nền cải tạo trong khoảng +0,5m đến +2,0m. Đặc điểm địa chất: Trong khu vực cầu Thái Nền đất sau khi xử lý sẽ giảm độ lún so với Bình (mã B05) đã tiến hành khoan 4 hố với tổng nền tự nhiên. Tổng độ lún của nền sau khi cải chiều sâu là 337m. Căn cứ kết quả khoan khảo tạo có thể đƣợc xác định qua biểu thức tổng sát ngoài hiện trƣờng, kết quả thí nghiệm mẫu quát nhƣ sau: trong phòng và tham khảo tài liệu địa chất công S =β.Sc (7) trình khu vực, tài liệu khảo sát giai đoạn TKKT, Trong đó: + S: Tổng độ lún của nền tổ hợp; theo thứ tự từ trên xuống dƣới địa tầng khu vực + Sc: Độ lún của nền tự nhiên không gia cố Cầu Thái Bình gồm các lớp đất sau: Lớp 1: Đất + β: Hệ số giảm lún đƣợc xác định phụ thuộc đắp và đất trồng trọt sét, sét pha, chiều dày tỷ lệ gia cố as nhƣ sau: trung bình 1,9m; Lớp 2: Sét béo, sét gầy lẫn cát, Khi as < 0,5 thì: sét gầy chứa cát, bụi, bụi dẻo đôi chỗ lẫn hữu cơ 80 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020
  4. vỏ sò màu xám xanh xám đen, trạng thái chảy Công tác quan trắc: Hệ thống quan trắc tại đến dẻo (CL, CH, ML, MH), chiều dày trung đoạn tuyến đƣợc giới thiệu trên Hình 4. Tại mỗi bình 33,5m. Lớp 4: Sét gầy, sét gầy đôi chỗ mặt cắt quan trắc bố trí các thiết bị quan trắc chứa bụi, bụi dẻo, màu xám xanh xám đen xám gồm: Ba bàn quan trắc lún, đặt tại tim đƣờng và nâu trạng thái dẻo mềm (CL, MH), chiều dày hai vai đƣờng; Ba thiết bị đo áp lực nƣớc lỗ rỗng trung bình 5,4m; Lớp 5: Cát sét, cát cấp phối lắp đặt tại khu vực tim đƣờng ở ba độ sâu khác xấu lẫn bụi, màu xám nâu, xám vàng kết cấu nhau; Hai thiết bị đo nghiêng Inclinometer tại chặt vừa (SC, SP), chiều dày trung bình 22,4m; khu vực hai chân taluy; Các cọc mốc đo chuyển Lớp 6: Cát cấp phối kém lẫn sạn sỏi, kết cấu vị ngang, mỗi bên taluy 4 cọc, bố trí cách đều chặt vừa đến chặt (SP), chiều dày trung bình nhau 4m, cọc đầu tiên cách chân taluy 2m. 12,5m, giá trị SPT trung bình N30 = 61. Lớp 7: Sét lẫn cát hạt mịn và ít hữu cơ màu nâu xám trạng thái dẻo mềm (CL, CH), chiều dày trung bình 7,4m; Thấu kính (TK3): Sét gầy màu xám xanh, xám vàng trạng thái cứng (CL), chiều dày trung bình 2,7m. Lớp thấu kính này nằm trong lớp 8 là lớp sạn sỏi cấp phối tốt, giá trị SPT trung bình N30 = 60; Lớp 8: Cát sạn sỏi mầu nâu xám, xám sáng cấp phối trung bình đến tốt, kết Hình 4: Sơ đồ bố trí hệ thống quan trắc cấu rất chặt (GW, SP, SP-SM), chiều dày chƣa xác định, giá trị SPT trung bình N30 = 83. 2.2. Tính toán lún cố kết Giải pháp xử lý nền: Đoạn tuyến nghiên cứu Ứng suất do tải trọng của khối đắp: Công đƣợc xử lý bằng cọc cát đầm chặt đƣờng kính thức chung để tính gia tăng ứng suất thẳng đứng 0,7m, cọc bố trí dạng lƣới ô vuông, khoảng cách do tải trọng khối đắp: tim cọc là 2,1m, chiều dài cọc dao động từ 30- Δσ z =I q .γ f .h (10) 32m. Riêng đối với mặt cắt quan trắc Trong đó: z: Gia tăng ứng suất thẳng đứng Km65+450 thì chiều sâu xử lý là 32m. tại độ sâu z gây ra do tải trọng đắp (kN/m2); Quá trình thi công: Quá trình thi công diễn h: Chiều cao đất đắp, có tính cả phần đắp bù ra trong 811 ngày, quá trình đắp có thể đƣợc lún (m); đơn giản hóa thành 4 giai đoạn với giả thiết là f: Dung trọng của vật liệu đất đắp nền đƣờng trong mỗi giai đoạn thi công đắp nền thì chiều (kN/m3); cao khối đắp tăng tuyến tính nhƣ biểu diễn trên Iq: Hệ số gia tăng ứng suất tra theo toán đồ Hình 3. Osterberg. Do công tác đắp nền đƣợc tiến hành theo nhiều giai đoạn, thông thƣờng nền đất chƣa cố kết hoàn toàn trƣớc khi tiến hành đắp giai đoạn tiếp theo, do đó gia tăng ứng suất cho mỗi giai đoạn đƣợc tính nhƣ sau: - Đối với giai đoạn 1: Δσ z1 =I q1.γ f .h1 (11) Trong đó: z1: Gia tăng ứng suất thẳng đứng tại độ sâu z gây ra do tải trọng đắp trong Hình 3: Biểu đồ tiến trình đắp nền giai đoạn 1 (kN/m2); ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 81
  5. h1: Chiều cao đất đắp giai đoạn 1(m); Tính toán theo phương pháp nguyên tắc Iq1: Hệ số gia tăng ứng suất tƣơng ứng với chịu lực chiều cao đắp h1. Áp dụng phƣơng pháp tính này, kết quả độ - Ứng suất có hiệu ở cuối giai đoạn 1: lún cố kết theo thời gian là 62,5cm. σ' z1 =σ' z0 +U1σz1 =σ'z0  U1  Iq1.γf .h1  (12) Tính toán theo phương pháp Nhật Bản Trong đó: ‘z0: Ứng suất có hiệu tại độ sâu z Áp dụng phƣơng pháp tính này, kết quả độ ở trạng thái ban đầu (ứng suất do trọng lƣợng lún cố kết theo thời gian là 181 cm. Độ lún này bản thân (kN/m2). chênh lệch rất nhiều so với phƣơng pháp tính U1: Độ cố kết của phân tố đất ở cuối giai theo nguyên tắc chịu lực đã nêu ở trên (lớn gần đoạn 1, nếu phân tố đất nằm trong phạm vi xử 3 lần). lý cọc cát độ cố kết đƣợc tính theo cố kết hai Diễn biến của lún cố kết phƣơng, nếu phân tố đất nằm ngoài phạm vi Quá trình đắp nền kết hợp với quan trắc kéo xử lý cọc cát độ cố kết đƣợc tính theo cố kết dài tới 811 ngày, đặc biệt là trong giai đoạn 2 một phƣơng. (đắp từ cao độ +1.00m đến cao độ +5.64m) - Đối với giai đoạn 2: gia tăng ứng suất sẽ đƣợc tiến hành trong 144 ngày. Khi quá trình gồm phần gia tăng ứng suất ở giai đoạn 1 chƣa đắp diễn ra kéo dài thì tính lún trong giai đoạn cố kết hết và gia tăng ứng suất do gia tăng chiều với tải trọng là một giá trị cố định sẽ dẫn đến cao đắp. kết quả sai lệch so với thực tế. Do đó cần thiết Δσz2 = 1-U1  Δσz1 +  Iq2 .h2 -Iq1.h1  .γf phải chia thành nhiều giai đoạn nhỏ để tính. Δσz2 = 1-U1  .Iq1.γf .h1 +  Iq2 .h 2 -Iq1.h1 .γ f (13) Toàn bộ quá trình đắp nền đƣợc chia thành 34 giai đoạn với mỗi giai đoạn thƣờng kéo dài Trong đó: khoảng 30 ngày. z2: Gia tăng ứng suất thẳng đứng tại độ sâu Do có nhiều giai đoạn tính toán nên dƣới đây z gây ra do tải trọng đắp trong giai đoạn 2 tác giả chỉ giới thiệu đại diện kết quả tính toán (kN/m2). lún tại 3 giai đoạn đầu tiên là 30, 60 và 68 ngày h2: Chiều cao đất đắp giai đoạn 1. (68 ngày là thời gian kết thúc quá trình đắp giai Iq2: Hệ số gia tăng ứng suất tƣơng ứng với đoạn 1). Giai đoạn 1 (0-30 ngày): độ lún tính chiều cao đắp h2. theo phƣơng pháp Nhật Bản là 8,7cm; theo - Ứng suất có hiệu ở cuối giai đoạn 2: phƣơng pháp nguyên tắc chịu lực là 2,8cm; Giai σ' z2 =σ' z1 +U2 .Δσz2 =σ'z1 +U2 . 1-U1  Δσz1 +  Iq2 .h2 -Iq1.h1  .γf  (14) đoạn 2 (30-60 ngày): độ lún tính theo phƣơng Δσz2 =σ z1 +U2 . 1-U1  Δσz1 +  Iq2 .h2 -Iq1.h1  .γf  '   pháp Nhật Bản là 9,2cm; theo phƣơng pháp Trong đó: U2: Độ cố kết của phân tố đất ở nguyên tắc chịu lực là 2,8cm; Giai đoạn 3 (60- cuối giai đoạn 2. 68 ngày): độ lún tính theo phƣơng pháp Nhật Thực hiện tính toán gia tăng ứng suất và ứng Bản là 2,8cm; theo phƣơng pháp nguyên tắc suất ở cuối các giai đoạn tiếp theo tƣơng tự nhƣ chịu lực là 0. đối với giai đoạn 2. 2.3. So sánh với kết quả quan trắc Độ lớn của lún cố kết theo thời gian Để so sánh kết quả tính toán bởi hai phƣơng t = 811 ngày pháp, đồng thời đối chiếu với số liệu quan trắc Áp dụng công thức (2), (4), (7) tính toán hiện trƣờng, diễn biến lún tính toán bởi hai độ lún cố kết sơ cấp, độ lún theo thời theo phƣơng pháp và diễn biến lún thực tế đƣợc biểu hai phƣơng pháp chịu lực và phƣơng pháp diễn đồng thời lên cùng một đồ thị độ lún theo Nhật Bản. thời gian trên Hình 5. 82 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020
  6. chặt rõ ràng là khả năng thoát nƣớc sẽ kém hơn so với giếng cát do hệ sỗ rỗng nhỏ hơn. 3. KẾT LUẬN Trong nghiên cứu này đã tiến hành tính toán lún cố kết theo hai phƣơng pháp phổ biến hiện nay, so sánh kết quả cho thấy đối với mặt cắt nghiên cứu, độ lún dự đoán theo phƣơng pháp tính của Nhật Bản lớn hơn nhiều (khoảng 3 lần) so với độ lún dự đoán theo phƣơng pháp theo Hình 5: So sánh kết quả tính toán với nguyên tắc chịu lực. Đối chiếu với kết quả quan trắc thì độ lún dự đoán theo phƣơng pháp tính số liệu quan trắc của Nhật Bản rất sát với độ lún thực tế ghi nhận Trên Hình 5, ta có thể nhận thấy rõ ràng rằng ở hiện trƣờng với sai lệch chỉ là +4%. phƣơng pháp tính theo Nhật Bản cho giá trị sát với thực tế hơn so với tính theo phƣơng pháp TÀI LIỆU THAM KHẢO theo nguyên tắc chịu lực. Về độ lớn lún cố kết , [1] Nguyễn Quang Khoát (2018), Nghiên phƣơng pháp tính theo quy trình Nhật Bản cho cứu so sánh kết quả dự báo lún của nền đường độ lún là 181cm, sai số là +4.0%. Trong khi đó tính theo phƣơng pháp nguyên tắc chịu lực cho trên đất yếu gia cố bằng cọc cát đầm theo các phương pháp khác nhau, luận văn cao học, ĐH giá trị độ lún là 62,5cm, sai số lên tới -64.1%. Công nghệ GTVT. Về khía cạnh diễn biến của lún, có thể nhận thấy rằng tốc độ lún tính toán cao hơn so với [2] Hồ sơ công trình Cầu Thái Bình thuộc Gói thầu EX-6 thuộc Dự án Đƣờng ô tô cao tốc thực tế. Điều này có thể lý giải rằng trong các Hà Nội - Hải Phòng tính toán này khả năng thoát nƣớc của nền gia cố bằng cọc cát đầm chặt đƣợc coi là giống với [3] Technical standards and commentaries for port and harbour facilities in Japan, 2009. nền đƣợc xử lý bằng giếng cát. Điều này chƣa [4] J. Atkinson(1993). The Mechanics of hợp lý vì với cọc cát đầm chặt thì tỷ lệ diện tích thay thế cao hơn so với giếng cát, do đó nền đất Soils and Foundations. McGraw, Hill Cook Company yếu sẽ bị xáo động nhiều hơn và khả năng thoát nƣớc sẽ giảm đi. Ngoài ra cát trong cọc cát đầm Người phản biện: PGS,TS. ĐỖ NHƢ TRÁNG ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 83
  7. GIỚI THIỆU TIÊU CHUẨN CHUYỂN ĐỔI TỪ TIÊU CHUẨN NHẬT BẢN: QUY HOẠCH VÀ THIẾT KẾ CÔNG TRÌNH PHÕNG CHỐNG LŨ BÙN ĐÁ VŨ BÁ THAO* Introduction of the Japan standards - Planning and Designing Disaster Prevention and Mitigation Facilities for Debris Flow Abstract: Vietnam is particularly vulnerable to natural disasters due to its harsh climate and mountainous topography with a high amount of precipitation. It has suffered from countless sediment disasters including landslides, slopefailure, and debris flow. The damage causing flash flood/debris flow in mountainous areas is increasing in frequency and intensity. In light of recent disasters, it is urgent to against respond and prevent such disasters by applying possible solutions towards social safety and sustainable development, especially construction solutions. However, the application of construction solutions faces obstacles such as lack of standards for investigation, survey, design, construction, and acceptance. This paper introduces the main contents of the standards of Planning and Designing Disaster Prevention and Mitigation Facilities for Debris Flow, which was adaptated from a relevant standard of Japan. The Ministry of Agriculture and Rural Development has authorized these standards to be piloted and eventually established into the Vietnam Standard. Key words: Sediment disaster; Construction countermeasures; Debris flow; SABO dam. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ * 75.000 ha lúa và hoa màu bị ngập, hàng trăm ha Việt Nam đƣợc xem là một trong những nƣớc đất canh tác bị vùi lấp. Nhiều công trình giao chịu ảnh hƣởng lớn nhất bởi thiên tai do hiện thông, thuỷ lợi, dân sinh kinh tế bị hƣ hỏng nặng tƣợng khí hậu cực đoan trong hai thập kỷ gần đây nề và thiệt hại kinh tế ƣớc tính hàng nghìn tỷ (IPCC, 2014). Hàng năm thiên tai cƣớp đi mạng đồng. Trong bối cảnh biến đổi khí hậu, thiên tai sống khoảng gần 500 ngƣời, gây thiệt hại khoảng liên quan đến lũ bùn đá có xu hƣớng gia tăng và 1.5 tỷ USD tƣơng đƣơng 1.5 % GDP (United cực đoan, không theo quy luật và khó lƣờng. Nation, 2016). Theo số liệu thống kê của Tổng Cùng với đó, sự phát triển nhanh chóng và thiếu cục Phòng, Chống thiên tai, từ năm 2000 đến năm bền vững về dân sinh, kinh tế và cơ sở hạ tầng làm 2015 đã xảy ra hơn 250 trận thiên tai liên quan suy thoái về môi trƣờng và lớp thảm phủ thực vật, đến lũ bùn đá làm chết và mất tích 779 ngƣời, bị càng làm tăng thêm rủi ro thiên tai. thƣơng 426 ngƣời, hơn 9,700 căn nhà bị đổ trôi, Trƣớc tình hình đó, chính phủ Việt Nam đã hơn 100,000 căn nhà bị ngập, hƣ hại nặng, hơn rất quyết liệt trong việc triển khai các giải pháp phòng, chống và giảm thiểu loại hình thiên tai * Phòng Nghiên cứu Địa k thuật, Viện Thủy Công, Viện này. Cụ thể là Chính phủ đã sửa đổi bổ sung Khoa học Thủy lợi Việt Nam Số 3 - Ngõ 95 Chùa Bộc - Đống Đa - Hà Nội Luật Phòng chống thiên tai năm 2013; ban hành Email: vubathao@gmail.com các văn bản trong công tác phòng chống lũ quét, 84 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020
  8. lũ bùn đá nhƣ: Nghị quyết 76/NQ-CP của Chính vùng cơ bản là khu vực lũ bùn đá và khu vực phủ ngày 18/6/2018 và Chỉ thị số 19/CT-TTg nón phóng vật. Ranh giới giữa hai phần phải ngày 13/7/2018 về công tác phòng tránh lũ ống, là điểm mà tại đó độ dốc dọc lòng suối không lũ quét, sạt lở đất; Trong đó đề nghị các cơ quan lớn hơn 2 độ. Khu vực lũ bùn đá lại đƣợc chia trung ƣơng và địa phƣơng lên các phƣơng án nhỏ thành 3 tiểu khu vực là: khu vực phát công trình, phi công trình nhằm phòng tránh, sinh, khu vực vận chuyển và khu vực lắng giảm nhẹ tác động rủi ro do lũ quét, sạt lở đất đọng (khu vực trầm tích); các khu vực này đều gây ra, đảm bảo sự phát triển bền vững đối với phân chia dựa vào độ dốc lòng dẫn và mỗi tiểu khu vực miền núi và trung du. khu vực có sự chồng lấn nhất định, nhƣ thể Để thực hiện đƣợc các dự án trên, việc xây hiện trên Hình 1. dựng các tài liệu hƣớng dẫn, tiêu chuẩn về điều Việc phân chia này đã đƣợc các nhà nghiên tra, khảo sát, thiết kế, thi công và nghiệm thu cứu và quản lý thiên tai trầm tích Nhật Bản nghiên công trình phòng chống lũ bùn đá là rất cấp cứu, tổng kết và đƣa vào quy định trong Tiêu thiết. Năm 2019, Tiêu chuẩn quy hoạch và Tiêu chuẩn thiết kế công trình phòng chống lũ bùn đá. chuẩn thiết kế công trình phòng chống lũ bùn đá của Nhật Bản (NLIM, 2016) đã đƣợc Viện Thủy công, Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam chuyển dịch và đƣợc Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông thôn ban hành Quyết định áp dụng thử nghiệm từ năm 2019 đến năm 2024 (QĐ 1261/QĐ-BNN-PCTT 18/4/2019). Bài báo này giới thiệu các nội dung chính của tiêu chuẩn quy hoạch và thiết kế giải pháp công trình phòng chống lũ bùn đá. 2. CÁC NỘI DUNG TÍNH TOÁN THIẾT KẾ CÁC THÔNG SỐ CHÍNH DÕNG LŨ BÙN ĐÁ VÀ ĐẬP CHẮN BÙN ĐÁ Hình 1. Hình thái vận chuyển trầm tích Tiêu chuẩn quy hoạch công trình phòng theo độ dốc lưu vực chống bùn đá quy định một số nguyên tắc ứng phó với lũ bùn đá, gỗ trôi và những điều kiện 2.2. Thiết kế cơ sở kiểm soát lũ bùn đá và mà một kế hoạch xây dựng phải đáp ứng đƣợc. gỗ trôi Tiêu chuẩn này đƣợc xây dựng nhằm đảm bảo Các thông số thiết kế cơ sở hạ tầng phòng, việc thực hiện các nguyên tắc xây dựng quy chống thiên tai lũ bùn đá/gỗ trôi đƣợc tính toán hoạch cũng nhƣ bố trí các công trình đập ngăn theo công thức (1): bùn đá, gỗ trôi cũng nhƣ nạo vét trong quá trình V -W -(X +Y +Z) = 0 (1) vận hành công trình. trong đó: V: Tổng lƣợng bùn đá, gỗ trôi dự 2.1. Phƣơng thức dịch chuyển trầm tích kiến chảy trên lƣu vực, (m3 ); W: Tổng lƣợng Hình 1 cho thấy sự phân vùng cơ bản hình bùn đá, gỗ trôi cho phép chảy dự kiến (thƣờng thái vận động của dòng lũ bùn đá thay đổi bằng không), (m3 ); X: Tổng lƣợng bùn đá, gỗ theo độ dốc lƣu vực. Quy hoạch về kiểm soát trôi thu dự kiến, (m3 ); Y: Tổng lƣợng bùn đá, xói mòn và bồi lắng trầm tích phải dựa trên gỗ trôi lắng dự kiến, (m3 ); Z: Tổng lƣợng bùn các phƣơng thức vận chuyển trầm tích. Toàn đá, gỗ trôi phòng ngừa phát sinh dự kiến (nếu bộ dòng chảy lũ bùn đá chia thành 2 phân có), (m3 ). V, W, X, Y và Z, thứ tự đại diện ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 85
  9. cho một tổng lƣợng dòng chảy bùn đá và gỗ trôi, đƣợc thể hiện trong các biểu thức (2) - (6) sau: V = Vd +VW (2) W = Wd +WW (3) X = Xd +XW (4) Hình 3. Tính toán thiết kế lượng trầm tích Y = Yd +YW (5) cho đập kín Z = Zd +ZW (6) trong đó: Vd: Lƣợng bùn đá dự kiến chảy trên lƣu vực, (m3); Vw: Lƣợng gỗ trôi dự kiến, (m3 ); Wd: Lƣợng bùn đá cho phép dự kiến, (m3 ); Ww: Lƣợng gỗ trôi cho phép dự kiến, (m3 ); Xd: Lƣợng bùn đá thu dự kiến, (m3); Xw: Lƣợng gỗ trôi thu dự kiến, (m3); Yd: Lƣợng bùn đá lắng dự kiến, (m3); Yw: Lƣợng gỗ trôi Hình 4. Tính toán thiết kế lượng trầm tích lắng dự kiến, (m3 ); Zd: Lƣợng bùn đá ngăn cho đập nửa hở ngừa phát sinh dự kiến (nếu có; m3); Zw: Lƣợng gỗ trôi ngăn ngừa phát sinh dự kiến 2.3. Lƣu lƣợng lớn nhất và độ sâu dòng lũ (nếu có; m3 ). bùn đá Để xác định đƣợc lƣợng thu và lắng dự kiến, Lƣu lƣợng lũ lớn nhất (lƣu lƣợng đỉnh lũ) các giá trị X, Y và Z cần đƣợc ƣớc tính theo đƣợc tính toán theo công thức (7) dựa trên công thức (4), (5) và (6). Hình 2, Hình 3 và lƣợng bùn đá chảy về từ thƣợng nguồn. Hình 4 phác họa dung tích của X, Y và Z. Độ (7) dốc mặt phân cách dung tích thu và lắng dự kiến lấy bằng ½ độ dốc lòng dẫn tự nhiên. Độ dốc trong đó: Qsp là lƣu lƣợng đỉnh dòng bùn đá 3 (m ); Vdqp là lƣợng trầm tích bao gồm cả lỗ rỗng thu dự kiến lấy bằng 2/3 độ dốc lòng dẫn tự trong một đợt lũ (m3); Cd là hệ số mật độ dòng nhiên. Những giá trí này đƣợc đánh giá dựa trên bùn đá; C* là hệ số mật độ thể tích cho dòng kết quả khảo sát thực địa và các ghi chép từ các trầm tích vùng núi, lấy bằng 0.6. thảm họa trong quá khứ. Ngoài ra, kế hoạch và thực hiện thanh thải bùn đá/gỗ trôi cần đƣợc hoạch định chi tiết. Hình 2. Tính toán thiết kế lượng trầm tích cho đập hở Hình 5. Phác họa lưu vực có lũ bùn đá 86 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020
  10. rất khó để xác định nếu hai hoặc nhiều đợt lũ cùng xẩy ra cùng một lúc. Vì thế trong tính toán này, giả định chỉ có một đợt lũ xẩy ra ảnh hƣởng đến đỉnh lũ. Hình phác họa sơ đồ lƣu vực lũ từ xa nhất của lƣu vực là các sƣờn núi (lƣu vực con số 0) tới điểm cửa ra (điểm tròn), nơi Qsp thì đƣợc tính toán. Bƣớc tiếp theo, lƣợng trầm tích bị xói trôi và lƣợng trầm tích có thể vận chuyển của từng điểm giao của các nhánh suối đƣợc xác định. Giá trị nhỏ trong hai giá trị này chính là ―lƣợng Hình 6. Mặt cắt ngang lòng dẫn trầm tích chảy ra ƣớc tính‖ cho điểm tính toán. Cuối cùng, giá trị lớn nhất trong các giá trị Hình 6 phác họa mặt cắt ngang lòng dẫn tại ―lƣợng trầm tích chảy ra ƣớc tính‖ chính là Vdqp. vị trí tính toán đỉnh lũ. Tiết diện mặt cắt đƣợc 3. CÁC NỘI DUNG CHÍNH TRONG xác định thông qua khảo sát hiện trƣờng. Vận THIẾT KẾ ĐẬP CHẮN BÙN ĐÁ tốc trung bình (U) và độ sâu dòng bùn đá (Dd) Tiêu chuẩn thiết kế kỹ thuật đập chắn bùn đá tƣơng ứng với lƣu lƣợng đỉnh (Qsp) đƣợc tính quy định các yêu cầu kỹ thuật trong thiết kế công theo công thức (8) – (10). trình kiểm soát lũ bùn đá và gỗ trôi (đập ngăn bùn đá, gỗ trôi) nhằm đảm bảo tính năng và sự an toàn cần thiết dựa trên kế hoạch tổng thể các công trình phòng chống lũ bùn đá và gỗ trôi. 3.1. Độ mở của đập hở và đập nửa hở trong đó: Dr là chu vi ƣớc dòng bùn đá, giá Hình 7 và Bảng 1 thể hiện các thông số trị này lấy bằng giá trị Dd (m); θ là gradient lòng chính ảnh hƣởng lựa chọn kích thƣớc tối ƣu dẫn; Kn hệ số nhám lòng dẫn; Ad là tiết diện cho dạng đập hở [9]. Về nguyên tác, độ mở ngang dòng bùn đá (m2); và Bda là bề rộng mặt của cửa nên rộng nhất có thể và bằng lòng độ thoáng dòng bùn đá (m). rộng của thung lũng/ suối. Vì vậy chức năng Vdpq đƣợc tính dựa trên mặt cắt ƣớt nơi lũ đi của đập dạng hở đƣợc khai thác triệt để và qua. Công thức (7) đƣợc thành lập dựa trên kết không lƣu nƣớc lại phía sau đập trƣớc khi trận quả ghi chép lại các trận lũ trong quá khứ. lũ bùn đá xẩy ra. Trƣớc tiên cần xác định Vdqp, hiện tại, giá trị này Bảng 1. Độ mở của đập Chức năng Độ rộng lƣới Độ cao lƣới Chiều cao phần hở ở mắt lƣới thấp nhất Thu giữ bùn đá D95 x 1.0*1 D95 x 1.0*1 Thấp hơn cao trình dòng lũ bùn đá *2 *1 Bề rộng mắt lưới có thể lấy bằng 1.5 lần D95 (đường kính hạt lớn nhất của 95 % bùn đá) *2 Chiều cao mắt lưới thấp nhất có thể lấy bằng 1.5 lần D95. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 87
  11. tác dụng lên đập nhƣ đƣợc thể hiện ở Bảng 2 và Hình 8 đối với đập dạng hở và Bảng 3 và Hình9 đối đập dạng nửa hở. Tuy nhiên, đối với đỉnh đập và đƣờng tràn cần thiết kế đảm bảo ổn định trƣớc lực tác dụng của các viên đá to bằng hai lần hoặc hơn kích thƣớc viên đá lớn nhất D95. Các kết cấu của bộ phận hở cần đƣợc thiết kế đảm bảo ổn định trƣớc các ngoại lực liệt kê ở Bảng 4 Ngoài ra, thậm chí các Hình 7. Cửa xả đập dạng hở mắt lƣới bị phá hoai, ổn định tổng thể công trình vẫn đảm bảo. Ngoài các thanh chịu lực, Bảng 2. Tổ hợp ngoại lực chƣa bao gồm cần bố trí thêm các thanh cấu tạo có thể sử trọng lƣợng bản thân cho dạng đập hở dụng vật liệu nhƣa. Các thanh này giúp tăng khả năng thu giữ bùn đá. Bình Dòng bùn đá Lũ thƣờng Đập thấp Áp lực trầm tích hơn 15 m Lực dòng bùn đá Đập cao 15 Áp lực trầm tích m hoặc Lực dòng hơn bùn đá Hình 8. Vị trí tác dụng của ngoại lực 3.2. Mặt cắt ngang phần hở của đập hở và cho đập hở nửa hở Đập chắn bùn đá làm việc hiệu quả nhất nếu tỉ lệ giữa chiều cao hoặc chiều rộng cửa xả và kích thƣớc viên đá lớn nhất của dòng lũ nhỏ hơn hai [9]. Thực tế, việc xác định kích thƣớc viên đá lớn nhất gặp nhiều khó khăn. Vì thế, kích thƣớc độ mở mắt lƣới đƣợc xác định bằng nửa đƣờng kính D95 nêu ở Bảng 1. Về nguyên tắc, mặc dù độ mở của các mắt lƣới nhƣ trình bày ở Bảng 1 đảm bảo thu giữ bùn đá và ngăn chặn chảy xuống hạ du, độ mở có thể thay đổi trong một số điều kiện đặc biệt nhằm đáp ứng với nhu cầu thực tế từng lƣu vực. 3.3. Thiết kế mặt cắt tràn cho đập hở và Hình 9. Vị trí tác dụng của ngoại lực cho đập nửa hở dạng nửa hở thấp hơn 15 m. Hình trên là Độ mở của đập đƣợc thiết kế đảm bảo ổn trường hợp có dòng bùn đá và hình dưới là định khi các ngoại lực và trọng lƣợng bản thân trường hợp có lũ. 88 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020
  12. Bảng 3. Tổ hợp ngoại lực không bao gồm trọng lƣợng bản thân của dạng đập hở Bình thƣờng Dòng bùn đá Lũ Đập thấp Áp lực thủy tĩnh Áp lực thủy tĩnh hơn 15 m Áp lực trầm tích Áp lực dòng bùn đá Đập cao 15 Áp lực thủy tĩnh Áp lực thủy tĩnh Áp lực thủy tĩnh m hoặc hơn Áp lực trầm tích Áp lực trầm tích Áp lực trầm tích Lực đẩy nổi Lực đẩy nổi Lực đẩy nổi Lực quán tính động đất Áp lực nƣớc động Áp lực nƣớc động Bảng 4. Tổ hợp ngoại lực cho tính toán kết cấu. Trƣờng hợp Dòng bùn đá Đầy trầm tích Thay đổi nhiệt độ Trong lƣợng bản thân O O O Lực dòng bùn đá O Áp lực trầm tích O O O Ứng suất nhiệt O Hệ số ứng suất mở rộng 1.5 1.0 1.15 Bảng 5. Tổ hợp ngoại lực không bao gồm trọng lƣợng bản thân cho dạng đập hở Bình thƣờng Dòng bùn đá Lũ Đập thấp hơn 15 m Áp lực thủy tĩnh Áp lực trầm tích Lực dòng bùn đá Đập cao 15 m hoặc Áp lực trầm tích hơn Áp lực dòng bùn đá 3.4. Thiết kế mặt cắt vai đập dạng kín, hở kín và nửa hở các ngoại lực lấy giống ngoại lực và nửa hở tính toán cho phần tràn của đập kín. Hình 10 là Phần không cho chảy qua (non-overflow) ví dụ hƣớng dẫn xác định ngoại lực cho đập đƣợc thiết kế đảm bảo ổn định trƣớc tác dụng thấp hơn 15 m. Phần cánh đƣợc thiết kế đảm của trọng lƣợng bản thân và các ngoại lực nhƣ bảo ổn định khi có lực tác dụng của trọng lƣợng liệt kê ở Bảng 5 đối với đập hở; và đối với đập bản thân, lực dòng bùn đá, và giá trị lớn hơn của ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 89
  13. lực ảnh hƣởng do đá và gỗ trôi. Các thông số KẾT LUẬN thiết kế nhƣ sau:  Bài báo giới thiệu sơ lƣợc các nội dung 1) Cánh đập đƣợc thiết kế thẳng đứng về chính trong tiêu chuẩn quy hoạch và thiết kế đập phía thƣợng lƣu. chắn bùn đá. Các Tiêu chuẩn này sẽ là một tài 2) Cánh đập về phía hạ lƣu nên đƣợc thiết kế liệu rất quan trọng phục vụ cho công tác phòng thẳng góc hoặc có góc nghiên tƣơng xứng góc chống giảm thiểu các thiên tai lũ bùn đá đang đe nghiên mái thân đập hạ lƣu. dọa mạng sống và tài sản của cƣ dân sống tại 3) Nếu góc nghiên cánh đập về phía hạ lƣu các khu vực miền núi, đặc biệt là miền núi phía tƣơng xứng góc nghiên thân đập thì bề rộng Bắc nơi hàng năm xảy ra hàng chục trận lũ bùn đỉnh đập tại cao trình cánh có độ rộng tối đá, sạt lở đất nghiêm trọng. thiểu 1.5 m.  Để có thể áp dụng Tiêu chuẩn quy hoạch 4) Hệ số an toàn chống cắt không bé hơn bốn và thiết kế đập chắn bùn đá của Nhật Bản phù để đảm bảo an toàn trƣớc ngoại lực tại vị trí tiếp hợp và có hiệu quả tại Việt Nam, cần thiết có giáp giữa cánh và thân đập. các nghiên cứu chuyên sâu về điều tra, khảo sát Sau đó, ứng suất trong thân đập đƣợc tính phân loại lũ bùn đá tại nƣớc ta và so sánh với toán tƣơng ứng với các ngoại lực tác dụng đƣợc đặc trƣng lũ bùn đá tại Nhật Bản. Từng bƣớc liệt kê ở trên. Nếu ứng suất tính toán lớn hơn hoàn thiện việc xác định, tính toán các thông số ứng suất cho phép của vật liệu làm đập, cốt thép bản thân dòng lũ bùn đá và tính toán thiết kế hoặc thanh thép đƣợc bố trí thêm tại mặt cắt tiếp đập chắn bùn đá, tiến tới xây dựng thành Tiêu giáp giữa cánh và thân đập. chuẩn Việt Nam về khảo sát, quy hoạch, thiết kế đập chắn lũ bùn đá. LỜI CÁM ƠN Nghiên cứu này đƣợc sự hỗ trợ từ đề tài cấp Bộ NN & PTNT: ―Nghiên cứu đề xuất, ứng dụng giải pháp khoa học công nghệ phù hợp trong phòng, chống và giảm thiểu rủi ro lũ quét tại khu vực miền núi phía Bắc‖, 2019-2021. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] IPCC, Climate Change 2014: Synthesis Report. Contribution of Working Groups I, II and III to the Fifth Assessment Report of the Intergovernmental Panel on Hình 10. Vị trí tác dụng của ngoại lực cho đập Climate Change. 2014. thấp hơn 15 m. Hình trên là trường hợp có dòng [2] United Nations, ―WorldRiskReport,‖ bùn đá và hình dưới là trường hợp có lũ World Risk Rep., 2016. 90 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020
  14. [3] Thủ tƣớng chính phủ Việt Nam, Luật Tokyo, Japan: National Institute for Land and 33/2013/QH13 Phòng, chống thiên tai. 2013, Infrastructure Management, 2016. pp. 1–5. [8] National Institute for Land and [4] Thủ tƣớng chính phủ Việt Nam, Nghị Infrastructure Management, Manual of quyết số 76/NQ-CP của Chính phủ: Về công tác Technical Standards for Establishing Sabo phòng, chống thiên tai. 2018, pp. 1–10. Master Plans for Debris Flows and Driftwood. [5] Thủ tƣớng chính phủ Việt Nam, Chỉ thị Tokyo, Japan: National Institute for Land and số 19/CT-TTg ngày 13/7/2018 của Thủ tướng Infrastructure Management, 2016. Chính phủ về công tác phòng tránh lũ ống, lũ [9] T. Mizuyama and H. Mizuno, quét, sạt lở đất. 2018. ―Prediction of debris flow hydrograph [6] Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông, Tiêu passing through grid type control structure,‖ chuẩn quy hoạch và thiết kế công trình phòng in ASCE, Proceedings of first international chống lũ bùn đá/gỗ trôi., Hà Nội, 2019. conference on debris-flow hazard mitigation, [7] National Institute for Land and 1997, pp. 74–82. Infrastructure Management, Manual of Technical Standards for Designing Sabo Facilities for Debris Flows and driftwood. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 91
ADSENSE
ADSENSE

CÓ THỂ BẠN MUỐN DOWNLOAD

 

Đồng bộ tài khoản
2=>2