Nguyên cứu đặc trưng biến dạng bất đẳng hướng của khối đá nứt nẻ tại km119 000 quốc lộ 3B, tỉnh Bắc Kạn theo phương pháp EFC

Chia sẻ: _ _ | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:8

Thêm vào BST

Báo xấu

38
lượt xem 0
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Các thông số biến dạng của đá nứt nẻ (mô đun đàn hồi và hệ số poisson) ở quốc lộ 3B địa phận Tỉnh Bắc Kạn đã được nghiên cứu thông qua phương pháp EFC. Kết quả nghiên cứu đã chỉ ra rằng mô đun đàn hồi của khối đá nứt nẻ này chỉ còn lại khoảng 80% và 2,5% so với đá gốc khi xét đến sự ảnh hưởng của khe nứt trong khối đá nứt nẻ theo các phương khác nhau. Điều này chứng tỏ tính bất đẳng hướng rất lớn theo 2 phương khác nhau ở khối đá thực tế đang xảy ra ở Km119 thuộc quốc lộ 3B tỉnh Bắc Kạn.

Chủ đề:

Bình luận(0) Đăng nhập để gửi bình luận!

Lưu

Nội dung Text: Nguyên cứu đặc trưng biến dạng bất đẳng hướng của khối đá nứt nẻ tại km119 000 quốc lộ 3B, tỉnh Bắc Kạn theo phương pháp EFC

NGUYÊN CỨU ĐẶC TRƯNG BIẾN DẠNG BẤT ĐẲNG HƯỚNG CỦA KHỐI ĐÁ NỨT NẺ TẠI KM119+000 QUỐC LỘ 3B, TỈNH BẮC KẠN THEO PHƯƠNG PHÁP EFC ĐẶNG HÔNG LAM*, PHÍ HỒNG THỊNH* A study of anisotropic mechanical properties of fractured rock mass at Km119+000 in 3B highway, Backan province by EFC method Abstract: The stability of rock slope is almost studied based on the assumption of homogenous and isotropic material properties of fractured rock mass by equivalent equilibrium method. However, the complicated distribution of fractures give significantly the anisotropy of mechanical properties of fractured rock as results in the literature. The article presents the anisotropic mechanical properties of fractured rock mass at Km119+000 in 3B highway, Backan province by EFC method in which the mechanical properties such as Young modulus and Poisson ratio are obtained from mechanical properties of intact rock and fractures. By the site survey and re-generation of fractures distribution at the Km119+000 in 3B highway, the anisotropy of fractured rock mass is highlighted. 1. GIỚI THIỆU CHUNG* Trọng Yên, 2006). Có thể phân biệt hai nhóm Nghiên cứu trượt lở ở Việt Nam được tiến hành phương pháp mô hình nghiên cứu trượt lở: từ đầu những năm 1985 và tập trung chủ yếu ở - Nhóm phương pháp vật lý dựa trên các phương Viện Địa chất-Viện Hàn lâm Khoa học và Công trình toán lý mô phỏng bản chất vật lý của quá trình nghệ Việt Nam, Viện Khoa học Địa chất và trượt. Trong đó phương pháp phân tích cân bằng Khoáng sản, Viện Khoa học và Công nghệ Giao giới hạn được sử dụng phổ biến. Một số tác giả khác thông Vận tải. Phần lớn các nghiên cứu đều được của Việt Nam đã phát triển Lý thuyết khối của tiến hành dựa vào xử lý số liệu ảnh vệ tinh, địa Goodman và Shi (1985) để phân tích xác định khối hình, địa mạo... để xây dựng bản đồ phân vùng và nguy cơ trượt lở trên bề mặt mái dốc đá dựa vào số dự báo nguy cơ trượt lở. Các nghiên cứu đã kết đo thế nằm khe nứt và thế nằm của bề mặt mái dốc. luận trong những năm gần đây tại các tỉnh miền núi - Nhóm phương pháp thống kê dựa trên quan hệ phía Bắc, dạng tai biến này diễn ra ngày càng nguy thống kê giữa các điểm trượt lở và các yếu tố được hiểm hơn với 12/16 tỉnh nằm trong vùng có nguy cho là nguyên nhân gây nên trượt lở. Phí Trường cơ trượt – lở cao. Theo hướng này, phải kể đến các Thành (2018) đã nhận dạng các kiểu trượt và mô công trình: Nghiên cứu đánh giá tai biến trượt lở hình hóa 3 chiều (3D) các khối nguy cơ trượt trên khu vực các tỉnh miền núi phía Bắc và các giải một số mái dốc đá điển hình trong mối liên quan pháp phòng tránh (Lê Thị Nghinh và nnk, 2003). với hoạt động tân kiến tạo: Áp dụng cho tuyến Nghiên cứu đánh giá trượt lở, lũ quét- lũ bùn đá tại Quốc lộ 4B, đoạn Tiên Yên - Lạng Sơn. Trần vùng trọng điểm tỉnh Lào Cai (H. Bát Xát, H. Sapa Mạnh Liểu (2013) đã dự báo nguy cơ và cường độ và TP. Lào Cai - tỉnh Lào Cai) và kiến nghị các giải phát triển trượt lỡ khu vực Thị xã Bắc Kạn. pháp phòng tránh giảm nhẹ thiệt hại (Nguyễn Tuy nhiên, các nghiên cứu ở trên vẫn chưa làm nổi bật sự ảnh hưởng của vết nứt đến tính * Khoa Công trình-Đại học Giao thông Vận tải ổn định của bờ dốc đá nứt nẻ. Cụ thể là do sự 03 Cầu Giấy-Láng Thượng-Đống Đa-Hà Nội Email: dang.hong.lam@utc.edu.vn phân bố của vết nứt làm cho tính chất biến dạng ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 43
của khối đá theo các phương là khác nhau. Một rằng trong phương pháp EFC, chúng tôi phân số nghiên cứu của Dang (2018) và Dang và nnk chia loại ô lưới có chứa vết nứt thành 2 loại nhỏ: (2019) cho khối đá ở trên thế giới như Sellafield loại I đại diện cho tế bào được giao nhau bởi chỉ chỉ ra rằng ứng xử của khối đá nứt nẻ là không một vết nứt trong khi đó loại II là tập hợp tất cả đẳng hướng. Do đó mục đích của bài báo là tìm ô lưới có chứa nhiều vết nứt (nhiều hơn một vết hiểu sự ảnh hưởng khe nứt đến tính chất biến nứt) như được chỉ ra trong Hình 1. dạng của khối đá ở quốc lộ 3B thông qua kết quả khảo sát hiện trường về tình trạng nứt nẻ trên Quốc lộ 3B (QL3B) tại Km119. Cấu trúc của bài báo như sau: tiếp theo phần giới thiệu là lý thuyết xác định các thông số biến dạng của đá nứt nẻ. Tiếp theo nhóm tác giả tiến hành khảo sát hiện trường QL3B tại Km119 để xác định thế nằm và các vết nứt nẻ của đá. Trên cơ sở kết quả hiện trường, nhóm tác giả tiến hành xây dựng lại hệ thống vết nứt và các thông số đặc trưng của vết nứt. Từ đó, nhóm tác dụng áp dụng phương pháp EFC (Dang, 2018; Dang và nnk, 2019) để xác định đặc trưng biến dạng của khối đá. Kết quả chỉ ra tính chất bất đẳng hướng rất lớn của khối đá thực tế theo các phương ở tuyến QL3B. Cuối cùng là một số kết luận chung của bài báo. Hình 1: Sơ họa khái niệm ô lưới có chứa vết nứt 2. PHƢƠNG PHÁP EFC TRONG VIỆC và ô lưới không chứa vết nứt trong phương XÁC ĐỊNH TÍNH CHẤT CƠ HỌC TƢƠNG pháp EFC (a), loại I biểu thị các ô lưới chỉ chứa ĐƢƠNG CỦA ĐÁ NỨT NẺ một vết nứt (b) và loại II biểu thị ô lưới chứa Mô đun đàn hồi tương đương của đá nứt nẻ nhiều hơn một vết nứt (c). Ý tưởng để xác định mô đun đàn hồi tương đương của đá nứt nẻ ở đây được đề xuất trong Một trong những nghiên cứu đầu tiên trong tài liệu (Dang và nnk, 2019) trong đó phương phương pháp này được thực hiện bởi Figueiredo pháp nhúng vết nứt vào môi trường liên tục và nnk (2015) trong đó mô đun đàn hồi của đá (EFC) được sử dụng để mô hình hóa mạng lưới nứt nẻ là đẳng hướng được tính từ mô đun đàn vết nứt dưới ứng xử cơ học. Điểm cơ bản của hồi của đá gốc (đá không nứt nẻ), độ cứng của phương pháp này, so với các phương pháp đã đề khe nứt và khoảng cách của khe nứt (công thức cập trước đây, là việc sử dụng khái niệm phần 1). Hơn nữa, hệ số Poisson của đá nứt nẻ được tử tương đương. Theo đó, mỗi vết nứt được mô đề xuất bằng hệ số Poisson của đá gốc hình hóa bởi môi trường gồm một nhóm các ô 1 1 1 lưới (phần tử vết nứt) giao nhau (xem Hình 1) fc   ; Eiso Em kn h (1) (Dang và nnk, 2019). Để thực hiện chi tiết, chúng tôi phân biệt ô  isofc   m lưới thành 2 loại sau: (1) ô lưới có chứa vết nứt Trong đó Em, vm, kn và h tương ứng là mô (fracture cell) và (2) ô lưới không chứa vết nứt đun đàn hồi, hệ số Poisson của đá gốc, độ cứng (matrix cell) (Dang và nnk, 2019). Cũng lưu ý pháp tuyến và kích thước của ô lưới. Nghiên 44 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020
cứu của Dang và nnk (2019) đã đề xuất công áp dụng ở đây. Với giả thuyết biến dạng phẳng, thức xác định mô đun đàn hồi tương đương của mô đun đàn hồi của vật liệu tổng quát được viết bề mặt đá có nứt nẻ theo công thức (2)(3): dưới dạng ma trận như công thức (4) sau: Đối vớiphần tử loại I có một vết nứt, mô đun   zz   S11 S12 S13 S14    zz       đàn hồi theo các phương của phần tử được tính   xx    S21 S 22 S 23 S 24    xx    yy   S31 S32 S33 S34    yy  (4) theo công thức (2):        1  xy   S41 S 42 S 43 S 44    xy   1 cos 2  .sin 2  cos 4   E     ; iso   m ; fc fc iso (2)  m E k .d k .d  Lưu ý ở đây là tọa độ Oxyz thể hiện tọa độ t n Trong đó:  là góc nghiêng của vết nứt minh tổng thể, tọa độ phần tử được liên hệ với tọa độ họa theo hình 1b. kn và kt lần lượt là độ cứng tổng thể như sau z = 1, x = 2, y = 3 vuông góc (chống nén) và tiếp tuyến (chống cắt) Giả sử rằng mô đun đàn hồi và hệ số Poisson của vết nứt. d là khoảng cách các vết nứt. theo hướng z bằng với các giá trị của đá gốc Tương tự, đối với phần tử loại II có nhiều ( zx   zy   m , Ez  Em ) và tuân hơn một vết nứt, mô đun đàn hồi theo các theo S12  S21  S13  S31   m / Em , S11  1/ Em . phương cũng được xác định theo công thức (3): 1 Nghiên cứu của (Min và Jing, 2003) cũng chỉ ra  1 cos 2 i .sin 2 i cos 4 i  E  fc iso  ( i  i )  ; isofc   m ; (3) rằng các giá trị S14,S24,S41,S42 rất nhỏ so với các  m E i k .d k .d  thành phần khác trong khi S34,S43bằng 0 do thực t i n i Trong đó chỉ số i là chỉ số ứng với vết nứt tế là ứng suất cắt σxy không ảnh hưởng đến biến thứ i. Ý nghĩa của các đại lượng tương tự như ở dạng hướng z. Do đó, ma trận biến dạng trong công thức (2) và được minh họa ở hình 1c. phương trình (4) có thể được viết lại dưới dạng 3. ÁP DỤNG PHƢƠNG PHÁP EFC ĐỂ như công thức (5) sau: XÁC ĐỊNH MÔ ĐUN ĐÀN HỒI TƢƠNG ĐƢƠNG CỦA ĐÁ NỨT NẺ Ở QUỐC LỘ 3B  1 m m  TỈNH BẮC KẠN  E   0  Em Em Phương pháp xác định tính mô đun đàn hồi   zz   m    zz     m   tương đương   xx     E S22 S23 0    xx    yy   m    (5) Mô đun đàn hồi tương đương của các khối đá       yy   2    m S32 S33 0    xy  nứt nẻ được tính toán trong bài báo này dựa trên  xy     Em  giả thuyết biến dạng mặt phẳng 2D. Cách xác  0 S44   0 0 định ma trận biến dạng đã được đề xuất trong (Min và Jing, 2003) (Dang và nnk, 2019) được (a) (b) (c) Hình 2: Ba bài toán: nén theo hướng x (a), nén theo hướng y (b), cắt thuần túy (c) để xác định năm thành phần S22,S23,S32,S33,S44 của khối đá nứt nẻ ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 45
Do đó, việc tính toán các đặc trưng tính chất toán nén đơn phương với ứng suất pháp tuyến đàn hồi tương đương của các khối đá bị nứt nẻchỉ fax được áp dụng theo phương x. Hai thành phần còn làviệc xác định năm thành phần S22, S23, S32, S22 và S32được tính toán từ bài toán này theo S33, S44. Các thông số này được thực hiện thông công thức (6)trong đó có xét đến điều kiện qua ba bài toán minh họa trong Hình 2.  zz  0 (do đó  zz   m f xa ): (a) a Bài toán đầu tiên (Hình 2a) thể hiện cho bài m m  xx( a )   m f x( a )  yy( a )   m f x( a ) (a) (a)  xx  m2  yy  m2 S11  ( a )  ; S21  ( a )  S22  Em ; S32  Em (6) fx Em fx Em f x( a ) f x( a ) Tương tự, hai thành phần S23 và S33 được tính từ bài toán thứ hai theo công thức (7) (Hình 2b): m m  xx(b)   m f y(b)  yy(b)   m f y(b) (b ) (b )  xx  m2  yy  m2 S21   ; S22   S23  Em ; S33  Em (7) f y(b ) Em f y(b ) Em f y(b) f y(b) Thành phần cuối cùng S44 được xác định từ bài toán thứ ba theo công thức (8) (Hình 2c): 2 ( c )  ( c ) S 44  xy  xy (8)   Lưu ý rằng  xx( a ) ,  yy( a ) và  xx(b) ,  yy(b) thể hiện biến Trong đó: dạng trung bình dưới ứng suất theo hướng x và • Đường phương (a) là đường thẳng nằm y tương ứng trong khi  xy(c) chỉ ra biến dạng cắt ngang trên mặt lớp đá (chỉ phương kéo dàicủa lớp đá) trung bình theo tải trọng cắt. • Đường hướng dốc (b‟) là đường thẳng nằm Từ các thành phần này của ma trận biến dạng, ngang, vuông góc với đường phương vàcắm chúng ta suy ra mô đun đàn hồi, hệ số Poisson và theo hướng dốc của lớp đá (chỉ hướng cắm của mô đun chống cắt của vật liệu tương đương (đá lớp đá). Góc của đường hướng dốc so với nứt nẻ) được xác định theo công thức (9): 1 1 phương bắc được ký hiệu là () Ex  ; E y  ;  xy  S23 E y ;  yx  S32 Ex ; Gxy  1/ S 44 (9) S22 S33 • Góc dốc (α) là góc tạo bởi giữa mặt lớp đá Kết quả mô đun đàn hồi của khối đá nứt nẻ với mặt phẳng nằm ngang trên QL3B tỉnh Bắc Kạn Tiến hành đo vẽ vết nứt tại Km 119 xác định Bảng 1: Thế nằm của các lớp đá được dạng vết nứt được sơ họa theo hình 3. Tiến trên bờ dốc đá tại Km119 hành đo góc vết nứt và độ nghiêng của vết nứt theo minh họa ở hình thu được thông số vết nứt Góc phương theo như bảng1. Bằng phép thống kê số lượng vị đường Góc dốc Khoảng vết nứt cho mặt bờ dốc có kích thước 5m2, ta được thống kê số lượng vết nứt như bảng 2. Lớp hướng dốc (θ) cách () (độ) (m) (độ) 1 125 60 3 2 345 40 10 3 95 70 0,2 Hình 3. Sơ họa mặt nứt của đá 46 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020
Bảng 2: Sự phân bố chiều dài vết nứt tương ứng số lượng vết nứt là 118 theo phương tại Km 119 pháp đã trình bày bởi Dang và Phi (2020) Chiều dài vết nứt Góc phương 120 Số lượng (m) vị đường 100 vết nứt hướng dốc Min. Max. (cái) Số lƣợng vết nứt 80 (θ) (độ) 60 0,5 0,6 42 95 Lý thuyết Thực tế 0,6 0,7 24 95 40 0,7 0,8 15 95 20 0,8 1 17 95 0 1 1,5 16 95 0 1 2 3 4 5 1,5 2 5 95 Chiều dài (m) 2 3 4 95 3 4 1 125 Hình 4: So sánh sự phân bố chiều dài vết nứt 4 5 1 125 theo lý thuyết và thực tế 5 10 1 345 Khi đó thông số đặc trưng cho mật độ vết nứt được xác định như sau: P20 = 5.04 vết nứt / m2 P21 = 4.78 m dài / m2 Giống với sự phân bố vết nứt của đá được nghiên cứu bởi Min và Jing (2003), sự phân bố chiều dài của khe nứt được phân bố theo quy luật power với công thức (10) trong đó trong đó NF là số lượng khe nứt (với chiều dài gãy lớn hơn chiều dài L) trên một đơn vị diện tích; C, D là các hệ số đến mật độ phân bố của vết nứt (1 N F  C.L D 0) Đối với đá ởquốc lộ 3B, C=1.1 và D=2.2 được lựa chọn. Khi đó sự phân bố theo lý thuyết và thực tế của chiều dài vết nứt được biểu thị ở Hình 4. Dựa trên các cuộc thảo luận này, trong công trình này, kích thước đặc trưng của khối đá 5m được chọn để tính toán mô đun đàn hồi của khối đá nứt nẻ này bằng cách sử dụng phương pháp EFC. Trong đó sự phân bố thực tế của khối đá 5m được chụp lại ở hình 5. Hình 6 trình bày một mẫu hình vuông (L = Lx Hình 5: Sự phân bố vết nứt của đá lại Km119 = Ly = 5m) của đá nứt nẻ ở QL3B được tạo ra ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 47
and Choubey (1977) để xuất thang hệ số JRC ứng với 10 hình dạng vết nứt khác. Theo nghiên cứu của Du Shigui và nnk (2011) đã chỉ ra cho đá vôi thường có giá trị JRC trong khoảng từ 8.43 đến 9.20, do đó trong nghiên cứu này nhóm tác giả đề xuất hệ số JRC = 9.0 JCS là cường độ nén của vết nứt (MPa), theo kết quả nghiên cứu của Du Shigui và nnk (2011) đã chỉ ra rằng JCS của đá vôi ở QL3B có giá trị trung bình khoảng 70 MPa. Giá trị JCS = 70 MPa này sẽ được lựa chọn trong tính toán ở bài báo này. a0 là bề rộng ban đầu của vết nứt (mm). Kết quả khảo sát hiện trường cho thầy vết nứt đã Hình 6: Kết quả tạo lại mẫu đá nứt nẻ có cạnh 5m được lấp đầy bằng vật liệu lớp nhét. Nghiên cứu của Benmadi và nnk (2018) đã chỉ ra rằng với Vấn đề tiếp theo trong việc xác định các tính đá vôi thì các vết nứt ở đây thước có kích thước chất biến dạng tương đương của khối nứt ở quốc từ 0.05 đến 0.33 mm trong đó giá trị nhiều nhất lộ 3B đó là các đặc trưng biến dạng cần được ở 0.1mm. Trong trường hợp tại quốc lộ 3B, xác định.Nghiên cứu của Ahmed Alnuaim và quan sát và đo trực tiếp ở hiện trường rút ra nnk (2019) đã chỉ ra giá trị cường độ kháng nén được bề rộng vết nứt trung bình ở đây là 0.1mm nở hông (qu) của đá vôi thường dao động trong và giá trị này sẽ được sử dụng trong tính toán ở khoảng từ 100MPa đến 200MPa đồng thời kiến bài báo này. Kết quả tính toán theo công thức nghị giá trị mô đun đàn hồi Emtrong khoảng từ (11) trên cho được giá trị kn=22.6 MPa/mm = 47.0 GPa đến 58.0 GPa, hệ số poisson từ 0.19 22.6GPa/m đến 0.28. Do đó, nhóm tác giả chọn giá trị Em = Về giá trị độ cứng chống cắt (ks), đã có nhiều 50.0 GPa và hệ số poisson bằng 0.24 cho đá vôi nghiên cứu về giá trị này cho đá như Barton và ở quốc lộ 3B trong nghiên cứu này được thống Chubey (1977), Małkowski, Piotr. (2015) đã đề kê ở bảng 3. xuất công thức (12)tính độ cứng chống chắt (ks) Về độ cứng (pháp tuyến và tiếp tuyến) của như sau: khe nứt, đây là vấn đề khó xác định trong điều (12) kiện Việt Nam khi chưa thể tiến hành thí nghiệm cho khối đá nguyên dạng (khối đá bao Trong đó: gồm cả khe nứt). Trong điều kiện của bài báo Lx là khoảng cách giữa các vết nứt. này, nhóm tác giả xác định độ cứng của khe nứt σn là ứng suất pháp. đá ở QL3B dựa theo các nghiên cứu đã có trên JRC là hệ số độ nhám của vết nứt. thế giới, cụ thể như sau. Bandis và nnk (1983) φr là góc ma sát trong của vết nứt. đã đề xuất công thức(11) tính độ cứng pháp Phần mềm UDEC (2000) đề xuất giá trị ks tuyến của vết nứt đá theo công thức sau: trong khoảng từ 10 đến 100 MPa/m cho trường hợp khe nứt được lấp phủ bởi đất sét trong khi (11) đó giá trị này được tăng lên rất nhiều cho đá Trong đó: Magma là 100GPa/m. Giá trị mặc định ở phần JRC là hệ số độ nhám của vết nứt. Barton mềm Phase 2 (2013) là kn = 100 GPa/m và ks = 48 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020
10 GPa/m. Nghiên cứu của Baohua Guo và Hangyu Dong (2018) về cường độ kháng cắt của đá đưa gia giá trị trong khoảng từ 100MPa/m đến 800 MPa/m. Với các nghiên cứu trên, nhóm tác giả đề xuất giá trị dộ cứng chống chắt của khe nứt đá ở QL3B là giá trị tương ứng với 1% độ ứng chống nén, tức là ks = 0.226 GPa/m Bảng 3: Giá trị biến dạng của đá gốc và vết nứt ở Quốc lộ 3B Đá Mô đun đàn hồi Em [GPa] 50,0 gốc Hệ số poisson νm 0,24 Độ cứng pháp tuyến kn Vết 22,6 [GPa/m] nứt Độ cứng tiếp tuyến kt [GPa/m] 0,226 Tiến hành xác định mô đun và hệ số poisson tương đương của mẫu đá có vết nứt với kích thước vuông 5m theo các công thức đã nêu ra ở trên, kết quả chuyển vị của mẫu đá ứng với các Hình 7: Kết quả chuyển vị của mẫu theo bài toán (a), (b), (c) minh họa ởhình 7 như sau. các bài toán nêu ra ở hình 2 Từ đó xác định các đặc trưng biến dạng tương đương của mẫu đá theo công thức (11) cho kết 4. KẾT LUẬN quả thông kê ở bảng 4. Các thông số biến dạng của đá nứt nẻ (mô đun đàn hồi và hệ số poisson) ở quốc lộ 3B địa Bảng 4: Mô đun đàn hồi tƣơng đƣơng phận Tỉnh Bắc Kạn đã được nghiên cứu thông (Ex, Ey, υyz, υxy, Gxy) qua phương pháp EFC. Kết quả nghiên cứu đã Ex Ey Gxy chỉ ra rằng mô đun đàn hồi của khối đá nứt nẻ  yx  xy (GPa) (GPa) (GPa) này chỉ còn lại khoảng 80% và 2,5% so với đá gốc khi xét đến sự ảnh hưởng của khe nứt trong 40,45 1,26 0,26 0,23 16,45 khối đá nứt nẻ theo các phương khác nhau. Điều này chứng tỏ tính bất đẳng hướng rất lớn theo 2 phương khác nhau ở khối đá thực tế đang xảy ra ở Km119 thuộc quốc lộ 3B tỉnh Bắc Kạn.Kết quả nghiên cứu này chỉ ra sự cần thiết phải đưa mô hình vật liệu bất đẳng hưởng trong xem xét sự ổn định bờ dốc đá trên tuyến quốc lộ 3B cho các nghiên cứu tiếp theo sau này. LỜI CẢM ƠN Nghiên cứu này được tài trợ bởi Trường đại học Giao thông Vận tải (ĐH GTVT) trong đề tài mã số T2020-CT-024. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 49
TÀI LIỆU THAM KHẢO Theory and its Application to Rock Engineering. Prentice Hall, Englewood Cliffs, New Jersey 1. Alnuaim, Ahmed & Hamid, Wagdi & 10. Guo, Bao & Dong, Hangyu. (2019). Shear Alshenawy, Abdulhafiz. (2019). Unconfined failure modes and AE characteristics of sandstone Compressive Strength and Young's Modulus of and marble fractures. Open Geosciences. 11. 249- Riyadh Limestone. Electronic Journal of 262. 10.1515/geo-2019-0020. Geotechnical Engineering. 24. 707-717. 11. Lê Thị Nghinh, Nguyễn Xuân Huyền 2. Bandis, Stavros & Lumsden, A.C. & (2003), Nghiên cứu đánh giá tai biến trượt lở khu Barton, Nick. (1983). Fundamental of joint vực các tỉnh miền núi phía Bắc và các giải pháp deformation. International Journal of Rock phòng tránh, ĐHQGHN Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics 12. Małkowski, Piotr. (2015). Behaviour of Abstracts. 20. 249-268. 10.1016/0148- joints in sandstones during the shear test. Acta 9062(83)90595-8. Geodynamica et Geomaterialia. 12. 1-12. 3. Barton, Nick & Choubey, Vishnu. (1977). 10.13168/AGG.2015.0034. The shear strength of rock joints in theory and 13. Milad, Benmadi & Slatt, Roger. (2018). practice. Rock Mechanics Felsmechanik Mecanique Impact of lithofacies variations and structural des Roches. 10. 1-54. 10.1007/BF01261801. changes on natural fracture distributions. 4. Dang Hong-Lam (2018), A hydro- Interpretation. 1-51. 10.1190/int-2017-0138.1. mechanical modeling of double porosity and 14. Min, Ki-Bok & Jing, Lanru. (2003). double permeability. PhD thesis, University of Numerical determination of the equivalent elastic Orleans (France), ftp://ftp.univ- compliance tensor for fractured rock masses using orleans.fr/theses/honglam-dang_3747.pdf the distinct element method. International Journal 5. Dang, Hong-Lam & Do, Duc Phi & Hoxha, of Rock Mechanics and Mining Sciences. 40. 795- Dashnor. (2019). Effective Elastic and Hydraulic 816. 10.1016/S1365-1609(03)00038-8. Properties of Fractured Rock Masses with High 15. Nguyễn Trọng Yên (2006), nghiên cứu Contrast of Permeability: Numerical Calculation đánh giá trượt lở, lũ quét- lũ bùn đá tại vùng trọng by an Embedded Fracture Continuum Approach. điểm tỉnh Lào Cai (H. Bát Xát, H. Sapa và TP. Advances in Civil Engineering. 2019. 1-21. Lào Cai – tỉnh Lào Cai) và kiến nghị các giải pháp 10.1155/2019/7560724. phòng tránh giảm nhẹ thiệt hại. 6. Dang, Hong-Lam and Thinh, Phi-Hong 16. Phase2 Tutorials. www.rocscience.com. (2020), A methodology of re-generating a 2013-12-12. representative element volume of fractured rock 17. Phí Trường Thành (2018). Báo cáo tổng mass. Transport and Communications Science hợp Đề tài khoa học và công nghệ cấp cơ sở: Journal, Vol. 71, Issue 4 (05/2020), pp. 347- 358 Nhận dạng các kiểu trượt và mô hình hóa 3 chiều 7. Du, Shigui & Hu, Yunjin & Hu, Xiaofei & (3D) các khối nguy cơ trượt trên một số mái dốc Guo, Xiao. (2011). Comparison between đá điển hình trong mối liên quan với hoạt động tân empirical estimation by JRC-JCS model and kiến tạo; Áp dụng cho tuyến Quốc lộ 4B, đoạn direct shear test for joint shear strength. 22. 411- Tiên Yên - Lạng Sơn. Tổng cục Địa chất và 420. 10.1007/s12583-011-0193-6. Khoáng sản Việt Nam, Trung tâm Thông tin, Lưu 8. Figueiredo, Bruno & Tsang, Chin-Fu & trữ và Tạp chí Địa chất. Rutqvist, Jonny & Niemi, Auli. (2015). A study of 18. Trần Mạnh Liễu (2013), Dự báo nguy cơ changes in deep fractured rock permeability due to và cường độ phát triển trượt lỡ khu vực Thị xã coupled hydro-mechanical effects. International Bắc Kạn, Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. số 3+4/2013 79. 10.1016/j.ijrmms.2015.08.011. 19. UDEC (Universal Distinct Element Code) 9. Goodman, R. E. and Shi, G. (1985). Block (2000). Version 3.0. User‟s Manual. Itasca. Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN CHÂU LÂN 50 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020