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

ere 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 TỐN NỀN ĐẤT YẾU XỬ LÝ BẰNG CỌC CÁT ĐẦM CHẶT * Hiện cĩ hai phƣơng pháp tính thƣờng đƣợc dùng trong tính tốn thiết kế ở Việt Nam là phƣơng pháp theo nguyên tắc chịu lực và phƣơng pháp theo nguyên tắc chịu lực và thốt nƣớc thẳng đứng hay đƣợc gọi là phƣơng pháp 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 tốn dựa trên nguyên tắc là đất sau khi đƣợc gia cố bằng cọc cát đầm chặt cĩ hệ số rỗng, độ ẩm của đất nền giảm đi, khối lƣợng thể tích tự nhiên, mơđun biến dạng, lực dính đơn vị, gĩc 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 cọc cát: * Khoa cơng trình, Trường đại học cơng nghệ GTVT Số 54 Phố Triều Khúc, Triều Khúc, Thanh Xuân, Hà Nội ' 0 s 0e =e -a (1+e ) (1) Trong đĩ: e0 : Hệ số rỗng của đất nền thiên nhiên trƣớc khi gia cố; as: Tỷ lệ gia cố, đƣợc tính bằng tỷ lệ diện tích cọc cát trên diện tích gia cố. Bảng 1. Bảng tra ƣớc lƣợng giá trị thơng số cƣờng độ chống cắt theo độ sệt và hệ số rỗng của đất theo TCVN 9362:2012 Kiểm tốn ổn định: Ổn định của nền đắp đƣợc xác định thơng qua bài tốn phân tích ổn định trƣợt cung trịn với các chỉ tiêu cơ học là chỉ tiêu trung bình trọng số của cọc cát và của ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 79 đất yếu đã đƣợc nén chặt. Thơng số cƣờng độ chống cắt của đất sau khi bị nén chặt đƣợc xác định một cách ƣớc lƣợng bằng cách tra bảng theo tiêu chuẩn TCVN 9362-2012 dựa vào độ sệt và hệ số rỗng sau nén chặt của đất e‘(Bảng 1). Dự đốn độ lún: Độ lún của đất nền đƣợc xác định theo phƣơng pháp phân tầng cơng lún, trong đĩ độ lún của phân tố đất đƣợc tính theo cơng thức sau: ' σ.h S E   (2) Mơ đun trung bình của nền đất sau khi xử lý bằng cọc cát đƣợc tính theo nguyên tắc quy đổi nền tƣơng đƣơng nhƣ sau: ' s c s ncE =a E +(1-a )E (3) Trong đĩ: Ec: Mơ đun biến dạng của cát; as: Tỷ lệ gia cố, đƣợc tính bằng tỷ lệ diện tích cọc cát trên diện tích gia cố. Enc : Mơ đun biến dạng của đất sau khi bị nén chặt. Mơ đun biến dạng của đất sau khi bị nén chặt đƣợc xác định một cách ƣớc lƣợng bằng cách tra bảng theo tiêu chuẩn TCVN 9362-2012 dựa vào độ sệt và hệ số rỗng sau nén chặt e‘ của đất theo Bảng 2. Bảng 2: Bảng tra ƣớc lƣợng giá trị mơ đun biến dạng theo độ sệt và hệ số rỗng của đất theo TCVN 9362:2012 Diễn biến lún: Cọc cát đầm chặt ngồi tác dụng chính là làm chặt đất yếu thì thƣờng đƣợc coi là cũng cĩ vai trị hỗ trợ khả năng thốt nƣớc để đẩy nhanh tốc độ cố kết của nền, tức là tƣơng tự nhƣ giếng cát. Đối với các phân tố đất nằm ngồi phạm vi xử lý thì đƣợc tính tốn cố kết nhƣ thơng thƣờng, cịn đối với các phân tố đất nằm trong phạm vi xử lý thì sẽ đƣợc tính tốn theo lý thuyết cố kết hai phƣơng (nƣớc thốt đi theo cả phƣơng đứng và phƣơng ngang). Trong trƣờng hợp cố kết hai phƣơng thì độ lún cố kết theo thời gian của nền đất đƣợc tính theo cơng thức: t cS =S .U (4) Với độ cố kết tổng thể của nền đất U đƣợc tính tốn nhƣ sau: v HU=1-(1-U )(1-U ) (5) Trong đĩ: UV - độ cố kết theo phƣơng thẳng đứng, UH - độ cố kết theo phƣơng thẳng ngang. 1.2. Phƣơng pháp tính theo Nhật Bản Cường độ chống cắt của nền tổ hợp: Theo Nakayama cƣờng độ chống cắt  của nền đất sét yếu sau cải tạo bằng phƣơng pháp SCP đƣợc xác định theo cơng thức sau: )a1(costanza s 2 ss s zs                    c c 0 tanUc (6) Trong đĩ: + 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: Gĩc 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: Gĩc tiếp tuyến của mặt trƣợt ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 80 Hình 1: Sơ đồ tính tốn cường độ chống cắt của nền tổ hợp Kiểm tốn ổn định: Ổn định của nền đất sét yếu sau cải tạo theo phƣơng pháp SCP thơng thƣờng đƣợc đánh giá thơng qua bài tốn phân tích ổn định trƣợt cung trịn, trong đĩ cƣờng độ chống cắt của nền tổ hợp đƣợc xác định theo cơng thức (6). Dự đốn độ lún: Theo quan điểm tính tốn của Nhật Bản thì tổng độ lún của nền tổ hợp đƣợc tính tốn dự đốn trên cơ sở mức độ giảm lún khi đất nền đƣợc tăng cƣờng bởi hệ thống SCP và độ lún của nền đƣợc coi là đồng đều nhau. Mơ hình lún của nền tổ hợp đƣợc minh họa nhƣ Hình 2. Hình 2: Mơ hình tính lún của nền cải tạo Nền đất sau khi xử lý sẽ giảm độ lún so với nền tự nhiên. Tổng độ lún của nền sau khi cải tạo cĩ thể đƣợc xác định qua biểu thức tổng quát nhƣ sau: cS =β.S (7) Trong đĩ: + S: Tổng độ lún của nền tổ hợp; + Sc: Độ lún của nền tự nhiên khơng gia cố + β: Hệ số giảm lún đƣợc xác định phụ thuộc tỷ lệ gia cố as nhƣ sau: Khi as < 0,5 thì:   s 1 β= 1+ n-1 a (8) Khi as > 0,5 thì: sβ=1-a (9) Theo tác giả Ichimato và Suematsu, hệ số tập trung ứng suất n cĩ thể ƣớc tính dựa vào tỉ lệ gia cố và gĩc ma sát trong của cọc cát đầm chặt, n=1, 2 hoặc 3. 2. NGHIÊN CỨU DIỄN BIẾN LƯN CỦA NỀN ĐẤT YẾU GIA CỐ BẰNG CỌC CÁT ĐẦM CHẶT 2.1. Giới thiệu sơ lƣợc đoạn tuyến nghiên cứu Gĩi thầu EX-6 thuộc Dự án Đƣờng ơ tơ cao tốc Hà Nội - Hải Phịng. Đây là dự án đƣờng ơtơ cao tốc loại A với tốc độ thiết kế xe chạy là 120km/h. Mặt cắt ngang nền đƣờng rộng 33m gồm 06 làn xe và bố trí 2 làn dừng khẩn cấp. Gĩi thầu này thuộc địa phận tỉnh Hải Dƣơng với điểm đầu Lý trình Km63+300 tại xã Tây Kỳ, huyện Tứ Kỳ và điểm kết thúc ở Lý trình Km72+000 tại xã Vĩnh Lập, huyện Thanh Hà. Địa hình, địa mạo: Tuyến đƣờng xây dựng 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 khơng nhiều. Bề mặt địa hình bị chia cắt bởi những ao hồ, mƣơng và các nhánh sơng. 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 trong khoảng +0,5m đến +2,0m. Đặc điểm địa chất: Trong khu vực cầu Thái Bình (mã B05) đã tiến hành khoan 4 hố với tổng chiều sâu là 337m. Căn cứ kết quả khoan khảo sát ngồi hiện trƣờng, kết quả thí nghiệm mẫu trong phịng và tham khảo tài liệu địa chất cơng trình khu vực, tài liệu khảo sát giai đoạn TKKT, theo thứ tự từ trên xuống dƣới địa tầng khu vực Cầu Thái Bình gồm các lớp đất sau: Lớp 1: Đất đắp và đất trồng trọt sét, sét pha, chiều dày trung bình 1,9m; Lớp 2: Sét béo, sét gầy lẫn cát, sét gầy chứa cát, bụi, bụi dẻo đơi chỗ lẫn hữu cơ ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 81 vỏ sị màu xám xanh xám đen, trạng thái chảy đến dẻo (CL, CH, ML, MH), chiều dày trung bình 33,5m. Lớp 4: Sét gầy, sét gầy đơi chỗ chứa bụi, bụi dẻo, màu xám xanh xám đen xám nâu trạng thái dẻo mềm (CL, MH), chiều dày trung bình 5,4m; Lớp 5: Cát sét, cát cấp phối xấu lẫn bụi, màu xám nâu, xám vàng kết cấu chặt vừa (SC, SP), chiều dày trung bình 22,4m; Lớp 6: Cát cấp phối kém lẫn sạn sỏi, kết cấu chặt vừa đến chặt (SP), chiều dày trung bình 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 cấu rất chặt (GW, SP, SP-SM), chiều dày chƣa xác định, giá trị SPT trung bình N30 = 83. Giải pháp xử lý nền: Đoạn tuyến nghiên cứu đƣợc xử lý bằng cọc cát đầm chặt đƣờng kính 0,7m, cọc bố trí dạng lƣới ơ vuơng, khoảng cách tim cọc là 2,1m, chiều dài cọc dao động từ 30- 32m. Riêng đối với mặt cắt quan trắc Km65+450 thì chiều sâu xử lý là 32m. Quá trình thi cơng: Quá trình thi cơng diễn ra trong 811 ngày, quá trình đắp cĩ thể đƣợc đơn giản hĩa thành 4 giai đoạn với giả thiết là trong mỗi giai đoạn thi cơng đắp nền thì chiều cao khối đắp tăng tuyến tính nhƣ biểu diễn trên Hình 3. Hình 3: Biểu đồ tiến trình đắp nền Cơng tác quan trắc: Hệ thống quan trắc tại đoạn tuyến đƣợc giới thiệu trên Hình 4. Tại mỗi mặt cắt quan trắc bố trí các thiết bị quan trắc gồm: Ba bàn quan trắc lún, đặt tại tim đƣờng và hai vai đƣờng; Ba thiết bị đo áp lực nƣớc lỗ rỗng lắp đặt tại khu vực tim đƣờng ở ba độ sâu khác nhau; Hai thiết bị đo nghiêng Inclinometer tại khu vực hai chân taluy; Các cọc mốc đo chuyển vị ngang, mỗi bên taluy 4 cọc, bố trí cách đều nhau 4m, cọc đầu tiên cách chân taluy 2m. Hình 4: Sơ đồ bố trí hệ thống quan trắc 2.2. Tính tốn lún cố kết Ứng suất do tải trọng của khối đắp: Cơng thức chung để tính gia tăng ứng suất thẳng đứng do tải trọng khối đắp: z q fΔσ =I .γ .h (10) Trong đĩ: z: Gia tăng ứng suất thẳng đứng tại độ sâu z gây ra do tải trọng đắp (kN/m2); h: Chiều cao đất đắp, cĩ tính cả phần đắp bù lún (m); f: Dung trọng của vật liệu đất đắp nền đƣờng (kN/m 3 ); Iq: Hệ số gia tăng ứng suất tra theo tốn đồ Osterberg. Do cơng tác đắp nền đƣợc tiến hành theo nhiều giai đoạn, thơng thƣờng nền đất chƣa cố kết hồn tồn trƣớc khi tiến hành đắp giai đoạn tiếp theo, do đĩ gia tăng ứng suất cho mỗi giai đoạn đƣợc tính nhƣ sau: - Đối với giai đoạn 1: z1 q1 f 1Δσ =I .γ .h (11) Trong đĩ: z1: Gia tăng ứng suất thẳng đứng tại độ sâu z gây ra do tải trọng đắp trong giai đoạn 1 (kN/m2); ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 82 h1: Chiều cao đất đắp giai đoạn 1(m); Iq1: Hệ số gia tăng ứng suất tƣơng ứng với chiều cao đắp h1. - Ứng suất cĩ hiệu ở cuối giai đoạn 1:  ' ' 'z1 z0 1 z1 z0 1 q1 f 1σ =σ +U σ =σ U I .γ .h  (12) Trong đĩ: ‘z0: Ứng suất cĩ hiệu tại độ sâu z ở trạng thái ban đầu (ứng suất do trọng lƣợng bản thân (kN/m2). U1: Độ cố kết của phân tố đất ở cuối giai đoạn 1, nếu phân tố đất nằm trong phạm vi xử lý cọc cát độ cố kết đƣợc tính theo cố kết hai phƣơng, nếu phân tố đất nằm ngồi phạm vi xử lý cọc cát độ cố kết đƣợc tính theo cố kết một phƣơng. - Đối với giai đoạn 2: gia tăng ứng suất sẽ gồm phần gia tăng ứng suất ở giai đoạn 1 chƣa cố kết hết và gia tăng ứng suất do gia tăng chiều cao đắp.    z2 1 z1 q2 2 q1 1 fΔσ = 1-U Δσ + I .h -I .h .γ    z2 1 q1 f 1 q2 2 q1 1 fΔσ = 1-U .I .γ .h + I .h -I .h .γ (13) Trong đĩ: z2: Gia tăng ứng suất thẳng đứng tại độ sâu z gây ra do tải trọng đắp trong giai đoạn 2 (kN/m 2 ). h2: Chiều cao đất đắp giai đoạn 1. Iq2: Hệ số gia tăng ứng suất tƣơng ứng với chiều cao đắp h2. - Ứng suất cĩ hiệu ở cuối giai đoạn 2:    ' ' 'z2 z1 2 z2 z1 2 1 z1 q2 2 q1 1 fσ =σ +U .Δσ =σ +U . 1-U Δσ + I .h -I .h .γ      ' ' 'z2 z1 2 z2 z1 2 1 z1 q2 2 q1 1 fσ =σ +U .Δσ =σ +U . 1-U Δσ + I .h -I .h .γ   (14) Trong đĩ: U2: Độ cố kết của phân tố đất ở cuối giai đoạn 2. Thực hiện tính tốn gia tăng ứng suất và ứng suất ở cuối các giai đoạn tiếp theo tƣơng tự nhƣ đối với giai đoạn 2. Độ lớn của lún cố kết theo thời gian t = 811 ngày Áp dụng cơng thức (2), (4), (7) tính tốn độ lún cố kết sơ cấp, độ lún theo thời theo hai phƣơng pháp chịu lực và phƣơng pháp Nhật Bản. Tính tốn theo phương pháp nguyên tắc chịu lực Áp dụng phƣơng pháp tính này, kết quả độ lún cố kết theo thời gian là 62,5cm. Tính tốn theo phương pháp Nhật Bản Áp dụng phƣơng pháp tính này, kết quả độ lún cố kết theo thời gian là 181 cm. Độ lún này chênh lệch rất nhiều so với phƣơng pháp tính theo nguyên tắc chịu lực đã nêu ở trên (lớn gần 3 lần). Diễn biến của lún cố kết Quá trình đắp nền kết hợp với quan trắc kéo dài tới 811 ngày, đặc biệt là trong giai đoạn 2 (đắp từ cao độ +1.00m đến cao độ +5.64m) đƣợc tiến hành trong 144 ngày. Khi quá trình đắp diễn ra kéo dài thì tính lún trong giai đoạn với tải trọng là một giá trị cố định sẽ dẫn đến kết quả sai lệch so với thực tế. Do đĩ cần thiết phải chia thành nhiều giai đoạn nhỏ để tính. Tồn bộ quá trình đắp nền đƣợc chia thành 34 giai đoạn với mỗi giai đoạn thƣờng kéo dài khoảng 30 ngày. Do cĩ nhiều giai đoạn tính tốn nên dƣới đây tác giả chỉ giới thiệu đại diện kết quả tính tốn lún tại 3 giai đoạn đầu tiên là 30, 60 và 68 ngày (68 ngày là thời gian kết thúc quá trình đắp giai đoạn 1). Giai đoạn 1 (0-30 ngày): độ lún tính theo phƣơng pháp Nhật Bản là 8,7cm; theo phƣơng pháp nguyên tắc chịu lực là 2,8cm; Giai đoạn 2 (30-60 ngày): độ lún tính theo phƣơng pháp Nhật Bản là 9,2cm; theo phƣơng pháp nguyên tắc chịu lực là 2,8cm; Giai đoạn 3 (60- 68 ngày): độ lún tính theo phƣơng pháp Nhật Bản là 2,8cm; theo phƣơng pháp nguyên tắc chịu lực là 0. 2.3. So sánh với kết quả quan trắc Để so sánh kết quả tính tốn bởi hai phƣơng pháp, đồng thời đối chiếu với số liệu quan trắc hiện trƣờng, diễn biến lún tính tốn bởi hai phƣơng pháp và diễn biến lún thực tế đƣợc biểu diễn đồng thời lên cùng một đồ thị độ lún theo thời gian trên Hình 5. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 83 Hình 5: So sánh kết quả tính tốn với số liệu quan trắc Trên Hình 5, ta cĩ thể nhận thấy rõ ràng rằng phƣơng pháp tính theo Nhật Bản cho giá trị sát với thực tế hơn so với tính theo phƣơng pháp theo nguyên tắc chịu lực. Về độ lớn lún cố kết , phƣơng pháp tính theo quy trình Nhật Bản cho độ lún là 181cm, sai số là +4.0%. Trong khi đĩ tính theo phƣơng pháp nguyên tắc chịu lực cho giá trị độ lún là 62,5cm, sai số lên tới -64.1%. Về khía cạnh diễn biến của lún, cĩ thể nhận thấy rằng tốc độ lún tính tốn cao hơn so với thực tế. Điều này cĩ thể lý giải rằng trong các tính tốn này khả năng thốt nƣớc của nền gia cố bằng cọc cát đầm chặt đƣợc coi là giống với nền đƣợc xử lý bằng giếng cát. Điều này chƣa hợp lý vì với cọc cát đầm chặt thì tỷ lệ diện tích thay thế cao hơn so với giếng cát, do đĩ nền đất yếu sẽ bị xáo động nhiều hơn và khả năng thốt nƣớc sẽ giảm đi. Ngồi ra cát trong cọc cát đầm chặt rõ ràng là khả năng thốt 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 tốn 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 đốn theo phƣơng pháp tính của Nhật Bản lớn hơn nhiều (khoảng 3 lần) so với độ lún dự đốn theo phƣơng pháp theo nguyên tắc chịu lực. Đối chiếu với kết quả quan trắc thì độ lún dự đốn theo phƣơng pháp tính của Nhật Bản rất sát với độ lún thực tế ghi nhận ở hiện trƣờng với sai lệch chỉ là +4%. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Nguyễn Quang Khốt (2018), Nghiên cứu so sánh kết quả dự báo lún của nền đường trên đất yếu gia cố bằng cọc cát đầm theo các phương pháp khác nhau, luận văn cao học, ĐH Cơng nghệ GTVT. [2] Hồ sơ cơng trình Cầu Thái Bình thuộc Gĩi thầu EX-6 thuộc Dự án Đƣờng ơ tơ cao tốc Hà Nội - Hải Phịng [3] Technical standards and commentaries for port and harbour facilities in Japan, 2009. [4] J. Atkinson(1993). The Mechanics of Soils and Foundations. McGraw, Hill Cook Company Người phản biện: PGS,TS. ĐỖ NHƢ TRÁNG ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 84 GIỚI THIỆU TIÊU CHUẨN CHUYỂN ĐỔI TỪ TIÊU CHUẨN NHẬT BẢN: QUY HOẠCH VÀ THIẾT KẾ CƠNG 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 * Việt Nam đƣợc xem là một trong những nƣớc chịu ảnh hƣởng lớn nhất bởi thiên tai do hiện tƣợng khí hậu cực đoan trong hai thập kỷ gần đây (IPCC, 2014). Hàng năm thiên tai cƣớp đi mạng sống khoảng gần 500 ngƣời, gây thiệt hại khoảng 1.5 tỷ USD tƣơng đƣơng 1.5 % GDP (United Nation, 2016). Theo số liệu thống kê của Tổng cục Phịng, Chống thiên tai, từ năm 2000 đến năm 2015 đã xảy ra hơn 250 trận thiên tai liên quan đến lũ bùn đá làm chết và mất tích 779 ngƣời, bị thƣơng 426 ngƣời, hơn 9,700 căn nhà bị đổ trơi, hơn 100,000 căn nhà bị ngập, hƣ hại nặng, hơn * Phịng Nghiên cứu Địa k thuật, Viện Thủy Cơng, Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam Số 3 - Ngõ 95 Chùa Bộc - Đống Đa - Hà Nội Email: vubathao@gmail.com 75.000 ha lúa và hoa màu bị ngập, hàng trăm ha đất canh tác bị vùi lấp. Nhiều cơng trình giao thơng, thuỷ lợi, dân sinh kinh tế bị hƣ hỏng nặng nề và thiệt hại kinh tế ƣớc tính hàng nghìn tỷ đồng. Trong bối cảnh biến đổi khí hậu, thiên tai liên quan đến lũ bùn đá cĩ xu hƣớng gia tăng và cực đoan, khơng theo quy luật và khĩ lƣờng. Cùng với đĩ, sự phát triển nhanh chĩng và thiếu bền vững về dân sinh, kinh tế và cơ sở hạ tầng làm suy thối về mơi trƣờng và lớp thảm phủ thực vật, càng làm tăng thêm rủi ro thiên tai. Trƣớc tình hình đĩ, chính phủ Việt Nam đã rất quyết liệt trong việc triển khai các giải pháp phịng, chống và giảm thiểu loại hình thiên tai này. Cụ thể là Chính phủ đã sửa đổi bổ sung Luật Phịng chống thiên tai năm 2013; ban hành các văn bản trong cơng tác phịng chống lũ quét, ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 85 lũ bùn đá nhƣ: Nghị quyết 76/NQ-CP của Chính phủ ngày 18/6/2018 và Chỉ thị số 19/CT-TTg ngày 13/7/2018 về cơng tác phịng tránh lũ ống, lũ quét, sạt lở đất; Trong đĩ đề nghị các cơ quan trung ƣơng và địa phƣơng lên các phƣơng án cơng trình, phi cơng trình nhằm phịng tránh, giảm nhẹ tác động rủi ro do lũ quét, sạt lở đất gây ra, đảm bảo sự phát triển bền vững đối với khu vực miền núi và trung du. Để thực hiện đƣợc các dự án trên, việc xây dựng các tài liệu hƣớng dẫn, tiêu chuẩn về điều tra, khảo sát, thiết kế, thi cơng và nghiệm thu cơng trình phịng chống lũ bùn đá là rất cấp thiết. Năm 2019, Tiêu chuẩn quy hoạch và Tiêu chuẩn thiết kế cơng trình phịng chống lũ bùn đá của Nhật Bản (NLIM, 2016) đã đƣợc Viện Thủy cơng, Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam chuyển dịch và đƣợc Bộ Nơng nghiệp và Phát triển nơng thơn 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 cơng trình phịng chống lũ bùn đá. 2. CÁC NỘI DUNG TÍNH TỐN THIẾT KẾ CÁC THƠNG SỐ CHÍNH DÕNG LŨ BÙN ĐÁ VÀ ĐẬP CHẮN BÙN ĐÁ Tiêu chuẩn quy hoạch cơng trình phịng chống bùn đá quy định một số nguyên tắc ứng phĩ với lũ bùn đá, gỗ trơi và những điều kiện mà một kế hoạch xây dựng phải đáp ứng đƣợc. Tiêu chuẩn này đƣợc xây dựng nhằm đảm bảo việc thực hiện các nguyên tắc xây dựng quy hoạch cũng nhƣ bố trí các cơng trình đập ngăn bùn đá, gỗ trơi cũng nhƣ nạo vét trong quá trình vận hành cơng trình. 2.1. Phƣơng thức dịch chuyển trầm tích Hình 1 cho thấy sự phân vùng cơ bản hình thái vận động của dịng lũ bùn đá thay đổi theo độ dốc lƣu vực. Quy hoạch về kiểm sốt xĩi mịn và bồi lắng trầm tích phải dựa trên các phƣơng thức vận chuyển trầm tích. Tồn bộ dịng chảy lũ bùn đá chia thành 2 phân vùng cơ bản là khu vực lũ bùn đá và khu vực nĩn phĩng vật. Ranh giới giữa hai phần phải là điểm mà tại đĩ độ dốc dọc lịng suối khơng lớn hơn 2 độ. Khu vực lũ bùn đá lại đƣợc chia nhỏ thành 3 tiểu khu vực là: khu vực phát sinh, khu vực vận chuyển và khu vực lắng đọng (khu vực trầm tích); các khu vực này đều phân chia dựa vào độ dốc lịng dẫn và mỗi tiểu khu vực cĩ sự chồng lấn nhất định, nhƣ thể hiện trên Hình 1. Việc phân chia này đã đƣợc các nhà nghiên cứu và quản lý thiên tai trầm tích Nhật Bản nghiên cứu, tổng kết và đƣa vào quy định trong Tiêu chuẩn thiết kế cơng trình phịng chống lũ bùn đá. Hình 1. Hình thái vận chuyển trầm tích theo độ dốc lưu vực 2.2. Thiết kế cơ sở kiểm sốt lũ bùn đá và gỗ trơi Các thơng số thiết kế cơ sở hạ tầng phịng, chống thiên tai lũ bùn đá/gỗ trơi đƣợc tính tốn theo cơng thức (1): V -W -(X +Y +Z) = 0 (1) trong đĩ: V: Tổng lƣợng bùn đá, gỗ trơi dự kiến chảy trên lƣu vực, (m3); W: Tổng lƣợng bùn đá, gỗ trơi cho phép chảy dự kiến (thƣờng bằng khơng), (m3); X: Tổng lƣợng bùn đá, gỗ trơi thu dự kiến, (m3); Y: Tổng lƣợng bùn đá, gỗ trơi lắng dự kiến, (m3); Z: Tổng lƣợng bùn đá, gỗ trơi phịng ngừa phát sinh dự kiến (nếu cĩ), (m 3). V, W, X, Y và Z, thứ tự đại diện ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 86 cho một tổng lƣợng dịng chảy bùn đá và gỗ trơi, đƣợc thể hiện trong các biểu thức (2) - (6) sau: V = Vd +VW (2) W = Wd +WW (3) X = Xd +XW (4) Y = Yd +YW (5) Z = Zd +ZW (6) trong đĩ: Vd: Lƣợng bùn đá dự kiến chảy trên lƣu vực, (m3); Vw: Lƣợng gỗ trơi dự kiến, (m 3 ); Wd: Lƣợng bùn đá cho phép dự kiến, (m 3 ); Ww: Lƣợng gỗ trơi cho phép dự kiến, (m 3 ); Xd: Lƣợng bùn đá thu dự kiến, (m3); Xw: Lƣợng gỗ trơi thu dự kiến, (m3); Yd: Lƣợng bùn đá lắng dự kiến, (m3); Yw: Lƣợng gỗ trơi lắng dự kiến, (m3); Zd: Lƣợng bùn đá ngăn ngừa phát sinh dự kiến (nếu cĩ; m3); Zw: Lƣợng gỗ trơi ngăn ngừa phát sinh dự kiến (nếu cĩ; m3). Để xác định đƣợc lƣợng thu và lắng dự kiến, các giá trị X, Y và Z cần đƣợc ƣớc tính theo cơng thức (4), (5) và (6). Hình 2, Hình 3 và Hình 4 phác họa dung tích của X, Y và Z. Độ dốc mặt phân cách dung tích thu và lắng dự kiến lấy bằng ½ độ dốc lịng dẫn tự nhiên. Độ dốc thu dự kiến lấy bằng 2/3 độ dốc lịng dẫn tự nhiên. Những giá trí này đƣợc đánh giá dựa trên kết quả khảo sát thực địa và các ghi chép từ các thảm họa trong quá khứ. Ngồi ra, kế hoạch và thực hiện thanh thải bùn đá/gỗ trơi cần đƣợc hoạch định chi tiết. Hình 2. Tính tốn thiết kế lượng trầm tích cho đập hở Hình 3. Tính tốn thiết kế lượng trầm tích cho đập kín Hình 4. Tính tốn thiết kế lượng trầm tích cho đập nửa hở 2.3. Lƣu lƣợng lớn nhất và độ sâu dịng lũ bùn đá Lƣu lƣợng lũ lớn nhất (lƣu lƣợng đỉnh lũ) đƣợc tính tốn theo cơng thức (7) dựa trên lƣợng bùn đá chảy về từ thƣợng nguồn. (7) trong đĩ: Qsp là lƣu lƣợng đỉnh dịng bùn đá (m 3 ); Vdqp là lƣợng trầm tích bao gồm cả lỗ rỗng trong một đợt lũ (m3); Cd là hệ số mật độ dịng bùn đá; C* là hệ số mật độ thể tích cho dịng trầm tích vùng núi, lấy bằng 0.6. Hình 5. Phác họa lưu vực cĩ lũ bùn đá ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 87 Hình 6. Mặt cắt ngang lịng dẫn Hình 6 phác họa mặt cắt ngang lịng dẫn tại vị trí tính tốn đỉnh lũ. Tiết diện mặt cắt đƣợc xác định thơng qua khảo sát hiện trƣờng. Vận tốc trung bình (U) và độ sâu dịng bùn đá (Dd) tƣơng ứng với lƣu lƣợng đỉnh (Qsp) đƣợc tính theo cơng thức (8) – (10). trong đĩ: Dr là chu vi ƣớc dịng bùn đá, giá trị này lấy bằng giá trị Dd (m); θ là gradient lịng dẫn; Kn hệ số nhám lịng dẫn; Ad là tiết diện ngang dịng bùn đá (m2); và Bda là bề rộng mặt thống dịng bùn đá (m). Vdpq đƣợc tính dựa trên mặt cắt ƣớt nơi lũ đi qua. Cơng thức (7) đƣợc thành lập dựa trên kết quả ghi chép lại các trận lũ trong quá khứ. Trƣớc tiên cần xác định Vdqp, hiện tại, giá trị này rất khĩ để xác định nếu hai hoặc nhiều đợt lũ cùng xẩy ra cùng một lúc. Vì thế trong tính tốn này, giả định chỉ cĩ 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 trịn), nơi Qsp thì đƣợc tính tốn. Bƣớc tiếp theo, lƣợng trầm tích bị xĩi trơi và lƣợng trầm tích cĩ 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 trầm tích chảy ra ƣớc tính‖ cho điểm tính tốn. Cuối cùng, giá trị lớn nhất trong các giá trị ―lƣợng trầm tích chảy ra ƣớc tính‖ chính là Vdqp. 3. CÁC NỘI DUNG CHÍNH TRONG THIẾT KẾ ĐẬP CHẮN BÙN ĐÁ Tiêu chuẩn thiết kế kỹ thuật đập chắn bùn đá quy định các yêu cầu kỹ thuật trong thiết kế cơng trình kiểm sốt lũ bùn đá và gỗ trơi (đập ngăn bùn đá, gỗ trơi) nhằm đảm bảo tính năng và sự an tồn cần thiết dựa trên kế hoạch tổng thể các cơng trình phịng chống lũ bùn đá và gỗ trơi. 3.1. Độ mở của đập hở và đập nửa hở Hình 7 và Bảng 1 thể hiện các thơng số chính ảnh hƣởng lựa chọn kích thƣớc tối ƣu cho dạng đập hở [9]. Về nguyên tác, độ mở của cửa nên rộng nhất cĩ thể và bằng lịng độ rộng của thung lũng/ suối. Vì vậy chức năng của đập dạng hở đƣợc khai thác triệt để và khơng lƣu nƣớc lại phía sau đập trƣớc khi trận lũ bùn đá xẩy ra. 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 dịng lũ bùn đá*2 *1 Bề rộng mắt lưới cĩ thể lấy bằng 1.5 lần D95 (đường kính hạt lớn nhất của 95 % bùn đá) *2 Chiều cao mắt lưới thấp nhất cĩ thể lấy bằng 1.5 lần D95. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 88 Hình 7. Cửa xả đập dạng hở Bảng 2. Tổ hợp ngoại lực chƣa bao gồm trọng lƣợng bản thân cho dạng đập hở Bình thƣờng Dịng bùn đá Lũ Đập thấp hơn 15 m Áp lực trầm tích Lực dịng bùn đá Đập cao 15 m hoặc hơn Áp lực trầm tích Lực dịng bùn đá 3.2. Mặt cắt ngang phần hở của đập hở và 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 dịng lũ nhỏ hơn hai [9]. Thực tế, việc xác định kích thƣớc viên đá lớn nhất gặp nhiều khĩ 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 cĩ 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 nửa hở Độ mở của đập đƣợc thiết kế đảm bảo ổn định khi các ngoại lực và trọng lƣợng bản thân 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 Ngồi ra, thậm chí các mắt lƣới bị phá hoai, ổn định tổng thể cơng trình vẫn đảm bảo. Ngồi các thanh chịu lực, cần bố trí thêm các thanh cấu tạo cĩ thể sử dụng vật liệu nhƣa. Các thanh này giúp tăng khả năng thu giữ bùn đá. Hình 8. Vị trí tác dụng của ngoại lực cho đập hở Hình 9. Vị trí tác dụng của ngoại lực cho đập dạng nửa hở thấp hơn 15 m. Hình trên là trường hợp cĩ dịng bùn đá và hình dưới là trường hợp cĩ lũ. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 89 Bảng 3. Tổ hợp ngoại lực khơng bao gồm trọng lƣợng bản thân của dạng đập hở Bình thƣờng Dịng bùn đá Lũ Đập thấp hơn 15 m Áp lực thủy tĩnh Áp lực trầm tích Áp lực dịng bùn đá Áp lực thủy tĩnh Đập cao 15 m hoặc hơn Áp lực thủy tĩnh Áp lực trầm tích Lực đẩy nổi Lực quán tính động đất Áp lực nƣớc động Áp lực thủy tĩnh Áp lực trầm tích Lực đẩy nổi Áp lực nƣớc động Áp lực thủy tĩnh Áp lực trầm tích Lực đẩy nổi Bảng 4. Tổ hợp ngoại lực cho tính tốn kết cấu. Trƣờng hợp Dịng bùn đá Đầy trầm tích Thay đổi nhiệt độ Trong lƣợng bản thân O O O Lực dịng 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 khơng bao gồm trọng lƣợng bản thân cho dạng đập hở Bình thƣờng Dịng bùn đá Lũ Đập thấp hơn 15 m Áp lực thủy tĩnh Áp lực trầm tích Lực dịng bùn đá Đập cao 15 m hoặc hơn Áp lực trầm tích Áp lực dịng bùn đá 3.4. Thiết kế mặt cắt vai đập dạng kín, hở và nửa hở Phần khơng cho chảy qua (non-overflow) đƣợc thiết kế đảm bảo ổn định trƣớc tác dụng của trọng lƣợng bản thân và các ngoại lực nhƣ liệt kê ở Bảng 5 đối với đập hở; và đối với đập kín và nửa hở các ngoại lực lấy giống ngoại lực tính tốn cho phần tràn của đập kín. Hình 10 là ví dụ hƣớng dẫn xác định ngoại lực cho đập thấp hơn 15 m. Phần cánh đƣợc thiết k