Phân tích sự làm việc tương tác của kết cấu vỏ cống với môi tường đất đá xung quanh
Bạn đang xem bản rút gọn của tài liệu. Xem và tải ngay bản đầy đủ của tài liệu tại đây (1.27 MB, 23 trang )
chất công trình và Môi trường số 1 (7/2004).
4. Đỗ Minh Đức (2004), Nghiên cứu sự hình thành và biến đổi quá trình bồi tụ-xói lở ở đới ven
biển Thái Bình-Nam Định. Luận án Tiến sĩ chuyên ngành Địa chất công trình.
5. Lương Phương Hậu, Trịnh Việt An, Lương Phương Hợp (2002), Diễn biến cửa sông vùng đồng
bằng Bắc Bộ. Nhà xuất bản Xây dựng, 2002.
6. Phân viện Hải dương học Hải Phòng (2000). Dự án độc lập cấp nhà nước KHCN-5A, Nghiên
cứu dự báo, phòng chống sạt lở bờ biển Bắc Bộ từ Quảng Ninh tới Thanh Hoá.
7. Do Minh Duc, Chu Van Ngoi, Nguyen Huy Phuong, Ta Duc Thinh (2003), “Influences of seadike
system on shoreline change in a rapid accretion delta: the example of Thaibinh province, the Red
River Delta (Northern Vietnam)”, Hanoi GeoEngineering 2003.
8. U.S. Army Corps of Engineers (2002), Manual of Coastal Engineering.
9. Ton That Vinh et al. (1996), “Sea Dike Erosion and Coastal Retreat at Nam Ha Province,
Vietnam”, Coastal Engineering 1996, Chapter 28, p. 2820-2828.
----------------------------------------------------------------
Phân tích sự làm việc tương tác của kết cấu vỏ cống với môi tường đất
đá xung quanh
Đỗ Như Tráng(1)
Vũ Thùy Giang(2)
Analyse of interaction of underyround tube with the ground surrounding excaration
Abstract: This paper describes the results of reseach on the analyse of the underground tube linings
on interactions whith the rock surrounding undergound excavation. Data and graph are demonstrated
for calculated results. The conclusions from the results of reseach have been presented.
I. Đặt vấn đề
tính toán vỏ cống theo chế độ tương tác, sơ đồ
Hiện nay trong quy trình tính vỏ cống của
thuật toán, các kết quả phân tich sự làm việc
nước ta và một số tiêu chuẩn nước ngoài như
AASHTO hay JIS v.v… có nhiều phương pháp
đồng thời của vỏ với đất đá và các kết luận.
II. Mô hình tính
tính toán khác nhau: hoặc dựa trên giả thiết tải
Xét kết cấu cống nằm trong lòng đất-trong
trọng cho trước, hoặc chưa xét đầy đủ chế độ
một lỗ khoét, như một kết cấu nằm trong mặt
cùng làm việc (tương tác) giữa vỏ cống và môi
phẳng đàn hồi, xem xét sự làm việc của kết cấu
trường đất đá; Bài báo trình bầy phương pháp
như kết cấu cùng làm việc với môi trường đất đá
1. Khoa công trình Quân sự - Học viện kỹ thuật quân
sự.
100 Đường Hoàng Quốc Việt - Cầu Giấy - Hà Nội.
Tel: 9193068, 0903225054
Email:
2. Viện Khoa học kỹ thuật GTVT
1252 Đường Láng - Hà Nội.
1
xung quanh. Xét một kết cấu có mặt cắt ngang là
hình tròn với bán kính trong R đặt tại chiều sâu
lớn, nằm trong mặt phẳng đàn hồi có ứng suất
tương ứng trên các biên là Py và Px (hình1).
cho biến dạng của biên lỗ khoét và biên ngoài
của kết cấu là như nhau.
Hàm biến dạng trên biên lỗ khoét có dạng
như sau:
RP ( 1)
q0 R
1 1
(4)
0 2
(1 )
2( 1 2 )
4( 1 2 )
3
RP0 ( 2 1)
q0 R
1 1
x
(1 )
2( 1 2 )
4( 1 2 )
3
y
(5)
trong đó R: Bán kính ngoài của vành (kết cấu);
Khi đó mômen và lực dọc trong ống được xác
định theo các công thức:
Hình 1 Sơ đồ mặt phẳng đàn hồi
và cống khi đặt sâu
Các điều kiên biên của bài toán như vậy theo
hình 1 sẽ là:
x Px ;
(1)
y Py ;
xy 0;
Trên biên trong của ống do không có lực tác
dụng nên ứng suất có thể viết dưới dạng sau:
x0 0;
0
(2)
0;
y
0
xy 0;
Khi xét tương tác giữa kết cấu và môi trường
đất đá xung quanh, giả thiết trên biên lỗ tồn tại
áp lực biên phân bố theo qui luật sau:
q P0 q0 cos
2S
R
(3)
trong đó :
S - Chiều dài đoạn cung biên lỗ tròn tính từ
điểm A. Các giá trị P0 và q0 cần được chọn sao
qR
2S
cos
3
R
q0 R 2
I1
2S
M 1 P0
cos
3
R
F
N RP0
(6)
Chuyển dịch hướng tâm của các điểm A và B
của ống xác định theo các công thức:
P R2 q R4
u ( A) 0 1 0 1
EF
9 EI
(7)
2
P0 R
q0 R 4
v( B) 1 P0
F E
9 EI 1
Trong đó:
E: Môđun đàn hồi của vật liệu ống;
F1
F 1 I
;I
B
b
b - Chiều rộng ống tính toán dọc trục;
F - Diện tích mặt cắt ngang tiết diện ống;
J - Mômen quán tính tiết diện tuờng ống.
Cho biến dạng ống và biến dạng của các
điểm đất đá tương ứng tại các điểm A và B sẽ
tìm được các công thức để tính toán P0 và q0.
1
R
R2
a
(
)
a
P
a
a
(
)
12
q0
2
1 2
12
0
11
1
2
1 2
11 1
EF '
9 EFJ '
2
a11 (1 1 2 ) a12 1 2 p 0
(8)
1
1
1
1
R
1
1
1
R2
) a12
)
q 0
a 22 (
P0 a12 a 22 (
1 2 1 2
EF '
1 2 1 2 9 EFJ '
2
a
1
1
a 22 (1
) p 21 0
(9)
1
2
1 2
trong đó, các hệ số như sau:
1
a11=
a13 =
độ sâu kể trên.
1
-1
, a12 =
.1 ;
E1
E1
P 1 . .H
-1
1
.3 , a22 = ;
E3
G
E1 và E3 - Môđun đàn hồi theo các hướng
trục tương ứng 1 và 3.
(1 - Hệ số Poiison được xác định bằng tỷ lệ
giữa biến đạng dọc và biến dạng ngang trong
mặt phẳng phân lớp.
(3 - Hệ số Poiison được xác định bằng tỷ lệ
Các chuyển vị xuyên tâm sẽ được tính toán
theo các công thức sau đây:
Tại điểm A;
R P0 R 4
R
(13)
uA
q0 ( ) 2
E0
3
Tại điểm B:
R P0 R 4
R
uB
q0 ( )2
E0
3
(14)
giữa biến dạng ngang của đất đá trong mặt
phẳng bất đẳng hướng và biến dạng dọc.
G - Môđun trượt của đất đá;
(1, (2 - Nghiệm của phương trình:
(10)
a11 4 (2a12 a21 ) 2 a22 0
Sau khi xác định được P0, q0, có thể dễ dàng
tính được nội lực trong ống theo các công thức
sau:
R
N P0 R q0 3 cos 2 ;
2
2
M P q R cos 2
0
0
12
3
(11)
trong đó:
p p'
P
;
0
RE
1 (
)
E0
4( p p ' )
q
;
0
8R 2 F
3 ( 2 )
3 E0
(12)
trong các công thức trên:
( - Hệ số Poiison của đất đá.
R - Bán kính ống ;
E - Môđun biến dạng tổng quát củađất đá;
E0- Môđun biến dạng tổng quát của vật liệu
ống;
( - Chiều dày ống;
P‟- áp lực đất đá thẳng đứngtại độ sâu đặt
ống cho trước tính từ đỉnh ống H;
P' .H ;
( - Trọng lượng thể tích của đất đá;
P - áp lực đất đá nằm (áp lực hông) ngang tại
1
Hình 2 Sơ đồ tính ống nằm ở độ sâu nhỏ hơn ba
lần đường kính ống(trường hợp nông)
Đối với ống nằm ở độ sâu nhỏ hơn ba lần
đường kính ống mô hình tính toán là bán mặt
phẳng có trọng lượng có lỗ khoét đặt bên trong.
Lời giải bài toán trên trong lý thuyết đàn hồi
được các tác giả I. G. Aracôvich, I. Ja. Bjaler, I.
A. Prusovy giải.
Xét bán mặt phẳng đàn hồi có trọng lượng bị
suy giảm do tồn tại lỗ khoét hình tròn bán kính R
(Hình 2), tâm của ống đặt tại chiều sâu H. Vành
(ống) được xem là mỏng chịu tác dụng của hệ
lực phân bố. Chuyển vị của các điểm của bán
mặt phẳng tại chu vi lỗ khoét sẽ bằng chuyển vị
của vành tại các điểm tương ứng do giả thiết ống
và đất đá tiếp xúc chặt chẽ với nhau; Từ điều
kiện cùng làm việc của bán mặt phẳng và của
vành sẽ tìm được các phương trình xác định P0
và q0:
ae a0
R2
a 2 e 3a0
P
(
)
;
0
G
EF ' 16( 2G )
2 5G
R4
a 2 e 3a0 G
q
;
0
a
3G ( G )ae 0 9 EJ ' 16( 2G )( G )
Trong đó:
a H 2 R2 ;
2G
;
1 2
15)
(16)
a0 -Toạ độ cực của điểm A; Trong hầu hết
các trường hợp thực tế có thể lấy giá trị a0 ( 1,8;
Mômen uốn và lực dọc trong ống được tính
toán theo các công thức sau đây:
q0 R 2 b
Jb
cos 2 ( P0 q0 e 2 a0 );
M
3
F
q
N Rb ( 0 cos 2 P q e 2 a0 );
0
0
3
Chọn mô hình kiểm nghiệm hiện hành:
Các số liệu tính như sau(số liệu tham khảo
khu vực Hà Nội):
Bán kính cống tròn(m): r=2m; Khối lượng thể
tích đất (T/m3): (=1,8;
Chiều dầy ống (m): (=0,15; Hệ số nở hông:
(=0,2;
Lực dính của đất (T/m2): c= 0,5; Góc ma sát
trong(O): ( =3,5 ;
(17)
Sơ đồ khối thực hiện phân tích sự làm việc
của vỏ cống như sau:
Hình 4. Mô hình chọn để so sánh kiểm nghiệm {1}
Hình 3. Sơ đồ khối
III. Các kết quả tính toán và nhận xét
Bảng 1. Giá trị mômen Mmax cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau
H(m) 4
6
8
A
4,68 7,01 9,35
B -0,26 0,27 1,77
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
11,69 14,02 16,36 18,70 21,04 23,37 25,71 28,05 30,39 32,72 35,06
4,52 8,82 14,99 23,33 34,15 47,77 64,49 84,63 108,49 136,38 168,62
C 4,68 7,35 10,05 12,75 15,45 18,15 20,85 23,55 26,25 28,95 31,65 34,35 37,05 39,75
Ghi chú:A: Mô hình đặt nông; B: Mô hình đặt sâu; C: Mô hình chọn kiểm nghiệm;
1
Bảng số 2: Giá trị lực dọc Nmax cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau
H(m) 4
6
8
B 2,33 3,49 4,66
10
5,82
12
6,99
14
8,15
16
9,31
18
20
22
24
26
28
30
10,48 11,64 12,81 13,97 15,13 16,30 17,46
4,34
7,40
11,54 16,92 23,69 32,01 42,02 53,89 67,67 83,81
A
-0,16 0,11 0,85
2,21
C
6,08 7,88 9,68
11,48 13,28 15,08 16,88 18,68 20,48 22,28 24,08 25,88 27,68 29,48
Hình 6. Biểu đồ giá trị lực dọc Nmax
cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau
Hình 5. Biểu đồ giá trị mômen Mmax
cho 3 mô hình tại các độ sâu khác nhau
Bảng số 3. Giá trị mômen Mmax và lực dọc Nmax cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau
H(M) 4
6
A 2,94 2,0
8
1,5
10
1,21
12
1,01
14
0,87
16
0,76
18
0,68
20
0,61
22
0,56
24
0,51
26
0,47
28
0,44
30
0,41
C
1,53 1,03 0,78
14,4 19,76 7,38
0,63
5,93
0,53
4,96
0,45
4,26
0,40
3,74
0,35
3,33
0,32
3,0
0,29
2,73
0,27
2,5
0,24
2,31
0,23
2,15
0,21
2,0
D
3,93 2,66
1,62
1,35
1,16
1,02
0,91
0,82
0,74
0,68
0,63
0,59
0,55
B
2,01
Ghi chú: A:Mô hình đặt nông (Mômen Mmax) ;B: Mô hình đặt nông (Lực dọc Nmax) ;C: Mô hình chọn để
kiểm nghiệm (Mômen Mmax) ;B: Mô hình chọn để kiểm nghiệm (Lực dọc Nmax)
1
Hình 7. Biểu đồ giá trị mômen Mmax và lực dọc Nmax cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau
Một số nhận xét:
1. Trong khoảng H<3D (khảo sát với D=4m; H=12-15m) Nội lực tính theo mô hình tương tác
đặt nông cho giá trị nội lực nhỏ nhất (Hình 5);
2. Trong khoảng H>3D Nội lực tính theo mô hình tương tác đặt sâu cho giá trị nội lực nhỏ nhất
(Hình 6 );
3. Khi chiều sâu đặt cống tăng lên, tại một giá trị nhất định nào đó (H=12 -15m), chiều sâu ít
ảnh hưởng tới nội lực và có thể lựa chọn được chiều dầy, cũng như cấu tạo ống hợp l í (Hình 7).
4. Các kết luận trên đây cho thấy tính chính xác và hợp lí trong cấu tạo và tính toán vỏ cống theo
mô hình tương tác.
Tài liệu tham khảo:
1. Tiêu chuẩn thiết kế 20-TCN-51-84(1989);
2. Đỗ Như Tráng, “áp lực đất đá và tính toán kết cấu công trình ngầm”, Học viên Kỹ Thuật Quân
Sự (1997).
3. AASHTO American Standard Specification for Highway Bridge-1994.
4. Borodavkin P. P. Mekhanika Gruntov v Truboprovodnom stroitelstvje M. 1976.
-----------------------------
Nghiên cứu Các đặc tính đàn hồi của cát
1
Nguyễn Hồng Nam*
Trung Tâm Thuỷ Công,
Viện Khoa Học Thuỷ Lợi,
95/3 Chùa Bộc, Hà Nội.
Tel: 8522794, Fax: 8533377;
Email:
Study on quasi-elastic deformation properties of sand
Abstract: Quasi-elastic deformation properties of dry, dense Toyoura sand at very small
strain level were investigated by conducting a series of triaxial and torsional shear tests on
hollow cylindrical specimens. Strains were measured locally by a newly developed pintyped local deformation transducer. Degradation of vertical Young’s modulus Ez and shear
modulus Gz( with the increase of shear stress (z( was observed during torsional shear
tests, while keeping the constant values of vertical stress (’z and horizontal stress (’(. Effect
of end-restraint at the top cap and pedestal on small strain shear modulus that was
measured externally by applying small unload/reload cycles in the torsional direction was
found to be significant.
I. Đặt vấn đề
Các đặc tính đàn hồi cuả đất có ý nghĩa quan trọng khi nghiên cứu bài toán biến dạng nền
đất cứng hoặc đá mềm vì biến dạng của các loại nền này thường nhỏ hơn 0.1% (Burland,
1989). Trong vài thập kỷ qua, những kiến thức mới về các đặc tính đàn hồi của đất ở mức
biến dạng nhỏ (<0.001% (Tatsuoka và nnk, 1997) đã cho thấy tầm quan trọng của các thiết
bị đo biến dạng cục bộ. Hầu hết các thiết bị đo cục bộ nói trên được áp dụng cho các mẫu thí
nghiệm 3 trục. Tuy nhiên, đối với các thí nghiệm cắt xoắn sử dụng mẫu hình trụ rỗng nhằm
mô phỏng các điều kiện chịu lực tổng quát của đất có xét đến sự quay trục ứng suất chính
(ví dụ, do các tải trọng ngang như động đất, sóng biển gây ra) thì việc áp dụng các thiết bị đo
loại này còn rất hạn chế.
Nghiên cứu này nhằm khảo sát các đặc tính đàn hồi của cát bằng các thí nghiệm 3 trục
và xoắn trên các mẫu hình trụ rỗng, sử dụng một loại thiết bị đo biến dạng cục bộ kiểu mũi
nhọn (P-LDT) mới được phát triển.
II. thiết bị, Vật liệu và các thủ tục thí nghiệm
2.1 Thiết bị thí nghiệm
Máy cắt xoắn hình trụ rỗng (hollow cylinder torsional shear apparatus) được phát triển
tại Viện Khoa Học Công Nghiệp, Đại Học Tổng Hợp Tokyo (Hình 1). Hai hệ thống gia tải
thẳng đứng và xoắn có thể được điều khiển độc lập và tự động bởi một máy vi tính. Năng
lực của hệ thống gia tải thẳng đứng là 8 kN; của xoắn là 0.15 kN.m.
1
T ransduce rs :
①Two-component load ce l l
②D isp lacement t ransduce r fo r la rge ve rt ica l d isp lacement
③P rox m
i i ty t ransduce r fo r sma l l ve rt ica l d isp lacemen t
④P rox m
i i ty t ransduce r fo r sma l l ro ta t iona l d isp lacemen t
⑤Po tent iometer fo r la rge ro ta t iona l d isp lacement
⑥H igh capac i ty d if fe rent ia l pressu re transducer fo r con f in ing s tress
⑦Low capac ity d i f feren t ia l p ressure transducer fo r vo lume change
Load ing sha ft (φ30mm )
②
Bea r ing house
Screw to rota te the
attachment o f ④
Screw sha ft to ad just
the vert ica l
pos it ion o f ③
Ce l l pressure
①
④
③
⑤
Top cap
Back p ressure
H=30cm
Spec men
i
D i=12cm
Do=20cm
Porous stone
P ressure ce l l
Burette
Pedesta l
⑥
⑦
0
20 (cm)
10
Hình 1. Máy cắt xoắn hình trụ rỗng
Fz
*glued on the surface of specimen
Hinge*
HTPB strip
45°
Conical
hole
T
GS2
GS4
GS3
GS1
Pin
GS2
GS4
GS3
SET1
GS1
12cm
SET1
20cm
30cm
P-LDT
SET2
Hình 2. Sơ đồ bố trí thiết bị đo biến dạng
AC servo motor được điều khiển bởi hai
D-A converter loại 12-bit. áp suất trong và
ngoài mẫu được giữ bằng nhau trong quá trình thí nghiệm. Một thiết bị E/P có công suất 980
kPa được dùng để điều khiển áp suất buồng thông qua các D-A converter.
2.2 Vật liệu và thủ tục thí nghiệm
Vật liệu thí nghiệm là cát Toyoura ở trạng thái chặt, khô. Toyoura là một loại cát hạt đều ở Nhật
Bản (emax = 0,966, emin= 0,600). Hệ số rỗng eini = (0,697-0,740) tại áp suất cố kết (‟c = 30 kPa. Ba
loại kích cỡ mẫu hình trụ rỗng được sử dụng trong nghiên cứu này như sau: cỡ mẫu A (đường kính
ngoài Do = 20 cm, đường kính trong Di = 16 cm, chiều cao H = 30 cm); cỡ mẫu B (Do = 20 cm, Di =
12 cm, H = 30 cm); và cỡ mẫu C (Do = 10 cm, Di = 6 cm, H = 20 cm). Trong bài báo này chỉ phân
tích các kết quả thí nghiệm trên cỡ mẫu B (Do = 20 cm, Di = 12 cm, H = 30 cm). Các mẫu thí
nghiệm được tạo bởi phương pháp “mưa cát” trong không khí. Hình 2 thể hiện sơ đồ bố trí các thiết
1
bị đo biến dạng. Hai bộ P-LDT (SET 1 và SET 2) được lắp tại vùng trung tâm mẫu để tránh các sai
số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu, và đối xứng qua trục mẫu. Mỗi bộ bao gồm 3 P-LDT được lắp phía
ngoài mẫu theo hình một tam giác vuông, và một P-LDT được lắp phía trong mẫu theo phương
ngang.
Nguyên lý làm việc của P-LDT (Hong Nam và nnk, 2001; Hong Nam và Koseki, 2003;
Hong Nam, 2004) tương tự như LDT truyền thống (Goto và nnk., 1991). Biến dạng của đất
có thể được xác định thông qua biến dạng của thanh đồng phốt-pho qua xử lý nhiệt. Trên
thanh đồng này có gắn các điện trở để tạo thành một mạch cầu Wheatstone. Các đặc tính
khác biệt của P-LDT so với LDT truyền thống chính là các kết cấu của hai đầu mũi nhọn của
thanh đồng và hai khớp hình nón, cũng được làm bằng đồng phốt-pho qua xử lý nhiệt và
được gắn keo với màng cao su bao phía ngoài mẫu, nhằm duy trì sự quay tự do của thanh
đồng tại hai điểm tiếp xúc (đáy của các lỗ hình nón) trong quá trình thí nghiệm.
3
TOYOG10
q=('z - ') (kPa)
2
1
Small vertical cyclic loading
'r='=constant=200 kPa
0
Ez=282.5 MPa
-1
1
-2
Ez=q/z
-3
-4
(a)
-0.0015
-0.0010
-0.0005
0.0000
0.0005
0.0010
z (%)
0.0015
'r='=constant=200 kPa
TOYOG10
2
TOYOG10
Small torsional cyclic loading
'z='r='=constant=200 kPa
0.0010
0
(%)
z (kPa)
1
Gz=122.4 MPa
-1
1
-2
Gz=z/z
1
z=-/z
(b)
-3
-0.002
z=0.205
0.0005
-0.001
0.000
0.001
0.002
0.003
z (%)
(c)
Small vertical cyclic loading
0.0000
-0.0015
-0.0010
-0.0005
0.0000
0.0005
0.0010
z (%)
Hình 3. Ez,Gz( và (z( đo cục bộ trong IC
Để tính 4 thành phần biến dạng trung bình của mẫu ((z, (r, (( và (z(), hai giả thiết sau đây
được sử dụng; đó là: i) góc hướng tâm tạo bởi hai điểm cuối của P-LDT nằm ngang và giao
điểm của mặt phẳng ngang (chứa chúng) với trục mẫu là hằng số; ii) mẫu luôn duy trì hình
trụ rỗng tròn xoay. Vì vậy, các P-LDT nằm ngang lắp bên trong và ngoài mẫu có thể đo
được (r và ((. Hai P-LDT theo phương đứng và xiên có thể đo được (z và (z(.
Ngoài ra, hai cặp sensor loại không tiếp xúc (GS1 và GS2 cho phương đứng, và GS3 và
GS4 cho phương xoắn) với giới hạn 4 mm được dùng để đo (z và (z( tại mũ trên mẫu.
Các đường ứng suất được áp dụng như sau: Sau khi cố kết đẳng hướng (IC) từ (‟c = 30 tới
400 kPa và giảm xuống 100 kPa, mẫu chịu vài vòng lực tuần hoàn biên độ lớn theo các đường
ứng suất khác nhau, có thể được phân loại như sau:
TC (nén 3 trục) hoặc TE (nở 3 trục):
0,5 ( R ( 3 (R = (‟z/(‟() với (‟r = (‟( = 100 hoặc 200 kPa,
1
và 1 ( R < 5 với (‟r = (‟( = 40 hoặc 50 kPa;
TSI (cắt xoắn từ trạng thái ứng suất đẳng hướng): -0,8 < S < 0.8 (S = (z(/(‟() với (‟z =
(‟r = (‟( = 80, 100 hoặc 200 kPa;
TSA (cắt xoắn từ trạng thái ứng suất dị hướng): -0,8 < S < 0,8 với (‟r = (‟( = 100 kPa (R
= 2,2 . 5, 3).
Trong quá trình thí nghiệm, tại các trạng thái ứng suất ổn định sau một khoảng thời gian
từ biến khoảng 10-20 phút, 3 vòng lực dỡ tải/chất tải biên độ nhỏ được áp dụng với mẫu
theo hướng thẳng đứng và xoắn với biên độ biến dạng đơn, theo thứ tự tương ứng, là 0,001
và 0,0015 % để tính các đặc tính biến dạng cận đàn hồi như mô đun đàn hồi Young theo
phương đứng Ez, mô đun kháng cắt Gz(, và hệ số Poisson (z(. Các hình 3a đến 3c cho
thấy các ví dụ tính toán điển hình các giá trị này đo bởi P-LDT từ vòng lực biên độ nhỏ thứ
hai trong IC (thí nghiệm TOYOG10).
III. Kết Quả thí nghiệm và thảo luận
3.1 Mô đun Young Ez
Các giá trị Ez đo bởi P-LDT được chuẩn hoá bởi hàm hệ số rỗng f(e) = (2,17 - e)2/(1 + e)
(Hardin và Richart, 1963).
400
TOYOG19
2
f(e)=(2.17-e) /(1+e)
Ez/f(e) (MPa)
200
100
80
m
1
m
Ez/f(e) ~'z
60
40
IC, m=0.447
TE and TC ('=100 kPa), m=0.523
(a)
20
20
40
60
80 100
200
400
'z (kPa)
350
2
Cyclic torsional loadings
f(e)=(2.17-e) /(1+e)
300
Ez /f(e) (MPa)
250
200
150
TSI, 'z='=100 kPa
100
50
(b)
0
-60
TSA, 'z=2'=200 kPa
TOYOG10
TOYOG11
TOYOG16
TOYOG19
-40
-20
TOYOG11
TOYOG16
TOYOG19
0
20
40
60
z (kPa)
Hình 4. Ez trong IC, tải 3 trục (a) và cát xoắn (b)
400
TOYOG19
f(e)=(2.17-e)/(1+e)
Gz/f(e) ~('z')
2
0.5n
Gz /f(e) (MPa)
200
100
80
60
n
40
1
IC, n=0.472
TE and TC, '=100 kPa, n=0.572
(a)
20
20
40
60
80 100
('z')
200
0.5
400
(kPa)
1
120
Cyclic torsional loadings
2
f(e)=(2.17-e) /(1+e)
Gz/f(e) (MPa)
100
80
60
TSI, 'z='=100 kPa
40
20
(b)
0
TSA, 'z=2'=200 kPa
TOYOG10
TOYOG11
TOYOG16
TOYOG19
-60
-40
-20
TOYOG11
TOYOG16
TOYOG19
0
20
40
60
z (kPa)
Hình 5. Gz( trong IC, tải 3 trục (a) và cắt xoắn (b)
Trong quá trình cố kết đẳng hướng IC và tải 3 trục tuần hoàn, khi không có sự quay trục
ứng suất chính từ trục vật liệu, Ez/f(e) có thể được mô phỏng như là một hàm số của (‟zm (ví
dụ thí nghiệm TOYOG19, hình 4a). Các giá trị trung bình của m không biến đổi lớn với các
đường ứng suất đã trải qua. Sự khác nhau giữa các giá trị m này có thể là do sự phá huỷ kết
cấu đất, gây ra bởi mẫu chịu cắt với các tỷ số ứng suất R khác nhau trong các đường ứng
suất khác nhau, ví dụ, TC và TE. Quan hệ Ez/f(e) ~ (‟zm nói trên phù hợp với kết quả của
Hardin (1978).
Khi chịu tải xoắn tuần hoàn với sự quay các trục ứng suất chính từ các trục vật liệu
(đường TSI và TSA; hình 4b), sự suy giảm các giá trị Ez/f(e) theo ứng suất tiếp (z(, tỷ số
ứng suất R đã được quan sát. Lịch sử ứng suất cũng ảnh hưởng sự suy giảm này, dẫn tới
sự khác nhau về giá trị Ez/f(e) giữa các nhánh gia tải và dỡ tải như đã quan sát trong thí
nghiệm TOYOG11.
3.2 Mô đun kháng cắt Gz(
Trong đường IC và tải 3 trục tuần hoàn, Gz(/f(e) có thể được mô phỏng như là một hàm
số của ((‟z (‟()0.5n (ví dụ thí nghiệm TOYOG19, hình 5a). Các giá trị n biến đổi nhỏ trong các
đường ứng suất đã trải qua. Sự khác nhau giữa các giá trị n nhận được từ các đường ứng
suất khác nhau có thể là do sự phá huỷ kết cấu đất trong quá trình cắt TC và TE với các tỷ
số ứng suất R khác nhau. Sự phụ thuộc Gz(/f(e) với ((‟z (‟()0.5 nói trên phù hợp với kết quả
của Roesler (1979).
Trong thí nghiệm xoắn tuần hoàn TSI ((‟z = (‟( = 100 kPa; hình 5b) và TSA ((‟z = 2(‟( = 200
kPa; hình 5b) với sự quay trục ứng suất chính từ trục vật liệu, sự suy giảm Gz(/f(e) phụ
thuộc vào (z( , R và lịch sử ứng suất. Những sự phụ thuộc này của Gz(/f(e) đã được quan
sát theo cách tương tự với Ez/f(e).
3.3 Hệ số Poisson (z(
Trong IC, giá trị trung bình của (z( đối với các mẫu khác nhau là 0.176.
Trong đường TC (hình 6a), các giá trị đo của (z( tỷ lệ với Rk. Nhìn chung, các giá trị k
không bằng m/2, chúng có xu hướng phụ thuộc (‟( và R. Các giá trị trung bình của k có xu
hướng tăng với sự giảm của ứng suất ngang (‟(. Phát hiện hiện tại (k ≠ m/2) trái ngược với
kết quả của Hoque (1996). Nguyên nhân có thể là Hoque đã tiến hành các thí nghiệm nén 3
0.5
trục0.4với các giá trị tỷ số ứng suất (R ( 2) nhỏ hơn giá trị
Rtorsional
trong
này.
Cyclic
loadingnghiên cứu
TSI (' =' =100 kPa)
z
(b)
Cyclic triaxial loadings
0.3
(a
)
'r='=200 kPa
TOYOG10 (TC, k=0.202)
TOYOG10 (TE)
0.4
TSA ('z=2'=200 kPa)
TOYOG19
z
0.3
z
0.2
0.2
1
'r='=100 kPa
k
TOYOG10 (TC, k=0.247)
TOYOG11 (TC, k=0.399)
TOYOG16 (TC, k=0.420)
TOYOG19 (TE&TC, k=0.266)
1
0.1
0.4
0.5
0.6 0.7 0.8 0.9 1
R='z/'
2
3
0.1
(b)
0.0
-60
-40
-20
0
z (kPa)
20
40
60
Hình 6. (z( trong tải 3 trục (a) và cắt xoắn (b)
Hình 6b cho thấy trong các đường TSI ((‟z = (‟( = 100 kPa) và TSA ((‟z = 2(‟( = 200 kPa),
với sự quay các trục ứng suất chính từ các trục vật liệu, sự tăng các giá trị (z( gây ra sự
giảm nhẹ các giá trị (z(. Mức độ suy giảm này cũng phụ thuộc tỷ số ứng suất R.
3.4 ảnh hưởng của sai số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu
ảnh hưởng của sai số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu tại mũ trên và đế đối với Ez đã
được khảo sát bằng cách so sánh các giá trị Ez đo phía ngoài mẫu bằng các sensor
không tiếp xúc (GS) và đo cục bộ bằng P-LDT. Hình 7 cho thấy các giá trị (E
(=Ez(GS)/Ez(P-LDT)) trong đường ứng suất TSI ((’z = (’( = 100 kPa). Giá trị trung bình
cho các mẫu khác nhau trong đường này: (sE = 0.986.
Các ảnh hưởng nói trên đối với Gz( được xem xét thông qua hệ số (G (= Gz((GS)/Gz((PLDT)). Các giá trị (G đo được trên các mẫu thí nghiệm trong đường TSI ((‟z = (‟( = 100 kPa; hình
8) cho thấy rằng tất cả các giá trị đo ngoài của Gz( đều lớn hơn các giá trị đo cục bộ. Giá trị
trung bình cho các mẫu khác nhau trong đường TSI này là (sG = 1.126. Sự khác nhau nói trên
giữa các giá trị đo ngoài và đo cục bộ của Gz( có thể do ảnh hưởng của liên kết cuối mẫu, dẫn
đến đánh giá các giá trị Gz( đo ngoài có thể thiên lớn.
Hình 7. ảnh hưởng của sai số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu đối với Ez trong đường TSI
1.50
TSI, 'z='r='=100 kPa
G
1.25
1.00
TOYOG10
TOYOG11
TOYOG16
TOYOG19
0.75
0.50
-60
-40
s
G=1.126
-20
0
20
40
60
z (kPa)
Hình 8. ảnh hưởng của liên kết cuối mẫu đối với Gz( trong đường TSI
1
IV. Kết luận
1) Tại các trạng thái ứng suất đẳng hướng và 3 trục khi không có sự quay trục ứng suất
chính từ trục vật liệu, các giá trị đo của Ez, Gz(, và (z( phụ thuộc chủ yếu vào các giá trị của
(‟zm, (('z(‟()0.5n, và ((‟z/(‟()k, theo thứ tự tương ứng.
2) Khi bị cắt xoắn với sự quay trục ứng suất chính từ trục vật liệu, sự suy giảm giá trị Ez, Gz(
theo sự tăng giá trị (z( đã được quan sát, mặc dù các giá trị (‟z và ((‟z(‟()0.5 được giữ không đổi.
Mức độ suy giảm đó thay đổi theo tỷ số ứng suất R(=(‟z/(‟() và lịch sử ứng suất.
3) ảnh hưởng của sai số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu đối với Ez không quan trọng, trong khi ảnh
hưởng của liên kết cuối mẫu đối với Gz( là quan trọng.
Tài liệu tham khảo
1. Burland, J. B., Small is beautiful- the stiffness of soil at small strains. Ninth Laurits Bjerrum memorial
lecture, Canadian Geotech. J., 26, 499-516, 1989.
2. Goto, S., Tatsuoka, F., Shibuya, S., Kim, Y. S. and Sato, T., A simple gauge for local small strain
measurements in the laboratory, Soils and Foundations, 31 (1), 169-180, 1991.
3. Hardin, B. O., The nature of stress-strain behavior of soils, Proc. of Geotech. Engg. Div.
Specialty Conf. on Earthquake Engg. and Soil Dynamics, ASCE, Pasadena, 1, 3-90, 1978.
4. Hardin, B. O. and Richart, F. E., Jr., Elastic wave velocities in granular soils, J. of Soil Mech. and
Foundation Division, ASCE, 89 (1), 33-65, 1963.
5. HongNam, N., Sato, T. and Koseki, J., Development of triangular pin-typed LDTs for hollow
cylindrical specimen, Proc. of 36th annual meeting of JGS, 441-442, 2001.
6. HongNam, N. and Koseki, J., Modeling quasi-elastic deformation properties of sand. Proc. 3rd Int.
Conf. on Deformation Characteristics of Geomaterials ISLyon 03, Balkema, 1, 275-283, 2003.
7. HongNam, N., Locally measured deformation properties of Toyoura sand in cyclic triaxial and
torsional loadings and their modelling, PhD Thesis, Dept. of Civil Engineering, The Univ. of Tokyo, 2004.
8. Hoque, E., Elastic deformation of sands in triaxial tests, PhD. thesis, Dept. of civil engineering,
The Univ. of Tokyo, 1996.
9. Roesler, S, K., Anisotropic shear modulus due to stress anisotropy, J. of Geotechnical
Engineering, ASCE, 105 (7), 871-880, 1979.
10. Tatsuoka, F., Jardine, R. J., Lo Presti, D., Di Benedetto, H. and Kodaka, T., Characterising the
Pre-Failure Deformation Properties of Geomaterials, Proc. of XIV IC on SMFE, Hamburg, 4, 21292164, 1997.
-----------------------------------------------------
Khả năng áp dụng phương pháp LI.Baron để xác định hệ số kiên
cố (f) của đá phục vụ khai thác than ở các mỏ than của than Việt
Nam
Phạm Đại Hải(1)
Trần Văn Yết(1)
1
Application of LI.Baron method for determining solid coefficient of rock for coal exploitation
processes in the coal mines of Vinacoal
Abstract: Massive rock classification method according to the solid coefficient (f) of Protodiakonov is
simple, easy for application and it has been used in the Russia, Vietnam, as well as the former socialist
countries. However, the calculation method of the coefficient (f) has some unconformable questions.
LI.Baron established his new formula for determining solid coefficient of the rock. According to his formula,
the experience solid coefficient (f) that applied in mines is suitable for mining rock massive. In the basis of
this method, by the authors of this paper, the solid coefficient (f) of some rock types at Mao Khe mine is
presented.
Có thể nói cho đến thời điểm hiện nay đã
độ mài mòn, độ cứng, độ bền tiếp xúc, độ
có rất nhiều phương pháp phân loại khối đá
cản cắt… Tất cả các tính chất cơ học vật lý
phục vụ công tác khai thác mỏ. Tuy nhiên
và tính chất công nghệ của đá mỏ phục cho
trong điều kiện của Việt Nam (đặc biệt là
các quá trình khai thác khoáng sản được gọi
ngành than), phương pháp xác định hệ số
chung là tính chất cơ học vật lý - công nghệ
đá mỏ của Protodiakonov đã được sử dụng
đá
rộng rãi và ăn sâu vào tiềm thức của tất cả
Protodiakonov vẫn được sử dụng thuộc vào
những người làm công tác khai thác mỏ (kể
các tính chất công nghệ của đá mỏ
mỏ.
Như
vậy
hệ
số
kiên
cố
của
cả những người công nhân làm việc ở các
Mục tiêu quan trọng nhất khi phân loại đá
mỏ khai thác than hầm lò hay lộ thiên). Hệ
mỏ là phải đánh giá được mức độ kiên cố
số kiên cố (f) đã được sử dụng làm chỉ tiêu
của các loại đá khác nhau, thậm chí trong
để định mức vật tư trong hoạt động khai
cùng một loại đá. Protodiakonov cho rằng để
thác các mỏ than qua nhiều năm và đã thể
đạt được diều đó, phương pháp tốt nhất là
hiện tính ưu việt và đúng đắn của nó.
I. Khái niệm cơ bản về hệ số kiên cố (f)
của Protodiakonov
Trong lĩnh vực công nghiệp mỏ, theo quan
điểm của các nhà nghiên cứu và công nghệ
thì đá mỏ được chia thành các loại khác
so sánh các loại đá theo mức độ kiên cố của
đá mỏ từ điều kiện thực tế trong quá trình
khai thác với kết quả thí ngiệm mẫu đá. Ông
cho rằng đất đá mỏ nằm trong một tổ hợp
ứng suất phức tạp bất kỳ nào đó song có thể
đưa về một dạng đơn giản cho người sản
nhau: đá cứng, đá nửa cứng, đá chặt xít, đá
xuất dễ sử dụng. Do vậy từ độ kiên cố có
mềm, đá rời rạc, đá đã được phá huỷ. Chúng
thứ nguyên Protodiakonov đã đưa ra hệ số
được đặc trưng bởi tính chất cơ học và vật lý
kiên cố (f) khi so sánh độ kiên cố của một
như: Độ bền chịu nén ((n), độ bền chịu kéo
loại đá nào đó với một đơn vị kiên cố (đơn vị
((k), độ bền chịu uốn
((u), dung trọng (()
được lấy là 100 kG/cm2). Và như vậy hệ số
……và tính chất công nghệ như: Độ kiên cố,
kiên cố (f) đã trở thành cơ sở quan trọng để
phân loại đá mỏ, cho phép so sánh các loại
1. Phòng Địa cơ học Mỏ
Viện Khoa học công nghệ Mỏ
Số 3 Phan Đình Giót - Thanh Xuân - Hà Nội.
Tel: 04 - 8647062
Emai:
đá mỏ với nhau trong khi chưa biết được
những loại ứng xuất nào và chúng tác động
ra sao trong đá mỏ, thí dụ như : đá bột kết
1
có f = 6, đá cát kết có f = 9 …..Theo phương
sử dụng công thức này đã xảy ra hiện tượng
pháp phân loại đơn giản này hệ số kiên cố
sau:
(f) đã được sử dụng rộng rãi, có hiệu quả
trong công nghiệp khai khoáng ở các nước
Xã hội chủ nghĩa trước đây và ở Việt Nam
từ trước đến nay (đặc biệt là được sử dụng
rộng rãi trong công nghệp khai thác than)
- Mỏ than Hà Tu: Khi gặp bột kết dai thì
hệ số kiên cố xác định được trên cơ sở thí
nghiệm độ bền nén một trục thường nằm
trong khoảng f = 5 - 6. Nếu sử dụng giá trị
này để định mức vật tư nổ mìn thường cho
Protodiakonov đã đưa ra 7 phương pháp
chất lượng bãi nổ không tốt; bởi vậy buộc
kinh điển để xác định hệ số kiên cố (f), và
các kỹ sư địa chất mỏ phải tăng giá trị hệ số
phương pháp được sử dụng ở Việt Nam là
kiên cố lên f = 8 - 9
xác định theo ứng lực phá huỷ của đất đá
mỏ. Hệ số kiên cố (f) của đá mỏ được xác
định theo giới hạn độ bền nén một trục của
đất đá và được xác định theo công thức:
- Các mỏ khai thác than khác như mỏ
Mạo Khê, Cao Sơn, Nam Mậu, Hà Lầm, Khe
Chàm,….,thì một sô loại đá có hệ số kiên cố
xác định được bằng công thức cổ điển của
Protodiakonov trên cơ sở kết quả thí nghiệm
f = (n/100
trong đó: (n là cường độ kháng tải của
đất đá mỏ khi chịu nén một trục
Những khó khăn khi sử dụng công thức
cổ điển của Protodiakonov để xác định hệ số
kiên cố (f):
Thực tế hiện nay, trong tất cả các đầu
mục công việc khai thác than có liên quan
đến hệ số kiên cố, công thức được sử dụng
để xác định hệ số kiên cố vẫn là công thức
cổ điển của Protodiakonov: f = (n/100. Khi
nén một trục lại cao hơn rất nhiều hệ số kiên
cố cho phép để xác định định mức vật tư
(đối với mỏ hầm lò f<10 và mỏ khai thác lộ
thiên f<14)
Nhìn chung, các doanh nghiệp thuộc than
Việt Nam (TVN) đang quản lý và khai thác
than thuộc bể tha antraxit Quảng Ninh đều
gặp phải hiện tượng tương tự như trên. Có
thể thấy rõ ở bảng tổng hợp kết quả thí
nghiệm tính chất cơ lý đá năm 2004 của hai
mỏ Mạo Khê và Cao Sơn)
Bảng 1. Kết quả thí nghiệm tính chất cơ lý năm 2004 - mỏ than Mạo Khê
Tên đá
Cát kết
Bột kết
Sét kết
Khối lượng thể tích
(g/cm3 )
Mức -25 Mức -80
2,4 - 2,7 2,4 - 3,3
2,5
2,6
2,5 - 3,2 2,3 - 2,9
2,6
2,6
2,2 - 2., 2,1 - 2,6
2,4
2,4
Độ bền kéo
(kG/cm2)
Mức -25 Mức -80
45 - 142 29 - 144
76
72
24 - 138 24 - 124
48
52
8 - 38
14 - 48
19
28
Độ bền nén
Hệ số kiên cố
(kG/cm2)
(fp)
Mức -25 Mức -80 Mức -25 Mức -80
528-1681 346-1707
5 - 17
3 - 17
119
1136
12
11
125-1148 271-1173
1 - 12
3 - 12
714
786
7
8
91-454
148-435
1-5
1-4
232
330
2
3
Bảng 2. Kết quả thí nghiệm tính chất cơ lý đá năm 2004 - mỏ Cao Sơn
Tên đá
1
Số
Tính chất cơ lý
mẫu
Sạn kết
42
Cát kết
113
Bột kết
18
Khối lượng thể tích
( g/cm3 )
2,50 - 2,65
2.58
2,51 - 2,69
2,61
2,58 - 2,69
2,63
Độ bền kéo
(kG/cm2)
54 - 127
91
44 - 146
90
34 - 89
53
Độ bền nén
(kG/cm2)
1118 - 1881
1364
649 -1655
1217
470 - 933
693
Hệ số kiên cố
( fp )
11 - 17
14
7 - 17
12
5-9
7
Từ những thí nghiệm trên cho thấy ở các mỏ
khai thác than hầm lò (mỏ Mạo Khê) nhiều vị trí đất
đá ở các mỏ khai thác than lộ thiên và hầm lò
thuộc bể than Quảng Ninh; khi tính toán, xử lý số
đá có hệ số kiên cố (f) vượt qua giá trị cho phép
liệu cũng đã gặp hiện tượng trên
(f=10); và mỏ khai thác than lộ thiên (mỏ Cao Sơn)
có hệ số kiên cố vượt qua giá trị cho phép (f = 14).
Mặt khác, thực tế sản xuất tồn tại hiện tượng : đối
Để giải quyết các hiện tượng này Baron, qua
nhiều năm nghiên cứu, đã đưa ra phương pháp
chuẩn xác lại phương pháp tính hệ số kiên cố
với các loại đá có hệ số kiên cố nhỏ (hệ số kiên cố
của Protodiakonov cho phù hợp với thực tế sản
xác
định
theo
công
thức
cổ
điển
của.Protodiakonov) thì chi phí vật tư chưa chắc đã
thấp, và đá có hệ số kiên cố cao thì nhiều khi lại
cao hơn so với giá trị thực tế tai mỏ
II. Xác định hệ số kiên cố (f) theo phương
pháp của Baron
xuất tại mỏ
Cơ sở lý thuyết phương pháp xác định hệ số
kiên cố (f) của Baron
Baron đã cho rằng: Khi tiến hành xây dựng hệ
số kiên cố chung cho các loại đá từ kết quả thí
nghiệm nén mẫu một trục thì đơn vị của (f) đối
Qua nhiều năm sử dụng phương pháp phân
loại khối đá theo hệ số kiên cố của
GS.VS.Protodiakonov người ta nhận thấy còn
một số tồn tại và đặc biệt là khi sử dụng công
thức xá định (f) qua kết quả thí nghiệm nén một
với các loại đá có độ kiên cố khác nhau sẽ phải
khác nhau
-Đối với đá yếu thì phải nhỏ hơn 100
(kG/cm2)
-Đối với đá cứng thì đơn vị phải lớn hơn 100
(kG/cm2)
Trên cơ sở xử lý các kết quả thí nghiệm và các
số liệu thu nhận được từ các mỏ, ông đã đưa ra
công thức để xác định hệ số kiên cố (f) chung cho
các loại đá theo kết quả thí nghiệm nén mẫu đá
bằng phương pháp nén mẫu một trục :
f = ((n/300 ) + ( n /30)
Trong đó: f - Hệ số kiên cố
(n - Giới hạn độ bền nén một trục (kG/cm2)
Cơ sở quan trọng nhất để Baron đưa ra công
thức là ông đã lấy hệ số kiên cố (f) theo kinh
nghiệm nhiều năm ở mỏ làm cơ sở đưa ra
phương pháp xác định hệ số kiên cố (f) của
mình. Theo quan điểm của ông: Hệ số kiên cố
kinh nghiệm tại mỏ rất phù hợp cho khối đá mỏ,
ở một khía cạnh nào đó nó có thể đại diện cho
khối đá cụ thể và đáp ứng được cho việc tính
trục ở phòng thí nghiệm, khi đó xảy ra hiện
tượng:
-Đối với đất đá có độ bền nén thấp ((n xác
định tại phòng thí nghiệm) thì hệ số kiên cố tính
toán theo (n lại nhỏ hơn hệ số kiên cố thu được
từ thực tế tại mỏ
-Ngược lại đối với các loại đá mỏ có cường
độ kháng nén lớn ((n xác định tại phòng thí
nghiệm) có hệ số kiên cố cao hơn hệ số kiên cố
tại mỏ
Các hiện tượng trên đã được nhiều nhà khoa
học của Liên Xô quan tâm nghiên cứu, trong đó
nổi bật nhất là công trình nghiên cứu của
GS.TS.Baron
Năm 2004, phòng Nghiên cứu Địa Cơ Mỏ Viện Khoa học Công nghệ Mỏ thực hiện nhiệm
vụ của TVN giao về việc xác định chỉ tiêu cơ lý
1
toán các công trình công nghệ khai thác mỏ
III- Xác định hệ số kiên cố cho các loại đá
mỏ Mạo Khê - theo phương pháp của Baron
Các loại đá trầm tích trong địa tầng chứa than
mỏ than Mạo Khê bao gồm các loại chủ yếu là:
Cát kết, bột kết, sét kết. Trên cơ sở kết quả thí
nghiệm nén mẫu một trục năm 2004 chúng tôi đã
xác định hệ số kiên cố bằng phương pháp của
Baron. Kết quả cụ thể đối với từng loại đá như
sau:
-Đá cát kết
Bảng 3. Kết quả xác định hệ số kiên cố của đá cát kết mỏ Mạo Khê
theo phương pháp của Protodiakonov và Baron
Độ bền nén
kG/cm2
1296
1007
1007
1466
1408
963
1252
1414
1708
522
1721
917
1763
943
1742
1561
1364
726
Hệ số kiên cố theo
fb
Baron
fp
Protodiakonov
10,9
9,0
9,0
11,9
11,5
8,8
10,6
11,4
13,2
5,8
13,3
8,6
13,5
8,7
13,3
12,4
11,3
7,2
13,0
10,1
14,0
14,0
9,6
12,5
14,1
17,1
5,2
17,2
9,2
17,6
9,4
17,4
15,6
13,6
7,3
Độ bền
nén
kG/cm2
1181
1184
1452
1431
1734
1537
841
1159
1589
1287
1563
1296
1197
1727
1807
1312
1414
1408
Hệ số kiên cố theo
fb
Baron
fp
Protodiakonov
10,2
10,1
11,7
11,7
13,4
12,3
8,1
10,0
12,6
10,8
12,4
10,9
10,3
13,3
13,8
11,0
11,5
11,5
11,8
11,8
14,5
14,3
17,3
15,4
8,4
11,6
15,9
12,9
15,6
13,0
12,0
17,3
18,1
13,1
14,1
14,1
Độ bền
nén
kG/cm2
1859
1590
1410
1411
1662
1719
714
1418
552
1429
785
1839
1826
1783
1778
1357
1058
DO THI BIEU DIEN QUAN HE VE HE SO KIEN CO CUA DA CAT KET - MO MAO
KHE DUOC XAC DINH THEO PHUONG PHAP CUA PROTODIAKONOV VA
BARON
1
He so kien co ( f )
20.0
15.0
10.0
Hệ số kiên cố
theo
fp
fb
Protodia
Baron
konov
14,1
18,6
12,5
15,9
11,5
14,1
11,6
14,1
13,0
16,6
13,2
17,2
7,2
7,1
11,6
14,2
6,1
5,5
11,6
14,3
7,7
7,9
13,9
18,4
13,9
18,3
13,6
17,8
13,6
17,8
11,1
13,6
9,5
10,6
-Đá bột kết
Bảng 4. Kết quả xác định hệ số kiên cố của đá bột kết mỏ Mạo Khê
theo phương pháp của Protodiakonov và Baron
Hệ số kiên cố theo
Độ bền
nén
KG/cm2
fb
Baron
441
Hệ số kiên cố theo
fp
Protodiakonov
Độ bền
nén
KG/cm2
fb
Baron
5,3
4,4
1030
318
4,3
3,2
1049
9,4
952
Hệ số kiên cố theo
fp
Protodiakonov
Độ bền
nén
KG/cm2
fb
Baron
fp
Protodiakonov
9,2
10,3
774
7,6
7,7
1069
9,5
10,7
712
7,2
7,1
10,5
707
7,1
7,1
894
8,4
8,9
8,8
9,5
536
6,0
5,3
935
8,7
9,4
590
6,4
5,9
689
7,0
6,9
597
6,4
6,0
620
6,7
6,3
360
4,7
3,7
365
4,7
3,6
234
3,6
2,4
567
6,2
5,7
475
5,5
4,7
421
5,1
4,2
316
4,3
3,2
628
6,6
6,3
599
6,4
6,0
1091
9,7
10,9
893
8,4
8,9
706
6,9
7,1
780
7,6
7,8
560
6,1
5,6
650
6,8
6,5
723
7,2
7,2
773
7,6
7,7
856
8,2
8,6
880
8,3
8,8
787
7,7
7,9
481
5,6
4,8
770
7,7
7,8
740
7,4
7,4
700
7,1
7,0
742
7,4
7,4
682
7,0
6,8
779
7,6
7,8
-Đá sét kết
1
Bảng 5. Kết quả xác định hệ số kiên cố của đá sét kết mỏ Mạo Khê
theo phương pháp của.Protodiakonov và.Baron
Độ bền
nén
KG/cm2
Hệ số kiên cố theo
fb
fp
Baron Protodiakonov
Độ bền
nén
kG/cm2
Hệ số kiên cố theo
fb
fp
Baron Protodiakonov
Độ bền
nén
kG/cm2
Hệ số kiên cố theo
fb
fp
Baron Protodiakonov
135
2,6
1,4
174
3,0
1,7
257
3,7
2,6
169
2,9
1,7
300
4,2
3,0
418
5,1
4,2
132
234
2,5
3,6
1,3
2,3
378
464
4,7
5,4
3,8
4,6
454
222
5,4
3,4
4,5
2,2
207
486
3,3
5,6
2,1
4,9
530
378
6,0
4,8
5,3
3,8
273
493
3,9
5,7
2,7
4,9
153
183
2,8
3,1
1,5
1,8
467
369
5,5
4,7
4,7
3,7
391
308
4,9
4,2
3,9
3,1
DO THI BIEU DIEN QUAN HE VE HE SO KIEN CO CUA DA SET KET MO MAO KHE DUOC XAC DINH THEO PHUONG PHAP CUA BARON
VA PROTODIAKONOV
DO THI BIEU DIEN QUAN HE VE HE SO KIEN CO CUA DA SET KET - MO MAO KHE
DUOC XAC DINH THEO PHUONG PHAP CUA BARON VA PROTODIAKONOV
He so kien co ( f )
He so kien co ( f )
8.0
8.0
6.0
6.0
4.0
4.0
2.0
2.0
0.0
0
0.0
0
200
400
He so kien co cua da set ket duoc xac dinh theo phuong phap cua
Gs.Protodiakonov
He so kien co cua da set ket duoc xac dinh theo phuong phap cua GsTs.Baron
200
300
400
500
600
Do ben nen ( KG/cm2 )
600
Do ben nen ( KG/cm2 )
100
(
(
Hệ số kiên cố của đá sét kết được xác định theo phương
pháp của
Gs.Protodiakonov
Hệ
số kiên cố của đá sét kết được xác định theo phương
pháp của Gs-Ts.Baron
IV. Một số nhận xét
Từ kết quả thí nghiệm và các đồ thị biểu diễn quan hệ về hệ số kiên cố của các loại đá mỏ Mạo
Khê được xác định theo phương pháp của Protodiakonov và Baron có thể đưa ra các nhận xét sau:
1. Đối với các loại đá mỏ có độ bền kháng nén cao (xác định độ bền kháng nén bằng phương
pháp nén một trục) thì hệ số kiên cố (f) xác định theo phương pháp cua Baron thường nhỏ hơn so với
các giá trị hệ số kiên cố xác định được bằng phương pháp của Protodiakonov từ 1,1 đến 1,3 lần
2. Đối với các đá mỏ có độ bền kháng nén thấp (xác định độ bền kháng nén theo phương pháp
nén một trục) thì ngược lại, và đó hệ số kiên cố (f) xác định được theo phương pháp của Baron
thường lớn hơn các giá trị hệ số kiên cố xác định được theo phương pháp của Protodiakonov
Các giá trị hệ số kiên cố xác định được theo hai phương pháp sẽ trùng nhau khi có giá trị nằm
trong khoảng giá trị f = 7 (thường tương đương với đá bột kết).
Các giá trị hệ số kiên cố xác định được theo phương pháp của Baron là phù hợp cho khối đá mỏ
và có thể đại diện cho một khối đá cụ thể, đáp ứng được cho các hoạt động khai thác mỏ.
Hiện nay ở Liên Bang Nga việc xác định hệ số kiên cố của đá mỏ theo phương pháp của Baron đã
1
thay thế phương pháp của Protodiakonov và được áp dụng cho tất cả các mỏ khai thác than và khai thác
các khoáng sản khác. Việc áp dụng phương pháp xác định hệ số kiên cố của LI.Baron đã đem lại hiệu
quả lớn đối với công tác khoan nổ mìn, cũng như hợp lý hoá công tác tính định mức cho các hoạt động
khai thác mỏ.
Công nghiệp khai thác than là một ngành khai khoáng lớn nhất của Việt Nam, trong nhiều năm qua đã
áp dụng rộng rãi phương pháp phân loại khối đá của Protodiakonov. Tính phổ cập của hệ số kiên cố ở
chỗ nó được coi là một chỉ tiêu quan trọng trong công tác thiết kế, quy hoạch, nghiên cứu và các hoạt
động khai thác mỏ.
Hiện nay tất cả các mỏ khai thác than lộ thiên và hầm lò của TVN đều không ngừng nâng cao sản
lượng khai thác hàng năm chẳng hạn như mỏ than Cao Sơn theo kế hoạch sẽ bố khoảng 24 triệu m3 đất
đá trong năm 2005. Do vậy việc áp dụng phương pháp xác định hệ số kiên cố của Baron cho phù hợp với
thực tế sản xuất và mang lại hiệu quả cao hơn trong hoạt động khai thác là việc làm rất cần thiết.
Tài liệu tham khảo
1. Kết quả thí nghiệm tính chất cơ lý đá và lập bản đồ nham thạch cho các mỏ khai thác than hầm lò
và lộ thiên của TVN
Viện Khoa học Công nghệ Mỏ 2004
2. Коэффициенты крепости горных пород
Л.И.Барон издательство ôНаукаằ Москва 1972
3. Справочник открытые горные работы
Москва ôГорных бюроằ 1994
4. Справочник по буровзрывным работам
Под общей редакцией проф. Д-ра техн. Наук
М.Ф. Друкованого
Москва ôНедраằ 1976
----------------------------------------
Xử lý trượt lở bờ sông bằng kỹ thuật đất có cốt
Phan Trường Phiệt*
Tr-êng §¹i häc Thñy lîi
175 T©y S¬n - §èng §a - Hµ Néi
Tel: 04-4.8537264
River bank reparation and protection using reinforced earth technique
Abstract: During the lifetime of a river, the river bank and river bed failures occur commonly by
horizontal and vertical erossion caused by waves and current attack. Reparation and protection the
1
river bank and river bed have the primary function of preserving the profile of a watercourses. This is
archieved by retaining the top layer of bank and bed materials. In priciple, using reinforced earth
technique is the most efective and economical alternative. Constructing a reiforced earth mass below
water is not easy, but using the geotextile system that consist of a wrapping geotextile- long tailed
geobag and fill granular-insitu material, in form of tadpole, is sustainable.
Mở đầu
Theo quan điểm địa kỹ thuật, lòng sông gồm hai bộ phận: đáy sông và bờ sông có liên quan về
mặt ổn định với dòng nước sông. Động năng của dòng chảy tạo khả năng xâm thực đứng và xâm
thực ngang đối vơi lòng sông. Ơ từng thời điểm nhất định trong cuộc đời một con sông, có sự cân
bằng động của lòng sông với dòng nước sông. Do có sự thay đổi của yếu tố dòng chảy, hoặc lưu
lượng tăng lên, hoặc do thay đổi mực nước ngầm ở lũng sông, hoặc do khai thác cát ở lòng sông,
hoặc do làm kè, mỏ hàn ở một nơi nào đó , hoặc do v v , sự cân bằng động ở nơi nào đó bị phá vỡ
với hậu quả là đáy sông bị bào xói, bờ sông bị trượt lở để tạo nên sự cân bằng mới của lòng sông.
Trượt đất là hiện tượng tự nhiên để tạo nên sự cân bằng mới cho mái đất, vách đất Nếu sự cân
bằng mới được duy trì thì hiện tượng trượt đất sẽ dừng lại và ngược lại, nếu không có biện pháp
đảm bảo sự cân bằng thì sự trượt lại tiếp diễn để tạo nên sự cân bằng mới tiếp theo. Do vậy, sự
trượt đất bờ sông „‟không duy trì” là hiện tượng tự nhiên của mọi con sông và thường xẩy ra theo chu
kỳ rất rõ ràng
Vấn đề đặt ra là tìm giải pháp kỹ thuật để duy trì sự cân bằng của lòng sông (tức ngăn chặn sự
trượt ở một nơi nào đó tiếp diễn) sau đã bị trượt hoặc có dấu hiệu báo trước sự trượt đất
1. Đất có cốt và công trình đất có cốt
Sự ra đời của đất có cốt được đanh giá cao trong Địa Kỹ thuật công trình như sự ra đời của bêtông cốt
thép trong Xây dựng. Công trình đất có cốt như tường chắn đất có cốt, mái đất có cốt, đập đất có cốt đã
được sử dụng nhiều từ những thập niên cuối thế kỷ 20. Cốt chịu kéo đưa vào đất đắp hoặc theo những
quy cách nhất định (như đặt cốt thép trong bêtông cốt thép thông thường) hoặc được trộn lẫn với đất
(như bêtông trộn các đoạn sợi thép).
Từ ngày sợi tổng hợp, vải địa kỹ thuât ra đời, các công trình đất có cốt vải địa kỹ thuật được xây
dựng nhiều hơn vì các lý do sau:
- Nhẹ nhất trong các loại công trình vì công trình làm bằng đất tai chổ
- Mềm nhất vì là công trình đất
- Có thể dùng vải địa kỹ thuật, sợi tổng hợp để làm cốt thay thế cốt thép không gỉ đắt tiền. Đã có
nhiều công trình nghiên cứu về đất có cốt và lý thuyết của nó đã được đưa vào các giáo trình giảng
dạy. Công nghệ thi công trên cạn công trình đất có cốt đã được tiêu chuẩn hoá, tuy nhiên, thi công
công trình đất có cốt dưới nước rất phức tạp nên công nghệ thi công chỉ mới ở giai đoạn thử nghiệm
theo định hướng trộn cốt với đất
Ơ nước ta hiện nay, do đã bước đầu chế tạo được vài loại vải địa kỹ thuật (Công ty dệt vải công
nghiệp Hà Nội), có thể hy vọng đến sự thành công của một giải pháp mới để vá bờ sông theo định
hướng của kỹ thuật đất có cốt vải địa kỹ thuật với công nghệ trộn cốt vào đất.
2. Cơ chế của sự trượt lở bờ sông.
Sự trượt lở bờ sông có liên quan đến tác dụng xâm thực lòng sông của dòng nước. Khi tốc độ dòng
nước áp sát đất lòng sông lớn đến trị số vận tốc giới hạn xói đất, dòng nước có khả năng dứt từng
hạt đất khỏi khối đất tự nhiên (đất đáy sông, đất bờ sông) và cuốn chúng theo dòng chảy ở dạng phù
1
sa. Do nhiều yếu tố, đất ỏ đáy sông và bờ sông bị bào xói thường không đều và hậu quả là hình
thành các hố xói ở đáy sông, các hàm ếch ở chân mái bờ sông ở nơi này hoặc nơi kia của lòng
sông. Cuối cùng sự trượt đất ở bờ sông xẩy ra và một đoạn sông nào đó có bên lở bên bồi để tạo
nên một sự cân bằng mới của lòng sông với dòng nước.
Nếu không có biện pháp duy trì sự cân bằng mới này (tức biện pháp ngăn chặn ngay quá trình
xâm thực đứng và xâm thực ngang) thì đáy sông, bờ sông lâm vào tình trạng kém ổn định dần dà và
kết thúc bằng sự trượt mới. Quá trình diễn biến nêu trên giải thích vì sao sự trượt lở bờ sồng thường
xẩy ra có chu kỳ với thời gian đủ để hình thành hàm ếch ở bờ sông
3. Ưu nhược điểm của những giải pháp chống trượt lở bờ sông hiện nay
Đến nay có nhiều giải pháp gia cố lòng sông dựa vào lý thuyết Địa kỹ thuật về sự bào xói đất do
dòng nước
5. Giải pháp vá lòng sông bằng kỹ thuật đất có cốt
a/ Giải pháp vá lòng sông
Giải pháp kỹ thuật chống trượt lở bờ sông phải đạt hai yêu cầu: 1/ Duy trì sự cân bằng ổn định của
bờ sông sau khi trượt; 2/ Không phá vỡ sự cân bằng động ở nơi khác của đoạn sông đang xét.
Giải pháp thoã mãn hai yêu nêu trên và sử dụng đất làm vật liệu để vá được quy ước gọi là giải
pháp vá bờ sông để phân biệt với các giải pháp công trình bảo vệ bờ (công trình kè, mỏ hàn)
b/ Nội dung của giải pháp vá lòng sông
Đáy sông, bờ sông trước đây bị xói sâu thành hố xói và xói ngang thành hàm ếch vì đất tại đây
không đủ độ bền chống lại tác dụng xói mòn của dòng nước. Dùng đất có cốt, có sức bền chống xói
rửa cao, vá lại (lấp hố xói, lấp hàm ếch) để lòng sông có hình dạng trước đây thì nguy cơ trượt lở bờ
sông không còn nữa vì sự hình thành hàm ếch và hố xói chân mái bờ sông đã được ngăn chặn.
Lòng sông sau khi được vá sẽ có hình dạng cân bằng ban đầu nên nguy cơ nước sông phá hoại
nơi khác được giảm thiểu tối đa.
c/ Giới thiệu kỹ thuật, công nghệ tạo khối đất có cốt dưới nước
Đến này, theo quy trình, quy phạm của đất có cốt với cốt dặt thành lớp, có thể thi công trên cạn
khối đất có cốt có mái thẳng đứng. Giải pháp thi công đất có cốt trong nước được định hướng theo lý
thuyết đất có cốt với cốt trộn với đất và Jean Pierre Giroud (Cộng hoà Pháp, 1982) đã đề xuất một
phương pháp thi công trong nước công trình đất có cốt đất vải đại kỹ thuật (đã được xác minh bằng
thực nghiệm).
Dùng túi vải địa ký thuật có chắp thêm cái đuôi, đựng đất tạo thành túi đất có đuôi bằng vải địa kỹ
thuật mà chúng tôi thường gọi là con nòng nọc đất Đổ đống bầy nòng nọc đất trong nươc, thân và
đuôi nòng nọc đè lên nhau tao nên một khối đất có cốt chịu kéo rất tốt. Túi và đuôi bằng vải địa kỹ
thuật đóng vải trò cốt chịu kéo trộn lẫn trong khối đất.
Đống nòng nọc đất, không những có các ưu điểm của đống túi đất đã nêu trên đây mà còn có thể
tao nên nhừng mái đất rất dốc. Đặc tính Địa kỹ thuật của đống nòng nọc cho phép chúng ta ứng dụng
để vá lấp hố xói và hàm ếch ở bở sông. Vải túi làm thân những con nòng nọc ở biên khối đất có cốt có
tác dụng như lớp vải địa kỹ thuật bảo vệ bờ sông.ở dưới mực nước sông.
* Giải pháp dùng túi vải địa kỹ thuật và hạt đất lớn
Túi vải địa kỹ thuật (geobag) là vật phẩm thương mại thế giới hiện nay. Túi vải địa kỹ đựng đất gọi
tắt là túi đất và theo quan điểm Địa kỹ thuật túi đất được coi như một đơn nguyên của khối đất,
tức.hạt đất lớn. Nước chảy xiết chỉ có thể kéo lê hạt đất lớn nhưng không thể dứt hạt đất ra khỏi hạt
đất lớn. Hạt đất lớn khác với hòn đá về đặc tính địa kỹ thuật, hạt đất lớn nhẹ hơn hòn đá cùng thể
tích nhưng lại mềm và dễ biến dạng hơn.
1
Đống túi đất đổ trong nước, về bản chất vẫn là vật thể hạt rời với hạt là túi đất, nên có mái dốc
thoải và kém ổn định trong dòng nước xiết vì túi đất trên mái dốc ở trạng thái cân bằng thấp. Thực
nghiệm cũng chứng tỏ rằng, chỉ nên dùng túi đất đổ đống để lấp vá hố xói ở đáy sông vì các lý do
sau:
- Túi đất là vật liệu nhẹ như đất đáy sông vì thường dùng đất tại chỗ;
- Túi đất là vật thể mềm đễ biến dang nên khi đổ đống túi đất trong nước, các kẽ hổ giữa các túi
đất bị triệt tiêu nên hạt đất mịn ở đáy sông không thể xâm nhập ngược vào đống túi đất, do đó tác
dụng xâm thực sâu của dòng nước bị khống chế;
- Vải địa kỹ thuật ngăn được tác dụng dứt tách hạt đất của túi đất để cuốn theo dong chảy nên
lớp túi đất trên cùng có tác dụng của màn chống xói mòn lòng sông.
* Giải pháp dùng đá hộc
Rõ ràng là dòng nước khó cuốn trôi hòn đá hộc hơn hạt đất. Nếu tốc độ dòng nước lớn có thể
cuốn trôi hòn đá hộc thì dùng rọ đá (nếu thi công dưới nước) dùng gabion xếp đá (tường chắn đất
trượt trên cạn).
Đống đá hộc đổ trên đáy sông hoặc trên mái bờ sông có độ rổng lớn và kích thước lỗ rổng lớn nên
giải pháp đá hộc không ngăn chặn được tác dụng xâm thực của dòng nước đối với lòng sông.
Quá tình xâm thực đất dưới đống đá hộc diễn ra với cơ chế như sau: đất đáy sông và đất bờ
sông dưới đống đá hộc chịu ứng suất tập trung lớn (đá nặng và có góc cạnh sắc nhọn) nên bị phá
hoại kết cấu, các hạt đất xâm nhập vào lỗ rổng của khối đá hộc,tại đây các hạt đất lại bị dòng nước
trong kẽ rỗng cuốn đi.
Đống đá bị lún dần theo quá trình xói ngầm tiễp xúc lớp đất dưới đống đá hộc. Công trình cứng
xây dựng trên đống đá hộc như vậy sẽ bị phá hỏng từ những kẽ nứt do lún không đều của công trình.
Điều này giải thích vì sao các kè bị hỏng do lớp đá hộc xây cứng bị phá hỏng
Theo quy trình xây dựng của nước ngoài, nếu dùng đá hộc đổ đống, rọ đấ, gabion xếp đá trên nền
đất thì phải có lớp vải địa kỹ thuật ngăn cách giữa đất với đá hộc
Rải vải địa kỹ thuật trên bờ sông đã hình thành hàm ếch và hố xói ven bờ trước khi đổ đá hộc
không dễ. Dùng lớp vải địa kỹ thuật thứ hai để làm lớp bảo vệ chống rách, chống thủng cho lớp ngăn
cách không rẻ và không an toàn. Do đó hiện nay, để chống trượt lở bờ sông, giải pháp đá hộc không
được coi là giải pháp hiệu quả, nhất là trường hợp không có lớp vải địa kỹ thuật ngăn cách đá hộc
với đất nền
6. Kết luận và kiến nghị
1/ Theo J P Giroud, phượng pháp này đã được chứng thực bằng thực nghiệm ở Cọng hoà Pháp,
nhưng đến nay người viết báo cáo này chưa có thông tin thêm về phương pháp này. Tuy nhiên, có
thể coi “giải pháp con nòng nọc đất” là giải pháp có cơ sở lý thuyết đáng tin cậy hơn cả để lấp vá lòng
sông. Phòng thí nghiệm thuỷ lực tổng hợp của Trường Đại học thuỷ lợi có thể nghiên cứu xác minh
thêm giá trị của phương pháp Giroud và dùng mô hình thực nghiệm để xác định kích thước tối ưu
của thân và đuôi cong nòng nọc trong dòng chảy
2/Về gía thành, cần xét đến sự thay thế vật liệu: thay đá hộc bằng con nòng nọc đất mà chênh
lêch giá thành chủ yếu phụ thuộc giá Vải địa kỹ thuật, tiền khai thác đá và vân chuyển đá hộc từ xa.
3/ Cần xét giá trị của giải pháp con nòng nọc đất, trong bối cảnh còn sông còn cần vá áo cho sông,
cần kể đến yếu tố xã hội và kinh tế lâu dài của nước ta như thúc đẩy sản xuất vải địa kỹ thuật trong
nước từ chất thải công nghệ hoá dầu tiết kiêm đá vôi cho ngành sản xuất ximăng và tạo công lao
đông để xản xuất nòng nọc đất ở dạng công xưởng tại chỗ
4/ Đẻ có thể ứng dụng có hiệu quả giải pháp con nòng nọc đất để chống tai hoạ trượt lở bờ sông
hiện nay, đề nghị thành lập đề tài nghiên cúu ứng dung do một cơ sở khoa học thuỷ lợi chủ trì cùng
sự đóng góp trí tuệ của nhiều nhà khoa học Việt Nam.
1
