Về sức chịu tải của nền đá
Bùi Khơi Hùng*,
Hồng Đình Quý**
About the bearing capacity of rock foundation
Abstract: Due to we are constructing several large dams in Vietnam,
authors of this paper introduce the methods determining the bearing
capacity of rock foundation and correct some wrong concepts. The results
of calculating the bearing capacity of weak rock foundation in Ban Uon
roller compacted concrete dam is also presented.

I. Đặt vấn đề
Khác với nền đất, có ít giáo trình, sách và tạp
chí kỹ thuật đề cập đến khả năng chịu tải của
nền đá. Hiện nay ở Việt nam đang khảo sát,
thiết kế và xây dựng nhiều đập bê tơng cao có
ứng suất pháp lớn tác dụng lên nền đá. Thực tế
thấy rằng nhiều kỹ sư đã rất lúng túng khi xác
định sức chịu tải cho phép của nền đá và có
nhiều quan niệm lầm lẫn. Bài báo này giới thiệu
các phương pháp xác định sức chịu tải của nền
đá và đính chính một số quan niệm không đúng
thường mắc phải.
II. Về cƣờng độ kháng nén và sức chịu
tải của nền đá
1. Trong XNiP II-94-80 (Cơng trình ngầm) có
nêu cường độ kháng nén tính tốn của khối đá
Rc được xác định theo công thức Rc = R kc
Trong đó:
 R là giá trị trung bình của cường độ
kháng nén một trục của mẫu đá ở trạng thái
bão hịa, được xác định trong phịng thí nghiệm

( MPa)
 kc là hệ số xét đến mức độ nứt nẻ của
khối đá, giá trị này được cho trong bảng 1.
Thí dụ đá bột kết có cường độ kháng nén một
trục trung bình của mẫu đá ở trạng thái bão hồ
Cơng ty Tư vấn XD Điện 1
Km 10 Thanh Xuân - Hà Nội
DĐ: 0912041824
** Công ty CP Tư vấn Sông Đà - Tổng CT Sông Đà
Km 9 Thanh Xuân - Hà Nội
DĐ: 09891975559
Fax: 034 517661; Email:
*

là 35 MPa, khoảng cách giữa các khe nứt trong
khối đá nhỏ hơn 0,1m, như vậy cường độ kháng
nén của khối đá là 35 MPa X 0,2 = 7 MPa. Giá trị
này dùng để tính tốn thiết kế biện pháp gia cố
tuynen. Khối đá quanh tuynen và trụ đá giữa 2
tuynen gần nhau luôn bị nén ở trạng thái có nở
hơng, do đó giá trị 7 MPa thực chất là cường độ
kháng nén 1 trục của khối đá và bằng 1/5 cường
độ kháng nén 1 trục của mẫu đá. Cần nhấn mạnh
rằng giá trị này không phải là sức chịu tải của nền
đá.
Bảng 1
Khoảng cách trung
bình giữa các mặt yếu
của đá, m
Lớn hơn 1,5

Từ 1,5 đến 1
Từ 1 đến 0,5
Từ 0,5 đến 0,1
Nhỏ hơn 0,1

Hệ số kc
0,9
0,8
0,6
0,4
0,2

Tại cơng trình thuỷ điện Sơn La đã tiến hành
thí nghiệm xác định cường độ kháng nén của 2
trụ đá trong đá bazan đới IIA tại hầm số 6 theo
tiêu chuẩn ASTM- D4555, kết quả nhận được
cường độ kháng nén 1 trục của trụ đá là 12,8
MPa và 12 MPa, trong khi đó cường độ kháng
nén của mẫu đá là 90 MPa. Như vậy tính được
hệ số kc = 12MPa / 90 MPa = 0,13, giá trị này
nhỏ hơn các giá trị nêu trong bảng 1.
2. Trong chương trình Roclab có nêu giá trị


cường độ toàn thể của khối đá (global
strength) dựa theo liên hệ Mohr - Coulomb để
xác định cường độ kháng nén 1 trục của khối
đá như sau:

2 c cos (

(cm = ---------------1 – sin (
trong đó
 (cm : cường độ kháng nén 1 trục của
khối đá ( MPa)
 c: cường độ lực dính của khối đá (MPa)
 ( : góc ma sát trong.

Hình 1: Tính cường độ khối đá bazan đới IIA ở bờ trái, cơng trình thuỷ điện Sơn La.
Hình trên (1a) tính theo trường hợp custom với sig3 = 3 MPa, hình dưới (1b) tính theo trường hợp
general với sig3 = 18 MPa. Đường thẳng trên biểu đồ là đường Hoek – Brown (HB )


Trong hình 1a trình bày bảng tính theo
chương trình Roclab các chỉ tiêu cơ học của

đường Hoek – Brown cắt trục tung ở giá trị (1 =
19,571 MPa, như vậy cả 2 giá trị này đều là giá

khối đá bazan đới IIA ở bờ phải của cơng
trình thuỷ điện Sơn La. Trong đó xác định

trị kháng nén 1 trục. Vậy ý nghĩa của 2 giá trị
này là như thế nào? Trong “Tiêu chuẩn phá huỷ

được cường độ lực dính của khối đá là c =
1,449 MPa, góc ma sát (=52,75 độ, cường độ

Hoek – Brown – lần xuất bản 2002” đã giải
thích rõ khi các ứng suất (1 và (3 xuất hiện ở


toàn thể bằng : 2c cos ( /1 – sin (
= 19,571 MPa. Như vậy thực chất cường

biên cơng trình đào vượt q giá trị cường độ
kháng nén 1 trục (sigc) của khối đá thì tại đó

độ tồn thể là cường độ kháng nén 1 trục

phá huỷ bắt đầu xuất hiện, tuy nhiên khối đá

của khối đá. Với cường độ kháng nén 1 trục
của mẫu đá là 72 MPa, thấy rằng cường độ
kháng nén 1trục của khối đá bằng cường độ

vẫn ổn định . Nhưng để đánh giá tổng thể trụ
đá, Hoek – Brown đưa ra giá trị cường độ toàn
thể (sigcm), khi các ứng suất (1 và (3 lớn hơn

kháng nén 1 trục của mẫu đá nhân với hệ

giá trị này thì trụ đá bị phá huỷ, như vậy có thể

số kc= 0,27, (đó là 19,571 MPa = 72 MPa X

gọi sigcm là cường độ kháng nén của trụ đá.

0,27 ).
Một vấn đề dễ gây lầm lẫn là trong bảng tính
theo chương trình Roclab ( hình 1b) có nêu
cường độ kháng nén 1 trục (sigc) của khối đá là

4,971 MPa, cịn cường độ tồn thể (sigcm) là
19,571 MPa. Từ đó dẫn đến ý nghĩ sigc là
cường độ kháng nén 1 trục của khối đá bằng
4,971 MPa, còn sigcm là khả năng chịu tải của
khối đá bằng 19,571 MPa. Thực ra khơng phải
như vậy. Xem hình 1 tại biểu đồ quan hệ của
ứng suất chính nhỏ nhất (3 và ứng suất chính

Tóm lại chương trình Roclab khơng đề cập đến
sức chịu tải của nền đá, các giá trị sigcm và
sigc của khối đá trong chương trình Roclab
được sử dụng để tính tốn thiết kế tuynen.
3. Một số phƣơng pháp đơn giản, gần
đúng để xác định sức chịu tải của nền đá
3.1 Sử dụng các quy phạm xây dựng:
Các quy phạm này nêu các giá trị sức chịu
tải của nền đá thấp hơn nhiều so với thực
tế. Dƣới đây là các giá trị sức chịu tải dự
đoán của nền đá lấy theo Tiêu chuẩn Anh

lớn nhất (1 , khi (3= 0 thì đường cong phá huỷ
cắt trục tung ở giá trị (1 = 4,971 MPa, còn

BS 8004:

Bảng 2
Loại đá

Giá trị sức
chịu tải dự

đốn (MPa)

Chú thích

Đá magma hay đá dạng gneis cứng

10,0

Chỉ các đá hoàn toàn

Đá cát kết và đá vơi cứng

4,0

khơng phong hố

Đá phiến và đá phiến lợp

3,0

Đá phiến sét và argilit cứng

2,0

Các đá phân lớp mỏng

Đá phiến sét và argilit yếu

0,6 – 1,0


hoặc vỡ vụn phải được

Đá phấn cứng, đá vôi yếu

< 0,6

3.2 Tƣơng quan kinh nghiệm: Peck,

đánh giá sau khi điều tra

Hanson và Thorburn ( 1974) đã kiến nghị


tƣơng quan kinh nghiệm giữa sức chịu
tải cho phép và giá trị RQD đƣợc thể
hiện trên hình 2. Tƣơng quan này dùng
cho khối đá có các khe nứt có chiều rng
khụng quỏ 1 inch ( 2,54 cm).
B

B

(a)
Sức chịu tải cho phÐp.q a . (TSF)

Allowable bearing capacity. q a .(TSF)

300

A


250
200
150
100
50
(b)

0
0

20

40

60

80

100

Rock quality designation (RQD)
Hình 2 .Biểu đồ xác định sức chịu tải cho
phép của nền đá theo giá trị RQD.
Đơn vị TSF là T/ ft2 bằng 1,076 kG/cm2.
3.3 Phƣơng pháp Duncan: Duncan
(1999) đã đề ra phƣơng pháp đơn giản để
xác định gần đúng khả năng chịu tải của
nền đá.Nền đá dƣới móng chịu tải đƣợc
chia thành 3 phần: phần trung tâm chịu

ảnh hƣởng trực tiếp của tải trọng, hai
phần bên tác dụng ứng suất ngang (3
vào phần trung tâm (xem hình 3). Lấy (3
bằng cƣờng độ tổng quát, trên biểu đồ
ứng suất của chƣơng trình Roclab xác
định đƣợc (1 tƣơng ứng coi nhƣ bằng
sức chịu tải cực hạn của nền đá.

Hình 3. (a) : Hình thành đới đá nứt nẻ A
dưới móng, hai bên là hai nêm đá nguyên
vẹn B.
(b) : Biểu đồ ứng suất Mohr của đá đới A và
đá đới B.
Trên hình 4 trình bầy bản tính theo
chương trình Rolab các tính chất cơ học
của khối đá phiến đới IIA tại cơng trình thuỷ
điện Bản n, tính được cường độ tổng
quát là 6,5 MPa. Lấy (3 = 6,5 MPa, tra biểu
đồ ứng suất trên hình 4 xác định được giá
trị (1 =24,3 MPa. Như vậy sức chịu tải cực
hạn của nền đá là 24,3 MPa. Theo Cẩm
nang thiết kế của Mỹ EM 1110 –1 –2908
(Nền đá) thì sức chịu tải cho phép của nền
đá bằng sức chịu tải cực hạn chia cho hệ số
an tồn Fs = 3. Do đó nền đá của cơng trình
Bản n có sức chịu tải cho phép là 24,3
MPa : 3 = 8,1 MPa.


Hình 4. Tính các chỉ tiêu cơ học của khối đá phiến đới IIA của cơng trình thuỷ điện

Bản n bằng chương trình Roclab theo trường hợp general có sig3 = 12,5MPa.
Đường thẳng trên biểu đồ ứng suất là đường Hoek – Brown ( HB )
3.4. Xác định sức chịu tải của nền đá
theo phƣơng pháp Terzaghi
Sức chịu tải cực hạn của nền đá được
xác định theo phương trình sau :
qult = c NC + 0,5 ( B N( +( D Nq
Trong đó :
qult là sức chịu tải cực hạn
( là trọng lượng đơn vị hiệu quả của khối

đá
B là chiều rộng của móng
D là chiều sâu đặt móng dưới mặt đất
c là cường độ lực dính của khối đá
NC , N( , Nq là các hệ số chịu tải được
cho trong các phương trình sau:
NC = 2 N( 1/2 (N( + 1)
N( = N( 1/2 (N( 2 - 1)


Nq = N( 2
N( = tg2 (450 + ( / 2)
Trong đó ( là góc ma sát trong của khối
đá.
Phương trình trên được áp dụng đối với

móng dài liên tục có tỉ số chiều dài trên chiều
rộng ( L/B ) lớn hơn 10. Trong bảng 3 giới
thiệu các hệ số hiệu chỉnh đối với móng hình

trịn và hình vng cũng như móng hình chữ
nhật có tỉ số L/B < 10.

Bảng 3. Các hệ số hiệu chỉnh (theo Sowers, 1979)
Hình dạng móng

CC hiệu chỉnh NC

C( hiệu chỉnh N(

Hình trịn

1,2

0,70

Hình vng

1,25

0,85

L/B = 2

1,12

0,90

L/B = 5


1,05

0,95

L/B = 10

1,00

1,00

Hình chữ nhật


Các hệ số hiệu chỉnh đối với móng hình chữ nhật có tỉ số L/B khác 2 và 5 được tính bằng
cách nội suy.
Thí dụ tại cơng trình Bản n, đập bê tơng đầm lăn có tỉ số L/B gần bằng 5, có hệ số hiệu
chỉnh là 1,05 đối với NC và 0,95 đối với N(. dung trọng của đá là 2,77 t/m3, chiều rộng móng
là 74m, chiều sâu đặt móng là 2m. Từ đó tính được sức chịu tải cực hạn của nền đập là 22,2
MPa, sức chịu tải cho phép là 22,2 MPa / 3 = 7,4 MPa. Trong khi đó theo tính tốn thì tải
trọng của đập bê tông đầm lăn Bản Uôn tác dụng lên nền đập là 2 MPa.
4. Kết luận
Từ những trình bầy ở trên thấy rằng sức chịu tải của nền đá là khá lớn. Phần lớn các loại
đá có sức chịu tải đáp ứng được yêu cầu của các đập bê tông lớn trừ các đá trầm tích mềm
yếu và các đá bị phong hố.
Tài liệu tham khảo
1. XNiP II-94-80. Cơng trình ngầm. Moxkva 1982.
2. US Army Corps of engineers. Engineering and Design. EM 1110 -1-2908: Rock
Foundations , November 1994.
3. Duncan C. Wyllie. Foundations on rock. E- FN Spon. London, 1999.
4. Hoek – Brown failure criterion- 2002 edition.

5. British Standards Institution 1986 BS 8004: Code of Practice for Foundation. BSI,
London.
6. Các Báo cáo địa chất của các Cơng trình thuỷ điện Sơn La và Bản Uôn, 2005.
Người phản biện: PGS.TS. Nguyễn Sỹ Ngọc

Một số vấn đề tính nền và cơng trình thuỷ lợi
theo trạng thái giới hạn (TTGH), XNiP
Liên Bang Nga và Eurocode 7 – Cộng đồng Châu Âu
Nguyễn Công Mẫn*
Some problems about foundation calculation of hydraulic structures
according limit state in XNiP of Russian Federation and Eurocode 7 of
European Community
Abstract: The paper introduces and analyses some key problems on design of
structure and its foundation according to Limit State methodology of the two
actual Norm Systems from Russia - SNiP - and Europeen Community –
Eurocode 7 – Geotechnical.
Some suggestions on renovation of some norms in hydraulic structure are put
forward in order to ensure the harmonization on foundation and structure design
following limit state that is not yet earnestly realized in design. The paper also


warns on the consequence of neglecting the service limit state in designing, that
brought about potential of failures of structures and recommends again to take
SNiP system as main reference to compile Vietnamese Engineering Norm
system with Euro 7 as supplementary.

I. Mở đầu
Việc tính nền và cơng trình theo TTGH
đã được phổ biến ở Liên Xô từ những năm
60 của thế kỷ trước [M.I. Gorbunov –

Poxadov, 1967, N.C.Mẫn, 1968-19701973]. Trải qua ba thế hệ Tiêu chuẩn xây
dựng từ những năm 60, 70 và đến năm
1987, tiêu chuẩn mang tên SNiP 2.06.0186 “Các Quy định chủ yếu về thiết kế các
cơng trình thuỷ lợi” được ban hành để thay
thế XNiP II-51-74, là thuộc hệ mới nhất của
TCXD LB Nga. Dựa trên tiêu chuẩn này,
ngành thuỷ lợi đã biên soạn và ban hành
TCXD VN 285: 2002 thay thế tiêu chuẩn
cùng tên với mã số TCVN 5060-90 được
biên soạn dựa trên XNIP II-51-74 (5, 6, 7, 8,
9).
Tháng 11 năm 1989, bản thảo đầu tiên
của Eurocode 7: Geotechnical Design
(Euro.7) được ban hành dựa trên “Model
Code” của ISSMFE (International Society of
Soil Mechanics and Foundation
Engineering). Sau nhiều năm thảo luận sửa
chữa, tháng 4 - 2004 bản thảo cuối cùng
mang mã số EN 1997-1 (10,11) đã được
CEN (Commité Eropéen de Normalisation)
chính thức phê duyệt dùng chung cho các
nước trong Cộng đồng châu Âu, trong đó
phương pháp TTGH đã được nêu có hệ
thống dùng trong thiết kế Địa kỹ thuật. Đó là
văn bản chung mang tính pháp lý về tính
tốn địa kỹ thuật làm cơ sở để hài hoà các
tiêu chuẩn riêng của từng quốc gia trong
*

Viện Địa kỹ thuật

169 Nguyễn Ngọc Vũ - Cầu Giấy - Hà Nội
Tel: 5564528; Fax: 5567909,
NR: 8528512
Email:

cộng đồng Châu Âu.
Trong bài báo này giới thiệu một số vấn
đề về nội dung cơ bản của hai hệ tiêu
chuẩn trên và xem xét lại một số tiêu chuẩn
có liên quan đã ban hành của ngành, trên
cơ sở đó đề xuất đổi mới một số TCXD
nhằm bảo đảm tính đồng bộ của hệ tiêu
chuẩn ngành về tính toán nền theo TTGH
và lưu ý về sự tai hại khi bỏ qua kiểm tra
TTGH nhóm 2 trong thiết kế xây dựng cơng
trình
II. Vấn đề tính nền và cơng trình theo
TTGH
A. Hệ Tiêu chuẩn Xây dựng của Liên
bang Nga
Hệ Tiêu chuẩn Xây dựng của Liên
bang Nga quy định cần tính nền và cơng
trình theo hai nhóm TTGH. XNiP 2.06.0186 (Bảng 1) quy định cụ thể như sau:
1. Nhóm TTGH thứ nhất. Kiểm tra tính
tốn TTGH về cường độ và ổn định của
hệ cơng trình và nền, về ổn định độ bền
thấm tổng thể của nền và cơng trình đất,
về độ bền của từng bộ phận cơng trình và
chuyển vị của chúng có thể dẫn tới sự
mất ổn định chung của cả hệ cơng trình

và nền. TCXD VN 285: 2002 gọi là nhóm
TTGH thứ nhất, Euro 7 gọi là TTGH phá
hoại Ultimate Limit State (ULS);
2. Nhóm TTGH thứ hai. Kiểm tra tính
tốn TTGH về biến dạng và chuyển vị
(gây bất lợi cho việc sử dụng bình thường
của cơng trình) như kiểm tra độ bền cục
bộ của nền, kiểm tra hạn chế chuyển vị và
biến dạng, kiểm tra sự hình thành - mở
rộng các vết nứt và khe lún, kiểm tra độ


bền thấm cục bộ hoặc độ bền của bộ
phận công trình chưa được xét tới trong
nhóm TTGH thứ nhất. TCXD VN 285:
2002 gọi là nhóm TTGH thứ hai, Eurocode
gọi là TTGH sử dụng (bình thường)
Service Limit State (SLS);
3. Khi thiết kế - tính tốn các cơng trình
thuỷ lợi, kết cấu và nền của nó phải bảo đảm
điều kiện khống chế về trạng thái giới hạn
được quy định như sau:
(1)
Trong đó: F - tải trọng tính tốn tổng qt
(lực, mơmen, ứng suất), biến dạng (lún, chuyển
vị,...) hoặc các thông số khác làm căn cứ để
đánh giá TTGH (lực thấm, gradient thấm, tốc
độ thấm ,...);
R - Sức chịu tải tính tốn tổng quát, biến
dạng hoặc các thông số khác được xác lập

theo tiêu chuẩn thiết kế, lấy tương ứng với tải
trọng tính toán về chủng loại, đặc điểm tác
động...;

(c – Hệ số điều kiện làm việc. Xét tới loại
cơng trình, kết cấu hoặc nền, loại vật liệu, tính
gần đúng của sơ đồ tính tốn, nhóm TTGH và
các yếu tố khác được quy định trong bảng 2.
(n - Hệ số độ tin cậy quy định theo quy mơ,
nhiệm vụ cơng trình:
- Khi tính theo TTGH nhóm thứ nhất, (n
được xác định theo cấp cơng trình:
Cơng trình cấp I
(n = 1,25
Cơng trình cấp II
(n = 1,20
Cơng trình cấp III
(n = 1,15
Cơng trình cấp IV
(n = 1,10
- Khi tính theo TTGH nhóm 2
(n = 1,0
- Khi tính tốn ổn định cho những mái dốc tự
nhiên nằm kề sát cơng trình khác có hệ số độ
tin cậy lớn hơn, cần lấy hệ số độ tin cậy của
mái bằng hệ số độ tin cậy của cơng trình đó.
Trường hợp này thường xảy ra trong q trình
thi cơng cơng trình khi khai đào hố móng.
Như vậy biểu thức (1) được dùng để tính
cho cả hai TTGH, trong đó tuỳ theo từng loại

TTGH hạn, loại cơng trình chịu tác dụng của
các tác động và đặt trên nền khác nhau
(đất, đá) mà các tác động F và R cũng như
các hệ số trong biểu thức (1) được chọn
khác nhau.
Trong hệ TCXD của Nga, các quy định
tính tốn trên được nêu chi tiết thêm trong
các Tiêu chuẩn riêng cho từng loại cơng
trình thuỷ lợi tuỳ theo đặc điểm của chúng
(Bảng 1):

(lc – Hệ số tổ hợp tải trọng lấy như sau:
- Khi tính tốn theo TTGH nhóm 1 (l c= 1,0 - đối với tổ hợp tải trọng và tác động
cơ bản;
= 0,90 - đối với tổ hợp tải trọng và tác động
đặc biệt;
= 0,95 - đối với tổ hợp tải trọng và tác động
trong thời kỳ thi công và sửa chữa.
- Khi tính tốn theo TTGH nhóm 2: (lc = 1.
Bảng 1.
Mã số mới
XNiP 2.06.01-86 (TCXD VN 285: 2002)

XNiP. 2.02.02-85

Mã số cũ

Tên Tiêu chuẩn

XNIP II-50-74,


Cơng trình thuỷ lợi. Các quy

XNiP II-51-74

định chủ yếu thiết kế

XNiP.II-16-76

TC thiết kế nền các cơng
trình thuỷ lợi

XNiP. 2.02.01-83

XNiP.II-15-74

TC thiết kế nền nhà và công


trình
XNiP 2.06.05-84*

XNiP.II-I.4-73 (II.53
- 73)

XNiP 2.06.06 - 85

XNiP. II-54-77

TC thiết kế đập bằng vật liệu

đất
TC thiết kế đập bê tông và bê
tông cốt thép

XNiP 2.06.09 - 84

XNiP. 238 -73

TC thiết kế đường hầm thuỷ
công

XNiP 2.06.07-87

XNiP.II-55-79

TC thiết kế tường chắn, âu thuyền,
công trình dẫn cá và bảo vệ cá

XNiP 2.02.03-85

XNiP. II-17-77

TC thiết kế móng cọc

Bảng 2. Hệ số điều kiện làm việc của một số cơng trình thuỷ
Hệ số điều kiện

Các loại cơng trình và nền

làm việc (c


1. Cơng trình bê tơng và bê tông cốt thép trên nền đất và đá nửa cứng

1,00

2. Cơng trình bê tơng và bê tơng cốt thép trên nền đá
a. Khi mặt trượt đi qua các khe nứt trong đá

1,00

b. Khi mặt trượt đi qua mặt tiếp xúc giữa bê tông và đá hoặc đi trong

0,95

đá nền, có một phần qua các khe nứt, một phần qua đá ngun khối.
3. Đập vịm và các cơng trình ngăn chống khác trên nền đá

0,75

4. Cơng trình cảng

1,15

5. Các mái đất tự nhiên và nhân tạo

1,00

Chú thích:Trong các trường hợp cần thiêt, khi có luận chứng thích đáng, ngồi các hệ số nêu
trong bảng, được phép lấy các hệ số điều kiện làm việc bổ sung để xét tới đặc điểm riêng của
các kết cấu cơng trình và nền của chúng.

B. Eurocode 7 – Thiết kế Địa kỹ
thuật (Euro 7)
Euro 7 là một trong 10 Eurocode trong
hệ TCXD của Cộng đồng Châu Âu dùng
riêng cho thiết kế địa kỹ thuật, nhằm
hướng dẫn chung nội dung tính tốn theo
phương pháp TTGH cho hài hồ với thiết
kế kết cấu cơng trình và trong các nước
thuộc Cộng đồng Châu Âu. Bộ Euro 7 gồm
phần 1 (EN 1997 –1) (10) là các quy định
chung về các bước và nội dung thiết kế,

phần 2 (EN 1997 -2) (11) là các quy định
lựa chọn các thơng số ĐKT bằng các thí
nghiệm trong phịng và hiện trường.
Hình 1 cho sơ đồ các bước tiếp cận thiết
kế địa kỹ thuật theo Euro 7-1 (T.L.L. Or,
2002).
Khi tiếp cận một bài toán ĐKT theo
Euro 7 – 1, đầu tiên xét tới tính phức
tạp của đối tượng nghiên cứu bằng
cách phân chúng làm ba “Geotechnical
Category” theo mức độ rủi ro từ thấp,


trung bình đến cao. Category 1 thường
là loại cơng trình nhỏ và tương đối đơn
giản; category 2 là loại công trình và
nền móng thơng thường khơng có rủi ro
bất thường; Category 3 là các cơng

trình phức tạp và khó giải quyết. Hình
2 là “flow chart” để lựa chọn
“Geotechnical Category” do Brian
Simpson (1998) đề nghị. Bước này tuy
không bắt buộc song nó có ý nghĩa thực
tiễn và kinh tế vì tạo được thế chủ động
trong công việc sau này, nên được thực
hiện trước khi khảo sát địa chất nền và
sẽ được điều chỉnh trong từng giai đoạn
thiết kế và thi công nếu cần .
Trong thiết kế ĐKT, Euro 7 – 1 cũng
phân ra hai loại TTGH làm cho cơng
trình hay một phần cơng trình khơng
cịn bảo đảm các u cầu cơ bản đặt ra
đối với nó. Hai loại TTGH được xét
trong Euro 7-1 là TTGH về phá hoại
(USL) và TTGH về làm việc bình
thường (SLS).
1. TTGH về phá hoại (ULS) được quy
định cụ thể trong điều 2.4.7 là các trạng
thái công trình mất cân bằng ổn định về
vị trí (EQU), do độ bền của vật liệu kết
cấu không đủ (STR), do lún và biến
dạng quá mức vì độ bền của đất đá
không đủ (GEO) và do các tác động
thuỷ lực gây ra trong khối đất như đẩy
nổi, bùng nền đáy hố móng [heave],
phá hoại do “piping” (HYD).
Đánh giá sơ bộ về độ phức tạp của thiết
kế


Phân loại sơ bộ thành
“Geotechnical
Category” (GC)

*Điều chỉnh GC nên thực hiện tại mỗi giai
đoạn trong quá trình thiết kế
Hình 1. Các bước thiết kế ĐKT theo Euro 7-1
2. TTGH về sử dụng (SLS) được quy
định trong 2.4.8 là bảo đảm các hậu quả
của các tác động (chuyển vị, biến
dạng,...) phải nhỏ hơn giá trị tương ứng
đã quy định, hoặc khống chế chỉ để một
phần nhỏ độ bền của đất đá được huy
động đến mức có thể không cần kiểm
tra về biến dạng.
Các khái niệm về hai trạng thái giới hạn và

Khảo sát, đánh giá các thông số
ĐKT
Đánh giá lại tính phức tạp của TK.
Điều chỉnh phân loại “GC”nếu cần*


nội dung tính tốn được quy định rõ ràng chi
tiết hơn trong các mục nói về thiết kế các cơng
trình cụ thể như móng nơng (mục 6), móng cọc
(mục 7), các kết cấu neo giữ (mục 8), các kết
cấu chắn giữ (mục 9), phá hoại thuỷ lực (mục
10), ổn định tổng thể (mục 11) và khối đắp

(mục 12).
Các nội dung tính tốn cơ bản theo hai
TTGH được trình diễn như sau:
Tính tốn theo theo UL S. Ví dụ trường
hợp kiểm tra cân bằng tĩnh (Điều 2.4.7):
Edst;d ( Estb;d + Td với:
Edst;d = E{(F Frep;Xk/(M;ad}dst – giá trị
thiết kế của các tác động gây mất ổn định;
Estb;d = E{(F Frep;Xk/(M;ad}stb – giá trị
thiết kế của các tác động giữ ổn định;
Chúng là các hàm của các tổ hợp tác
động (Frep), đặc trưng của vật liệu (Xk), giá

trị của số liệu hình học (ad) và các hệ số độ
tin cậy của tác động và của đất đá ((F , (M).
Tính tốn theo theo SLS:
Ed ( Cd với:
Ed - giá trị thiết kế của các biến dạng –
chuyển vị do tác động gây ra;
Cd - giá trị thiết kế giới hạn của các các biến
dạng chuyển vị do tác động gây ra.
Tuỳ loại kết cấu cơng trình và nền, Ed và
Cd có quy định cụ thể tương tự hệ TC Nga.
Vậy trong tính tốn theo TTGH, có hai
loại hệ số cơ bản: hệ số có liên quan tới tải
trọng tác động, tuỳ thuộc trường hợp tính
tốn và loại kết cấu cơng trình và loại hệ số
có liên quan tới vật liệu địa kỹ thuật. Hình 3
tóm tắt các bước xác định các giá trị thiết kế
của vật liệu ĐKT, Bảng 3 cho các loại hệ số

dùng theo Euro 7 (Orr, 2002).


Giá trị đo (Measure Values)
(Bằng TN trong phòng – hiện trường)

Euro 7-2

Giá trị đặc trƣng (Characteristic Value)
- Dự tính cẩn thận theo trường hợp thiết kế, tính
biến đổi và thể tích khối đất đá xét;

- Euro 7-1 hay
- Đánh giá trực tiếp
(PP loại trừ)

- HS tin cậy riêng hoặc HS tương quan ( nếu
cần.
Giá trị thiết kế (Design Value)
(Hệ số tin cậy riêng – Partial factor: (M )

Hình 3. Các bước xác định các giá trị thiết kế
Bảng 3. Các hệ số thành phần dùng cho ULS
đối với các trƣờng hợp thƣờng xuyên và tạm thời (Orr, 2002)
Các hệ số riêng

Trường hợp A**

Trường hợp B**


Trường hợp C**

Tác động thường xuyên bất lợi ((G)

1,00

1,35

1,00

Tác động thường xuyên thuận lợi ((G)

0,95

1,00

1,00

Tác động tạm thời bất lợi ((Q)

1,50

1,50

1,30

0

0


0

1,00

1,00

1,00

Hệ số riêng về tải trọng ((F)

Tác động tạm thời thuận lợi ((Q)
Tác động đặc biệt ((A)
Hệ số riêng về vật liệu ((M)


tan(’ ((tan(’)

1,10

1,00

1,25

Cường độ lực dính hiệu quả c’ ((c’)

1,30

1,00

1,60


Độ bền cắt khơng thốt nước cu ((cu)

1,20

1,00

1,40

Độ bền nén qu

1,20

1,00

1,40

Sức chống thành bên cọc ((S)

*

1,00

1,30

Sức chống tổng của cọc ((R)

*

1,00


1,30

Sức chống kéo của cọc ((T)

*

1,00

1,30

Sức chống của neo ((R)

*

1,00

1,60

*

1,00

1,50

((qu)

Hệ số riêng về sức chịu tải ((R)
Sức chống đáy cọc ((B)


* Không nêu hệ số riêng cho TH A;
** TH A, B: xét chủ yếu tới tính khơng chắc chắn về tải trọng và tác động; TH C: xét chủ yếu tới
tính không chắc chắn về đặc trưng của đất đá.


0
0 200

Sức chống cắt khơng thốt nước
(kPa) 50
100
150
[1] Trung bình số học
Cu,av

4

[2] Giá trị tổng quát
Cu,k

Độ sâu dưới mặt đất
(m)

2

6
8

[3] Giá trị
cục bộ

cu,k

10

Hình 4. Giá trị của cu dùng cho các
trường hợp thiết kế khác nhau

Trong Eurocode. 7 – Thiết kế Địa kỹ thuật, việc sử dụng và lựa chọn các hệ số riêng về tải
trọng và tác động cho các trường hợp thiết kế là một trong những vấn đề mấu chốt và được bàn
cãi nhiều trong quá trình biên soạn. Khái niệm và nội dung tính tốn theo TTGH về cơ bản tương
tự như của hệ quy trình Nga, song được nêu tập trung trong một văn bản gồm hai tập Euro 7-1 và
7-2, hài hoà - đồng bộ về quan điểm tính tốn theo TTGH với các văn bản tiêu chuẩn liên quan
khác về tính tốn kết cấu trong hệ 10 Eurocode của Cộng đồng Châu Âu.
Phương pháp luận thiết kế cũng là lập hai mơ hình làm việc tương ứng với hai loại TTGH của
cơng trình – nền , tương tự nhóm một và nhóm hai của hệ XNiP Nga, và vận dụng khái niệm về độ
tin cậy trong kỹ thuật, thể hiện qua các hệ số độ tin cậy riêng phần để chọn dùng có lơgic các
thơng số liên quan về trường hợp tính tốn, về tính chất vật liệu, về đặc điểm kết cấu và loại cơng
trình...Các hệ số này dựa một phần trên lý thuyết xác suất thống kê, một phần theo kinh nghiệm.
Hình 4 cho một ví dụ về phân bố các giá trị chỉ tiêu độ bền của đất (cu) theo độ sâu của một
tầng đất, trong đó các chỉ tiêu thuộc đường [1] biểu thị các giá trị trung bình số học, đường [2] biểu
thị các giá trị có xét tới tính khơng đồng nhất của đất và đường [3] biểu thị các đặc trưng cục bộ.
Theo Euro 7, để chọn giá trị đặc trưng của cu (Xem hình 3) trong trường hợp này, nếu kiểm tra ổn
định trượt cả khối đất thì phải dùng đường [2], vì mặt trượt có thể đi qua cả vùng đất yếu và vùng
đất tốt; nếu xét sức chịu tải của cọc thì phải dùng đường [3] cho các cọc có thể chỉ đi qua các
vùng đất yếu. Do vậy thấy rằng việc lựa chọn chỉ tiêu đặc trưng theo Euro – 7 rất hợp lý.
III. Một số ý kiến về phương pháp luận tính nền theo TTGH và đổi mới bộ TCXD liên quan của
ngành thuỷ lợi
1. Phương pháp luận tiếp cận các bài toán ĐKT theo TTGH hệ Nga.



Từ (1) có thể viết lại như sau

(2)

Trong đó KT - hệ số an toàn chung, (lc - hệ số tổ hợp tải trọng, (c - hệ số điều kiện làm việc và
(n - hệ số độ tin cậy quy định theo quy mơ, nhiệm vụ cơng trình. Ngồi ra, tính đồng nhất các đặc
trưng của đất đá cịn được xét bởi hệ số độ tin cậy của vật liệu, giá trị bằng 1 dùng tính cho TTGH
2 và > 1 dùng tính cho TTGH 1. Như vậy thực chất của phương pháp tính tốn cơng trình và nền
theo TTGH là phương pháp nhiều hệ số an toàn, nhằm mục đích đánh giá tương tác giữa cơng
trình đặt trên, trong mơi trường địa kỹ thuật trong đó có xét tới các yếu tố mang tính thống kê và
xác suất để khống chế độ tin cậy về các tác động - tải trọng đặt lên cơng trình, các đặc trưng của
mơi trường địa kỹ thuật. Biểu thức 2 có thể dùng để đối chiếu với phương pháp một hệ số an toàn
quy định theo kinh nghiệm, vẫn thường được dùng hiện nay.
Dùng dạng biểu thức (2) có thể vận dụng các phần mềm ĐKT thương mại của phương Tây và
Bắc Mỹ như đánh giá ổn định mái đất đá, đánh giá ổn định của cơng trình và nền... để đối chiếu
với hệ TCXD Việt Nam - Nga.
Theo đối chiếu giữa phương pháp một hệ số an toàn (USACE, 1995) và phương pháp TTGH
(TCXD VN 285: 2002) quy về một hệ số an toàn chung KT theo biểu thức (2), đánh giá ổn định về
cường độ nền đập trọng lực trong thẩm định dự án thiết kế của cơng trình Sơn La, Nippon-Koei
(2005) của Nhật Bản đã nhận xét rằng độ an toàn KT của phương pháp TTGH cho thấp hơn độ an
tồn chung tính theo USACE (1995) và cho rằng ngun nhân chính là do lấy (n tương ứng với
cấp cơng trình đặc biệt cho các tổ hợp tải trọng khác nhau. Đây là điều nên được tiếp tục xem xét
nghiên cứu cả về mặt áp dụng phương pháp TTGH của thiết kế cả về tính chuẩn xác của phía
thẩm định để rút kinh nghiệm.
2. Về tính đồng bộ của hệ TCXD ngành thuỷ lợi và Địa kỹ thuật.
TCXD VN 285: 2002 (theo XNIP 2.06.01-86 có điều chỉnh) quy định phải thiết kế cơng trình và
nền theo TTGH. Điều này cần được quán triệt trong các tiêu chuẩn thiết kế cho các cơng trình thuỷ
lợi cụ thể như TC thiết kế nền các cơng trình thuỷ lợi (TCVN 4253 - 86), TC thiết kế đập đất đầm
nén (14 TC 157-2005), TC thiết kế tường chắn các cơng trình thuỷ cơng TCXD 57-73, ...
TCVN 4253 – 86 được xây dựng từ XNiP.II-16-76, nay LB Nga đã ban hành XNiP 2.02.02-85

thay thế XNiP.II-16-76 để đồng bộ với XNiP 2.06.01-86 (TCXD VN 285: 2002). Do vậy nên có kế
hoạch sốt lại TCVN 4253 – 86 như tác giả đã đề nghị năm 1988 (16) vì nội dung của XNiP
2.06.01-86 có nhiều điểm mới cần thiết cho thiết kế như đánh giá ổn định công trình bêtơng trên
nền đá, đánh giá ổn định các cơng trình cảng,... mặt khác để bảo đảm đồng bộ với TCXD VN 285:
2002;
TCXD 57-73 được biên soạn từ XNiP II.I.10-65 (17, 18, 19, 20, 21), qua hai lần đổi mới từ XNiP
II-55-79 (22) đến nay là XNiP 2.06.07-87-TC thiết kế tường chắn, âu thuyền, cơng trình dẫn cá và
bảo vệ cá, Moxkva 1987 (23). Hai tiêu chuẩn vừa nêu đã mở rộng nội dung cho thiết kế âu thuyền,
đường dẫn cá và bảo vệ cá cùng với các sơ đồ tính tốn khác cần cho đánh giá ổn định của các
tường chắn sử dụng trong ngành thuỷ lợi. Mặt khác XNiP 2.06.07-87 chỉ quy định tính tốn tường
chắn theo hai nhóm TTGH, đồng bộ với TCXD VN 285: 200 (trong khi TCXD 57-73 quy định tính
theo ba TTGH) và cịn nêu nhiều kịch bản kiểm tra ổn định theo thực tế làm việc của cơng trình
chắn. Mặt khác, hiện nay bảng tính các hệ số áp lực đất dính theo lý thuyết Coulomb của tác giả
bài báo đã đựơc nâng cấp nên sử dụng thuận tiện hơn so với bảng nêu trong Hướng dẫn thiết kế


tường chắn đất (16: HDTL- C- 4-76*). Do vậy cũng nên xem xét lại Tiêu chuẩn và Tài liệu Hướng
dẫn này để bảo đảm đồng bộ với TCXD VN 285: 2002 và XNiP 2.06.01-86).
Hiện nay Bộ NN & PTNT đã ban hành 14 TCN 157-2005 Tiêu chuẩn thiết kế đập đất đầm
nén thay thế cho QPVN II – 77. Đó là một tiến bộ mới vì QPVN II – 77 đã quá lạc hậu. Điều
1.1.1 trong Quy định chung của TC mới này có ghi: “Tiêu chuẩn này quy định các yêu cầu kỹ
thuật trong công tác thiết kế mới, thiết kế sửa chữa nâng cấp đập đất các loại từ cấp I đến cấp
V (Theo TCXD 285 - 2002)”. Tuy nhiên, nội dung đánh giá điều kiện làm việc của đập nêu
trong mục 4.7 thì chưa thể hiện rõ phương pháp TTGH, do vậy người sử dụng sẽ khó thực
hiện khi thiết kế cụ thể. Tồn tại này có thể bổ sung trong phần Phụ lục nếu có.
Hệ TCXD Nga được xây dựng từ cách đây trên 40 năm đã trải qua ba lần đổi mới, do vậy
đã đúc kết được nhiều kinh nghiệm thực tế nên nước ta vẫn nên lấy đó làm cơ sở chủ yếu để
tiếp tục hồn chỉnh bộ TCXD của mình. Để bảo đảm tính đồng bộ của hệ TCXD Việt Nam có
liên quan tới tính tốn ĐKT, cũng có thể sốt xét lại một số tiêu chuẩn sau: TC thiết kế nền nhà
và cơng trình, TC thiết kế móng cọc, TC thiết kế đập bê tông và bê tông cốt thép,... dựa chủ

yếu trên hệ TCXD tương ứng của Nga có tham khảo thêm hệ Euro 7-1 và 7-2.
3. Một điều đáng phàn nàn là tuy đã được phổ biến tại nước ta từ nửa sau những năm 60
của thế kỷ trước, thay thế phương pháp tính theo ứng suất cho phép [N.C. Mẫn, 1970], song
cho đến nay phương pháp TTGH cũng chưa được áp dụng triệt để trong sản xuất ở nước ta.
Do vậy nhiều cơng trình xây dựng đã khơng làm việc bình thường do nứt lún, thậm chí có nguy
cơ bị phá huỷ, do chuyển vị biến dạng quá mức của nền và cơng trình mà Liên Xơ đã phải trải
qua cách đây trên 40 năm về trước ... vì khi thiết kế chúng chưa xét đầy đủ tới TT GH nhóm
thứ hai.

Tài liệu tham khảo
1. M.I. Gorbunov – Poxadov, 1967. Hiện trạng về cơ sở khoa học trong xây dựng nền móng.
Moxkva – 1967 (tiếng Nga).
2. Nguyễn Cơng Mẫn, 1968. Vấn đề tính nền cơng trình theo TTGH. Đại học thuỷ lợi. 1968
3. Nguyễn Công Mẫn, 1970. Vấn đề tính nền cơng trình theo TTGH. Tạp chí Thuỷ lợi – Thủy
lợi – Thuỷ điện, Số 8-9/1970
4. Nguyễn Công Mẫn, 1973. Một số ý kiến về Quy phạm thiết kế nền cơng trình thuỷ cơng QP20-64. Thuỷ lợi – Thuỷ điện Số 128/1973.
5. TY-24-103-40. Quy phạm tính tốn về Kỹ thuật Địa chất – Nền móng cơng trình kiến trúc
thuỷ lợi (Bộ Thuỷ lợi dịch)
6. XNiP II-A10-62. Kết cấu xây dựng và nền. Nguyên tắc thiết kế.
7. XNiP II-B3-62. Quy phạm thiết kế nền các cơng trình thuỷ cơng (QP 20-64-N.C.Mẫn soạn
dịch)
8. Nguyễn Công Mẫn, 1980. Giới thiệu Tiêu chuẩn thiết kế nền cơng trình thuỷ cơng XNiP II-1676 [Moxkva, 1977] Thuỷ lợi số 213/7+8-1980
9. TCVN 4253-86. TC thiết kế Nền các cơng trình thuỷ cơng. NXB Xây dựng (N.C.Mẫn soạn
dịch).
10. EN 1997-1. Eurocode 7: Geotechnical design - Part 1: General rules. 2004


11.prEN 1997-2. Eurocode7 - Geotechnical design - Part 2: Ground investigation and
testing.2006.
12. T.L.L. Orr, 2002. Eurocode 7 – a code for harmonised geotechnical design. Proceedings of

the Internal Workshop Foundation Design Codes and Soil Investigation in view of International
Harmonization and Performance based Design. Tokyo, Japan, 10-12 April 2002.
13. B. Simpson, R. Driscoll, 1998.Eurocode 7 a commentary. ARUP.
14. USACE. 1995 - EM 1110-2-2200. Gravity Dam Design.
15. Nippon Koei CO., LTD, 2005. Báo cáo tổng hợp kết quả thẩm định Thiết kế kỹ thuật Thuỷ
điện Sơn La giai đoạn I.
16. Nguyễn Công Mẫn, 1988. Giới thiệu Tiêu chuẩn thiết kế nền cơng trình thuỷ lợi XNiP
2.02.02-85. Thuỷ lợi số 264/9+10-1988.
17. XNiP II.I.10-65. Tiêu chuẩn thiết kế tường chắn các cơng trình thuỷ lợi. Moxkva –1966
18. Nguyễn Công Mẫn. 1971. Giới thiệu một số điểm chính trong Quy phạm thiết kế tường chắn
thuộc cơng trình thuỷ cơng XNiP.II.I.10-65. TC Thuỷ lợi Thuỷ điện, Số 1/1971.
19. Nguyễn Cơng Mẫn, 1973. Về việc tính áp lực đất chủ động và bị động của đất dính lên
tường chắn theo SNiP II.I. 10-65. TC Thuỷ lợi – Thuỷ điện, Số 131/1973
20. TCXD 57-73. Tiêu chuẩn thiết kế tường chắn các cơng trình thuỷ lợi. UBKTCB NN, 1973
21. HDTL- C- 4-76. Hướng dẫn thiết kế tường chắn cơng trình thuỷ lợi . Vụ Kỹ thuật – 1977 .
Tác giả biên soạn; Nguyễn Xuân Bảo, Nguyễn Công Mẫn.
22.Nguyễn Công Mẫn, 1982. Giới thiệu về tính tốn tường chắn đất theo TCXD mới của Liên
Xô XNiP II-55-79. Thuỷ lợi số 224/1+2 và 225/3+4 -1982. Moxkva 1980.
23. XNiP 2.06.07-87. TC thiết kế tường chắn, âu thuyền, cơng trình dẫn cá và bảo vệ cá.
Moxkva, 1987.
24. XNiP 2.06.05-84*. TC thiết kế đập bằng vật liệu đất. Maskva, 1986
25. L. Q. An N.C. Mẫn, H.V. Tân 1978. Tính tốn nền móng theo TTGH. NXB Khoa học và kỹ thuật.
NXB Xây dựng tái bản năm 1998.
Ng-ời phản biện: GS.TSKH. Phạm Xuân

D bỏo h thp mc nƣớc và xâm nhập mặn do
khai thác nƣớc dƣới đất từ thấu kính nƣớc nhạt vùng nam
định
Nguyễn Minh Khuyến*
Prediction of lowering dynamic water level and sea intrusion due to ground

water exploitation of fresh ground water bearing formations in Nam Dinh
area
Abstract: Fresh ground water resource in Nam Dinh area is very precious
natural resource. Nowadays, it has been lowering dynamic water level and
sea intrusion due to over exploitation without proper planning and
management. A result of prediction of lowering dynamic water level and sea
intrusion due to exploitation as present development gave an alert of
destroying ground water environment in this area.


1. Giới thiệu
Ven biển nước ta hình thành nhiều khối nước
dưới đất có độ khống hố nhỏ, chất lượng tốt,
đáp ứng yêu cầu phục vụ cho ăn uống và sinh
hoạt. Hiện tại các vùng nước dưới đất nhạt này
được khai thác khá mạnh vì ở đây nước mặt bị
mặn hố và nhiễm bẩn [6].
Vùng nước nhạt ở phía Đơng tỉnh Nam Định là
một trong những vùng nói trên. Nguồn nước
ngầm ở đây đang được khai thác để phục vụ cho
ăn uống, sinh hoạt của nhân dân trong các huyện
phía Đơng tỉnh Nam Định như Hải Hậu, Nghĩa
Hưng và một phần các huyện Xuân Trường,
Trực Ninh, Nam Trực [1,6]...
Hiện nay số, lượng giếng khai thác trong
vùng này cũng như số lượng giếng khai thác
trong khối nước nhạt vùng ven biển phía Đơng
đồng bằng Bắc bộ tăng nhanh hơn và mực
nước có xu hướng giảm dần. Vấn đề cần đặt ra
cho việc khai thác ở đây là liệu với tình hình

khai thác hiện nay thì mực nước sẽ hạ thấp
như thế nào. Các giếng khoan UNICEF với loại
bơm như hiện nay liệu sau chục năm nữa cịn
có khả năng hoạt động khơng, hay là mực
nước quá sâu không thể bơm được. Chất
lượng nước sẽ biến đổi như thế nào, mặn có
xâm nhập vào cơng trình khai thác khơng?
Trả lời các các câu hỏi trên là vấn đề hết sức
phức tạp, đòi hỏi phải có nhiều cơng trình khoan
thăm dị và kết hợp nhiều cơng tác khác nhau.
Bài báo này sẽ trình bày kết quả nghiên cứu của
tác giả về dự báo hạ thấp mực nước ngầm cũng
như xâm nhập mặn trong tương lai.
2. Đặc điểm địa chất thuỷ văn
Kết quả điều tra nghiên cứu trước đây [1,6]
đều cho thâý vùng nghiên cứu tồn tại các tầng
chứa nước chính sau :
2.1. Tầng chứa nƣớc Holocen trên (qh2)
*

Cục Quản lý nước - Bộ Tài nguyên Môi trường
68 Bùi Thị Xuân - Hà Nội
Tel: 9437283, DĐ: 0912102974
Email:

Đây là tầng chứa nước thứ nhất kể từ mặt
đất, chúng được phân bố rộng khắp trong vùng
từ Tây sang Đơng, chỉ trừ lại một diện tích nhỏ
của các chỏm đồi núi đá gốc và các trầm tích
tầng Hải Hưng trên lộ phía trên mặt ở phía Tây

Bắc vùng.
Đất đá của tầng chứa nước bao gồm toàn bộ
các trầm tích của hệ tầng Thái Bình. Thành phần
thạch học là cát, cát sét, sét, cát bột sét và các
di tích động thực vật màu xám, xám đen cấu tạo
mềm bở. Nước được tồn tại và vận động dưới
dạng lỗ hổng của nham thạch.
Chiều dày tầng chứa nước biến đổi từ 2 28m, ít khi gặp chiều dày lớn hơn, trung bình là
13,3m.
Qua tổng hợp tài liệu, thấy tầng chứa nước
qh2 thuộc tầng chứa nước không áp, chiều sâu
mực nước tĩnh phần lớn nằm khá nông thông
thường từ 0,5 - 3m, cá biệt gặp những lỗ khoan
hoặc giếng nằm sâu hơn.
Tại các lỗ khoan bơm nước thí nghiệm và lỗ
khoan tay múc nước thí nghiệm (Đồn 63) thấy
lưu lượng Q = 0,1 - 1,45l/s.
Trầm tích hệ tầng Thái Bình đã nghèo nước
chiều dày lại mỏng, tuy khơng có khả năng
dùng để cung cấp nước cho ăn uống, sinh hoạt
nơi có nhu cầu lớn nhưng lại có ý nghĩa liên
quan đến đời sống sịnh hoạt hàng ngày của
nhân dân về mặt trồng trọt, chăn nuôi, ăn uống
sinh hoạt.
Trên bản đồ ĐCTV vùng nghiên cứu, các
vùng nhạt (M ( 1g/l), lợ (1< M 3g/l), mặn (>3g/l),
phân bố không theo quy luật nhất định và phụ
thuộc vào rất nhiều yếu tố chi phối, trong đó
phụ thuộc chủ yếu vào yếu tố thành phần thạch
học của tầng chứa nước và đặc điểm địa hình

cũng như hệ thống phát triển mạng sơng ngịi
trong vùng.
Các vùng nước nhạt thường được phân bố
dọc theo hai bên bờ các sơng lớn trong vùng, do
địa hình thấp chúng thường xuyên được nước
mặt và nước mưa rửa lũa, do vậy nước nhạt.


Các vùng nằm cách xa các sông lớn thành
phần nham thạch là sét, sét bột, tính thấm kém,
khi mưa xuống, nước dưới đất ít được rửa lũa
hồ tan nên nước thường bị mặn (M >1g/l).
Theo diện, từ phía tây Bắc xuống Đơng
Nam, nhìn chung tổng khống hố tăng dần.
Tóm lại: Qua những tài liệu nêu trên thấy
tầng chứa nước qh2 khả năng chứa nước
nghèo, chất lượng nước kém. Do vậy, khơng
có khả năng cung cấp nước dùng cho ăn uống,
sinh hoạt.
2.2. Tầng chứa nƣớc Holocen dƣới (qh1)
Tầng chứa nước phân bố rộng khắp vùng,
không thấy lộ trên mặt, ranh giới ngầm được
bao quanh các chỏm đồi đá gốc ở phía Tây
Bắc và Tây Nam vùng nghiên cứu bao gồm các
trầm tích sơng biển, biển đầm lầy và trầm tích
biển (am QIV1-2hh1, mbQIV1-2hh1, mQIV12hh1) thuộc hệ tầng Hải Hưng dưới .
Thành phần nham thạch chủ yếu là cát hạt
mịn, cát bột sét, sét bột lẫn cát và các thấu kính
sét xen kẹp trong tầng.
Có chiều dày khá duy trì và thường biến đổi

trong khoảng 1,3 - 27,5m, trung bình đạt
khoảng 12,25m. Tầng chứa nước qh1 nằm kế
tiếp với tầng cách nước QIV1-2hh2, đáy tầng
chứa nước qh1 nằm tiếp giáp với đất đá cách
nước phần trên của trầm tích QIII2vp, vì vậy
tầng chứa nước qh1 thuộc tầng chứa nước áp
lực. Tổng số các lỗ khoan nghiên cứu tầng này
là 10 lỗ khoan, trong đó có 1LK thu thập. Kết
quả như sau:
Mực nước áp lực cách mặt đất biến đổi từ
0,5 - 3,4m, cá biệt có lỗ khoan nằm sâu hơn.
Rất tiếc, đây là tầng có khả năng chứa nước
tương đối tốt, nằm ở nông, thuận lợi cho viếc
khai thác, nhưng chất lượng nước lại rất kém,
hầu hết các lỗ khoan đều bị mặn, tổng khoáng
hoá biến đổi từ 1,1 - 30,23g/l.
Tầng chứa nước qh1 thuộc loại tương đối
giàu nhưng lại lợ và mặn không thể dùng cho
ăn uống và sinh hoạt được. Tuy nhiên, những
vùng hiếm nước độ khoáng hoá M = 1 - 1,5 g/l

có thể dùng tạm được.
2.3. Tầng chứa nƣớc Pleistocen (qp)
Phân bố rộng khắp trong vùng, không thấy lộ
trên mặt, do các trầm tích trẻ hơn phủ kín, ranh
giới ngầm phía Tây Bắc bao quanh các đối đá
biến chất sơng Hồng, phía Tây Nam bao quanh
các chân núi đá vơi hệ Triat, phía Đơng Bắc,
Đơng Nam chạy ra hết bờ biển.
Đất đá tầng chứa nước qp bao gồm trầm

tích sơng hệ tầng Vĩnh Phúc aQIII2vp, các
nguồn gốc trầm tích QII-IIIhn, trầm tích hệ tầng
Lệ Chi QIlc.
Thành phần thạch học chủ yếu là cát sạn sỏi
thạch anh có lẫn ít cuội đa khoáng, phần phía
trên và phần dưới là các tập hạt mịn cát, bột sét
xen kẹp hoặc dạng thấu kính.
Chiều dày tổng cộng tầng chứa nước biến đổi
từ 10,0m đến 78,0m (LK54 Hải Hậu), chiều dày
trung bình tồn tầng chứa nước là 45,07m.
Nóc tầng chứa nước nằm tiếp dưới thể địa chất
không chứa nước hệ tầng Vĩnh Phúc đáy tiếp giáp
với m4 thuộc trầm tích hệ Neogen - Hệ tầng Vĩnh
Bảo, ở phía Tây một vài nơi phủ trực tiếp lên bề
mặt đá vôi T2ađg và đá biến chất PRsh.
Tầng chứa nước thuộc nước áp lực, mực
nước áp lực cao hơn nóc tầng chứa nước rất
lớn thường từ 40,0m đến 60,0m, có nơi đạt đến
70m (LK55) nên nằm cách mặt đất rất nông,
khoảng 0,00 - 2,5m, một vài nơi cao hơn mặt
đất từ +0,1m đến 0,7m (LK55, LK63, LK110a,
LK16a, và LK1 - BL).
Tầng chứa nước qp có ranh giới mặn nhạt,
xác định khá rõ ràng, phía bắc hầu như bị mặn
hết, tổng khoáng hoá M >1g/l. Đường ranh giới
mặn nhạt được xác định từ phía Tây Bắc, nằm
dưới phía Nam LK26 qua LK35, kéo dài gần sát
LK28, sang LK41 xuống phía Bắc LK55 và
LK63, ra biển, phía Đơng Nam sát bờ biển
không phát hiện thấy ranh giới mặn nhạt, các lỗ

khoan LK54, LK57 khoan gần biển, tầng chứa
nước qp vẫn nhạt.
3. Dự báo mực nƣớc hạ thấp và xâm
nhập mặn do khai thác


3.1. Hiện trạng khai thác
Theo số liệu điều tra, thì việc khai thác nước
dưới đất của khối nước nhạt ở vùng phía Đơng
Nam tỉnh Nam Định được bắt đầu từ năm 1990.
Theo kết quả điều tra sơ bộ thì tổng lượng
giếng khoan tính đến năm 1998 ở các huyện đã
được thống kê trong bảng 1.

Các giếng khoan chủ yếu khai thác trong
khối nước nhạt trong tầng chứa nước
Pleistocen và có chiều sâu từ 60 - 100m. Số
lượng giếng khai thác tầng này là khoảng 6 vạn
giếng. Lưu lượng khai thác tính tới thời điểm
hiện nay khoảng 60 nghìn m3/ngày.

Bảng 1. Số lƣợng giếng khoan kiểu UNICEF vùng Đông tỉnh Nam Định năm 1998
Huyện
Số lượng giếng

Nghĩa
Hưng

Giao Thuỷ


Trực Ninh

Hải
Hậu

Nam Trực

Xuân
Trường

23542

2931

7673

26267

2156

4031

Do tốc độ khai thác nhanh mà mực nước
trong vùng đã hạ thấp dần. Kết quả điều tra
cho thấy mực nước hạ thấp ở các giếng biến
đổi từ rất nhỏ cho tới 3m.
3.2. Tính tốn mực nƣớc hạ thấp bằng mơ
hình dịng chảy 3 chiều nƣớc dƣới đất
3.2.1. Phương trình vi phân
Phương trình vi phân mô tả chuyển động

của nước dưới đất được rút ra từ nghiên cứu
cân bằng nước trong một phân tố dịng ngầm
có kích thước dx.dy.dz [3,7] có dạng:
 
h   
h 
 Kyy

 Kxx

x 
x  y 
y 
(1)


 
h 
h
 Kzz
  W  Ss
 
 
t

ở đây Kx, Ky, Kz lần lượt là hệ số thấm theo
các phương x,y,z, W là lượng trao đổi nước
của phần tử với bên ngoài (..), Ss là hệ số nhả
nước.
3.2.2. Miền tính của mơ hình

Mơ hình gồm các huyện: Hải Hậu, Xuân
Thuỷ, Nghĩa Hưng là các huyện ven biển tỉnh
Nam Định (có hình minh hoạ kèm theo). Diện
tích mơ hình là 2.236 km2 và được chia ra làm
110 cột và 86 hàng tạo thành các lưới ơ vng
mỗi ơ có kích thước 500 x 500 (m) bao gồm 6
lớp:
- Lớp 1: Là lớp thấm nước yếu, có chiều
sâu đáy từ 6 đến 20 m. Hệ số thấm thẳng
đứng 0.005(m/ngày), hệ số thấm ngang

0.5(m/ngày). Hệ số nhả nước trọng lực 0.07,
hệ số nhả nước đàn hồi 0.001.
- Lớp 2: Là lớp chứa nước có áp (qh2), có
chiều sâu đáy từ 8 đến 46 m. Hệ số thấm thẳng
đứng 0.5(m/ngày), hệ số thấm ngang
5(m/ngày). Hệ số nhả nước trọng lực 0,15, hệ
số nhả nước đàn hồi 0,001.
- Lớp 3: Là lớp thấm nước yếu (cách
nước), có chiều sâu đáy từ 34 đến 64 m. Hệ
số thấm thẳng đứng 0,00017(m/ngày), hệ số
thấm ngang 0,0017(m/ngày). Hệ số nhả
nước trọng lực 0,07, hệ số nhả nước đàn
hồi 0.001.
- Lớp 4: Là lớp chứa nước có áp (qh1), có
chiều sâu đáy từ 40 đến 100 m. Hệ số thấm
thẳng đứng 3(m/ngày), hệ số thấm ngang
30(m/ngày). Hệ số nhả nước trọng lực 0,15,
hệ số nhả nước đàn hồi 0,001.
- Lớp 5: Là lớp thấm nước yếu (cách

nước), có chiều sâu đáy từ 65 đến 150m. Hệ
số thấm thẳng đứng 0,000017(m/ngày), hệ
số thấm ngang 0,00017(m/ngày). Hệ số nhả
nước trọng lực 0,07, hệ số nhả nước đàn
hồi 0,001.
- Lớp 6: Là lớp chứa nước có áp (qp), có
chiều sâu đáy từ 80 đến 250 m. Hệ số thấm
thẳng đứng 4(m/ngày), hệ số thấm ngang
40(m/ngày). Hệ số nhả nước trọng lực 0,15,
hệ số nhả nước đàn hồi 0,001.
3.2.3. Điều kiện biên


- Các hệ thống sông Hồng, sông Ninh Cơ,
sông Đáy và một số hệ thống sơng khác, với
hệ số dịng chảy sông (C) từ 12.000 25.000m2/ngày(cho tầng ở dưới).
- Mực nước các sông được lấy theo mực
nước tại trạm Ba Lạt.
- Biên được coi là mực nước không đổi là
một dải cách mép biển Đơng 500m có mực
nước bằng 1 m trên tồn biên.
Ngồi ra từ biên mực nước khơng đổi ra
phía biển chúng tơi coi là miền khơng tính.
Lượng cung cấp thấm của nước mưa và
nước tưới là 80mm/năm và lượng bốc hơi là
76mm/năm.

3.2.4. Lưu lượng khai thác
Trong mô hình chúng tơi mơ phỏng mỗi xã
có một hệ thống khai thác nước tập trung (các

giếng UNICEF trong xã được thay bằng 1
giếng khoan công nghiệp) với lưu lượng khai
thác tập trung bằng tổng lưu lượng khai thác
của các giếng đơn lẻ.
Theo tài liệu điều tra sơ bộ về tình hình khai
thác, chúng tơi xác định lưu lượng khai thác
nước cho các xã từ năm 1990 đến năm 1997.
Số liệu này được chỉ ra ở trong bảng 2 và
được sử dụng để chạy bước chỉnh lý trong mơ
hình.

Bảng 2. Bảng dự báo lƣu lƣợng khai thác chạy bƣớc chỉnh lý
Thời điểm

Năm khai thác

Lưu lượng khai thác (m3/ngày)

1

1990

4402

2

1991

8021


3

1992

14052

4
5

1993
1994

19413
31334

6

1995

39485

7

1996

46546

8

1997


60677

Theo số liệu dân số trong vùng, cũng vùng từ năm 2000 đến 2100. Lưu lượng
như tốc độ phát triển giếng hiện tại chúng khai thác dự báo được chỉ ra ở bảng 3:
tôi chọn lưu lượng khai thác dự báo cho
Bảng 3. Bảng thống kê lƣu lƣợng khai thác chạy bƣớc dự báo
Thời điểm

Năm khai thác

Lưu lượng khai thác (m3/ngày)

9

1998

76978

10

1999

86429

11

2000

85880


12

2005

124365

13

2010

124370

14

2020

124380

15

2030

124390

16

2040

124400


17

2050

124410

18

2060

135060


19

2070

135070

20

2080

135080

21

2090


135090

22

2100

135100

3.2.5. Kết quả chạy mơ hình
Để chỉnh lý, làm chính xác các giá trị vào
của mơ hình chúng tơi tiến hành chạy chỉnh
lý mơ hình theo hai điêù kiện khơng có khai
thác và có khai thác .
Khi chạy mơ hình trong điều kiện khơng
có khai thác, chúng tơi chỉnh các số liệu đầu
vào để mực nuớc tính tốn phù hợp với quy
luật chung của mực nước trong điều kiện tự
nhiên.
Trong bước chỉnh lý mơ hình trong điều
kiện có khai thác, chúng tôi sử dụng các
số liệu khai thác và quan trắc từ năm 1994
tới 1997. Trong bước này cũng chỉnh các
số liệu đầu vào để mực nước tính tốn tại
các điểm quan trắc phù hợp với mực nước
thực tế
Kết quả tính tốn cho thấy mực nước dự
báo lớn nhất tới năm 2005 là -10m, 2017 là
-18m, 2040 là -25m, 2065 là -30m, 2090 là 35m và hạ thấp mực nước lớn nhất tương
ứng với các năm đó là 10, 18, 25, 30 và
35m. Như vậy, tốc độ hạ thấp hàng năm rất

nhỏ và gần đạt tới trạng thái ổn định.

Hình 2. Sơ đồ đường thủy đẳng áp lớp 6 (qp) năm 2090

3.3. Tính tốn xâm nhập mặn
3.3.1. Cơ sở lý thuyết
Vận chuyển dung dịch trong môi trường lỗ
rỗng là quá trình cơ lý, hố học rất phức tạp,
trong đó hai thành phần cơ bản của quá trình
này là: vận chuyển của các chất hoà tan dưới
tác dụng thuỷ động lực và khuyếch tán của
các ion và phần tử được hoà tạn trong nước
từ vùng có nồng độ cao tới vùng có nồng độ
thấp. Khi nước bị nhiễm bẩn chảy qua mơi
trường lỗ rỗng nó sẽ trộn lẫn với nước khơng
bị nhiễm bẩn qua trình phân tán cơ học sẽ
làm cho nó bị pha lỗng và làm giảm nồng độ
của chúng.
Q trình khuyếch tán phân tử và phân tán
cơ học khơng thể tách rời nhau trong một
dòng ngầm và cả hai quá trình này được gọi
là quá trình phân tán thuỷ động lực [2,3].
Phương trình vi phân phân tán thuỷ động
lực một chiều có dạng:

DL

Hình 1. Sơ đồ đường thủy đẳng áp lớp 6 (qp) năm 1997

2C

C C
 Vx

2
x  t
x

(2)

ở đây: DL- Hệ số phân tán thuỷ động lực
theo chiều dọc;
C - Nồng độ dung dịch;
VX- Tốc độ chuyển động trung bình của


dịng ngầm theo phương x;
t - Thời gian tính từ khi bắt đầu xảy ra quá
trình khuyếch tán;
DL được xác định bởi cơng thức:
DL = aLVX + D*
trong đó: aL - hệ số phân tán động, theo
nghiên cứu thực nghiệm của Neuman(1990)
khi chiều dài của dòng ngầm nhỏ hơn 3500m,
aL được xác định bởi phương trình:
aL = 0.0175 L1.46
D* - hệ số khuyếch tán phân tử và có giá
trị rất nhỏ có thể bỏ qua khi tốc độ chuyển
động của nước ngầm khá lớn.
Trong trường hợp đơn giản nồng độ dung
dịch tại vị trí nguồn C0 khơng đổi theo thời

gian, tốc độ chuyển động của nước ngầm
cũng không đổi theo thời gian và khơng gian
thì nồng độ dung dịch ở thời điểm t tại vị trí
cách nguồn khoảng cách L được xác định bởi
phương trình:

Ci

k 1

Ci 
k

t.D

nx 

2

C

k 1
i

 2C i

k 1

 Ci


k 1



(4)
vt
k 1
k 1

C i 1  C i 1
nx
Trong công thức trên i là số hiệu nút, k là
chỉ số thời gian.
Chúng tơi đã lập chương trình để giải
phương trình trên bằng ngơn ngữ QuickBasic
Theo bản đồ về hàm lượng Clo và độ tổng
khống hố thì các xã gần biên mặn nhạt là
các xã ở phía Bắc và Tây Bắc của vùng, cách
biên mặn khoảng 2km.
Để an tồn, khi tính tốn sơ đồ vỉa chứa
nước là vỉa vô hạn, cách ly với các tầng chứa
nước trên và dưới.
Trong tính tốn dự báo biên mặn, lưu
lượng khai thác toàn vùng được lấy là 90.000
m3/ngày.
Để đơn giản, nồng độ đầu (hàm lượng clo)
vùng khai thác là không đổi theo vị trí và bằng
 L  Vx . t   Vx L 
 L  Vx . t  
C0 

1,5 (g/l). Hàm lượng clo tại vùng mặn là
  
  (3)
C
erfc
 erfc
2 
 2 DL . t   DL 
 2 DL . t  

0.5(g/l) và hệ số khuếch tán D = 0.001. Độ lỗ
Trong trường hợp phức tạp phương trình hổng hữu hiệu n = 0.2.
vi phân được giải bằng phương pháp số.
3.3.2. Kết quả dự báo xâm nhập mặn
Giải phương trình phân tán thuỷ động lực
Kết quả tính tốn cho thấy sau 40.000
bằng phương pháp sai phân hữu hạn.
ngày khai thác tại giếng cách biên mặn 2,6
Phương trình được viết dưới dạng sai km tổng độ khoáng hoá của nước là 0,9(g/l)
phân ẩn có dạng:
vẫn nằm trong giới hạn cho phép (Bảng 4).
Bảng 4. Kết quả tính tốn xâm nhập mặn vùng Nam Định
Nút lƣới
Số hiệu

X






Tổng độ khống hóa tại các nút lƣới, g/l
Y

Nhánh phía Đơng bắc
XN1-BIEN 39446 50321
XN139313 50063
XN139180 49805
XN139026 49489
XN138872 49174
XN138708 48809
XN138543 48443
XN138435 48200
XN138328 47956

Khoảng
cách, m

750
ngày

1000
ngày

1500
ngày

5000
ngày


10000
ngày

20000
ngày

40000
ngày

290
290
351
351
401
401
266
266

1,500
0,545
0,503
0,500
0,500
0,500
0,500
0,500

1,500
0,603
0,511

0,501
0,500
0,500
0,500
0,500

1,500
0,687
0,531
0,506
0,501
0,500
0,500
0,500

1,500
0,917
0,654
0,558
0,526
0,513
0,507
0,507

1,500
1,206
0,931
0,753
0,662
0,603

0,560
0,560

1,500
1,423
1,270
1,108
0,989
0,874
0,727
0,727

1,500
1,494
1,458
1,393
1,320
1,190
0,929
0,929


Nhánh phía Đơng
XN2-BIEN 51959 42975
XN2-1
51708 42828
XN2-2
51457 42681
XN2-3
51185 42520

XN2-4
50913 42359
XN2-5
50586 42165
XN2-6
50260 41972
XN2-7
50006 41972
XN2-8
49752 41664

291
291
316
316
379
379
297
297

1,500
0,539
0,502
0,502
0,500
0,500
0,500
0,500

1,500

0,591
0,509
0,501
0,500
0,500
0,500
0,500

1,500
0,665
0,526
0,504
0,501
0,500
0,500
0,500

1,500
0,876
0,630
0,546
0,517
0,507
0,503
0,503

1,500
1,156
0,881
0,714

0,620
0,569
0,539
0,539

1,500
1,392
1,221
1,052
0,912
0,798
0,682
0,682

1,500
1,487
1,439
1,362
1,266
1,134
0,904
0,904