Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Phân tích ảnh hưởng của hoạt tải xe tác động vào tường chắn đất của hố đào

--- NGUYỄN KHẮC DŨNG PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA HOẠT TẢI XE TÁC ĐỘNG VÀO TƯỜNG CHẮN ĐẤT CỦA HỐ ĐÀO Chuyên ngành: Địa kỹ thuật xây dựng Mã số: 60580211 LUẬN VĂN THẠC SĨ... TÓM TẮT Tường c

TỔNG QUAN

Thực trạng nghiên cứu trong và ngoài nước

Việc xác định áp lực động gây ra bởi chấn động lên tường chắn đất thẳng đứng là tiền đề cho việc phân tích động đất và thiết kế tường chắn đất cũng như các kết cấu ngầm khác

Theo tác giả tìm hiểu, hiện tại chưa có nghiên cứu trong nước cho vấn đề này Trong khi đó, các nghiên cứu ngoài nước đã có nhiều Mặc dù có rất nhiều nghiên cứu trong nhiều năm nhưng phản ứng động vẫn chưa hoàn toàn rõ ràng Một phần là do thiếu các dữ liệu phản ứng đầy đủ và hợp lý Tuy vậy, việc phân tích bằng phương pháp đơn giản vẫn cho kết quả đáng tin cậy và có chi phí hợp lý khi thiết kế Một số đóng góp giá trị của các tác giả trước đó như Nazarian và Hadjian, Prakash và Whitman

Các phương pháp phân tích được chia làm 3 nhóm:

1 Liên quan đến chuyển vị tương đối của tường chắn đất và đất đắp đủ lớn để gây ra tác động phá hủy đất;

2 Tường chắn đất hoàn toàn không dẻo và đất chuyển vị rất ít để xem đất đắp làm việc trong miền đàn hồi tuyến tính;

3 Trường hợp trung gian, khi tính toán rõ ràng các tính chất phi tuyến của đất Đại diện cho nhóm 1 là phương pháp Mononobe-Okabe nổi tiếng và các phương pháp xem khối đất giữa tường chắn đất và mặt phá hủy giả định là khối cứng có cùng gia tốc với nền đất Đại diện cho nhóm 2 là Veletsos et Younan, khi xem xét áp lực lên tường và các lực khác gây ra bởi chấn động nền đất trong điều kiện đàn hồi Đại diện cho nhóm 3 là Siller và cộng sự, khi xem xét phản ứng của tường trọng lực và tường có neo

Veletsos et Younan (1994), [1, 2], đã công bố các công trình nghiên cứu về tải động tác dụng lên tường chắn đất bằng phương pháp lý thuyết Trong công trình nghiên cứu “Dynamic soil pressures on rigid vertical walls”, tác giả đã đánh giá áp

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 5 lực động và các lực tương ứng gây ra bởi tải động lên tường chắn đất cứng, thẳng đứng trong lớp đất bán không gian vô hạn, đồng nhất, đàn hồi nhớt, và có bề dày cố định Nghiên cứu chỉ ra ảnh hưởng của cả dao động điều hòa và của động đất Tác giả đã phát triển công thức xấp xỉ đơn giản cho phản ứng, kèm theo bộ dữ liệu số mô tả các ảnh hưởng và mức độ quan trọng của các tham số liên quan Lời giải còn được so sánh với giá trị có được theo mô hình đơn giản của Scott (1973), đã thể hiện được độ chính xác của lời giải Tổng kết lại, tác giả đề xuất hai phiên bản mô hình để mô tả tốt hơn cho tác động Trong phiên bản thứ nhất, các thuộc tính của mô hình được định nghĩa bằng các tham số phụ thuộc vào tần số Trong phiên bản thứ hai, các tham số trên không phụ thuộc vào tần số, vốn dĩ có lợi hơn khi phân tích các phản ứng tức thời

Hệ được khảo sát là một lớp bán không gian vô hạn gồm lớp vật liệu đàn nhớt đồng nhất giới hạn bởi biên dưới cứng, biên trên tự do và một biên đứng là tường cứng Cả tường cứng và biên dưới đều chịu tác động bởi chuyển động không gian bất biến theo hàm gia tốc thời gian Đặc tính vật liệu cản nhớt được xem như hằng số.

Hình 1-1: Minh họa tác động của tải trọng động lên tường chắn

Phương trình chuyển động trong môi trường liên tục của Euler

= + ̈ ( ) Trong đó là khối lượng riêng của đất;

= ( , ) là gia tốc của điểm vật chất;

Trường hợp động đất Trường hợp có lực tác động

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 6 ̈ ( ) là gia tốc do tải động tác dụng vào tường chắn đất; là biến số thời gian

Từ đây ta có hệ phương trình ứng suất trong mặt phẳng như sau:

Trong đó x và y là tọa độ trong hệ tọa độ Descartes; và là các ứng suất pháp; và là các ứng suất tiếp;

, là chuyển vị của điểm vật chất khi biên dịch chuyển Đặt

= với H là chiều sâu của hố đào, hệ phương trình trên được viết lại như sau:

Veletsos et Younan (1994) sử dụng giả thiết hệ phương trình đàn hồi phức có tính đến độ nhớt của lớp đất:

Trong đó module trượt ∗ và module Lamé ∗ trong đàn hồi phức được tính theo công thức:

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 7

E là module đàn hồi của đất;

G là module cắt của đất; là hệ số nở hông (hệ số Poisson) của đất; là hệ số nhớt được tính từ 0 đến 1;

= √−1, là đơn vị ảo Điều kiện biên ở thành tường chắn đất và lớp đất ngàm với tường chắn đất:

Trong điều kiện (0 ≤ ≤ ) = 0 với là khoảng cách từ điểm đặt tải đến tường chắn đất, ta có:

Trong đó Suy ra được phương trình cân bằng lực theo phương x

Với = , phương trình được viết lại

Veletsos et Younan (1994) cho ra công thức tính tải tác động vào tường chắn đất khi có dao động điều hòa ̈ ( ) = ̈ như sau:

Kết quả độ lớn của áp lực lên tường chắn đất cho phản ứng điều hòa được mô tả

( ) = −( + ) ̈ Trong đó và là 2 hệ số không thứ nguyên, phụ thuộc vào , = và

Thành phần thực của công thức trên đại diện cho tác động kìm hãm của đàn hồi, giống như tác động của lò xo Thành phần ảo đại diện cho cơ chế giảm xốc tương tự như van giảm xốc Giá trị độ lớn của áp lực lên tường chắn đất tính bằng căn bậc hai của tổng bình phương 2 thành phần thực và ảo

Một số kết quả của Veletsos et Younan (1994)

Hình 1-2: Đồ thị thể hiện sự thay đổi áp lực đất tại đỉnh tường chắn đất phụ thuộc vào tương quan tần số dao động điều hòa và tần số riêng, với hệ số nhớt = 0.1

Hình 1-3: Đồ thị thể hiện sự thay đổi của áp lực đất lên tường chắn đất theo chiều sâu và phụ thuộc vào tương quan tần số dao động điều hòa và tần số riêng, với hệ số nhớt = 0.1

Hình 1-4: Đồ thị thể hiện sự thay đổi theo phương ngang của ứng suất pháp phương ngang gây ra bởi chuyển động nền điều hòa tại bề mặt của lớp đất; 0.3; = 0.1

Hình 1-5: Đồ thị thể hiện ảnh hưởng của sự cản nhớt của vật liệu tới độ lớn của lực cắt đáy gây ra bởi dao động điều hòa; = 0.3

Nhận xét chương

Trong việc xác định áp lực động gây ra bởi tải động lên tường chắn đất, nghiên cứu của tác giả Veletsos et Younan là phù hợp nhất để áp dụng

CƠ SỞ LÝ THUYẾT

Lý thuyết đàn hồi tuyến tính

Định luật Hook diễn tả quan hệ ứng suất và biến dạng cho vật liệu đẳng hướng, đàn hồi tuyến tính

Lý thuyết đàn hồi tuyến tính áp dụng giả thiết cho nền đất trong nghiên cứu.

Mô hình tải động

2.2.1 Mô hình hệ dao động cơ bản

Clough và Penzien (1995), [3], có trình bày trong sách “Dynamics of structures” về mô hình hệ dao động một bậc tự do (Single degree of freedom systems – SDOF)

Hình 2-1: Mô hình hệ dao động một bậc tự do

Toàn bộ khối lượng m của vật thể đặt trên con lăn để có thể di chuyển chỉ theo một phương Do vậy, tọa độ dịch chuyển ( ) thể hiện được vị trí của vật thể Tính đàn hồi được thể hiện qua lò xo không có khối lượng và có độ cứng k Cơ chế giảm năng lượng thể hiện qua vật giảm xốc c Tải trọng động tác động vào hệ là lực biến đổi ( )

Phương trình chuyển động của hệ dao động một bậc tự do như sau ̈( ) + ̇( ) + ( ) = ( )

Trong trường hợp hệ dao động một bậc tự do chịu ảnh hưởng của trọng lực, phương trình chuyển động của hệ như sau: ̈( ) + ̇ ( ) + ( ) = ( ) +Trong đó

W là trọng lượng của vật thể

Hình 2-2: Ảnh hưởng của trọng lực vào sự cân bằng của hệ dao động một bậc tự do

Tuy nhiên, nếu chuyển vị tổng ( ) được biểu diễn thành tổng của chuyển vị tĩnh ∆ gây bởi trọng lượng W cộng với chuyển vị động ( )

( ) = ∆ + ( ) Khi đó, phương trình chuyển động của hệ được viết lại như sau: ̈( ) + ̇( ) + Δ + ̅( ) = ( ) + Chú ý rằng Δ = , suy ra ̈( ) + ̇( ) + ̅( ) = ( )

2.2.2 Mô hình hệ dao động của hoạt tải xe

Hình 2-3: Mô hình các thành phần của bài toán ảnh hưởng tải trọng động

H: cao độ hệ giằng chống;

: bề dày tường chắn đất;

: khoảng cách từ xe chạy đến hố đào

Tải trọng tác động bao gồm:

 Tĩnh tải: tải đất và các tĩnh tải khác

 Hoạt tải: tải thi công và tải xe chạy

Phương pháp xác định tải trọng xe bằng cách xác định tải phân bố đều của xe trên một diện tích xe chiếm chỗ tuy đơn giản trong tính toán thực hành nhưng chưa có độ chính xác cao Phương pháp được trình bày sau đây được xác định bằng ảnh hưởng của từng điểm tải trọng bánh xe tác dụng lên mặt đường

Tường chắn Đất Đất dưới tải

Phân bố tải trọng của xe xuống mặt đường của Huang (1993), [4]

Hình 2-4: Phân bố tải trọng của xe xuống mặt đường của Huang (1993)

Từ nghiên cứu của Huang, Tran (2004), [5] đưa ra cách tính toán phân bố tải trọng của xe theo vệt bánh xe Tải phân bố được xác định dựa trên giả thiết cấu tạo lớp mặt đường giống như trong thí nghiệm của Perret.

Hình 2-5: Phân bố tải trọng của xe theo vệt bánh xe của Tran (2004)

Tải gây ra dưới chân bánh xe container trong điều kiện tĩnh chuẩn: q = 0.662

Giả thiết mặt đường trong thí nghiệm của Perret (2003), [6]

Hình 2-6: Giả thiết mặt đường trong thí nghiệm của Perret (2003)

Lớp Vật liệu Chiều dày (cm)

Module tại 5 và 8 Hz (MPa)

2x20 360 (cao) và 180 (thấp) 0.35 Đất nền Cát mịn

Tính chất biến dạng của mặt đường khi chịu tải trọng của xe (Perret, 2003)

Theo phương dọc xe Theo phương ngang xe

Hình 2-7: Tính chất biến dạng của mặt đường khi chịu tải trọng xe (Perret, 2003) tương quan giữa tần số của tải xe do mỗi vận tốc xe gây ra.

Sự truyền tải động trong môi trường liên tục đàn hồi đẳng hướng

Đoàn xe chạy được giả thiết chạy đều nhau với vận tốc V Tại một mặt cắt vuông góc với đường xe chạy, đoàn xe này được mô phỏng thành một dao động điều hòa có tần số f Tần số của dao động này được xác định theo công thức PRADO (Francken, 1997), [7]

( ) = 0.45 ( /ℎ) = 1.62 ( / ) Trong đó V là vận tốc của xe, tương ứng với đơn vị /ℎ và /

Tải động gây ra chuyển vị ngang dạng phức, được định nghĩa theo chu kỳ dao động trong lòng đất (Veletsos et Younan, 1994)

Tải động gây ra gia tốc ngang dạng phức, được định nghĩa là đạo hàm hai lần theo chu kỳ dao động trong lòng đất (Veletsos et Younan, 1994) ̈ = = ̈ = ̈ ( 2 )

Chương này đã nêu ra mô hình tải động cho hệ đàn hồi nhớt và cách xác định được áp lực động của xe tác động vào mặt đường dựa theo vệt bánh xe Đồng thời, đoàn xe chạy được giả thiết thành một dao động điều hòa khi xét sự tác động lên một mặt cắt vuông góc với đường xe chạy

QUAN TRẮC CÔNG TRÌNH

Giới thiệu công trình

Công trình Lakeside Towers tại 70 Nguyễn Văn Linh, phường Tân Thuận Tây, quận 7, TP.HCM được chọn để nghiên cứu Công trình có quy mô 2 tầng hầm và 21 tầng cao, diện tích hầm hơn 2000

Thiết kế biện pháp thi công

3.2.1 Kích thước hình học chính của công trình

Hình 3-1: Cao độ đào đất

Hình 3-2: Kích thước hình học của mặt cắt hố đào 1-1

Hình 3-3: Kích thước hình học của mặt cắt hố đào 2-2 3.2.2 Khảo sát địa chất

3.2.2.1 Báo cáo khảo sát địa chất

Báo cáo khảo sát địa chất công trình được lập vào tháng 5 năm 2011 bởi công ty cổ phần đầu tư và công nghệ xây dựng INVECO

Hình 3-4: Mặt bằng hố khoan

Hình 3-5: Mặt cắt địa chất công trình

Căn cứ vào kết quả khoan khảo sát địa chất, thí nghiệm cắt cánh hiện trường và kết quả thí nghiệm mẫu đất trong phòng, địa tầng khu vực dự kiến xây dựng công trình được phân chia thành các lớp đất được mô tả theo thứ tự từ trên xuống dưới như sau:

Lớp đất lấp xuất hiện ngay từ trên mặt đất, bắt gặp ở tất cả các vị trí hố khoan có chiều sâu trung bình 1.6 m

Lớp 1: Bùn sét, xen kẹp cát, màu xám xanh

Lớp 1 xuất hiện ở tất cả các hố khoan, chiều dày trung bình của lớp là 23.3 m Thành phần chủ yếu là bùn sét, xen kẹp cát, màu xám xanh Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT dao động trong khoảng 0-2 búa

Lớp 2: Sét, xám xanh, vàng loang lổ, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng

Lớp 2 xuất hiện ở tất cả các hố khoan Thành phần chủ yếu sét xám xanh, vàng loang lổ, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT dao động trong khoảng 18 búa

Lớp 3: Cát pha, màu xám vàng, xám xanh, trạng thái dẻo

Chiều dày trung bình của lớp là 6.8 m Thành phần chủ yếu cát pha, màu xám vàng, xám xanh, trạng thái dẻo Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT dao động trong khoảng 20-32 búa Số búa trung bình dao động trong khoảng 22 búa

Lớp thấu kính 4A: Sét pha, xám xanh loang lổ, trạng thái dẻo cứng

Xuất hiện ở hố khoan 7, chiều dày thấu kính 3.3 m Thành phần chủ yếu là sét pha, xám xanh loang lổ, trạng thái dẻo cứng Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT trung bình 13 búa

Lớp 4: Sét màu nâu đỏ, xám xanh loang lổ, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng

Xuất hiện dưới lớp 3, chiều dày trung bình 11.1 m Thành phần chủ yếu là sét màu nâu đỏ, xám xanh loang lổ, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT dao động trong khoảng 14-22 búa Trung bình 20 búa

Lớp thấu kính 5A: Sét pha, xám xanh loang lổ, trạng thái dẻo cứng

Xuất hiện ở các hố khoan như HK4, HK6, HK9 bề dày không lớn Thành phần chủ yếu là sét pha, xám xanh loang lổ, trạng thái dẻo cứng Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT dao động trong khoảng 18-39 búa Trung bình 25 búa

Lớp 5: Cát pha, màu tím, nâu vàng, xám xanh, loang lổ, trạng thái dẻo

Xuất hiện ở tất cả các vị trí hố khoan, chiều dày trung bình 25.6 m Thành phần chủ yếu là cát pha, màu tím, nâu vàng, xám xanh, loang lổ, trạng thái dẻo Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT dao động trong khoảng 16-30 búa Trung bình 25 búa Lớp 6: Cát hạt mịn - trung, màu xám trắng, loang lổ, trạng thái chặt vừa

Lớp có chiều dày trung bình 8.1 m Thành phần chủ yếu là cát hạt mịn - trung, màu xám trắng, loang lổ, trạng thái chặt vừa Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT dao động trong khoảng 36-45 búa Trung bình 40 búa

Lớp thấu kính 6A: Sét pha, màu xám vàng, xám xanh, trạng thái cứng

Xuất hiện ở các hố khoan HK1, có bề dày 2.8 m Thành phần chủ yếu là sét pha, màu xám vàng, xám xanh, trạng thái cứng Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT là 48 búa

Lớp 7: Sét pha, màu xám xanh, xám trắng, trạng thái cứng, lẫn ít sỏi sạn

Lớp 7 xuất hiện ở tất cả các hố khoan Thành phần chủ yếu là sét pha, màu xám xanh, xám trắng, trạng thái cứng, lẫn ít sỏi sạn Số búa xuyên động tiêu chuẩn SPT dao động trong khoảng 36-38 búa Trung bình 37 búa

3.2.2.3 Kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường (VST)

Chiều sâu 24 m từ mặt đất là lớp bùn sét Giá trị SPT bằng 0 Như vậy, việc sử dụng thí nghiệm cắt cánh cho ra giá trị sức chống cắt không thoát nước chính xác hơn so với thí nghiệm trong phòng

Hình 3-6: Mặt bằng các hố khoan thí nghiệm cắt cánh hiện trường

Hình 3-7: Kết quả thí nghiệm cắt cánh VST1, VST2 (tính toán cho mặt cắt 2-2)

3.2.2.4 Điều kiện địa chất thủy văn

Mực nước ngầm ổn định được xác định tại các hố khoan bằng cách: Sau khi khoan xong bơm sạch dung dịch khoan và để ổn định sau 24 h Chiều sâu mực nước ngầm ổn định từ 0 - 1.2 m Thiên về an toàn, mô hình tính toán mô phỏng mực nước ngầm ngang với mặt đất tự nhiên

Qua khảo sát hiện trạng công trình, nhận thấy công trình có một mặt tiếp giáp với đường Nguyễn Văn Linh (cách đường Nguyễn Văn Linh khoảng 20 m), một mặt giáp khu nhà dân, một mặt giáp đường hẻm xe máy, mặt còn lại giáp khu vực nội bộ

Hình 3-8: Phụ tải mặt đất xung quanh hố đào

Biện pháp tổng thể là đào mở sử dụng cọc khoan nhồi tiết diện nhỏ, cừ Larsen SP-IV, kết hợp hệ giằng chống

 Sử dụng cừ Larsen SP-IV dài 18 m khu vực không giáp nhà dân, cọc khoan nhồi tiết diện lớn D600a700 dài 18 m khu vực giáp nhà dân

 Sử dụng 2 hệ giằng chống, hệ giằng trên H400 ở cao trình -0.7 m GL (-2.5 m SL) và hệ giằng dưới 2H400 ở cao trình -3.2 m GL (-5.0 m SL)

Khu nhà dân Đường hẻm xe máy

Cách đường Nguyễn Văn Linh khoảng 20m

Hình 3-9: Mặt bằng bố trí hệ giằng 1 (H400)

Hình 3-10: Mặt bằng bố trí hệ giằng 2 (2H400)

Hình 3-11: Mặt cắt 1-1 bố trí hệ giằng chống

Hình 3-12: Mặt cắt 2-2 bố trí hệ giằng chống

Hình 3-13: Hình ảnh hệ giằng khi đào đất

Hình 3-14: Hình ảnh giao thông trên đường trước cổng công trình

Bố trí quan trắc

Hình 3-15: Mặt bằng bố trí quan trắc ứng suất hệ giằng 1

Hình 3-16: Mặt bằng bố trí quan trắc ứng suất hệ giằng 2

Quan trắc ứng suất hệ giằng

Thiết bị Geokon được sử dụng để quan trắc ứng suất hệ giằng

Thiết bị lắp đặt: Arc Weldable Model 4000 Loại Cảm biến đo ứng suất kiểu dây rung

Chiều dài thiết bị 150 mm Độ phân giải 1.0 Độ chính xác 0.5% F.S

Nguyên lý: Các đầu đo cảm biến kiểu dây rung được lắp cố định vào kết cấu bằng hai khối thép có thể hàn được Một dây dẫn truyền tín hiệu được nối giữa đầu đo và máy đo Ứng suất trong kết cấu được phản ánh bằng tín hiệu tần số điện từ Khi kết cấu biến dạng dưới tác động của tải, chuyển vị tương đối giữa hai khối thép sẽ gây ra sự thay đổi lực kéo của dây rung, dẫn tới làm thay đổi tần số rung Tần số điện từ được đo bằng cách tác động dây rung bằng cuộn dây điện từ có kết nối với máy đo Máy đo sẽ ghi lại tín hiệu điện từ và chuyển thành giá trị ứng suất cần đo

Hình 3-17: Lắp đặt Strain Gauges lên hệ giằng

Hình 3-18: Hộp bảo vệ Strain Gauges

Thiết bị ghi dữ liệu: Geokon GK-403 Readout Box Độ chính xác ±1 phút/tháng

Thông số mặc định 9600 baud, 8 data bits, 1 stop bit, no parity

Lắc tay XON / XOFF Định dạng truyền dẫn

Màn hình hiển thị Backlit LCD 15 cột x 8 dòng

Phạm vi nhiệt độ -10 o C đến 50 o C

Thời gian sử dụng 10 giờ trong điều kiện 25 o C

Lý thuyết giãn nở nhiệt

Hình 3-19: Hình ảnh mô tả vật liệu giãn nở vì nhiệt

Biến dạng do tác động nhiệt

= 12,2 × 10 là hệ số biến dạng nhiệt (/ )

Biến dạng do tác động cơ học

Hình 3-20: Đồ thị quan hệ ứng suất – biến dạng của thép

Biến dạng do ứng suất gây ra

Biến dạng không đều gây ra trên 2 mặt của thanh giằng sẽ sinh ra moment uốn Nguyên nhân biến dạng không đều ở 2 mặt bao gồm:

 Biến đổi nhiệt không đều ở 2 mặt;

 Thanh giằng chịu nén lệch tâm;

 Đặt vị trí đo không cùng mặt cắt ngang thanh giằng

Hình 3-21: Bố trí Strain Gauges trên mặt cắt thanh giằng

2b là bề rộng cánh I; 2b = 400 mm;

2d là khoảng cách 2 tâm vị trí quan trắc; 2d = 62.4 mm

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 37 Ứng suất hệ giằng được xác định như sau Đo biến dạng tổng ∆ với

∆ = ∆ + ∆ = − Đo biến đổi nhiệt độ ∆ với

∆ = ∆ = ( − ) Đo biến dạng thực trên 2 mặt với

∆ , = ∆ , − ∆ , Ứng suất thực trên 2 mặt

Trong đó 0.96 là hệ số hiệu chỉnh thiết bị đo

Kiểm tra và lưu ý Đọc số đo

Giá trị quan trắc

Strain gauge trên hệ giằng 1 lấy chu kỳ đầu tiên tại chu kỳ CK6 của công tác quan trắc Strain gauge trên hệ giằng 2 lấy chu kỳ đầu tiên tại chu kỳ CK16 của công tác quan trắc Các chu kỳ đo sau đó sẽ dựa vào chu kỳ đầu tiên để xác định ứng suất phát sinh trong hệ giằng

Bảng 3-1: Bảng tổng hợp số liệu đo đạc SG3 hệ giằng 1

BẢNG TỔNG HỢP SỐ LIỆU ĐO ĐẠC SG3 HỆ GIẰNG 1

KỲ NGÀY ĐO GIỜ ĐO

Bảng 3-2: Bảng tính toán số liệu đo đạc SG3 hệ giằng 1

BẢNG TÍNH TOÁN SỐ LIỆU ĐO ĐẠC SG3 HỆ GIẰNG 1

Số đọc trung bình Biến dạng do lực dọc ( ) Ứng suất do lực dọc (MPa)

Biến dạng do moment ( ) Ứng suất do moment (MPa)

Bảng 3-9: Bảng tổng hợp số liệu đo đạc SG4’ hệ giằng 2

BẢNG TỔNG HỢP SỐ LIỆU ĐO ĐẠC SG4’ HỆ GIẰNG 2

Bảng 3-10: Bảng tính toán số liệu đo đạc SG4’ hệ giằng 2

BẢNG TÍNH TOÁN SỐ LIỆU ĐO ĐẠC SG4’ HỆ GIẰNG 2

Bảng 3-11: Bảng tổng hợp kết quả quan trắc ứng suất hệ giằng

BẢNG TỔNG HỢP KẾT QUẢ QUAN TRẮC ỨNG SUẤT HỆ GIẰNG

SG3 SG4 SG3 SG4 SG4' σ (MPa) σ (MPa) σ (MPa) σ (MPa) σ (MPa)

BẢNG TỔNG HỢP KẾT QUẢ QUAN TRẮC ỨNG SUẤT HỆ GIẰNG

SG3 SG4 SG3 SG4 SG4' σ (MPa) σ (MPa) σ (MPa) σ (MPa) σ (MPa)

Hình 3-22: Ứng suất quan trắc trong hệ giằng 1

Hình 3-23: Ứng suất quan trắc trong hệ giằng 2

Nhận xét: Trong quá trình quan trắc, có những thời điểm mà ứng suất trong hệ giằng tăng đột biến hơn so với thông thường Ví dụ SG4 của hệ giằng 1 vào ngày 6/10/2017 đo được 101.66 MPa SG3 của hệ giằng 2 vào ngày 8/12/2018 đo được 92.60 MPa.

Các giá trị quan trắc chỉ ra những lần tăng ứng suất đột biến trong hệ giằng so với các giá trị ổn định Việc theo dõi những bất thường này được kết hợp cùng với việc theo dõi tình trạng xe cộ trước cổng công trường Đánh giá định tính chỉ ra rằng tại thời điểm có đoàn xe chạy qua, giá trị quan trắc ứng suất hệ giằng tăng lên Các tính toán mô phỏng sẽ được tiến hành trong chương tiếp theo để định lượng tác động

TÍNH TOÁN MÔ PHỎNG

Tính toán biện pháp thi công hố đào

4.1.1 Thông số địa chất sử dụng trong mô hình

Sử dụng phần mềm PLAXIS 2D để mô phỏng tính toán biện pháp thi công hố đào

Từ phân tích mặt cắt địa chất như trên, dựa vào báo cáo khảo sát địa chất và kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường (VST) của chủ đầu tư cung cấp kết hợp với phương pháp bán kinh nghiệm (sử dụng thông số SPT và sức chống cắt không thoát nước ), các thông số địa chất được đề xuất sử dụng trong mô hình tính toán như trong bảng bên dưới

Bảng 4-1: Phân tích kết quả thí nghiệm cắt cánh (VST)

Kết quả thí nghiệm cắt cánh ( / )

Z (m) VST1 VST2 80%TB(VST1,2) TB(VST1,2)

Bảng 4-2: Các thông số đất khi mô hình PLAXIS (Mặt cắt 2-2)

Lớp đất 1a Đất san lấp

Lớp 1: Bùn sét, xám đen, trạng thái chảy với chiều dày gần 24 m được chia thành 4 lớp:

Sử dụng mô hình Hardening Soil, sức chống cắt không thoát nước lấy từ thí nghiệm cắt cánh (VST) và module đàn hồi E = (180÷350)

Lớp 2: sét, xám xanh, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng với chiều dày gần 8.5 m

Sử dụng mô hình Hardening Soil, sức chống cắt không thoát nước được tính toán từ thí nghiệm cắt trực tiếp (DS) và module đàn hồi E = (350÷450)

Lớp 3: Cát pha trạng thái dẻo với chiều dày gần 4,5 m Sử dụng mô hình Hardening Soil, sử dụng thông số hữu hiệu từ thí nghiệm cắt trực tiếp và module đàn hồi E = 2000 SPT

Lớp 4: Sét, nâu đỏ dẻo cứng – nửa cứng Sử dụng mô hình Hardening Soil thông số sức chống cắt được lấy từ thí nghiệm cắt trực tiếp (DS) và module đàn hồi

Sử dụng cừ SP-IV dài 18 m khu vực giáp rạch, hồ nước và mặt đường Nguyễn Văn Linh, chiều sâu cắm cừ trong đất là 17 m Thông số cừ được thể hiện như hình bên dưới

Hình 4-1: Thông số cừ Larsen SP-IV

Cừ được mô hình dưới dạng plate và xem như dầm dẻo tuyến tính (elastic beam)

Bảng 4-3: Các thông số của cừ cho tính toán bằng phần mềm PLAXIS

Thành phần Thông số Trị số Đơn vị

Loại mô hình Material type Elastic Độ cứng dọc trục EA 5.09x10 6 ( / ) Độ cứng chống uốn EI 8.11x10 4 ( / )

4.1.3 Cọc vây (cọc khoan nhồi tiết diện nhỏ)

Cọc vây D600@700 dài 18m, được sử dụng như tường chắn tạm khu vực giáp nhà dân

Hình 4-2: Chi tiết cọc vây D600a700 4.1.3.2 Vật liệu cọc vây

Cường độ bê tông theo mẫu hình lập phương 28 ngày: = 13 MPa

Cường độ bê tông tường đổ dưới nước giảm do chịu tác động của nước Theo tiêu chuẩn Việt Nam, phải áp dụng hệ số điều kiện làm việc bằng 0,85 cho bê tông đổ dưới nước và hệ số = 0,7 cho đổ bê tông vào hố khoan có dung dịch (theo mục 7.1.9, TCVN 10304:2014) Hệ số này phản ánh môi trường thi công chật hẹp, hạn chế khả năng đầm chặt bê tông.

Cường độ đặc trưng của bê tông mẫu lập phương đổ dưới nước sau 28 ngày:

Module đàn hồi của bê tông dưới nước sau 28 ngày (tra bảng ứng với giá trị = 7.735 MPa, thiên về an toàn ta lấy giá trị tương ứng B12.5)

4.1.3.3 Thông số cọc vây trong PLAXIS

Cọc được mô hình dưới dạng plate và xem như dầm dẻo tuyến tính (elastic beam)

Bảng 4-4: Các thông số của cọc vây D600a700 cho tính toán bằng phần mềm

Thành phần Thông số Trị số Đơn vị

Loại mô hình Material type Elastic Độ cứng dọc trục EA 7.4x10 6 ( / ) Độ cứng chống uốn EI 1.67x10 5 ( / )

Sàn hầm có độ cứng theo phương ngang lớn giữ vai trò là hệ chống ngang trong giai đoạn tháo chống (giai đoạn đi lên)

Sàn hầm B1 dày 220mm nằm ở cao trình -3.85 m SL

Sàn hầm B2 dày 400mm nằm ở cao trình -6.85 m SL

Sau khi sàn đạt 80% cường độ thì sẽ tiến hành thi công đào đất khu vực hố pít, vì thế cho nên thông số mô hình sàn tầng hầm phải là thông số tương ứng với thời điểm đạt 80% cường độ

Cường độ bê tông theo mẫu hình lập phương 28 ngày: = 17 MPa

Cường độ bê tông theo mẫu hình lập phương đạt 80%:

(7) = 0.8x (28) = 13.60 (MPa) Module của sàn hầm tương ứng với cường độ bê tông đạt 80% cường độ

4.1.4.3 Thông số sàn hầm trong PLAXIS

Sàn hầm được mô hình dưới dạng thanh chống (Fixed-End Anchor)

Bảng 4-5: Các thông số của sàn hầm 220mm cho tính toán bằng phần mềm PLAXIS

Thành phần Thông số Sàn (220mm) Đơn vị

Loại mô hình Material type Elastic Độ cứng dọc trục EA 6.27x10 6 kN

Khoảng cách trung bình L spacing 1 m

Bảng 4-6: Các thông số của sàn hầm 400mm cho tính toán bằng phần mềm PLAXIS

Thành phần Thông số Sàn (400mm) Đơn vị

Khoảng cách trung bình L spacing 1 m

Sử dụng hệ chống thép hình H400 ở cao trình -0.70 m GL và hệ chống thép hình

Bảng 4-7: Các thông số của thanh chống H400 cho tính toán bằng phần mềm

Thành phần Thông số H400x400x13x21 Đơn vị

Khoảng cách trung bình L spacing 7.5 m

Bảng 4-8: Các thông số của thanh chống 2 H400 cho tính toán bằng phần mềm

Thành phần Thông số 2 H400x400x13x21 Đơn vị

Khoảng cách trung bình L spacing 7.5 m

Khi tính toán cho mặt cắt 2-2, sử dụng các giá trị phụ tải sau:

• Tải khu vực nhà dân lấy 15 ( / ), rộng 6 m

• Hoạt tải xe trên đường Nguyễn Văn Linh lấy 20 ( / ), rộng 8 m

Hình 4-3: Mô phỏng phụ tải lân cận trong PLAXIS (Mặt cắt 2-2)

4.1.7 Trình tự thi công mô phỏng trong PLAXIS

Mặt cắt 2-2 được tính toán cho 2 trường hợp: có tải xe và không có tải xe Bước 1: Kích hoạt tải mặt đất

Bước 2: Thi công cọc vây D600a700, ép cừ Larsen

Bước 3: Đào đất đến cao độ -1.4 m GL (-3.2 m SL)

Bước 4: Lắp hệ giằng 1 (H400) ở cao độ -0.7 m GL (-2.5 m SL)

Bước 5: Đào đất đến cao trình -3.9 m GL (-5.7 m SL)

Bước 6: Lắp hệ giằng 2 (2 H400) ở cao độ -3.2 m GL (-5.0 m SL)

Bước 7: Đào đất đến cao độ đáy móng đại trà dải biên -6.15 m GL (-7.95 m SL) Bước 8: Thi công dải biên sàn hầm

Bước 9: Đào đất đến cao độ đáy móng -7.15 m GL (-8.95 m SL)

Bước 10: Đào đất đến cao độ đáy hố pít -8.95 m GL (-10.75 m SL)

Bước 11: Thi công sàn hầm B2

Bước 13: Thi công sàn hầm B1

Hình 4-4: Các bước tính toán trong PLAXIS

4.1.8.1 Mặt cắt 2-2, trường hợp có tải xe

Hình 4-5: Kết quả tính toán giai đoạn đào đất đến cao độ đáy móng đại trà

-3.9 m GL (trường hợp có tải xe)

-6.15 m GL (trường hợp có tải xe)

Hình 4-7: Kết quả tính toán giai đoạn đào đất đến cao độ đáy hố pít -8.95 m GL

(trường hợp có tải xe)

Cọc vây khu vực giáp nhà dân

Hình 4-8: Biểu đồ bao moment trong cọc vây (trường hợp có tải xe)

Hình 4-9: Biểu đồ bao lực cắt trong cọc vây (trường hợp có tải xe) ( = 290 kN/m)

Hình 4-10: Chuyển vị ngang của cọc vây giai đoạn đào đất đến cao độ đáy móng đại trà -6.15 m GL (trường hợp có tải xe) ( = 11.1cm)

Hình 4-11: Chuyển vị ngang của cọc vây giai đoạn đào đất đến cao độ đáy hố pít -8.95 m GL (trường hợp có tải xe)

Cừ Larsen khu vực giáp đường Nguyễn Văn Linh

Hình 4-12: Biểu đồ bao moment trong cừ Larsen (trường hợp có tải xe)

Hình 4-13: Biểu đồ bao lực cắt trong cừ Larsen (trường hợp có tải xe)

Hình 4-14: Chuyển vị ngang của cừ giai đoạn đào đất đến cao độ đáy móng đại trà -6.15 m GL (trường hợp có tải xe) ( = 10.8 cm)

Hình 4-15: Chuyển vị ngang của cừ giai đoạn đào đất đến cao độ đáy hố pít -8.95 m GL (trường hợp có tải xe)

Hình 4-16: Nội lực trong thanh giằng 1 (H400) ở cao độ -0.7 m GL (trường hợp có tải xe) (F = 151.4 kN/m)

Hình 4-17: Nội lực trong thanh giằng 2 (2 H400) ở cao độ -3.20 m GL (trường hợp có tải xe) (F = 278.8 kN/m)

4.1.8.2 Mặt cắt 2-2, trường hợp không có tải xe

-3.9 m GL (trường hợp không có tải xe)

-6.15 m GL (trường hợp không có tải xe)

Hình 4-20: Kết quả tính toán giai đoạn đào đất đến cao độ đáy hố pít -8.95 m GL

(trường hợp không có tải xe)

Cọc vây khu vực giáp nhà dân

Hình 4-21: Biểu đồ bao moment trong cọc vây (trường hợp không có tải xe)

Hình 4-22: Biểu đồ bao lực cắt trong cọc vây (trường hợp không có tải xe)

Hình 4-23: Chuyển vị ngang của cọc vây giai đoạn đào đất đến cao độ đáy móng đại trà -6.15 m GL (trường hợp không có tải xe) ( = 11.4cm)

Hình 4-24: Chuyển vị ngang của cọc vây giai đoạn đào đất đến cao độ đáy hố pít -8.95 m GL (trường hợp không có tải xe) ( = 12.4cm)

Cừ Larsen khu vực giáp đường Nguyễn Văn Linh

Hình 4-25: Biểu đồ bao moment trong cừ Larsen (trường hợp không có tải xe)

Hình 4-26: Biểu đồ bao lực cắt trong cừ Larsen (trường hợp không có tải xe)

Hình 4-27: Chuyển vị ngang của cừ giai đoạn đào đất đến cao độ đáy móng đại trà -6.15 m GL (trường hợp không có tải xe) ( = 10.1 cm)

Hình 4-28: Chuyển vị ngang của cừ giai đoạn đào đất đến cao độ đáy hố pít -8.95 m GL (trường hợp không có tải xe) ( = 11.5 cm)

Hình 4-29: Nội lực trong thanh giằng 1 (H400) ở cao độ -0.7 m GL (trường hợp không có tải xe) (F = 148.8 kN/m)

Hình 4-30: Nội lực trong thanh giằng 2 (2 H400) ở cao độ -3.20 m GL (trường hợp không có tải xe) (F = 274.8 kN/m)

Bảng tổng hợp lực tác động lên hệ giằng

Bảng 4-9: Kết quả tính toán nội lực của hệ giằng qua từng giai đoạn đào đất

Trường hợp có tải xe Trường hợp không có tải xe

Bước 5: Đào đất đến cao trình -3.9 m GL (-5.7 m SL) 151.4 - 148.8 -1.7 - -

Bước 7: Đào đất đến cao độ đáy móng đại trà dải biên -

Bước 9: Đào đất đến cao độ đáy móng -7.15 m GL(-8.95 m SL)

Bước 10: Đào đất đến cao độ đáy hố pít -8.95 m GL 57.8 216.9 56.1 -3.0 214.4 -1.2

Nhận xét: Kết quả tính toán bằng phần mềm PLAXIS không khác biệt nhiều trong 2 trường hợp: có tải xe và không có tải xe.

Tính toán áp lực động của tải xe

4.2.1 Kiểm chứng mô hình tính toán

Sử dụng phần mềm MATLAB để tính toán áp lực động của tải xe Mô hình tính toán được kiểm chứng với kết quả giải tích của Veletsos et Younan (1994)

Các giả thiết mô phỏng:

 Vật liệu đàn hồi tuyến tính

 Năng lượng được truyền trực tiếp và toàn bộ đến tường chắn đất

 Vận tốc trực tiếp gây ra hiện tượng cộng hưởng

 Hiện tượng dao động là đều

 Bỏ qua dao động của hệ giằng

 Tải xe chạy truyền toàn bộ năng lượng biến dạng xuống lớp đất yếu

 Phân bố tải động được tính theo tiêu chuẩn châu Âu

 Áp lực động lên tường vây đến đáy hố đào là hết

Các thông số đất tại dự án như sau

4.2.1.2 Code MATLAB close all clear % Xoa bo nho clc % Xoa man hinh

% Constants/ Hang so nu = 0.3; % He so Poisson psisig = 2/sqrt((1-nu)*(2-nu)); psie = sqrt((2-nu)/(1-nu)); delta = 0.1; % He so nhot eta = 1; % Xet vi tri tai mat dat omega_omega1 = [0 0.9 1 2 3 4];

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 85 xi = linspace(0,10,101); % Chia 100 khoang, ma tran [1x101] vectK = linspace(0,100,101); % Tao vector so tu nhien lien tiep, ma tran [1x101] vectN = 2*vectK+1; % Tao vector so tu nhien le, ma tran [1x101] vect1N = 1./(2*vectK+1); % Tao vector nghich dao cua so tu nhien le, ma tran [1x101] matNN = ones(length(omega_omega1),1)*vectN; % Ma tran [101x101] phiN = omega_omega1'*vect1N;

LambdaN = 1-(phiN.^2/(1+1i*delta)); alphaN = pi/2/psie*( sqrt(LambdaN).*matNN );

% Sigma for jomega = 1:length(omega_omega1) for jxi = 1:length(xi)

% Tinh ap luc dat don vi len tuong vay vectSinN= sin(pi/2*eta*vectN); sigmaN(jomega,jxi) = -(8*psisig/pi^2) * (1+1i*delta)* sum ( vectSinN.*(vect1N.^2) / (1- phiN(jomega,:).^2+1i*delta).*

(sqrt(LambdaN(jomega,:))).* exp(- alphaN(jomega,:).*xi(jxi))

; end end f1 = figure; % Ve hinh axes('Position',[0.14,0.165,0.84,0.82]) hold on plot(xi,abs(sigmaN(1,:))/1e3,'color','k','Linestyle','-

','Linewidth',2) % omega/omega1 = 0 plot(xi,abs(sigmaN(2,:))/1e3,'color','r','Linestyle','

','Linewidth',2) % omega/omega1 = 0.9 plot(xi,abs(sigmaN(3,:))/1e3,'color','b','Linestyle','-

','Linewidth',2) % omega/omega1 = 1 plot(xi,abs(sigmaN(4,:))/1e3,'color','m','Linestyle','-

','Linewidth',1) % omega/omega1 = 2 plot(xi,abs(sigmaN(5,:))/1e3,'color','g','Linestyle','

','Linewidth',1) % omega/omega1 = 3 plot(xi,abs(sigmaN(6,:))/1e3,'color',[0.57 0.36

0.51],'Linestyle','-.','Linewidth',1) % omega/omega1 = 4 hold off ylabel('$\sigma(\xi,1)/\rho.Xg.H$','Interpreter','latex') % Nhan truc y

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 86 xlabel('$\xi$','Interpreter','latex') % Nhan truc x box on set(gca,'XminorTick','on') set(gca,'YminorTick','on') legend( '\omega/\omega_1 = 0',

'Location','northeast') % Tao chu thich set(gcf, 'PaperUnits', 'centimeters'); % Dat don vi cua hinh la cm set(gcf, 'PaperSize', [10 7]); % Dat kich thuoc hinh la 10 cm x 7 cm set(gcf, 'PaperPosition', [0 0 10 7]);

Hình 4-31: Kết quả của Veletsos et Younan (1994)

Hình 4-32: Kết quả tính toán mô phỏng bằng MATLAB cho bài toán của Veletsos et

Nhận xét: Kết quả tính toán mô phỏng bằng MATLAB phù hợp với kết quả của Veletsos et Younan (1994) Chương trình viết bằng MATLAB đủ độ tin cậy để tính toán các kết quả tiếp theo

4.2.2 Đánh giá ảnh hưởng của khoảng cách từ tải trọng đến tường vây lên áp lực đất

E = 3.2e6; % Module dan hoi (N/m2) nu = 0.495; % He so Poisson rho = 1500; % Khoi luong rieng (kg/m3)

G = E/(2*(1+nu)); % Module cat (N/m2) psisig = 2/sqrt((1-nu)*(2-nu)); psie = sqrt((2-nu)/(1-nu)); delta = 0.1; % He so nhot

L = 50; % Khoang cach tu tuong vay den vi tri dat tai (m) omega1 = pi/2/H*sqrt(G/rho); % Tan so goc cua dat

H1 = 3.9; % Vi tri tai mat dat

% Preliminary/ Co ban xi = linspace(0,L/H,101); % Chia 100 khoang, ma tran [1x101] eta = H1/H; vitkmh = linspace(0,100,101); % Van toc xe tu 0 den 100 (km/h), ma tran [1x101] f = 0.45*vitkmh; % Tan so xe gay ra len mat duong, ma tran [1x101] omega = 2*pi*f; % Tan so goc cua xe, ma tran [1x101] vitms = vitkmh/3.6; % Van toc xe (m/s), ma tran [1x101] vectK = linspace(0,100,101); % Tao vector so tu nhien lien tiep, ma tran [1x101] vectN = 2*vectK+1; % Tao vector so tu nhien le, ma tran [1x101] vect1N = 1./(2*vectK+1); % Tao vector nghich dao cua so tu nhien le, ma tran [1x101] matNN = ones(length(omega),1)*vectN; % Ma tran [101x101] phiN = omega'*vect1N./omega1;

LambdaN = 1-(phiN.^2/(1+1i*delta)); alphaN = pi/2/psie*( sqrt(LambdaN).*matNN ); vectSinN= sin(pi/2*eta'*vectN);

% Sigma for jomega = 1:length(omega)

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 89 for jxi = 1:length(xi)

% Tinh ap luc dat don vi len tuong vay sigmaN(jomega,jxi) = -(8*psisig/pi^2) * (1+1i*delta)* sum ( vectSinN.*(vect1N.^2) / (1- phiN(jomega,:).^2+1i*delta).*

% Tinh ap luc dat len tuong vay sigma(jomega,jxi) = -(8*psisig/pi^2)

*(rho*H*vitms(jomega).^2)* (1+1i*delta)* sum ( vectSinN.*(vect1N.^2) / (1- phiN(jomega,:).^2+1i*delta).*

; end end f1 = figure; % Ve hinh axes('Position',[0.14,0.165,0.84,0.82]) hold on plot(xi*H,abs(sigma(6 ,:))/1e3,'color','k','Linestyle','-

','Linewidth',2) % Van toc 5 (km/h) plot(xi*H,abs(sigma(11,:))/1e3,'color','r','Linestyle','

','Linewidth',2) % Van toc 10 (km/h) plot(xi*H,abs(sigma(16,:))/1e3,'color','b','Linestyle','-

','Linewidth',2) % Van toc 15 (km/h) plot(xi*H,abs(sigma(21,:))/1e3,'color','m','Linestyle','-

','Linewidth',1) % Van toc 20 (km/h) plot(xi*H,abs(sigma(41,:))/1e3,'color','g','Linestyle','

','Linewidth',1) % Van toc 40 (km/h) plot(xi*H,abs(sigma(61,:))/1e3,'color',[0.57 0.36

0.51],'Linestyle','-.','Linewidth',1) % Van toc 60 (km/h) plot(xi*H,abs(sigma(81,:))/1e3,'color',[1.00 0.50

0.00],'Linestyle',':','Linewidth',1) % Van toc 80 (km/h) hold off ylabel('$\sigma_w$ [kPa]','Interpreter','latex') % Nhan truc y xlabel('$L_S$ [m]','Interpreter','latex') % Nhan truc x

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 90 box on set(gca,'XminorTick','on') set(gca,'YminorTick','on') legend( 'v=5 km/h',

Hình 4-33: Ảnh hưởng của khoảng cách từ tải trọng đến tường vây lên áp lực đất tại mặt đất

 Vận tốc xe chạy càng nhanh và càng gần công trình thì ứng suất động gây ra ở tường chắn đất càng cao Tuy nhiên, sự ảnh hưởng này không tuân theo quy luật tuyến tính mà phụ thuộc vào cộng hưởng của tần số do xe tạo ra và tần số riêng của đất nền

 Mọi loại dao động đều có những vùng giao thoa Nghĩa là từ một khoảng cách nhất định trở đi thì tải động gần như không ảnh hưởng ( > 30 ⇒ ⟶ 0) Càng xa hố đào, càng ít gây ảnh hưởng là hợp lý

4.2.3 Áp lực động của tải trọng xe lên tường vây

% Preliminary/ Co ban xi = L/H; eta = linspace(0,H/H,101); % Chia 100 khoang, ma tran [1x101] vitkmh = linspace(0,100,101); % Van toc xe tu 0 den 100 (km/h), ma tran [1x101] f = 0.45*vitkmh; % Tan so xe gay ra len mat duong, ma tran [1x101] omega = 2*pi*f; % Tan so goc cua xe, ma tran [1x101] vitms = vitkmh/3.6; % Van toc xe (m/s), ma tran [1x101] vectK = linspace(0,100,101); % Tao vector so tu nhien lien tiep, ma tran [1x101] vectN = 2*vectK+1; % Tao vector so tu nhien le, ma tran [1x101] vect1N = 1./(2*vectK+1); % Tao vector nghich dao cua so tu nhien le, ma tran [1x101] matNN = ones(length(omega),1)*vectN; % Ma tran [101x101] phiN = omega'*vect1N./omega1;

% Sigma for jomega = 1:length(omega) for jeta = 1:length(eta)

% Tinh ap luc dat don vi len tuong vay vectSinN= sin(pi/2*eta(jeta)*vectN); sigmaN(jomega,jeta) = -(8*psisig/pi^2) * (1+1i*delta)*

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 93 sum ( vectSinN.*(vect1N.^2) / (1- phiN(jomega,:).^2+1i*delta).*

(sqrt(LambdaN(jomega,:))).* exp(- alphaN(jomega,:).*xi)

% Tinh ap luc dat len tuong vay sigma(jomega,jeta) = -(8*psisig/pi^2)

The article presents a graphical representation of the relationship between the standard deviation of the wind speed and the wind speed itself Five different wind speeds are considered, ranging from 5 km/h to 40 km/h The results are plotted on a graph, with standard deviation on the x-axis and wind speed on the y-axis The graph shows that there is a generally positive relationship between the standard deviation of the wind speed and the wind speed itself.

0.51],'Linestyle','-.','Linewidth',1) % Van toc 60 (km/h) plot(abs(sigma(81,:))/1e3,(eta-1)*H,'color',[1.00 0.50

0.00],'Linestyle',':','Linewidth',1) % Van toc 80 (km/h) hold off ylabel('$H$ [m]','Interpreter','latex') % Nhan truc y xlabel('$\sigma_w$ [kPa]','Interpreter','latex') % Nhan truc x box on set(gca,'XminorTick','on') set(gca,'YminorTick','on')

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 94 legend( 'v=5 km/h',

'Location','southeast') % Tao chu thich ylim([-H 0]) % Gioi han gia tri truc y set(gcf, 'PaperUnits', 'centimeters'); % Dat don vi cua hinh la cm set(gcf, 'PaperSize', [10 7]); % Dat kich thuoc hinh la 10 cm x 7 cm set(gcf, 'PaperPosition', [0 0 10 7]);

Xét các trường hợp chiều sâu hố đào = 3.9 và = 6.15

Hình 4-34: Biểu đồ phân bố áp lực động của tải xe lên tường vây theo vận tốc xe ứng với chiều sâu đào H = 3.9 m

Hình 4-35: Biểu đồ phân bố áp lực động của tải xe lên tường vây theo vận tốc xe ứng với chiều sâu đào H = 6.15 m

4.2.4 Lực trong hệ giằng do tải trọng xe tác động lên tường vây

 Trường hợp có một hệ giằng

 Trường hợp có hai hệ giằng

 Bởi vì q(z) có thay đổi về sự phân bố trên tường chắn đất nên lời giải giải tích chính xác rất khó thực hiện Công thức tính gần đúng được đề xuất

4.2.4.2 Code MATLAB cho trường hợp có một hệ giằng close all clear % Xoa bo nho clc % Xoa man hinh

H1 = 3.2; % Khoang cach tu he giang 1 den cao trinh dao

M(jomega)=0; for jeta = 1:length(eta)

% Tinh ap luc dat don vi len tuong vay vectSinN= sin(pi/2*eta(jeta)*vectN); sigmaN(jomega,jeta) = -(8*psisig/pi^2) * (1+1i*delta)* sum (

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 99 vectSinN.*(vect1N.^2) / (1- phiN(jomega,:).^2+1i*delta).*

M(jomega)=M(jomega)+sigma(jomega,jeta)*H/100.*eta(jeta)*H; end

F1(jomega)s(M(jomega)/H1)/1e3; % Luc he giang 1 [kN/m] end f1 = figure; % Ve hinh axes('Position',[0.14,0.165,0.84,0.82]) hold on plot(vitkmh,F1(:),'color','k','Linestyle','-','Linewidth',2) hold off ylabel('$F$ [kN/m]','Interpreter','latex') % Nhan truc y xlabel('v [km/h]','Interpreter','latex') % Nhan truc x box on set(gca,'XminorTick','on') set(gca,'YminorTick','on') legend( 'F_1 [kN/m]',

4.2.4.3 Code MATLAB cho trường hợp có hai hệ giằng close all clear % Xoa bo nho

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 100 clc % Xoa man hinh

M(jomega)=0; for jeta = 1:length(eta)

% Tinh ap luc dat don vi len tuong vay vectSinN= sin(pi/2*eta(jeta)*vectN); sigmaN(jomega,jeta) = -(8*psisig/pi^2) * (1+1i*delta)* sum (

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 101 vectSinN.*(vect1N.^2) / (1- phiN(jomega,:).^2+1i*delta).*

F3(jomega)= F3(jomega)+ sigma(jomega,jeta)*H/100; end

Fq(jomega)=Fq(jomega)+sigma(jomega,jeta)*H/100;

M(jomega)=M(jomega)+sigma(jomega,jeta)*H/100.*eta(jeta)*H; end

F1(jomega)s((M(jomega)-(Fq(jomega)-F3(jomega))*H2)/(H1- H2))/1e3; % Luc he giang 1 [kN/m]

F2(jomega)s(Fq(jomega)-F1(jomega)-F3(jomega))/1e3; % Luc he giang 2 [kN/m] end f1 = figure; % Ve hinh axes('Position',[0.14,0.165,0.84,0.82]) hold on plot(vitkmh,F1(:),'color','k','Linestyle','-','Linewidth',2) plot(vitkmh,F2(:),'color','r','Linestyle',' ','Linewidth',2) hold off ylabel('$F$ [kN/m]','Interpreter','latex') % Nhan truc y xlabel('v [km/h]','Interpreter','latex') % Nhan truc x box on set(gca,'XminorTick','on') set(gca,'YminorTick','on') legend( 'F_1 [kN/m]',

'Location','northeast') % Tao chu thich

HVTH: Nguyễn Khắc Dũng Trang 102 set(gcf, 'PaperUnits', 'centimeters'); % Dat don vi cua hinh la cm set(gcf, 'PaperSize', [10 7]); % Dat kich thuoc hinh la 10 cm x 7 cm set(gcf, 'PaperPosition', [0 0 10 7]);

Xét các trường hợp chiều sâu hố đào = 3.9 và = 6.15

Hình 4-36: Biểu đồ lực trong hệ giằng do tải trọng xe tác động lên tường vây theo vận tốc xe ứng với chiều sâu đào H = 3.9 m

Hình 4-37: Biểu đồ lực trong hệ giằng do tải trọng xe tác động lên tường vây theo vận tốc xe ứng với chiều sâu đào H = 6.15 m 4.2.5 Nhận xét

Vận tốc xe chạy trên đường Nguyễn Văn Linh khi rơi vào khoảng ≈ 10 −

30 /ℎ, sẽ gây áp lực động lên tường vây rất lớn, tương ứng sẽ làm phát sinh lực rất lớn trong hệ giằng Ứng với chiều sâu đào H = 3.9 m, lực trong hệ giằng 1 lớn nhất do tải xe là 37.8 kN/m , tương ứng với vận tốc xe 20 km/h Ứng với chiều sâu đào H = 6.15 m, lực nén trong hệ giằng 1 lớn nhất do tải xe là 41.3 kN/m, tương ứng với vận tốc xe 16 km/h Lực nén trong hệ giằng 2 lớn nhất do tải xe là 70.5 kN/m, tương ứng với vận tốc xe 22 km/h

Bảng 4-10: Bảng tổng hợp lực trong hệ giằng có xét ảnh hưởng của cả tải tĩnh và tải động

Tải tĩnh Tải tĩnh + Tải động

Bước 5: Đào đất đến cao trình -3.9 m GL (-5.7 m SL)

Bước 7: Đào đất đến cao độ đáy móng đại trà dải biên -6.15 m GL(-

Tính toán ứng suất trong hệ giằng

Bảng 4-11: Đặc trưng vật liệu của kết cấu thép

Thông số vật liệu (MPa) Modun đàn hồi 210000

G (MPa) Modun đàn hồi trượt 79000 (1/ ) Hệ số co giãn nhiệt độ 12x10

Bảng 4-12: Thông số tiết diện thép hình

A ( ) Diện tích mặt cắt ngang 214.5

( ) Moment quán tính trục 3 653262 ( ) Moment quán tính trục 2 22407 ( ) Moment tĩnh trục 3 3268

( ) Moment tĩnh trục 2 1120 (cm) Bán kính quán tính trục 3 17.5 (cm) Bán kính quán tính trục 2 10.2

4.3.1.2 Tải trọng và tổ hợp tải trọng

Tĩnh tải được tính bằng phần mềm ETABS

Trong quá trình thi công, hệ giằng chịu tác dụng của tải trọng áp lực đất Tải trọng này được tính toán từ mô hình PLAXIS

Tổ hợp tải trọng: Bao = 1.1 Dead + 1.2 Live

Hình 4-38: Mô hình hệ giằng 1 trong phần mềm ETABS

Hình 4-39: Áp lực đất tác dụng lên hệ giằng 1 (kN/m)

Hình 4-40: Biểu đồ lực dọc trong hệ giằng 1 (kN)

Hình 4-41: Mô hình hệ giằng 2 trong phần mềm ETABS

Hình 4-42: Áp lực đất tác dụng lên hệ giằng 2 (kN/m)

Hình 4-43: Biểu đồ lực dọc trong hệ giằng 2 (kN)

Công thức tính toán ứng suất trong hệ giằng

Bảng 4-13: Kết quả tính toán ứng suất trong hệ giằng

Tải tĩnh Tải tĩnh + Tải động

HG2-SG3 -1304.1 -24.7 -5.0 84.4 -1615 -31.9 -5.0 105.3 24.8 HG2-SG4 -1285.5 -17.3 -6.2 77.3 -1572.9 48.0 -6.1 118.0 52.7 HG2-SG4’ -1285.6 15.3 3.8 74.8 -1554.6 -44.2 -2.4 112.7 50.7

Nhận xét: Kết quả tính toán ứng suất trong hệ giằng trong trường hợp Tải tĩnh

+ Tải động lớn hơn trường hợp Tải tĩnh trên 20%, cao nhất là 52.7% tại vị trí SG4 của hệ giằng 2.

So sánh kết quả tính toán mô phỏng và giá trị quan trắc

Kết quả tính toán bằng mô phỏng trong trường hợp Tải tĩnh và trường hợp Tải tĩnh + Tải động được so sánh với giá trị quan trắc

Bảng 4-14: Bảng so sánh kết quả tính toán và giá trị quan trắc

Quan trắc Tải tĩnh Tải tĩnh + Tải động

(kN/ ) (kN/ ) % chênh lệch (kN/ ) % chênh lệch

Các kết quả được thể hiện trên biểu đồ so sánh như sau

Hình 4-44: Biểu đồ so sánh kết quả tính toán mô phỏng và giá trị quan trắc

Trong trường hợp tải tĩnh, tại vị trí SG4 của hệ giằng 1, kết quả tính toán nhỏ hơn giá trị quan trắc tới -22,5% Điều này cho thấy hệ giằng có nguy cơ xảy ra nguy hiểm.

 Kết quả tính toán trong trường hợp tải tĩnh + tải động có trường hợp nhỏ hơn giá trị quan trắc -5.6%, tại SG4 của hệ giằng 1 Kết quả này có thể chấp nhận được vì độ chênh lệch còn nằm trong hệ số độ tin cậy tải trọng 20%

 Ứng suất lớn nhất trong hệ giằng đo được là 102.2 MPa Vì giá trị này vẫn nhỏ hơn giá trị ứng suất cho phép của thép là 235 MPa nên hệ giằng vẫn an toàn