Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Phân tích so sánh chuyển vị tường vây theo phương pháp sức kháng huy động (MSD) và phần tử hữu hạn

DANH MUC CAC KY HIEU, CHU VIET TATMSD : Thiết kế theo sức kháng huy động Mobilized Strength Design FEM : Phương pháp phan tử hữu hanHSM : Mo hình Hardening SoilM-C : Mô hình Mohr Coulom

TRUONG DAI HOC BACH KHOA

MAI THAI PHONG

PHAN TICH SO SANH CHUYEN VI TUONG VAYTHEO PHƯƠNG PHAP SUC KHANG HUY ĐỘNG ( MSD )

VA PHAN TU HUU HAN

Chuyén nganh : KY THUAT XAY DUNG CONG TRINH NGAM

Mã so ngành : 60.58.02.04

TP HO CHI MINH, thang 12 nam 2014

Cán bộ hướng dẫn khoa học : PGS.TS Võ Phán

Cán bộ chấm nhận xét Ï : -.- 2 S2 E3 St SESESEEEESESEEsEEErersrrsrrres

Cán bộ chấm nhận xét 2 : S2 te ESE SE E5EEEEEEEeEESEEEEeEsErersres

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Dai học Bách Khoa, ĐHỌG Tp HCM

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV và Chủ nhiệm Bộ Môn quản lý

chuyền ngành sau khi luận văn đã được sửa chữa (nêu có).

CHỦ TỊCH HỘI ĐÓNG TRUONG KHOA KT XÂY DỰNG

PHÒNG ĐÀO TAO SDH Độc Lập - Tự Do — Hạnh Phúc

Tp.HCM, ngày thang nam 2014

NHIỆM VU LUẬN VAN THAC SĨHo tén hoc vién : MAI THÁI PHONG Giới tính : Nam

Ngày, tháng, năm sinh : 01 /06 / 1990 Nơi sinh : Đồng Tháp

Chuyên ngành : KT Xây Dựng Công Trình Ngầm MSHV : 13090092

Khoá (năm trúng tuyên) : 2013

I- TÊN ĐÈ TÀI:

PHAN TÍCH SO SANH CHUYỂN VỊ TƯỜNG VAY THEO PHƯƠNG PHÁP

SUC KHANG HUY DONG (MSD) VA PHAN TU HỮU HAN

I- NHIEM VỤ VÀ NOI DUNG :

Mở đầuChương 1: Tổng quan về phương pháp tính chuyển vị tường vây theo MSDChương 2: Cơ sở lý thuyết phương pháp MSD

Chương 3: Ứng dụng tính toán chuyền vị tường vây dự án SC VIVO CITYKết luận và kiến nghị

HI- NGÀY GIAO NHIỆM VU : Ngày thang năm IV- NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : Ngày thang nam V- CAN BO HUONG DAN PGS.TS.VO PHAN

Nội dung và Dé cương Luận van Thạc Sĩ đã được Hội đồng chuyên ngành thông qua

CAN BO HUONG DAN CHU NHIEM BO MON TRUONG KHOA(Họ tên va chữ ky) (Họ tên và chữ ký) (Họ tên và chữ ký)

PGS.TS.VÕ PHÁN TS LÊ BÁ VINH TS NGUYEN MINH TAM

LOI CAM ONTrước tiên, tac gia xin gửi lời cảm ơn chân thành đến toan thé quý Thay Cô trongBộ môn Địa Cơ Nên Móng _ Khoa Kỹ Thuật Xây Dựng, Trường Đại học Bach KhoaTP Hỗ Chí Minh đã tận tình giảng day và truyền đạt những bai học, kinh nghiệm chuyênngành quý giá, giúp tác giả có thêm nên tảng kiến thức dé thực hiện luận văn này.

Tiếp theo, tác giả xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sac đến PSG.TS Võ Phan, Thaykhông những truyền đạt kiến thức mà còn dạy dỗ, hướng dẫn tận tâm, định hướng cho tácgiả trong suốt quá trình thực hiện Đồng thời tác giả cũng xin gửi lời cảm ơn đến anhNguyễn Công Hoang (đồng nghiệp), anh Ngô Thanh Tuấn (Apave VN) đã giúp đỡ tácgiả về những tài liệu thông tin dự án để tác giả có đủ số liệu hoàn thành luận văn

Xin gửi lời cảm ơn đến gia đình đã cho con niềm tin, động lực để con vượt qua

những tháng ngày khó khăn nhưng đáng nhớ này.

Sau cùng tác giả xin chân thành cảm ơn bạn bè, đồng nghiệp, đặc biệt là ngườibạn gái thầm lặng đã quan tâm, hỗ trợ, động viên tác giả trong suốt chặn đường thực hiện

Luận văn này trình bày vấn đề nghiên cứu ứng dụng lý thuyết thiết kế theo sứckháng huy động “mobilized strength design” (MSD) dé tính chuyển vị từng giai đoạn đàokhi thi công tang ham dự án khu phức hop SC Vivo City tai quận 7, thành phố Hồ ChíMinh Công trình nay có 1.5 tầng ham (1 ham và 1 hầm lửng ) với chiều sâu đảo là 7.5mtrong đất bùn sét, trong chắn được chống đỡ bằng hệ chống xiên vào sản hầm đã thi côngở giữa (do hồ dao rộng) Các phương pháp giải tích hiện tại bộc lộ khá nhiều hạn chế khitính toán chuyền vị tường vây, vì vậy Bolton và cộng sự ( năm 2004 đến 2011) đã đề xuấtthiết kế tường vây theo lý thuyết sức kháng huy động, phương pháp được xem như mộthướng đi mới để giải quyết các bài toán địa kỹ thuật trong thực hành thiết kế Tuy nhiêndo phương pháp MSD tính toán biến dạng với cường độ trong cùng một thuật toán và sửdụng các vòng lặp, nên luận văn đã xây dựng bảng tính dựa theo sơ đồ của William

(2013) Quá trình tính toán được thực hiện trên excel tích hợp VBA đã lập theo phương

pháp MSD, sau đó kết quả tính được so sánh với mô phỏng trong Plaxis 2D và quan trắchiện trường Từ biểu đồ chuyền vị tường vây thu được giữa các phương pháp đã cho thaygiá trị tính được từ phương pháp MSD khá tương đồng với phần tử hữu hạn và quan trắc,nhất là bién dạng hình sin phan bụng tường

SUMMARY OF THESISThis thesis carries out a research into applying theories to mobilized strengthdesign (MSD) in order to calculate displacement of each excavation phase whenconstructing retaining wall for the Saigon South commercial complex project in district 7,Ho Chi Minh City The construction has 1.5 basement including 1 basement and 1mezzanine The depth of excavation is 7.5 m with silt and clay The retaining wall issupported by a back shoring in the middle of second basement Present analyticalmethods expose some limitations for calculating the displacement in construction.Therefore, Bolton et al (2004 — 2011) suggested designing the retaining wall accordingto mobilized strength theory This method is considered as a new approach to solvegeotechnical problems in practical design However, MSD method calculates the stressand strain by using a single calculation and iterations, the thesis established a tool basedon William’s calculation procedure (2013) Calculation procedure was carried out byExcel integrated with VBA based on MSD method Then, the results will be comparedwith modeling in Plaxis 2D and field observation The displacement diagram of retainingwall achieved from different methods showed that the result executed by MSD method isquite homologous with the finite element method, field observation, and especially thesine — curve deformation of bulging wall.

MUC LUC

MO DAU 521 221 1 21 1210111101111 1111 111111111 011 11T 111 1111112111111 11g |1.Tính cần thiết của dé tải ác tt Se S3 111211811 15151 1118111111111 1111 1111151111 cee 2

2 Mục tiêu nghiÊn CỨU - 5 E223 2666221111311 1111111111111 15111110 v4 23 Phương pháp nghiÊn CỨU E22 22006262129111111 1101111111111 1118802315511 1k ke 2

A Tính khoa học và thực tiỄn te ta S31 13 818851131588 18 8511118118151 1 3E EEEseererd 3

hs at 0¿ 2 e Ả = 3

CHƯƠNG 1: TONG QUAN VE PHƯƠNG PHÁP TÍNH CHUYEN VỊ TƯỜNGVài; 290, 8 ố 4

1.1 Tình hình nghiên cứu trên thé glớii % k+kk+kE#E#E#ESESESESEkEkEkrkrkrkrkeeeed 4

I.1.IQuá trình nghiÊn CUU << ĂG 5 1 3033011333139993111 1111111111 1111110002555 11kg 4

1.1.2 Kết quả nghiên cứu phương pháp MSD - - + + xxx ckexeeexeeeree 41.2 Y nghĩa phương pháp IMSÌD (+ + S331 191515 E1 11x rkekred 71.2.1 Hạn chế khi thiết kế theo trạng thái g1ới hạn << << << ssseesss 71.2.2 Hạn chế khi thiết kế bằng Plaxis - - - 6k EE+E#ESESEEEEEEEEEekekekereseeeree 71.2.3 Những cải tiến trong thiết kế bằng phương pháp MSD - - +: 81.3 Ứng dụng phương pháp MSD vao tính toán thiết kế + «se cxzx+x+xexd 101.3.1 Ứng dụng phương pháp MSD vào tường eonsole s5 s6 sssxsxsxcxd 101.3.2 Ứng dụng phương pháp MSD vào tường có tầng chống - - 5-5 11

L.A NAN Xt ee 12

CHUONG 2: CƠ SỞ LY THUYET PHƯƠNG PHÁP MSD 142.1 Lý thuyết sức kháng huy động - - + E9E9ESE St cvcvcvvEvgEgEgEgrerxrerees 14

2.1.1 Tinh todn tuOng Console 1n 14

2.1.2 Tinh toán tường có tầng ChON wo ecccccsccsssssssssesesescsesecscscecesesevevsversteesee 172.1.2.1 Cơ chế phá hoại bùng nỀn - E+E+E#E#E#ESESESEEEEErkrkrkrkeeeed 172.1.2.2 Giả thuyết các vùng biến dang cắt quanh tường - 5 ss¿ 202.1.2.3 Phương trình chuyền vị trong các vùng biến dạng - -5¿ 222.1.3 Quan hệ bién dạng cắt - sức kháng cắt của đất sét - - -cscscscerees 242.1.4 Ứng dụng “bound method” trong phương pháp MSD - 28

2.2 Xây dựng công cụ tinh fOán - E1 3332061111359 11 1111111111 118882355511 ke 33

2.2.1 Sơ đồ tính ¿5+ 2t x2 x221221121121121121121112112111112112111112111111111 0 c0 33

2.2.2 Xây dựng bảng tính .- - << cGG 11 1310011111119993311 1111111111111 0000355611 ke 33

2.2.3 Kiểm tra bảng tínhh + tk ST E1 8181515111111 11g ng 35

“0 pc 37

CHƯƠNG 3: UNG DUNG TÍNH TOÁN CHUYEN VỊ TƯỜNG VAY DỰ ÁN

SC VIVO CITY (5c S23 E311 151511511 21111 111111111111 1111 111111111111 0111 11.1 TL 383.1 GiGi thi@U CHUNG 125 38

3.1.2.1 Đặc điểm địa hình ¿55+ +2x+2x2E2ExEE 221121211111 393.1.2.2 Đặc điểm địa chất ¿ 5c 2t 2t x2 2112112112111 xe 393.1.3 Các bản vẽ thé hiện ¿222 2t 2 2 122122112111112211211211211211111 ke 42

3.2 Tính toán tường vay theo phương pháp MSÌ 5S ssrrses 47

3.2.1 Thông số đầu VàO - G9191 E19191515 1 111 1 1 101 1111101111111 xe 47

3.2.1.1 Xây dựng đường quan hệ [Š-Y - c5 5S S S2 S532 47

3.2.1.2 Sức kháng cắt không thoát NUGC Cụ, «¿+ +6 k+k+k£E+EeEeEeEerererees 513.2.1.3 Thông số tường VAY vc ccscscscsecscscccesssssesecscsesesecececscssasassvevsneveeeeeee 543.2.1.4 Các thông số khác trong phương pháp MSD - sec: 553.2.2 Kết quả tính toá¡n - «s33 E31 E19191513 1 111111 11 1111111111111 56

3.2.2.1 Giai đoạn CONSOLE - -c c1 ve 56

3.2.2.2 Giai đoạn đào 1 tầng chống - tt S111 EEEE SE xErkrkrkekekeed 613.3 Tinh toán tường vây bang phần mềm PlaXis - ¿66 k+E£E+E+EeEeEerrereei 663.3.1 Thông số dau vào mô hình Hardening Soil - 2-2 ss+s+E+EsEeEerereei 663.3.1.1 Thông số đất nÊn - - x11 9191915 E1 1 1 1 1 1 111111111111 xe 663.3.1.2 Thông số tường vay, hệ ChON ceesesesscsesesesecececscecssesevevereteeeeen 683.3.1.3 Bảng tong hợp thông SỐ - - SE xSk St SESvEEEEEEEEeEeEerxrerees 683.3.2 Kết quả tinh toán - - s31 E1 91919151511 11111 1 11 1111011111111 xe 703.4 So sánh kết quả tính toán giữa các phương pháp -¿- - - s+s+e+esesrerereei 73

hy c0 80

KẾT LUẬN VA KIÊN NGHỊ, 6-52 2x2 2 2212112112112 81TAI LIEU THAM KHAO ccccccccccccsceccscssecescssescscssescscssescsesescsessscsesescscssescacseeacacseesens 83

DANH MUC BANGCHUONG 1: TONG QUAN VE PHƯƠNG PHAP TINH CHUYỂN VỊ TƯỜNGVAY THEO MSD 262 2212 1221211211221121111112112112111211111111211211111211011.11 1 c0 4

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYÉT PHƯƠNG PHÁP MSD - 14

Bảng 2.1 — Tổng hợp thông số tính toán theo phương pháp MSD trong ví dụ tínhtodan cUa William 0205159007077 35

Bang 2.2 — Két qua tinh chuyén vi phase 1 theo phuong phap MSD trong vi dutính toán của William (2203) - - - - << 0111111111111 111 11kg vờ 36Bang 2.3 — Kết qua tính chuyển vi phase 2 theo phương pháp MSD trong vi dụtính toán của William (2203) - - - - << 0111111111111 111 11kg vờ 37Bảng 2.4 — So sánh kết quả tính chuyển vị giữa bang tính excel tự lập va William2025 TC 37

CHƯƠNG 3: UNG DUNG TÍNH TOÁN CHUYỂN VỊ TƯỜNG VAY DU ÁN SC8495901 ah 38

Bang 3.1 — Đặc trưng cơ lý Op Ï -ccc 513 233331113115955331 111111111 1n ng v2 40Bang 3.2 — Đặc trưng cơ lý lÓpP 2 Á << << c 001 100131111111199933 11111111 1n vờ 40Bang 3.3 — Đặc trưng cơ lý lớp 2Ö -cc 11 0001111111119992331 1111111 1n 40Bang 3.4 — Đặc trưng cơ lý 1Op Ổ << cccG 0 1033111111111199923331 1111111 ng vờ 41Bang 3.5 — Đặc trưng cơ lý 1Op 4 -GGGQ 0000000111111 1 111111 ng 005511 ke 41Bang 3.6 — Đặc trưng cơ lý 1Op Š cGG Q00 0000011111199333 11111111 ng ng 0055511 kg 42Bảng 3.7 — So sánh hệ số hình dạng đường quan hệ Ø-y/yw giữa thí nghiệm 3 trục0 00 10 00 Ả 50

Bang 3.8 — Tổng hợp kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp tại hố khoan B12 51

Bảng 3.9 — Tổng hợp kết quả thí nghiệm 3 trục C-U va U-U tại hỗ khoan B12 51

Bang 3.10 — Tổng hợp kết qua thí nghiệm cat cánh tai hỗ khoan B12 52

Bang 3.11 — Lựa chon giá tri S, từ các thí nghiệm đã có tại hồ khoan B12 53

Bang 3.12 — Thông số phục vụ tinh toán theo phương pháp MSD 36

Bang 3.13 — Kết qua chuyền vi theo phương pháp MSD giai đoạn 1 tang chống 60

Bảng 3.14 — Kết quả chỉ tiết tính toán vùng ABCD theo phương pháp MSD 60

Bảng 3.15 — Kết quả chỉ tiết tính toán vùng CDE theo phương pháp MSD 61

Bang 3.16 — Kết quả chi tiết tinh toán vùng EFH theo phương pháp MSD 61

Bang 3.17 — Kết qua chi tiết tinh toán vùng FHI theo phương pháp MSD 62

Bảng 3.18 — Tổng hợp thông số phục vụ tính toán theo mô hình Hardening SoiltrONG 1531.2227575 68

CHƯƠNG 1: TONG QUAN VE PHƯƠNG PHÁP TÍNH CHUYỂN VỊ TƯỜNGM.edi 00/0001 cnnqda 4

Hình 1.1 — So sánh kết quả tính tốn giữa MSD và FEA - << cesx+eeesrerered 5Hình 1.2 — Mặt cat tường vây va điều kiện đất nên ban đầu 5-5- 6Hình 1.3 — So sánh chuyển vị ngang giữa phương pháp MSD va quan trắc 6Hình 1.4— Tính tốn tơng chuyến vi theo phương pháp MSD 5 55c: 9Hình 1.5 — Ứng suất huy động phương ngang chủ động và bị động trong điều kiện

.$/10i1510/19780:1)0160 200077 ad 10

Hình 1.6 — Cơ chế biến dạng dẻo tường console trong điều kiện khơng thốt nước 10Hình 1.7— Cơ chế phá hoại bùng nÊn 2-5 + 2 +E+E+E+E+E£EE+E+EeEeEeEErkrkererererkd 11Hình 1.8 — Biến dang uốn bên dưới tầng chống thấp nhất theo O’ Rourke 11Hình 1.9— Cơ chế biến dạng dẻo cho hồ đảo cĩ tầng chống trong sét 12CHUONG 2: CƠ SỞ LÝ THUYET PHƯƠNG PHÁP MSD - 14Hình 2.1 — Cơ chế biến dạng dẻo tường console trong điều kiện khơng thốt nước 14Hình 2.2 — Biểu đồ áp lực ngang tồn phan của đất lên tường chắn trong sét khơng

190210810) Ơ ^ ai 14

Hình 2.3 — Biéu đồ áp lực rịng của đất lên tường chắn trong sét khơng thốt nước l5Hình 2.4 — Quan hệ sức kháng huy động và chiều sâu đào của tường console 16Hình 2.5 — Chiều cao tâm quay từ chân tường connsoÏe - - << se sxsxzxsxsxd 16Hình 2.6 — Co chế pha hoại bùng nền khi khơng xét ảnh hưởng chân tường 17Hình 2.7 — Cơ chế phá hoại bùng nên khi xét ảnh hưởng chân tường 18Hình 2.8 — Biến dạng uốn bên dưới tang chống thấp nhất theo O°Rourke 18Hình 2.9 — So sánh gia tăng chuyển vị giữa quan trắc hiện trường và giả thuyết

chuyện vi dang ham sin theo O”Ouk€ << 5555523323333 3%£+3355555555555xxss 19

Hình 2.10 — Anh hưởng của độ ngàm chan tường đến cơ chế biến dạng dẻo của hồđảo cĩ tầng chống trong SÉK - cv v11 E19191515 3111111 101 1111111111111 11x xe 19Hình 2.11 — Phuong ứng suất chính lên phân t6 trong 4 vùng biến dang 20Hình 2.12 — Cơ chế biến dang của hé dao rộng cĩ tang chống trong sét cĩ xét đếnảnh hưởng của biến dạng hình sin phần bụng tường - - - - +s+e+esesEerererees 20Hình 2.13 — Cơ chế biến dạng của hỗ dao hẹp cĩ tang chống trong sét cĩ xét đếnảnh hưởng của biến dạng hình sin phần bụng tường - - - - +s+e+esesesrererees 21Hình 2.14 — Vecto chuyén vi ving EFHI trong trường hợp hỗ dao hẹp 21Hình 2.15 — Vị tri vùng ABCD trong giả thuyết 4 vùng biến dạng - 22Hình 2.16 — Vị trí vùng CDE trong giả thuyết 4 vùng bién dạng - - -5¿ 22Hình 2.17 — Vị trí vùng EFH trong giả thuyết 4 vùng biến dạng - - ¿ 22Hình 2.18 — Vị trí vùng FHI trong giả thuyết 4 vùng biến dạng -5-5¿ 23Hình 2.19 — Bảng tĩm tắt dữ liệu để xây dựng phương trình sức kháng huy động

của Bolton và Vardanega (20 Ï Ï) - 0101111 111111111111118882351 111111 rrrree 25

Hình 2.20 — Đồ thị quan hệ T„op/c„ và y/Yy từ dữ liệu trong hình 2.19 26

Hình 2.21 — Đồ thi quan hệ Tmop/Cy va Y/ ym sau khi được ly tưởng hoa dé tim

phương trình quan hệ theo Bolton và Vardanega (2011) - 26

Hình 2.22 — So sánh giữa thi nghiệm cat trực tiếp và cắt DSS -5-5¿ 27Hình 2.23 — Công do ngoại lực tác dụng lên phân tô đất theo Atkinson 28Hình 2.24 — Công do nội lực khi phân tố đất trên mặt trượt theo Atkinson 29Hình 2.25 — Công trên mỗi đơn vị chiều dài tường khi tường bị bién dang theo

Hình 2.26 — Công thức tính công do nội lực và ngoại lực theo cơ chế biến dạngdẻo vùng đất quanh hồ đào có tầng chống theo Bolton (2006) - - <<: 31Hình 2.27 —Téng hop chuyển vị của các phase trong phương pháp MSD theo

khoan trong phạm Vi 3m - - (<< < << 111111118883313311999933311 111111111111 1 888023555551 ke 48

Hình 3.9 — Đường cong quan hệ B-y/ym tìm được sau khi đã chuẩn hoá kết quảthí nghiệm 3 trục C-U tại các hồ khoan trong phạm vi 3m - ‹ -<- 48Hình 3.10 — Đồ thị quan hệ t-y của thí nghiệm 3 trục U-U tại hồ khoan B23 49Hình 3.11 — D6 thị tong hợp quan hệ B-y/yM_ của thí nghiệm 3 trục U-U tại các hồ

khoan trong phạm Vi 3m - - - << << <5 511118388333333199993331 1111111111111 1 8882555511 ke A9

Hình 3.12 — Đường cong quan hệ B-y/yM_ tìm được sau khi đã chuẩn hoá kết quathí nghiệm 3 trục U-U tại các hồ khoan trong phạm vi 3Úm - 50Hình 3.13 — Hệ thanh chống thi công tường vây (trích bản vẽ số VS-ST-0305a) 54Hình 3.14 — Ảnh hưởng của độ ngàm chân tường đến cơ chế biến dạng dẻo của hồđảo có tầng chống trong SÉK - ch 1 111915151111 111 1211111110111 11 11x xe 55Hình 3.15 — Vecto chuyển vị theo cơ chế bùng nên giai đoạn dao có tang chống

theo m0 phong trong is 0 55

Hình 3.16 — Biểu đồ áp lực ngang rong của đất lên trường chan trong sét không

1 OKO: OLE 0, 21175 56

Hình 3.17 — Quan hệ sức kháng huy động và chiều sâu dao của tường console 57Hình 3.18 — Đồ thị quan hệ t-y của thí nghiệm 3 trục C-U tại hồ khoan BI11 58

Hình 3.19 — D6 thị chuyền vị ngang của tường giai đoạn đào console theo phương

(in dd a 60

Hình 3.21 — Đồ thị chuyển vị ngang của tường giai đoạn đảo có tầng chống theo

10/011505)7190)/S190 0057 - 63

Hình 3.22 — Đồ thị tổng hợp chuyển vị ngang của tường từ 2 giai đoạn đào theo

phurong phap MSD 0= ằằa ad 64

Hình 3.23 — Đồ thị chuyển vị ngang của tường giai đoạn console theo Plaxis 69Hình 3.24— Đồ thị chuyển vị ngang tường giai đoạn 1 tầng chống theo Plaxis 70Hình 3.25 — D6 thị tong hợp chuyên vị ngang của tường 2 giai đoạn theo Plaxis 7lHình 3.26 — Mặt băng bồ trí các điểm quan trắc +22 +c+Est+k+xexsrerered 72Hình 3.27— Số đọc chuyển vị ngang tường vây vị trí IN03 chu kỳ 54 73Hình 3.28 — Biểu đỗ so sánh chuyển vị ngang giữa phương pháp MSD, Plaxis vaquan trắc hiện trƯỜng - «+ + s31 E1 E1915191 3111111 101111110111 11 11x xe 74Hình 3.29 — Tổng hợp chuyển vi theo MSÌD 5-5-5 ScStcxESEESkeEererrkekrxee 75Hình 3.30 — Tổng hợp chuyên vị theo Plaxis s26 +s+EsEEE+EeEeEerrereesee 76Hình 3.31 — Số liệu quan trac chuyền vị ngang vị trí IN08 chu kỳ 34 77Hình 3.32 — So sánh cực tri phần bụng tường giữa MSD và Plaxis - 78Hình 3.33 — Đặc trưng chuyền vị của phương pháp MSD so với FEM và quan trắc

hiện trường theo tài liệu [Ï7] - 11111111188 333113111598893311 1111111 111111 882332 79

DANH MUC CAC KY HIEU, CHU VIET TATMSD : Thiết kế theo sức kháng huy động ( Mobilized Strength Design )FEM : Phương pháp phan tử hữu han

HSM : Mo hình Hardening SoilM-C : Mô hình Mohr Coulomb

ULS : Trạng thái giới hạn về cường độ (Ultimate Limit State)SLS : Trang thai giới han vé sử dung ( Serviceability Limit State)FS : Hệ số an toàn

AP : Công do ngoại lựcAW : Công do nội lực

AU : Công do tường bị uốnU-U : Không cô kết - Không thoát nướcC-U : Cô kết - Không thoát nước

C-D : C6 kết - Thoát nướcOCR : Hệ số quá cô kết

CPTu : Thi nghiệm xuyên tĩnh có do áp lực nước lỗ rỗng

VST : Thí nghiệm cắt cánhqu /Gmob Ung suất lệch cực han/ Ứng suất lệch huy động (kPa)Cự/Cmeb : Sức kháng cắt cực hạn/ Sức kháng cắt huy động (kPa)YÍ Ymob : Biến dạng cat/ Biến dạng cắt huy động (%)

D : Chiều dài tường (m)H : Chiều sâu đảo (m)L : Khoảng cách từ đáy hố đào đến chân tường (m)S : Khoảng cách từ tầng chống thấp nhất đến chân tường (m)V4 : Bán kính cung trượt tinh từ điểm chồng thấp nhất (m)

: Hệ sô bước sóng biên dạng tường

A : Chuyển vị ngang (m)ow : Số gia chuyển vi (m)Ea : Biến dạng dọc trục (%)

8 : Góc xoay (0)

Ơ : Ứng suất pháp (kPa)T : Ung suất tiếp (kPa)

q : Ứng suất lệch (kPa)p Ung suất doc trục trung bình (kPa)(v.q.p) : Không gian ứng suat-bién dạng theo cơ học dat tới hạn

P, : Luc chu dong (KN)Pp : Lực bị động (KN)

T : Ung suất tiếp (kPa)

P : Lực tập trung (KN)M : Moment (KNm)

B : Hệ số huy động sức khángbự : Hệ số nhân

b : Hệ số mũYM-2/Yhalf : Biến dạng cắt khi ứng suất cắt đạt 50% sức kháng cắt (%)A : Diện tích (m7)

I, : Chi số nhão (độ sệt) (%)I, : Chi số déo (%)

W : Độ âm tự nhiên (%)Yw : Dung trọng tự nhiên (KN/m)Va : Dung trọng khô (KN/m)Ysub : Dung trọng đây nồi (KN/m)Yoh : Dung trong bão hoà (KN/m”)

(0 : Góc nội ma sát (0)Patm : Áp suất không khí (kPa)Eso : Module cat tuyén lộ trình nén trong thí nghiệm 3 trục (kPa)

Ey: : Module lộ trình no (kPa)

Ea : Module tiếp tuyến trong thí nghiệm nén cố kết (kPa)m : Hệ số mũ quy luật độ cứng phụ thuộc ứng suất

V/ Vụr : Hệ sô poisson nén/ nở

1 Tính can thiết của đề tài- Việc đô thị hoá dẫn đến sự tăng dân số ở các thành phố, đòi hỏi công trình nhà cao

tang được xây dựng ngày càng nhiều Ngoài công năng của tang ham thì về mặt kỹthuật, khi công trình càng cao, việc ngàm công trình vào nền đất càng sâu dé ồnđịnh khi chịu tải ngang là điều bắt buộc, dẫn đến phải có nhiều tầng hầm Từ đó,bài toán thiết kế hỗ đào sâu kết hợp tường chan dat đã trở thành một trong nhữngvan dé pho biến nhất của địa kỹ thuật

- Thiết kế tường chăn đất ở Việt Nam chưa có nhiều tiêu chuẩn đề cập đến, trong

22TCN 272 - 05 có nói về áp lực ngang của đất lên tường nhưng chủ yếu hướngdẫn về tường trọng lực, còn tường chăn đất có tầng chống dạng tường mềm chưađược nhac đến Hiện nay có nhiều tài liệu trong và ngoài nước hướng dẫn thiết kếtường chăn, chủ yếu dựa trên Eurocode 7, BS 8002

- Tính toán tường chắn theo Eurocode 7 bao gồm thoả mãn 2 trạng thái giới hạn:trạng thái giới hạn cực hạn (ULS) và trạng thái giới hạn về sử dụng (SLS)

o Trạng thái giới hạn cực hạn hay còn gọi là giới hạn về cường độ dựa trênlý thuyết dẻo và sử dụng hệ số an toàn hoặc hệ số từng phần đưa vào tảitrọng hoặc thông số đất Áp lực đất tác dụng lên tường chắn được tính toándựa trên thuyết Rankine, khi giả định sức kháng của vùng đất xung quanhđược huy động hoàn toàn và chạm mặt trượt Sau đó hệ số từng phan duocđưa vào dé dam bao đất ở xa trang thái giới han Tuy vào mục đích tinhtoán mà người ta dùng các phép tính khác nhau dé tìm ấn số :

= Chiều sâu chôn tường dựa vảo cân bằng giới han= Kiém tra bung nên dựa vào sức chịu tải nền ở đáy hồ đào= Kiếm tra chảy tham

o Trạng thái giới hạn về sử dụng hay biến dạng dựa trên lý thuyết đàn hồi détính bién dạng thông qua các công thức được xây dựng trên quan hệ ứngsuất - biến dạng là tuyến tính Tính toán biến dạng của tường chắn và nên

xung quanh thường chi dựa trên tương quan thực nghiệm của Terzaghi va

Peck hoặc sử dụng các công cụ phan tử hữu hạn (Plaxis )- Hiện tại việc tính toán tường chắn theo giải tích và phần tử hữu han, mỗi phương

pháp có những hạn chế riêng :o Phương pháp giải tích: có sự tách biệt giữa cường độ và biến dang, bài

toán tường chăn thường mới chỉ giải quyết được phân tính toán theo trạngthái giới hạn về cường độ

o Phương pháp phan tử hữu hạn: tính toán đồng thời ứng suất và biéndạng cho đến khi hệ cân bằng lực hoặc bị phá hoại Điều này tiễn bộ hơn

Tuy nhiên ở các mô hình đơn giản như Mohr-Coulomb, bài toán về cườngđộ và biến dạng vẫn chưa mô phỏng đúng sự làm việc của đất trong khônggian (v.p.q) Trong khi các mô hình cấp cao hon, lại đòi hỏi bộ thông sốđầu vào phức tạp, khó có thể tìm trong thực tế nên chỉ phù hợp cho công

việc nghiên cứu.

- Như vậy, sự tách biệt giữa trạng thái giới hạn về cường độ - biến dạng khi tínhtheo giải tích và sự phức tạp của thông số đầu vào khi sử dụng mô hình cấp caotrong phan tử hữu han, đã dẫn đến sự cần thiết của một hướng tiếp cận mới trongthực hành thiết kế Phương pháp này có tên là “Mobilized Strength Design” hoặc“MSD”, tạm dịch là thiết kế theo sức kháng huy động, duoc Bolton và Osman déxuất năm 2004 và hoàn thiện dần cho đến hiện nay Phương pháp MSD có thểtính toán đồng thời ứng suất - bién dang trong cùng một thuật toán nhưng thôngsố đầu vào đơn giản, quan hệ ứng suất biến dạng là phi tuyến khi xây dựng riêngphương trình ứng suất - biến dạng cụ thể Do đó MSD là một phương pháp tin

cậy hơn các phương pháp giải tích hiện tại, đơn giản hơn khi sử dụng các mô hình

cấp cao của phương pháp số trong thiết kế, trong khi mô hình Mohr-Coulomb córất nhiều hạn chế

2 Mục tiêu nghiên cứu

Ứng dụng lý thuyết và quy trình tính toán theo phương pháp MSD của Bolton(năm 2004 đến 2011) vào tính chuyển vị tường chắn của hồ dao trong đất yếu tạiViệt Nam Kết quả thu được sẽ so sánh với phương pháp phan tử hữu hạn va quantrắc, qua đó rút ra những đánh giá và kết luận trong bước đầu sử dụng phươngpháp này, mà tác giả hy vọng có thể ứng dụng cho các công trình khác trong tương

lai.3 Phương pháp nghiên cứu

Phân tích khái niệm tính toán theo trạng thái giới hạn, phần tử hữu hạn và sức

Giới thiệu phương pháp MSD vào thiết kế để giải quyết hạn chế của các phươngpháp giải tích hiện tại khi tính toán tường vây và hỗ đào sâu theo 2 trạng thái giới

5 Hạn chế của đề tàiTrong luận văn nay sẽ giới hạn phân tích tường chan trong đất sét yếu ở trạng thái

tức thời không thoát nước.

Các nghiên cứu về phương pháp MSD của Bolton đa phân tập trung cho tường cótầng chống trong đất yếu, còn giai đoạn console không phải là điểm mạnh của

phương pháp này Vì vậy phương pháp MSD ở giai đoạn console chi là mở rộng

của lý thuyết cân băng giới hạn, do đó chưa xét đến ảnh hưởng độ cứng của tường

trong giai đoạn console.

TUONG VAY THEO MSD1.1 Tình hình nghiên cứu trên thé giới

1.1.1 Quá trình nghiên cứu- Khai niệm sức kháng huy động “mobilizable soil strength” được Bolton và

cộng sự đưa ra lần đầu tiên vào năm 1989 trong bộ tác phẩm “The design ofstiff in-situ walls retaining overconsolidated clay” gồm 3 tập từ năm 1989 đếnnăm 1990 Tuy nhiên đến năm 2004, qua thời gian nghiên cứu trong tính toánmóng nông thì việc ứng dụng lý thuyết MSD vào tính toán tường chắn mớiđược bat đầu Dién hình là bài báo “A new design method for retaining walls inclay” của Bolton xuất ban năm 2004 đã đặt nên tang cho hướng tiếp cận mớitrong thực hành tính toán tường chắn về sau

- Ti năm 2004 đến hiện nay, sau 10 năm hoàn thiện dần, phương pháp MSD đãcó thé tính toán tường console va tường có tang chống khi cho kết qua đáng tincay, được thể hiện trong các bài báo đã xuất bản :

OOO

A New Design Method For Retaining Walls In Clay (2004) A New Design Approach For Retaining Walls (2004) Ground Movement Predictions for Braced Excavations in UndrainedClay (2006).

Design of braced excavations to limit ground movements (2006) Back Analysis of Three Case Histories of Braced Excavation in BostonBlue Clay Using MSD Method (2007).

Supporting excavations in clay - from analysis to decision-making(2008)

Predicting And Controlling Ground Movements Around DeepExcavation (2010).

Strength Mobilization In Clays And Silts (2011).Energy Conservation as a Principle Underlying Mobilizable StrengthDesign for Deep Excavations (2011).

Mobilisable Strength Design For Flexible Embedded Retaining Walls(2013).

1.1.2 Kết quả nghiên cứu phương pháp MSD- Nghiên cứu gần nhất là mô hình hỗ đảo trong bài báo của Bolton năm 2011,

tường vây có chiều dài L = 40 m, chiều sâu đào H= 17.5 m, các bước đảo như

Sau :

Các tầng chống tiếp theo cách nhau 2.5m , va dao lần lượt thêm 2.5m Lap lại quá trình đào, chồng đến độ sâu dao 17.5m

được tìm bởi Hashash và White (1996):

cụ= 0.21(8.19z+24.5) kPa

- _ Kết quả tính toán theo phương pháp MSD và phan tử hữu hạn :

Wall Deflection (m) Distance behind wall (m)015 0.10 0.05 000 20 40 60 80 100

¢10 + ý ° + 0.054 ——— Prodicted H=2.5m "

œ "- -$ ®

x 0.20 cate | lai

| `

‘| : ANN |(c) (@) Pitt J+\ \ L 30

0.10 - 9 ( Ị

pis 7 |

LA |

0.00 T T † T † 400 20 40 60 -2000 -1000 0 1000 2000 3000

Distance in front of wall (m) Bending Moment (kNm)

Hình 1.1- So sánh kết quả tinh toán giữa MSD va FEA [10]- Ngoài ra, Bolton đã tính toán một số công trình thực tế theo phương pháp

MSD, ví dụ bưu điện “Post Office Square Garage” có 7 tầng hầm và tường vâyday 0.9m, kết quả tính toán được so sánh với quan trắc hiện trường :

Lae - -+-El +22= ma“ ni xa

: : — ~”””EI.+2.1m ¬

| El.+0m ee tebe ere deren

“1 3m lược! - Boston City Poof |El ị x“ ¿ Base Datum BR CB ‹.[ + en geet |L —— ores oe

Elemen EI Argillite LL_11lL_L_lL li H H i }(LBE) -20 m2 = 0 200 400 600 8000 20 40 60 80 100

E}.-24.4 Effective Stress (kPa) DSS undrained strength (kPa)

; (Whitman et al 1991)29 [ 7 125

Lateral displacement (mm)Hình 1.3- So sánh chuyển vị ngang giữa phương pháp MSD và quan trac [8]

Lateral displacement (mm)

Phương pháp MSD đã khắc phục được những hạn chế của các phương phápthiết kế hiện tại :

1.2.1 Han chế khi thiết kế theo trang thái giới hạn :Phương pháp thiết kế theo trạng thái giới hạn như đã trình bày có sự tách biệtgiữa trạng thái giới hạn cực hạn (cường độ) và trạng thái giới hạn về sử dụng(biến dạng) Theo Nordal (2012), ứng xử của đất được mô phỏng theo hai cơchế độc lập như thiết kế theo trạng thái giới hạn là sai ứng xử thật của đất vì :

o Khi thiết kế theo cường độ, người thiết kế chỉ quan tâm đến trạng tháicực hạn lúc phá hoại của đất rồi đưa hệ số an toàn vào mà không quantâm đến biến dạng

o Ngược lại, khi thiết kế theo biến dạng, người thiết kế không kiểm soátđược đất đã phá hoại hay chưa

Thêm vào đó, cơ học đất tới hạn đã chứng minh đất làm việc trong không gian3 chiều (v.p.q), nhưng hiện tại việc tính toán theo trạng thai giới hạn lại chỉ xéttrong từng một mat phang duy nhất :

o Khi tính theo trạng thái giới hạn về cường độ, chỉ xét ứng xử trongkhông gian p-q, theo cơ học đất cổ điển là t-o , nguồn gốc của đườngsức chống cắt T= ơtan(p + c, đất phá hoại khi trang thái ứng suất (t,o)chạm đường sức chống cắt

o Khi tính theo trạng thái giới hạn về biến dang, chỉ xét ứng xử trongkhông gian p-v, theo cơ học đất cô điển là o-e, nguồn gốc của đườngnén lún s=f{ø), điều kiện biến dạng thoả mãn khi còn sử dụng được (giớihạn lún, nghiêng, góc xoay) mà không quan tâm đất bị phá hoại haychưa Mặt khác đất chỉ bị phá hoại khi xuất hiện ứng suất lệch q, vì vậykhi chỉ tính toán trong (p,v) thì chắc chăn chỉ tính được bién dạng mà

không giải được bài toán cường độ.

1.2.2 Hạn chế khi thiết kế bằng PlaxisMac dù mô hình Hardening Soil khắc phục được những nhược điểm của môhình Mohr-Coulomb băng cách xây dựng quan hệ ứng suất biến dạng là phituyến (dang hyperbolic), b6 sung độ cứng của đất khi nở Nhung cũng chínhvì thế mà việc sử dụng mô hình này theo đúng bản chất khá khó khăn:

o Hệ số mũ m: thí nghiệm 3 trục chỉ cho ta 3 đường ứng quan hệ ứng suất- biễn dạng ứng với 3 cấp áp lực buông, giữa các cấp áp lực đó, quan hệứng suất - biến dạng như thế nào ta không biết được Chỉ có thể ướclượng m từ khuyến cáo Plaxis hoặc theo nghiên cứu trong [27] [28]

o EsoTM là module cát tuyến thoát nước tìm từ thí nghiệm 3 trục CD, thí

nghiệm này rất ít dùng trong thực tế, vì vậy chỉ tìm được từ tương quan

trong hồ sơ địa chất thông thường mà dùng giá trị mặc định trong Plaxis

là Ey” = 3Eso'° hoặc theo các nghiên cứu trong [26], [27]

1.2.3 Những cải tiến trong thiết kế bằng phương pháp MSDĐể mô phỏng ứng xử của đất một cách thực tế hơn, Bolton và cộng sự (1989,

1990, 2004, 2006) đã đề nghị thiết kế theo hướng tiếp cận mới, đó là thiết kếtheo sức kháng huy động, thực chat là tính toán trên mặt phang (q-v), là mặtphăng duy nhất trong không gian (v.p.q) có sự kết hợp giữa biến dạng và điềukiện cường độ để đất có thể phá hoại (vì có ứng suất lệch) Do đó phương phápMSD có thể tính toán theo cường độ và biến dạng đồng thời trong cùng mộtthuật toán, điều mà hiện tại chỉ có thể làm được khi sử dụng mô hình cấp caotrong Plaxis để xét ứng xử của dat trong không gian (v.p.q)

Đề xuất trên sử dụng quan hệ ứng suất lệch - biến dạng, hay biến đổi tươngđương thành ứng suất cat-bién dạng cat Tại thời điểm bat kỳ, ứng suất lệch lênphân tố đất được xem như sức kháng huy động va tạo bién dạng tương ứng:

o Trường hợp 1: Khi biến dạng tăng dan từ 0 %, ứng suất trong mẫu đấtcũng tăng theo, với việc xem ứng suất chính là sức kháng huy động củaphân tố đất, thì phân tố đã sinh ra một năng lượng kháng lại bién dangđó Dựa vào nguyên lý bảo toàn năng lượng, hệ sẽ cân băng (ngừngchuyển vị) khi sức kháng huy động của đất đủ lớn dé cản lại công sinhra do chuyên vị tích luỹ đó

o Trường hop 2: Khi hệ chưa cần bang, tức biến dang còn tăng, mà sứckháng huy động của đất Smop đã đạt đến sức kháng cực hạn S,, thi xemnhư đất bị phá hoại

Như vậy phương pháp MSD đã thoả mãn cùng lúc 2 điều kiện đó là về cườngđộ và về biến dạng trong cùng một thuật toán, tức là khi hệ bị phá hoại hoặccân băng (tuỳ điều kiện nảo đến trước) sẽ cho đồng thời 2 kết quả :

o Hệ số huy động B hoặc hệ số an toàn FS = 1/B ( tính theo cường độ) o_ Chuyến vị tương ứng (tính theo biến dạng)

Phương pháp thiết kế MSD có 3 vấn đề chính, đó là :o Cơ chế bién dạng nền của hé đào sâu nhiều tang chống trong đất sét (cần

xác định trước vì MSD là phương pháp thiết kế theo “cận trên” ).o_ Quan hệ biến dạng cắt - sức kháng cắt huy động của sét

o Nguyên lý bảo toàn năng lượng của hệ tường- dat Qua các giai đoạn hoàn thiện dần từ năm 2004 đến hiện nay, phương phápMSD đã giải quyết được các vấn đề trên :

o Cơ chế biến dạng nền quanh tường được chia thành 4 vùng va từ năm

2008 trong bai bao “Supporting excavation in clay - from analysis to

vùng đó Công thức chỉ tiết sẽ được trình bày trong chương 2.o Dạng phương trình quan hệ biến dạng cắt - sức kháng cắt huy động được

hoàn chỉnh vào năm 2011 trong bai viết “Strength mobilization in clays

and silts” cua Bolton va Vardanega o Nguyên lí bao toàn năng lượng dung trong phương pháp MSD qua các

as a principle underlying mobilizable strength design for deep

excavation” Bolton va Lam đã xét đến bài toán hố dao có nhiều tangchống, đưa thêm năng lượng cản lại biến dạng uốn của tường vàophương trình cân băng :

A: Cantilever movement (1* step of the excavation)

B: Incremental bulging movement at the 2TM step of the excavationC: Incremental bulging movement at the 3TM step of the excavationD: Total displacement at the end of the 3" step of the excavation

Hình 1.4- Tinh toán tong chuyên vi theo phương pháp MSD [7]

1.3 Ung dụng phương pháp MSD vào tính toán thiết kế1.3.1 Ứng dụng phương pháp MSD vào tường console- Phuong pháp MSD dùng cho tường console được dé xuất sớm hơn trong bai

báo “A new design method for retaining walls in clay” của Bolton va Osman

(2004) Trong điều kiện tức thoi không thoát nước, dang phá hoại của tường làphá hoại lật, tường xoay quanh một điểm phía trên chân tường, biến dạng uốncủa tường trong giai đoạn này rất ít, do đó có thể xem tường là cứng tuyệt đối.Với các giả thuyết trên dé đơn giản hoá bai toán, chi carding phương trìnhcân bằng giới hạn là đủ Thay vi tìm 2 4 FS và z ( vị trí tâm quay) như truyền

thống, phương pháp MSD sẽ tìm cmẹp = c„/FS và z Từ Cmop sẽ tìm được biến

dạng cắt huy động Ymap :o Sử dụng kết quả thí nghiệm 3 trục UU

I+ 2c —|Hình 1.5- Ung suất huy động phương ngang chủ động và bị động

trong điều kiện không thoát nước [4]

—*> Ip

mob i “mob

® Taco Qmob= 2Cmob

=» Dựa vào quan hệ ứng suất lệch q- biến dạng dọc trục £ạ £ạ= Biến dạng cat theo Bolton (2004) : Y„ep= 1.5 Eq

- Xét Ứng xu đất ở giai đoạn tức thời, (mep = 0, nêm trượt ở vùng chu động va biđộng đều có góc 45° ( 45+@/2 = 45- (0/2 = 45 ) nên góc xoay của tường theohình học 69(%)= Y„op (%)/2 , từ đó tìm được chuyền vị ngang đỉnh tường dw

T

Cụ= Dy -2C moaOy= ht 2008Hình 1.6- Cơ chế biến dang dẻo giai đoạn console

trong điều kiện không thoát nước [5]

1.3.2 Ung dụng phương pháp MSD cho tường có tang chốngPhương pháp MSD tính toán tường có tầng chống giai đoạn tức thời trong đấtsét bat đầu được dé cập bởi Bolton va Osman (2006) trong bài báo “Groundmovement predictions for braced excavations in undrained clay” với cơ chếphá hoại bùng nén (trượt sâu) Do biến dạng của nền không còn đơn giản lànêm trượt hợp góc 45°, tường không còn xem là cứng tuyệt đối như giaiđoạn console, nên không thể dùng phương trình cân băng giới hạn để giải được.Khi đất bién dạng theo cơ chế bùng nên sẽ có dang sơ đồ dòng chảy, tường sẽcó biến dạng lớn từ tầng chống thấp nhất trở xuống Vì vậy để xét hệ tường -đất làm việc đồng thời, Bolton va Osman (2006) đã dé xuất tính hệ nay bằngphương pháp bảo toàn năng lượng (hoặc cân băng năng lượng).

Cơ chế biến dang bùng nên đã được nhiều tác giả đưa ra như sau :

o Terzaphi (1943) và Eide (1972) :

po (1943)

a—*

Eide et al (1972)

Hình 1.7- Cơ chế phá hoại bùng nên

(Undrained stability of braced excavation in clay, Ukritchon et ai, 2003)

o O’Rourke (1993) có những điều chỉnh khi thêm biến dang uốn của tườngdưới tầng chống thấp nhất là biến dạng có quy luật hình sin, tuy nhiênluôn xem chân tường ngàm vào đất :

o Bolton va Osman (2006) đã định nghĩa lại chiều dai đường biến danghình sin dựa vào điều kiện đất nền dưới chân tường, dẫn đến độ ngàmcủa chân tường vào đất phụ thuộc vào hệ SỐ a:

“——— Ý —n £=asˆ “Eãrh —Ÿ Wall-end fixity

o “Ground movement predictions for braced excavations in undrained

clay” (2006): giới thiệu lần đầu tiên phương pháp MSD tính theonguyên lí bảo toàn năng lượng cho hồ đào rộng

o “Design of braced excavations to limit ground movement” (2006) : xét

thêm ảnh hưởng của coc trong hồ đào

o “Supporting excavations in clay from analysis to decision” (2008) : lập

công thức tinh chuyền vị từng vùng, bat đầu kế đến năng lượng tích trữdo bién dạng uốn của tường vào phương trình cân băng năng lượng

o “Energy conservation as a principle underlying mobilizable strength

design for deep excavations” (2011) : giới thiệu cách chia lớp phân tổ

khi tính theo phương pháp MSD và mở rộng áp dụng phương pháp này

luận văn ở khu vực quận 7, TPHCM.

Phương pháp MSD đã khắc phục được các hạn chế của các phương pháp giảitích hiện tại, điển hình là khắc phục được sự tách biệt khi tính theo trạng thái

giới hạn, và quan hệ ứng suất bién dạng là phi tuyến đúng ứng xử thực của đất

hơn.

Do tính theo cường độ và biến dạng trong cùng một thuật toán, nên giảm đượckhối lượng tính toán, đúng với mục tiêu nghiên cứu của phương pháp này làphục vụ cho thực hành thiết kế

Trước kết quả đạt được từ các nghiên cứu của Bolton, luận văn này sẽ ứngdụng lý thuyết và quy trình tính toán được giới thiệu trong các tác phẩm củaBolton từ năm 2004 đến 2011 vào tính toán công trình thực tế ở Việt Nam, dékiểm tra sự phù hợp của kết quả tính toán với phương pháp phần tử hữu hạncũng như quan trắc hiện trường

CHƯƠNG2 : CƠ SỞ LÝ THUYET PHƯƠNG PHÁP MSD

2.1 Ly thuyét sức kháng huy động2.1.1 Tinh toán tường console

- Dang phá hoại của tường console trong sét yếu (s,= c„ (@„= 0) có dạng như sau :

-lề

Hình 2.1- Cơ chế bién dạng dẻo của tường console

trong điều kiện không thoát nước [6]- Biéu đồ áp lực đất tác dụng lên tường trong sét không thoát nước :

Dé hệ phương trình đơn giản và có thé giải được, ta dùng dang biểu đồ tương

nước ma dùng chung yp, khi tính ap lực đất Trong trường hợp luận văn, mực

nước ngầm rat cao (-2.6m) nên dé đơn giản và xét trường hợp nguy hiểm nhất xemmực nước ở mặt đất tự nhiên

Ta có 2 ân số trong hệ phương trình cần bang giới han là c€mep— Cy/FS va vi tri tâm

quay z.

Chiều sâu dao không cần chan H,P, (z=H,) =0 > yH, — 2¢mop = 0 DP H,= 2€mop/y

> H=0(O’A’A) + (CJE) — (BAFE) = 0

+ sử ~26„)(M~ Hạ)+ sa (4c,,, -yH)L =0

z= 2L(4C„„ — yH)—-(yH —2c,,,, (H — Hy)

8C nob

> M= 0 tại mọi điểm, chọn cân bang moment quanh chan tuong F nhu mot số sáchhướng dẫn với mục đích dễ tính các phan diện tích biểu đồ áp luc

_ 2 2

Gia định Cmop z tăng dan cho đến khi YM = 0> Hệ phương trình được giải với kết quả Cmop VAZ-Ngoài ra, hệ phương trình trên cũng có thể giải băng cách tra biểu đồ Bolton(2004) đã lập sẵn bảng tra quan hệ giữa H/D và ¢mop/yD như hình 2.4 :

0 T q t LJ0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

H/D

Hình 2.4- Quan hệ sức kháng huy động và chiều sâu đào của tường console [4]

0.0300.025 3

Biến dạng cắt huy động :

b, b

b ; B= “mẻ =| tat

C, YuŸM=2

Goc xoay của tường :Y mob

Biến dang vùng nên dẫn đến phá hoại bùng nên đã được các tác giả nghiên cứu từrất lâu, như Terzaghi (1943), Bjerrum& Eide (1956), Eide (1972)

0 on ba A Ũ ;

` £6 "ÔẢag + Embarcadero Ill, San FranciscoBy V0 9 Ấn (inclomineter F)

g 02 ry! 23 4 4 | © Embarcadero Ili, San Francisco

Š 04 #4, “S294 9 Embarcadero Ill, San Francisco

: v MÀ (inclomineter H)

n +82 ca Sears Tower, Chicago

5 0.6 990%“, + Marriott Hotel, Chicago

trị on9 t2 +† vìc n Oey yt a2 ae

3 08 waa 4 + +

+ +

bế *0 02 04 06 08 4Dimensionless incremental displacements dw/Ov,,

Hình 2.9-So sánh gia tăng chuyên vi giữa quan trắc hiện trường và giả thuyết

chuyển vị dang ham sin theo O’Rourke [6]Hệ số a biểu hiện quan hệ giữa chiều dài bước sóng và chiều dai tường từ điểmchồng thấp nhất phụ thuộc vào điều kiện biên của chân tường, l <œ< 2:

o Khi chân tường cắm vào lớp đất cứng phía dưới lớp sét mềm: a = 1.o Khi tường cắm vào lớp đất sét mềm rất dày, theo Hashash va Whittle

(1996), chuyển vị lớn nhất sẽ xảy ra tại chân tường (chân tường tự do), vìvậy bước sóng | sẽ gấp đôi s, nghĩa là a = 2 (đáy cung trượt van nam tronglớp sét yếu)

o Các trường hợp còn lại, tuỳ thuộc độ ngàm của tường vào đất, 1 < a <2(đáy cung trượt sẽ tiếp xúc với lớp đất cứng bên dưới)

D Restrained end >1& <2 _ :

Cr ~ bw 7 Fixed-end wall Free-end wall

Hình 2.10- Anh hưởng của độ ngàm chân tường đến cơ chế biến dạng dẻo

của hồ dao có tang chống trong sét [7]

2.1.2.2 Giá thiết các vùng biến dạng cắt quanh tườngDat xung quanh tường có tầng chống trong sét yếu được giả thiết bién dạng theosơ đồ “dòng chảy”, chia làm 4 vùng biến dạng khác nhau như hình 2.11:

_ A G1

"eee DSS 7

DSS: Direct Simple Shear; PSA: Plane Strain Active; PSP: Plane Strain Passive

Hình 2.11- Phương ứng suất chính lên phân to trong 4 vùng biến dang [6]Dựa vào phương của ứng suất chính o, va dang phá hoại lên phân tố chịu cắt trongmỗi vùng biến dang, người ta có những thí nghiệm tương ứng như sau :

nén ngang hay 3 trục dỡ tải, xem lại vì dỡ tải thì xichma 1 nằm ngang, và dỡ tải nên xem như bị động PSP

o DSS: ơi phương xiên , mặt trượt ngang là mô phỏng của thí nghiệm cattrực tiếp hoặc cat đơn giản DSS

Cơ chế biến dạng của hệ đất-tường theo Osman và Bolton (2008) có xét đếnđường biến dạng hình sin của tường theo O°Rourke (1993) :

ảnh hưởng cua biến dạng hình sin phan bụng tường [9], [12]

* sie Rey

Vove.EFHI * See Figure be

Hình 2.13- Cơ chế bién dang của hồ đào hep có tang chong trong sét có xét đến

ảnh hưởng của biến dạng hình sin phan bụng tường [9], [12]Vectơ chuyền vị trong vùng FEHI trong trường hợp hồ đào hẹp theo Boston :

2.1.2.3 Phương trình chuyến vị trong các vùng biến dang

- Vung ABCD

A

z2”

=

Hinh 2.15- Vi tri ving ABCD trong gia thuyét 4 viing bién dang [9]

Ow, = ame — con) |2 A

ow, = l— cos n Kem

Hình 2.18- Vi tri ving FHI trong giả thuyết 4 vùng bién dang [9]

2m|h+ 2 Q —y)

V26w 2Ow, = Ow, =——TM*| |-cos

: 4 A

L - (2.5)

- _ Đối với hỗ đào hep, vùng FEHI

Ow, = 2OW ys z + ony + sin Gai

dw, = Đa + COS (722) | cos( =) (2.6)

- Dinh nghĩa biến dạng cat :

dy = |e, —d8,| > ổy” = (de, — ðe,)”

= (68, + 6&,)° —46¢,.68,

> dy =4](6e, + d€,) — 468,68, 2.7)

Đề đơn giản, người ta tim biến dạng cắt từ biến dạng theo hệ trục x-y :

by =|(öe, + 62,’ — 4de,.68,

Ow ow

O€, =—*;Ö£, = —é ay é, Ox (2.8)Gia tang bién dạng cắt trong lớp m (diện tích A) ở phase dao thứ ¡ :

ow, \ 6| OW; sa 42M a" la

Oy Ox Oy Oxoy(m,i) =y(m,1) Ĩ 7

(2.9)

Tổng biến dạng cat đến phase dao thứ i của lớp m:

Ö ay(m,i).A(m,i)+ v(m —-1,1).A(m — Lism.) = Likert) An.i) + m= li) Am — bi

A(m,i) (2.10)

2.1.3 Quan hệ biến dạng cat - sức kháng cắt của đất sétKhi tính toán theo phương pháp MSD, quan hệ ứng suất biến dạng là phi tuyếnnhư ứng xử thực của đất nên không thể sử dụng một module đại diện E và G Mặt

khác phương pháp này tính toán trên mặt (q.£) hoặc (t,y) nên phải tìm phương

trình quan hệ ứng suất bién dạng cụ thể để đưa vào thuật toán.Như đã giới thiệu ở phần trước, vùng đất xung quanh hồ đào có tầng chống trongđiều kiện sét không thoát nước có 3 dạng ứng xử: PSA, PSP và DSS, nên phải sửdụng 3 phương trình ứng suất bién dạng tương ứng

Thí nghiệm 3 trục mô phỏng vùng PSA cho số đọc ứng suất lệch q và biến dạngdọc trục €, nên Bolton (2011) quy đổi về t và y như sau :

y =1.5€, & Tmob = 0.5q (2.11)

s* Đặc trưng của phương trình quan hệ T-y trong sét yếu :Bolton và Vardanega (2011) đã tập hợp dữ liệu thí nghiệm sức chống cắt của cácloại sét yếu trên thế giới từ năm 1964 > 2009 , bao gồm 155 thí nghiệm của 19

loại sét va bùn sét, trên những thí nghiệm khác nhau ( CIU, DSS, Cyclic Triaxial)theo danh sách trong hình 2.19 :

Source Clay type Test type in the database CommentsLadd (1964) Amuay civ l _—

L.apumllas clu iBjermm and Landva (1966) Manglerud quick DSS 1 Datu from Fig 8 excluded as only two

Moh et al (1969) Bangkok (weathered, CIV 2 Test at confining stress of 5] kPa

suất and stiff) excluded as only two points in

moderate stra region available after

have been used in this datahase

Silty CU cyclomatic 2 —Chư uph and Denby (1980) San Francisco Bay CIU 3 _

mad

Lefebvre umd LeBoeuf (1987) Grande Baleine OC cw 5

-Grande Baleine NC ` _Olga OC 4 _Olga NC 4 _Diaz-Rodriguez et al (1992) Mexico City clu 2 =Shibuya and Mitachi (1994) Hiachuogata Cyclic triaxial 6 Test TÌ of HachirOgata clay was

rejected as only one data pomt above

c5 was present alter digstization

Burland et al (1996) Toái civ 7 -~“wmsiri (2002) Loadon cv 6 Raw data flex provided

Tests El and E2 were not included as

in the paper was, however, found to

Cullisto and Rampeilo (2004) = Valilcricca (Italy) CIU Ụ "Futai et al (200M) Ouro Preto (Brazil) clu ` Test curves from Fig 3 unable to be

digitized so only the tests that were

taken from ä depth of 5 m are

included em the database (Fig 4).

Marques et al (2004) St-Rochede-lAchigan CIV 3 Testing at three temperaturesGasparre (2005) London civ 5 Raw data flex provided

Test £19 was mmoved us the author

reported the existence of a pre-existing

fissureTest (33 was removed đục to an 2oeni«

alous double peak in the stress-siram

curve

Luane et al (2006) Osney DSS 6 CAUC tests in the paper were not used

in the database

Drammen DSS 3 Two tests on Drammen chay from 17.58

and 17.85 m depths were excluded a

the fitting of a power Lew proved

Diaz-Rexiriguez ct al (2009) Mexico City clu 16 —

Hình 2.19- Bang tóm tat dữ liệu dé xây dựng phương trình

sức kháng huy động cua Bolton và Vardanega (2011) [11]

Với mỗi mẫu đất khác nhau sẽ có các đồ thị quan hệ (t-y) khác nhau nhưng quanghiên cứu cua Bolton bang việc chuẩn hoá trục Tt về (3 Tmop / Cụ: chuẩn hoá trụcy về Y/yw-a , ông đã tìm ra được quy luật của quan hệ t-y trong phạm vi từ 0 1.(không cần xét B >1 vì giả thuyết đất sẽ phá hoại khi B=1 và dừng tính toán).

(a) 1.00 : ~~~>~~————Šmễzsessee *

Data in the region close to M = 1 can H xx

correspond to 1⁄1 ; greater than 25 '

(generally no higher than 10); these clayshave a high ductility and exhibit higher0.80 Strains at failure than the model would

t 4 St-Roch-de-|'Achigan clay w Mexico City clay0:40: F -=-=- M.è | | # Ouro Preto clay © Vallencca clay

¢@ Grande Baleine and Olga clays ® Bangkok clay (3 strata)* Kawasaki clay © San Francisco Bay mud

0.30 } - pate- -4 -+ @ Todi clay 4 Osnoy day

+ Drammen clay X Manglerud quick clay0.20 4 Hachirégata clay (various depths) ON/C New Jersey coastal plastic clay

a gg.4 en @ O/C New Jersey coastal plastic clay © N/C New Jersey coastal silty clay

' @ O/C New Jersey coastal silty clay © London clay (Yimsin 2002)

0.10 qeeeee Oo London clay (Gasparre 2005) @ Languillas clay

: = Amuay clay @ALL DATAM>5' X ALL DATA M < 1.2

Hình 2.21- Đồ thị quan hệ T„u/c„ và ¥/ ym sau khi được lý tưởng hoá dé tim

phương trình quan hệ theo Bolton và Vardanega (2011) [16]

b

T no _ ⁄

Cu án (2.12)