Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Ảnh hưởng của áp lực đất lên hệ giằng chống hố đào sâu

Đất là môi trường phức tạp nên việc xây dựng các công trình ngầm, đào sâu trong đất cần thiết phải biết rõ ứng xử của nó, sự thay đổi của các yếu tố: chuyển vị tường, nền, ứng suất thanh

GIỚI THIỆU

Giới thiệu

Xét về bối cảnh hiện đại, số lượng và chiều cao, chiều sâu của các tòa nhà cao tầng ngày càng gia tăng Mức độ phức tạp trong kỹ thuật thiết kế, thi công và giám sát đòi hỏi kiến thức chuyên môn và kinh nghiệm thực tế để kiến tạo nên một tòa nhà cao tầng hoàn thiện.

Trong đó, một trong những hạng mục phức tạp nhất là phần ngầm gồm: móng và tầng hầm, tùy thuộc vào số tầng hầm, vị trí công trình, địa chất mà ta phân tích và lựa chọn giải pháp kết cấu và biện pháp thi công phần ngầm thích hợp Giải pháp thiết kế và thi công tầng hầm là phần qua trọng trong quá trình thi công hố đào sâu Vì trong quá trình thi công có sự thay đổi các yếu tố ban đầu trong nền đất dẫn tới sự chuyển vị của nền đất xung quanh, thay đổi áp lực nước lỗ rỗng, thay đổi áp lực đất lên tường trong quá trình đào v v… làm cho việc thi công hố đào trở nên phức tạp, là sự tổng hợp của nhiều yếu tố Hiện nay, có không ít hố đào sâu gặp sự cố trong quá trình thi công do chuyển vị của tường vây gây hậu quả nghiêm trọng các công trình lân cận, vì thế việc phân tích ứng xử của tường và hệ giằng chống là một phần không thể thiếu trong quá trình đào hầm, từ tính toán trên PTHH và quan trắc thực tế ta có thể dự đoán được xu hướng chuyển vị của tường, hệ giằng, nội lực trong hệ từ đó ta có biện pháp xử lý với những tình huống diễn biến xấu trong quá trình thi công

Việc tính toán hiện nay chủ yếu dựa vào PTHH cho kết quả khá chính xác nhưng nó phụ thuộc nhiều vào các thông số đầu vào của mô hình Và số liệu càng phức tạp hơn khi trong điều kiện thí nghiệm ở Việt Nam chưa đáp ứng được yêu cầu về các loại thí nghiệm, thiết bị, hồ sơ thí nghiệm chưa đáp ứng yêu cầu thiết kế Do đó, tác giả nghiên cứu theo hướng tính toán trên mô hình PTHH sau đó kiểm chứng với kết quả quan trắc thực tế, từ những sai khác giữa hai kết quả trên rút ra được kinh nghiệm cho thiết kế tiếp theo

Cho đến nay, hướng nghiên cứu này trên thế giới có nhiều tác giả như:

Terzaghi và Peck (1942) phân tích, nghiên cứu chuyển vị bài toán trên thanh console; tác giả O’Rouke (1998) nghiên cứu dự đoán chuyển vị của đất nền xung quanh hố đào có một hệ giằng chống; tác giả Ashraf S.Osman và Malom D.Bolton (2006) nghiên cứu chuyển vị đất nền xung quanh hố đào có nhiều hệ giằng chống trong điều kiện sét không thoát nước Các bài báo tạp chí nghiên cứu phân tích tường chắn và hệ giằng chống hố đào sâu được báo cáo và thảo luận trong rất nhiều Hội thảo khoa học chuyên nghành được đông đảo các nhà tư vấn sử dụng để tính toán, thiết kế và dự đoán trong quá trình thi công hố đào sâu

Xuất phát từ nhu cầu tìm hiểu kiến thức chuyên sâu về kỹ thuật thi công hố đào sâu, tác giả đã nghiên cứu dựa trên các công trình trước đó để triển khai đề tài này Đề tài nhằm mục đích cung cấp những kiến thức cơ bản về các yếu tố liên quan đến hố đào sâu, giúp các kỹ sư xây dựng có thêm hiểu biết để thực hiện công tác thi công hiệu quả.

“Ảnh hưởng của áp lực đất lên hệ giằng chống hố đào sâu” Cụ thể đề tài sẽ phân tích các vấn đề sau:

• Phân tích mối quan hệ giữa áp lực đất lên các hệ giằng chống trong hố đào sâu

• Phân tích, tính toán thiết kế hệ giằng chống cho hố đào sâu

• Phân tích các yếu tố làm biến dạng, thay đổi của hệ giằng (nội lực, kích thước tiết diện thanh, kích thủy lực… ) giữa các tầng giằng chống

• So sánh kết quả tính toán mô phỏng từ PTHH với kết quả quan trắc trên công trình thực tế

Trong bối cảnh hiện nay, dù tình hình kinh tế đang suy thoái và tác động nặng nề đến nghành xây dựng nhưng trong cơ cấu kinh tế thì công nghiệp xây dựng chiếm giữ vai trò lớn thúc đẩy sự phát triển chung của toàn xã hội Việc phát triển cơ sở hạ tầng, những khu đô thị mới và những công trình cao tầng mang tính biểu tượng cho nền kinh tế là một tất yếu; do đó, những hố đào sâu trong nội thành các quận trung tâm bên cạnh những cao ốc đã xây dựng đòi hỏi những giải pháp thiết kế kế, thi công của những chuyên gia về địa kỹ thuật Sự hình thành, triển khai những biện pháp đó và đạt thành công phải đảm bảo các yếu tố sau:

- Thiết kế hệ thống chống đỡ hố đào tạm thời hay lâu dài đáp ứng những yêu cầu về an toàn

- Dự đoán, ngăn ngừa đến mức tối thiểu sự phá hoại các công trình và kết cấu lân cận

Hiện nay, việc thiết kế và thi công những hố đào sâu cũng đạt được những thành tựu nhất định với những công ty chuyên về nền móng lớn trên thế giới có mặt tại Việt Nam như: Bachy Soletanche, Bauer, Tungfeng… với những dự án có quy mô lớn như Cao ốc M&C (05 tầng hầm), Cao ốc Le Meridien Sài Gòn (03 tầng hầm), Vincom khu B (06 tầng hầm)… Ứng xử của đất trong quá trình đào hầm, chuyển vị của tường vây, kết cấu hệ thanh chống, hình thức chống, độ cứng thanh chống, độ cứng của tường vây, sự tương tác giữa tường và thanh chống, thay đổi ứng suất trong quá trình quan trắc cần được theo dõi và có biện pháp xử lý kịp thời

Sự phát triển của kỹ thuật tính toán thì việc phân tích mô hình hố đào trong quá trính thi công tiến hành trên máy tính với các phầm mềm chuyên nghành như: Plaxis, Paroi, Crisp….ứng dụng những mô hình đất như: Mohr-Coulomb, Hardening Soil, Soft Soil cho kết quả có thể tin cậy được

Mục đích của nghiên cứu này làm tăng thêm kiến thức về hố đào sâu, sự thay đổi ứng suất trong hệ thanh chống trong các giai đoạn thi công đào hầm, ứng xử biến dạng của thanh chống Mối liên hệ giữa các thông số đất nền tác động lên hệ thanh chống, phân tích vai trò của các loại thanh chống trong hố đào

Cụ thể với những mục đích như sau:

- Làm tăng kiến thức những thông số vật liệu khi tường, thanh chống thay đổi ứng suất

- Đánh giá những kết quả từ thiết kế trên mô hình và quan trắc từ đó rút ra kết luận làm kinh nghiệm cho bản thân trong quá trình thiết kế những công trình hố đào tiếp theo

- Bổ sung thêm kiến thức về các loại mô hình sử dụng trong mô phỏng nền đất, cách sử dụng, hiệu chỉnh các thông số

- Làm rõ mối tương quan giữa mođuyn đàn hồi trong đất và sự thanh đổi ứng suất trong thang chống

- Xây dựng cách tính toán cho hệ giằng chống hố đào sâu từ phân tích, tính toán, bố trí hệ qua các thông số ảnh hưởng của áp lực đất lên hệ tường hố đào sâu Dự đoán và kiểm soát hệ hố đào gồm: đất nền xung quanh, tường chắn, thanh giằng chống…

1.3 Phương pháp nghiên cứu 1.3.1 Giới thiệu

Nội dung của nghiên cứu gồm ba phần: Thứ nhất là nghiên cứu thông số đất nền mà cụ thể là mođun biến dạng E trong quá trình đào hầm (dỡ tải) phù hợp với quá trình thi công thực tế, thứ hai lựa chọn sơ đồ tính toán hệ giằng chống trong hố đào phù hợp, thứ ba phân tích, đánh giá khả năng chịu lực của hệ giằng chống trong hố đào sâu

Hình 1.1 trình bày mối liên hệ tổng quát của quá trình nghiên cứu áp dụng trong luận văn này

1.3.3 Phương pháp nghiên cứu Khảo sát tổng quan

Khảo sát tổng quan được trích dẫn từ các tạp chí địa kỹ thuật, những bài báo hội nghị, những luận văn trước đó và sách có liên quan đến vấn đề cần nghiên cứu

Tổng quan này được mô tả chi tiết trong chương 1, nêu bậc lên các yếu tố được xem xét trong hố đào như: thông số đất nền, hệ thanh chống, quan hệ độ cứng giữa tường và hệ thanh chống đỡ trong quá trình đào

Hình 1.1 Sơ đồ nghiên cứu

* Tập chí xuất bản * Bài báo khoa học Xác định vấn đề

* Chỉ số SPT * Mođuyn Eref

* Hệ thanh chống Ứng suất thanh chống

Hồ sơ khảo sát địa chất

Kết luận Công trình thực tế

So sánh và phân tích Ứng suất thanh chống

* Dạng hệ thanh chống Để thực hiện mục tiêu nghiên cứu trên đây, tác giả lựa chọn các phương pháp nghiên cứu cụ thể như sau: tính toán lý thuyết, sử dụng phần mềm PTHH để tính toán và quan trắc hiện trường kiểm chứng

TỔNG QUAN VỀ VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU

Giới thiệu

Việc thực hiện một hố đào liên quan đến hai vấn đề đó là ổn định và biến dạng

Hố đào ổn định là hố đào mà tường vây không bị sụp đổ và đáy hố đào không bị mất kiểm soát hay bị đẩy trồi Trong quá trình thi công, hố đào được thiết kế chống lại biện dạng của nền xung quanh có thể dẫn đến phá hoại công trình lân cận, đường xá, cơ sở hạ tầng Mức độ phá hoại nhiều hay ít phụ thuộc vào mức độ chuyển vị của đất nền xung quanh chuyển vị này chịu ảnh hưởng của độ cứng của tường và hệ giằng chống Ổn định và biến dạng liên quan chặt chẽ với nhau Khi hệ giằng không đủ cứng, tường không đủ cứng, áp lực từ đất sẽ gây biến dạng lên hệ tường và giằng dẫn đến việc mất ổn định của các yếu tố như đất nền xung quanh, đáy hố đào….Nếu hệ số an toàn của hố đào chống lại sự phá hoại lớn thì những biến dạng và chuyển vị là nhỏ, còn hệ số an toàn nhỏ gần bằng 1, thì sự phá hoại là lớn Nhưng cũng phải xét đến nhiều yếu tố để thiết kế hệ số an toàn cho hố đào vì hệ hố đào bao gồm tường vây, thanh chống ….là kết cấu tạm thời phục vụ cho thi công nền cần phải xem xét để thỏa mãn các yếu tố an toàn nhưng vẫn kinh tế nhất

Việc thi công hố đào sâu phải bao hàm các công tác như dự đoán chuyển vị tường, khả năng chịu lực của hệ thanh chống đảm bảo ổn định và biến dạng Kinh nghiệm chỉ ra rằng những việc dự đoán, phân tích này chỉ có thể thực hiện chính xác trong hố đào đơn giản bằng tính toán cân bằng giới hạn Tuy nhiên, trong những trường hợp tương đối phức tạp thì việc sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn là cần thiết phân tích chuyển vị tường, nội lực, biến dạng hệ thanh chống

Phần phân tích tổng quan tổng kết các nghiên cứu đã xuất bản trước đây, tổng hợp những bài báo nghiên cứu phân tích quá trình thi công hố đào sâu.

Các nghiên cứu đã xuất bản

Tổng kết nghiên cứu của O’Rourke (1981)

O’rourke đã nghiên cứu chuyển vị đất nền gây ra bởi hố đào sâu có hệ giằng chống và hoạt động thi công liên quan Ông đã chỉ ra sự quan trọng của hoạt động chuẩn bị công trường lên chuyển vị của đất nền và cũng liệt kê ra sự bố trí lại và việc hạ mực nước ngầm, thi công tường vây, thi công hố móng đào sâu cũng như là hoạt động chuẩn bị công trường có thể gây ra chuyển vị nền Tác giả cũng nghiên cứu quan hệ giữa hình dạng chuyển vị của tường hố đào, tỷ số chuyển vị ngang và đứng của mặt đất nền bằng cách xem xét dữ liệu thực hiện từ bảy trường hợp nghiên cứu

O’Rourke cũng kết luận từ những phân tích rằng tỷ số chuyển vị ngang trên chuyển vị đứng là 1.6 đối với biến dạng công-son thuần túy và 0.6 đối với biến dạng phình trồi thuần túy của tường vây Ngoài ra, O’Rourke cũng nêu ra những kết luận về tác động của độ cứng hệ giằng chống, việc ứng suất trước của thanh giằng chống và tính toán thời gian của việc lắp chống Tác giả nhận xét rằng độ cứng hữu hiệu của chống có thể thấp hơn 2% so với độ cứng chuẩn (AE/L) do hiệu ứng nén tại vị trí liên kết và hiệu ứng uốn của giằng chống

Loại đất là yếu tố quan trọng trong việc thực hiện hố đào sâu

Bài tổng kết của các tạp chí đã chỉ ra rằng loại đất là yếu tố chính trong quá trình thi công hố đào sâu Loại đất có vai trò quan trọng như vậy vì quá trình thi công hố đào phụ thuộc vào sự tương tác giữa đất và hệ thống chống giữ.

Peck (1969) đã tóm tắt những thông tin từ những trường hợp nghiên cứu trên chuyển vị đất nền lân cận với hố đào và chỉ ra rằng chuyển vị phía sau hố đào có liên quan đến loại đất Theo những ý chính sử dụng để phân tích nội lực của thanh chống của hố đào sâu dựa trên cơ sở tương tác kết quả đo đạc Peck đã thiết lập biểu đồ chuyển vị gây ra bởi thực hiện hố đào (Hình 2.1) Có thể thấy trên hình, tác giả đề nghị 3 vùng biểu đồ chuyển vị dựa trên điều kiện đất nền và tay nghề công nhân

Hình 2.1 Tổng hợp chuyển vị nền lân cận hố đào của các loại đất, theo hàm số khoảng cách theo cạnh hố đào Peck, (1969)

Lắp đặt thanh chống là yếu tố quyết định để giảm thiểu chuyển vị

Bài học khác từ những tổng kết trước đây là đó là hệ thống chống đỡ được lắp đặt ngay lập tức để hạn chế chuyển vị tường Chuyển vị tường có thể tăng trong lúc trì hoãn thi công hệ chống bởi hai lý do Một là biến dạng phụ thuộc thời gian Biến dạng phụ thuộc thời gian có thể gây ra cố kết đất, lưu biến của đất, hoặc từ biến trong cấu kiện kết cấu Nguyên nhân thứ hai là việc đào quá mức Khái niệm đào quá mức mô tả chính là sự thi công trễ của hệ giằng chống khi quá trình đào đất vẫn tiếp diễn Peck (1969), O’Rourke (1981), Clough và O’Rourke (1990)

Trình tự thi công hố đào sâu là yếu tố quan trọng trong việc thực hiện hố đào sâu

Trình tự thi công là thứ tự những công việc liên quan đến hố đào sâu được thực hiện Trình tự thi công là quan trọng vì đất nền thì không tuyến tính và ứng xử của nó phụ thuộc lộ trình tải trọng Ví dụ như xem xét một trường hợp mà ở đó tất cả đất chống sau mỗi giai đoạn Ứng xử của hố đào sẽ khác nhau cho cả hai trường hợp này

Phương pháp thứ nhất có thể dẫn đến sụp đổ, trong khi phương pháp thứ hai dẫn đến giới hạn chuyển vị ở một lượng nhỏ

Hệ chống đỡ ứng suất trước rất hiệu quả để giảm chuyển vị

Clough và O’Rourke (1990) nhấn mạnh rằng ứng suất trước neo trong đất hay giằng chống thì rất hữu hiệu trong việc hạn chế chuyển vị của tường Quan sát này ban đầu được dựa trên thông tin từ những trường hợp nghiên cứu Có hai lý do tại sao ứng suất trước có lợi Thứ nhất là ứng suất trước giúp gở bỏ sự chùng mối liên kết Lý do thứ hai là tác động lại phía đất phía sau lưng tường mà nó cũng làm cho đất chặt hơn.(Clough và O’Rourke, 1990)

Công nhân cũng là yếu tố quan trọng thi công hố đào

Peck (1969) đã nhấn mạnh vai trò của công nhân trong thi công hố đào sâu

Tác giả kết luận công nhân là yếu tố trong ba vùng chuyển vị đã đề nghị Peck đã xác nhận thấy rằng tay nghề công nhân có thể dễ dàng gây ra chuyển vị lớn.

Những nghiên cứu phân tích số về hố đào sâu

Mục đích của phần này là để xem xét những nghiên cứu phân tích số đã xuất bản trước đây về hố đào sâu Bảng 2.1 tổng hợp những nghiên cứu phân tích số về hố đào sâu

Bảng 2.1 Những nghiên cứu về hố đào sâu đã được xuất bản

Tác giả Phạm vi nghiên cứu Kết quả khám phá

Mô tả kết quả phân tích từ phần tử hữu hạn hố đào sâu cho công trình Central Artery highway ở Boston bằng các mô hình Modified CamClay, MIT-E3

Kết luận sự quan trọng của tính chất độ cứng biến dạng nhỏ và ứng xử, ứng suất – biến dạng đảng hướng trên cường độ sự phân bố và phát triển của chuyển vị nền với chiều sâu hố đào

Nghiên cứu quan hệ thực nghiệm của các yếu tố tác động lên tường vây trong 52 trường hợp Đề xuất một phương pháp đơn giản dự đoán chuyển vị ngang của tường vây

Nghiên cứu hố đào sâu có giằng chống trong đất sét không thoát nước của các dự án khác nhau Đề xuất một phương pháp thiết kế huy động cường độ (MSD) để ước tính chuyển vị của tường vây

Những bài học từ việc nghiên cứu phân tích về hố đào sâu

Những bài báo được tổng hợp Bảng 2.1 thể hiện rằng phương pháp phần tử hữu hạn đã được sử dụng rộng rãi cho nghiên cứu ứng xử của hố đào sâu Những phần sâu đây tổng hợp những bài học quan trọng từ những nghiên cứu phân tích đó

Bất đẳng hướng là việc quan trọng trong thực hiện hố đào sâu.[11]

Bài báo của Whitle and Hashash (1994) đã chỉ ra sự bất đẳng hướng ảnh hưởng đến cường độ và kiểu biến dạng trong những trường hợp họ đã nghiên cứu Chẳng hạn mô hình Modified Cam Clay (MCC) dự đoán một sự giảm thực trong ứng suất ngoài áp đặt lên hệ thống tường chắn so với ứng suất K 0 ban đầu Trong khi ngược lại mô hình MIT-E3 thể hiện rằng ứng suất ngoài tăng đáng kể trên chiều cao của tường hố đào nhưng nhỏ hơn áp lực thủy tĩnh ban đầu trên mặt cắt cắm vào tường (Hình 2.2)

Hình 2.2 Dự đoán ứng suất ngang tại độ sâu H".5m

Phần tử hữu hạn rất hữu ít cho nghiên cứu hố đào sâu

Theo các bài nghiên cứu đã công bố, phương pháp phần tử hữu hạn hiện nay được chứng minh là một công cụ hiệu quả để phân tích và tính toán hố đào sâu.

Mô hình cơ bản như MSD để dự đoán chuyển vị tường thì các mô hình nâng cao như MIT-S1, MIT-E3, Hardening Soil vẫn được tiếp tục nghiên cứu để mô phỏng hố đào sâu

Phân tích phần tử hữu hạn 3D thì không thông dụng

Trong đa số các trường hợp đề cặp, thì phần tử hữu hạn 3 chiều ít được đề cặp chỉ vì phân tích 3D phức tạp hơn nhiều so với phần tử 2D.

Những nghiên cứu hiện trường về hố đào sâu

Mục đích của phần này là xem xét những nghiên cứu về hố đào sâu thực hiện tại hiện trường đã xuất bản trước đây Bảng 2.2 tổng hợp các nghiên cứu hiện trường về hố đào sâu

Việc thực hiện đo đạc thực tế tại công trường hố đào sâu đóng vai trò thiết yếu vì hai lý do Đầu tiên, nó cung cấp hiểu biết sâu sắc dựa trên kinh nghiệm thu được trong quá trình thiết kế và thi công hố đào Quan trắc hố đào không phụ thuộc vào giả định, ước tính, mô hình lý thuyết hay công thức, không giống như phân tích số Chúng ta có thể thu được lợi ích lớn từ phản ứng của tường vây khi quan sát kỹ lưỡng hoạt động thi công, điều kiện thực địa và các yếu tố khác Thứ hai, thông thường các mô hình không thể giải thích hoặc mô phỏng đầy đủ các tình huống thực tế Chẳng hạn, phân tích phần tử hữu hạn của hố đào sâu điển hình không thể mô phỏng quá trình thi công tường chắn hoặc lắp đặt neo trong đất.

Những yếu tố khác như là nhân công rất khó để mô phỏng giải thích

Bảng 2.2 Những nghiên cứu hiện trường về hố đào sâu đã được xuất bản

Tác giả Phạm vi nghiên cứu Kết quả khám phá

Phân tích sự đổi mới và sự tiến bộ trong việc sử dụng

Quy tắc quan sát được và hệ neo tại Seattle nhấn mạnh tầm quan trọng của việc sử dụng các công cụ dự báo chính xác để thiết kế các chiến dịch hiệu quả và tiết kiệm chi phí phù hợp với thị trường hiện tại.

S.S Gue Y.C Tan (2005) Giới thiệu việc đào tầng hầm gây chuyển vị đất nền lân cận do hạ mực nước ngầm Đề xuất các biện pháp điều khiển được mực nước và ngăn chặn sự phá hoại thủy lực trong quá trình đào hầm

Mô tả phương pháp tiếp cận mới này chiết xuất mô hình hành vi cơ học của đất trực tiếp từ các phép đo hiện trường tại hố đào sâu Mô hình mạng lưới thần kinh thích ứng lồng nhau được đề xuất cho mục đích này Phương pháp này giải quyết các thách thức trong việc mô hình hóa hành vi đất phức tạp bằng cách sử dụng các mạng thần kinh có kiến trúc lồng nhau Mô hình lồng nhau cho phép các đặc điểm cục bộ và toàn cục của hành vi đất được nắm bắt hiệu quả, dẫn đến khả năng dự đoán chính xác hơn.

Network) dựa trên mô hình đất cơ bản

Mô tả sự cố sập tường vây của trạm bơm xử lý nước thải ở Thái Lan và đề xuất giải pháp khắc phục

Không tuân thủ nghiêm quy trình thi công đào đất đã thiết kế là nguyên nhân chính gây ra sập tường vây và một hệ tường vây khác được thi công để khắc phục sự cố với các thiết bị thực hiện chi tiết

Nghiên cứu khả năng và giớ hạn của phương pháp phân tích ngược phát triển hiện nay để dự đoán thi công hố đào sử dụng ứng xử của đất từ đáp ứng hố đào có quan trắc

Chứng minh phương pháp phân tích ngược SeflSim có thể là phương pháp thích hợp để dự đoán quá trình thực hiện hố đào trong nội thành

Jianqin Ma, Bo Berggren, Per-Evert Bengtsson, Hakan Stille, Staffan Hintze (2010)

Nghiên cứu thực tiễn hố đào sâu trong đất yếu trên lớp đá tại dự án đường hầm South Links- Thụy Điển với quan trắc thực tế và mô phỏng Plaxis

Khẳng định chuyển vị chủ yếu xuất hiện trong giai đoạn đào phía trên va ảnh hưởng to lớn của lớp đá gốc có thể bị che mờ bởi cường độ thấp của đất từ chiều sâu đáy hố đào đến lớp đá thì lớn hơn chiều sâu đào

Những bài học từ việc nghiên cứu hiện trường của hố đào sâu

Những phần sau đây tổng hợp bài học quan trọng từ những nghiên cứu hiện trường để củng cố thảo luận ở phần trước

Sự kết hợp quan trắc hiện trường và phân tích mô hình là yếu tố quan trọng trong việc thực hiện hố đào sâu

Phương pháp luận kiểm nghiệm hiện trường trực tiếp đưa ra phương pháp hợp lý và tổng hợp để kết hợp những quan sát thực tế vào mô hình số Điều này đánh dấu sự chuyển đổi lớn từ phương pháp truyền thống dựa vào đo đạc trong phòng thí nghiệm và quan sát tại chỗ Phương pháp đề xuất này vượt ra ngoài giới hạn khả năng và độ phức tạp của các mô hình vật liệu cơ bản, bằng chứng là ý tưởng cơ bản của mô hình NANN (Mạng nơ-ron trung lập thích ứng lồng nhau) được minh họa trong Hình 2.3.

Hình 2.3 Phương pháp chung để mô phỏng bài toán địa kỷ thuật (Y.M.A Hashash,

Hình 2.4 Mô hình đất mạng lưới lồng nhau (Y.M.A Hashash, 1994).[11]

Hình 2.5 Sơ đồ phân tích song song, thuật toán lũy tuyến tự động

Phương pháp lũy tuyến được tự động áp dụng trong sự biến đổi của mô hình NANN từ tổng hợp dữ liệu hiện trường Kết quả thể hiện rằng mô hình mạng lưới có khả năng trích lọc ứng xử vật liệu liên quan từ một dãy các phân tích phần tử hữu hạn kép của hố đào trong đó điều kiện biên đo đạc được áp đặt trên mô hình phần tử hữu hạn của hố đào và gia tăng bài học từ việc quan sát hiện tượng

Tuân thủ quy trình thi công theo thiết kế là yếu tố đảm bảo an toàn cho hố đào sâu

Theo J Parkinson and H.N Phạm (2008) đã tổng hợp nguyên nhân sự cố sập tường vây trong quá trình thi công trạm bơm xử lý nước thải ở Bangkok - Thái Lan

Nguyên nhân của sự cố được làm rõ là quy trình thi công đào đất của nhà thầu không tuân thủ nghiêm túc Và nhà thầu đã không lắp đặt một hệ giằng chống mà thiết kế đưa ra

Ngoài ra, báo cáo còn chỉ ra rằng sự quan trọng của việc lắp đặt thiết bị quan trắc Cụ thể là chuyển vị ngang lớn nhất của tường mới thay thế là 35(mm) ở vị trí phía trên hố đào đúng như kết quả tính toán lý thuyết, cũng như tải trọng lớn nhất ghi nhận từ thiết bị đo ứng suất là 1110 kN/m cho hệ giằng thứ nhất (bằng 92% tải trọng thiết kế) và 1380 kN/m cho hệ giằng thứ 2 ( cao hơn 14% so với thiết kết).

Một số dạng hố đào sâu

Sự phân biệt giữa hố đào nông và sâu hiện nay vẫn chưa rõ rệt Có một số quan điểm cho rằng hố đào quá 5m được gọi là hố đào sâu Trong thực tế, người ta thường lấy giới hạn 6m làm cơ sở phân biệt hố đào nông và sâu Tuy nhiên, trong một vài trường hợp đặt biệt, khi độ sâu hố đào bé hơn 5m nhưng do được thi công trong điều kiện địa chất công trình và điều kiện thủy văn phức tạp thì cũng được phân tích như ứng xử của hố đào sâu

Hình 2.6 Một số dạng hố đào 2.5.1 Một số dạng giằng chống, các loại thanh chống hố đào sâu

Khi thiết kế hệ thanh chống cần quan tâm một số điểm chú ý khả năng chịu lực của hệ và điều không thể thiếu nữa là khoảng không thao tác cho thiết bị máy móc trong quá trình thi công đào đất, các cấu kiện cột, dầm, sàn, vách tầng hầm…Thông thường có 2 dạng chính giằng chống kiểu:

Hình 2.7 Hệ thanh chống dạng ô cờ

Hình 2.8 Hệ thanh chống có lỗ mở

2.5.2 Cấu tạo hệ giằng chống hố đào sâu

Hệ chống đỡ hố đào cấu tạo gồm các bộ phận sau:

1- Cừ larsen 8- Chân chéo 16- Tấm thép nối

2- Solder pile 9- Giằng góc 17- Gông ở góc 3- Tường BTCT 10- Gia cường góc (JIB piece) 18- Bulong 4- King post 11- Gia cường góc (CN ) 19- Giá đỡ thanh (Waler) 5- Ván gỗ 12- Kích (UJ, KJ) 20- Giá đỡ thanh (Strut)

6- Waler 14- Hộp kích 21- Tấm đệm liên kết

7- Thanh giằng 15- Đồng hồ đo áp lực PG/ LC 22- Miếng chêm góc

Hình 2.9 Cấu tạo hệ giằng

Lý thuyết áp lực đất chủ động, bị động

Khi tính toán kết cấu chắn giữ, áp lực tác động vào bề mặt tiếp xúc của kết cấu chắn giữ với thể đất được gọi là áp lực đất Độ lớn và quy luật phân bố của áp lực đất có liên quan mật thiết đến các nhân tố hướng và độ lớn của chuyển vị ngang của kết cấu chắn giữ, tính chất của đất, độ cứng và độ cao của kết cấu chắn giữ Nhưng việc xác định áp lực đất dựa theo các yếu tố nêu trên nhìn chung là khá phức tạp, do vậy hiện nay người ta vẫn dùng lý thuyết của Coulomb với những hiệu chỉnh bằng số liệu thực nghiệm Áp lực ngang của đất được phân thành các loại sau đây: Áp lực đất tĩnh: Nếu tường chắn đất được duy trì ở trạng thái tĩnh tại bất động (tường không dịch chuyển) thì áp lực đất tác động vào tường gọi là áp lực đất tĩnh

Hợp lực áp lực đất tĩnh tác dụng lên tường chắn là E0, cường độ áp lực đất tĩnh là p0 Áp lực ngang tương ứng của đất đạt cực trị khi kết cấu chắn giữ bị trượt ra hoặc lấn vào khối đất, khối đất đạt trạng thái cân bằng giới hạn dẻo, được gọi là áp lực ngang của đất ở trạng thái cân bằng phá hoại dẻo Áp lực đất chủ động EA (hoặc pA) xảy ra khi tường chắn dịch chuyển theo chiều đất lấp, làm giảm áp lực đất tác động vào tường đến giá trị nhỏ nhất Ngược lại, áp lực đất bị động EP (hoặc pP) xảy ra khi tường chắn dịch chuyển ngược chiều đất lấp, làm tăng áp lực đất tác động lên tường đến giá trị lớn nhất.

CHUYEÅN VÒ RA KHỎI KHỐI ĐẤT

CHUYỂN VỊ VÀO KHOÁI Ð AÁT

Hình 3.1 Sự thay đổi áp lực ngang của đất theo độ dịch chuyển của tường chắn

Tại một điểm bất kỳ ở dưới mặt nằm ngang, ứng suất có hiệu lấy bằng:

Ứng suất ngang σ’ h = σ 3 là ứng suất có phương vuông góc với trục chính của hình elip Mohr Các vòng tròn Mohr đại diện cho hai trạng thái cân bằng dẻo có thể xảy ra, cả hai đều tiếp xúc với đường bao phá hoại bởi chúng đều liên quan đến điều kiện giới hạn.

Các điểm A và C biểu thị trạng thái ứng suất hông tương ứng với trạng thái chủ động và bị động:

OA = σ’ ha - Áp lực hông chủ động; Khi nở hông sẽ dẫn tới σ’ ha < σ ’v OC = σ’ hp - Áp lực hông bị động; Khi nén hông sẽ dẫn tới σ’hp > σ’v

2α ϕ Đươ ứng b ao p hỏ h oại σ ' 1 =σ ' v σ ' 1 =σ ' v σ ' 3 =σ ' ha σ ' 3 =σ ' ha σ ' 1 =σ ' v σ ' 1 =σ ' v σ ' 3 =σ ' pa σ ' 3 =σ ' pa

Hình 3.2 Các trạng thái cân bằng giới hạn dẻo của Rankine a) Trạng thái chủ động b) Trạng thái bị động

Từ vòng tròn Mohr, mặt phá hoại được định hướng bởi góc αavà αp

Quan hệ giữa áp lực hông giới hạn và ứng suất thẳng đứng được biểu thị bằng hệ số áp lực đất: σ' ha = K a σ v ' (3.3)

Trong đó K a : hệ số áp lực đất chủ động

K p : hệ số áp lực đất bị động

Theo quan hệ lượng giác, hệ số áp lực đất có thể biểu diễn qua góc ma sát trong φ’

Qua biến đổi hình học ta được:

3.1.2.2 Đối với đất dính (c ≠ 0) a) Điều kiện thoát nước

Lý thuyết ban đầu của Rankine chỉ giải quyết áp lực trong vật liệu hạt (có ma sát) và không xem xét đến lực dính Trong điều kiện không thoát nước và trong đất quá cố kết, độ bền sức chống cắt được biểu diễn toàn bộ hay một phần bằng lực dính biểu kiến (C u hay C’) Dựa trên phương pháp Rankine, năm 1915, Bell công bố lời giải có lực dính thể hiện bằng một đoạn trên trục độ bền sức chống cắt

B 2α ϕ Đươ ứng b ao p hỏ h oại c'cotg ϕ c '

Hình 3.3 Vòng tròn Mohr cho áp lực chủ động trong đất dính

Ta thấy được vòng tròn Mohr cùng với đường bao phá hoại cho đất quá cố kết Như trong trường hợp đất không dính, điểm xuất phát là tỷ số của các ứng suất có hiệu:

(3.10) Áp lực chủ động: σ' ha = K a σ v ' − 2 c ' K a (3.11) Áp lực bị động: p v p hp K 2 c ' K

' = σ ' + σ (3.12) b) Điều kiện không thoát nước

Các phương trình trên được dùng khi đất làm việc có thoát nước, biểu thị điều kiện lâu dài của cân bằng dẻo giới hạn Với bài toán cân bằng không thoát nước (tức thời) trong đất bão hòa, góc ma sát φ u =0, do đó K a =K p =1 cho nên áp lực hông tổng bằng Áp lực chủ động: u v ha 2 c

' =σ ' − σ (3.13) Áp lực bị động: u v hp 2 c

Lý thuyết Coulomb

Xem xét lăng thể đất, khi tường hơi dịch chuyển dẫn đến đất ở trạng thái chủ động và nêm có xu hướng di chuyển về phía tường Lúc xảy ra như vậy, nêm trượt xuống theo mặt tường AB và dọc theo mặt phá hoại BC Các lực tác dụng lên nêm ở trạng thái cân bằng dẻo giới hạn này cùng với tam giác lực được như hình vẽ:

Hình 3.4 Lý thuyết nêm của Coulomb a) Mặt cắt b) Các lực tác dụng lên nêm

W: là trọng lượng của nêm đất (với đất đồng nhất);

Pa: là cường độ áp lực đất chủ động tác dụng lên tường;

R: là phản lực của đất; α: là góc của mặt phẳng phá hoại; δ: là góc ma sát giữa tường và đất; β: là góc nghiêng của mặt đất; θ: là góc nghiêng của lưng tường; φ’: là góc ma sát trong của đất; γ: là trọng lượng đơn vị của đất;

Công thức tổng quát cho hệ số áp lực chủ động K a :

Trường hợp tường nhẵn thẳng đứng và mặt đất nằm ngang δ=0, θ o và β=0

Trong điều kiện không thoát nước (φu = 0), ứng suất tổng và độ bền cắt không thoát nước của đất được xem xét, với τ = cu và φu = 0 Trường hợp điển hình là một bức tường nhám thẳng đứng với mặt đất nằm ngang Trong trạng thái giới hạn, nêm ABTC cân bằng dưới tác dụng của sáu lực, bao gồm αγHzg Lực này đại diện cho trọng lượng của nêm đất tác động vuông góc với mặt phá hoại.

W: là trọng lượng nêm ABTC E: là phản lực pháp tuyến mặt phá hoại Pa: là áp lực chủ động tác dụng lên tường Fc: là lực chống cắt theo BT

F c =c u (H-z 0 )cosα F w : là lực chống cắt dọc theo AB Fw=cw (H - z0)

P w : là áp lực hông tạo bởi nước trong khe nứt căng cu: là lực dính không thoát nước

(và cũng chính là cường độ chống cắt của đất không thoát nước) c w : là lực dính không thoát nước giữa tường và đất Độ lớn lực dính của tường cw biến đổi từ 0,3cu cho đất sét chặt tới bằng cu cho đất sét yếu Khi có số liệu thực nghiệm cụ thể thường dùng giá trị là 0,45cu

Từ những biến đổi toán học ta được: u w u ha c c c z− +

Tại chân của vùng chịu kéo là: σ γ u w u ha c c c z z z

Nếu có tải trọng phụ tác dụng phân bố đều q tác dụng trên mặt đất thì: γ c q c c z u w u + −

3.2.2 Áp lực bị động: a) Điều kiện thoát nước (c’ = 0)

Lý thuyết Coulomb có thể dùng để thiết lập áp lực bị động lên tường nhám có lưng tường nghiêng và ở nơi mặt đất là mặt phẳng nghiêng đều Việc phân tích theo cùng cách như cho áp lực chủ động, để xác định được biểu thức tính sau:

3 ϕ' , mặt trượt cong đáng kể ở phía cuối gần chân tường Vì dựa trên giả thiết mặt phá hoại phẳng, việc dùng lý thuyết Coulomb trong các trường hợp đó dẫn đến việc đánh giá cao sức kháng bị động Một số phương pháp đã được kiến nghị trong đó phần cong được xem như cong tròn hoặc elip hoặc đường xoắn ốc logarit b) Điều kiện không thoát nước (φ u = 0) Điều kiện không thoát nước có thể được chấp nhận trong đất sét bão hòa khi thời gian thi công ngắn và có thể cho rằng sự không giảm áp lực nước lỗ rỗng thặng dư là rất chậm Các phân tích được thực nghiệm trong điều kiện áp lực tổng Giống như khi phân tích trong trường hợp thoát nước, ảnh hưởng của sức kháng ma sát tiếp tuyến với mặt tường đã tạo ra mặt trượt cong ở gần chân tường Tuy nhiên, trong trường hợp này sai số do giả định mặt trượt phẳng không lớn

Hình 3.5 Áp lực bị động trong điều kiện thoát nước a) Nêm kiểu Coulomb b) Mặt trượt cong

Qua phân tích hình học và biến đổi toán học, ta được:

Mặt phá hoại phẳng (Hình 3.5a):

Việc phân tích ở phần bị động cũng giống như ở phần chủ động nhưng không có khe nứt căng Vì thế góc α được xác định như sau: u w c

Mặt phá hoại cong (Hình 3.5b):

Lực dính tác dụng dọc theo mặt tường tạo ra góc của các mặt phá hoại α được xác định: u w c

2α sin Tại giá trị điển hình cw 3 c u thì α = 15 0 ; góc của mặt trượt kề liền với tường tại B là 15 0 Tuy nhiên, cách xa tường độ bền kháng cắt thẳng đứng của đất tăng lên tới cu (giả thiết độ bền đẳng hướng), vì thế sin(2α) =1 tức là α = 45 0 tại cuối phần cong của mặt trượt Sự phân tích dựa trên dạng xác định của mặt trượt cong này cho giá trị K PC và

1γ (3.27) Ở đây, K PC có thể lấy theo bảng, ứng với φ’= 0 và σ = 0 khi

2 u w c = c , K pc =2.4 chỉ nhỏ hơn kết quả K pu = 2,5 của mặt trượt phẳng có 4% Các phân tích khác, khi φ = 0 cho thấy biến đổi của Kp của mặt phá hoại phẳng và phá hoại cong chỉ lệch nhau 8% Xét về sai số trong tính toán thiết kế, thì việc dùng giá trị mặt trượt phẳng dường như hợp lý trong hầu hết các mục đích.

Áp lực đất lên tường vây hố đào

Khi tính toán áp lực đất lên tường vây chống vách hố đào, cần chú ý rằng sự phá hoại của tường vây khác với tường chắn đất Sau khi quan sát nhiều tường vây, Peck (1960) đã đề nghị đường bao áp lực đất lên tường vây trong cát và trong sét dùng để thiết kế như sau:

Công thức biểu diễn đường bao áp lực đất lên tường vây trong cát Áp lực phân bố Pa như sau:

P a =0.65γHK a (3.28) γ : trọng lượng đơn vị H :chiều cao tường vây K a :hê số áp lực chủ động theo Rankine

Hình 3.6 Áp lực phân bố lên tường vây trong cát theo Peck (1969)

3.3.2 Trong đất sét yếu và vừa

Công thức biểu diễn đường bao áp lực đất lên tường vây trong đất sét yếu và vừa Điều kiện áp dụng: γH/c> 4 với c là lực dính không thoát nước (φ=0) Áp lực phân bố P a được chọn giá trị lớn để thiết kế:

Hoặc P a =0.3γH (3.30) γ : trọng lượng đơn vị của sét

Hình 3.7 Áp lực phân bố lên tường vây trong sét yếu và vừa theo Peck (1969)

Công thức biểu diễn đường bao áp lực đất lên tường vây trong đất sét cứng Điều kiện áp dụng: γH/c≤ 4

Hình 3.8 Áp lực phân bố lên tường vây trong sét cứng theo Peck (1969) Những hạn chế về các biểu đồ bao áp lực:

Biểu đồ áp lực phân bố thường được xem là hiển nhiên Tuy nhiên, áp lực phân bố thực sự là một hàm số trình tự thi công cũng như theo độ cứng của bản thân tường vây

Các biểu đồ áp lực trên được áp dụng cho cho những vách đào sâu hơn 6m

Các biểu đồ trên cũng dựa trên giả thiết mực nước ngầm bên dưới đáy hố đào

Cát được giả thiết hoàn toàn thoát nước với áp lực nước lỗ rỗng bằng không

Sét được giả thiết không thoát nước và không xét đến áp lực lỗ rỗng

Khi hố đào qua nhiều lớp địa chất gồm cả đất cát và đất sét Trong trường hợp này, Peck (1943) đề nghị tính toán với lực dính tương đương (khái niệm φ=0)

H : tổng chiều cao vách hố đào γs : trọng lượng đơn vị của cát H s :chiều cao của lớp cát Ks : hệ số áp lực ngang của đất cát (~1) φs : góc ma sát của cát qu : cường độ nén đơn của sét n’ : hệ số phá hoại chậm ( từ 0.5-1.0); giá trị trung bình 0.75

Trọng lượng đơn vị trung bình của các lớp có thể tính như sau:

H γ γ γ = 1 + − (3.33) γc :là trọng lượng đơn vị của sét bão hòa

Hình 3.9 Địa chất nhiều lớp của vách hố đào

Tương tự trường hợp nhiều lớp sét, lực dính trung bình có thể tính như sau:

H c c c c = 1 1 1 + 2 2 + + (3.34) c1,c2,cn – lực dính không thoát nước trong lớp 1,2,….,n H1,H2,Hn – chiều dày của lớp 1,2,….,n

Trọng lượng đơn vị trung bình:

3.3.5 Biểu đồ áp lực theo TSCHEBOTARIOFF

Tschebotarioff (1973) cũng đưa ra biểu đồ bao áp lực hình 3.10 và cũng dùng trong thiết kế

Cơ học đất tới hạn

Một vật liệu đàn hồi lý tưởng khi được chất tải và dỡ tải trong miền đàn hồi thì sự ứng xử vật liệu của vật liệu chỉ phụ thuộc vào trạng thái của ứng suất ban đầu và sau cùng của nó mà không phụ thuộc vào quá trình chất tải và dỡ tải như thế nào Trong khi đó, ứng xử của đất thì không những phụ thuộc vào trạng thái ứng suất ban đầu và sau cùng của nó mà còn phụ thuộc vào cách thức thay đổi của ứng suất cũng như biến dạng và nó cũng phụ thuộc vào quá trình chất tải trước đây Cho nên chúng ta cần phải theo dõi trạng thái của phân tố đất trong suốt lịch sử chịu tải trọng của nó

Hình 3.11 Vòng tròn Mohr ứng suất điển hình và đường bao sức chống cắt ở trạng thái giới hạn cho các thí nghiệm UU, CU và CD trên các mẫu đất sét quá cố kết

Hình 3.12 Ứng xử của đất ở trạng thái giới hạn theo p’, q’, e

Tổng hợp các công thức quan trọng trong thí nghiệm nén 1 trục σ3 σ σ x = y = (3.36)

Hình 3.13 Đồ thị quan hệ giữa ứng suất và biến dạng chính

Một số biểu đồ và công thức tính toán quan trọng trong thí nghiệm 3 trục UU

Hình 3.14 Ứng suất (a), lộ trình ứng suất (b) và vòng tròn Mohr (c) cho thí nghiệm UU

Hình 3.15 Kết quả của thí nghiệm nén 3 trục không thoát nước trên (Ortigao, 1995)

(a) Đất sét cố kết thông thường (b) Đất sét quá cố kết

3.4.3 Lộ trình ứng suất Ứng xử của đất thông thường được diễn tả dưới hai trạng thái là ứng xử không thoát nước (khi phân tích ngắn hạn) hay ứng xử thoát nước (khi phân tích dài hạn) Trong phân tích, thông thường ứng xử thoát nước hay không thóat nước đều được phân tích bằng ứng suất hữu hiệu Tuy nhiên, một số trường hợp đối với sét, ứng xử không thóat nước được phân tích bằng ứng suất tổng nhằm tránh việc dự báo áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong đất sét và quá trình thoát nước diễn ra không kịp Một điều quan trọng khác trong phân tích ổn định tổng thể hố đào là ứng xử không thóat nước an toàn hơn ứng xử thóat nước Theo Atkinson, các loại móng, nền đắp nếu xet theo thời gian thì cường độ tăng lên do thoát nước, còn tường chắn trong các hố đào có hệ số an toàn giảm theo thời gian, hay nói cách khác, phân tích dài hạn với ứng xử thoát nước có hệ số an toàn ổn định tổng thể nhỏ hơn so với phân tích ngắn hạn

Hình 2.9 Lộ trình ứng suất trong hố đào cho các điểm nằm gần (trên) mặt trượt

Hình 3.16 Lộ trình ứng suất cho những điểm gần (trên) mặt hố đào

Từ phân tích lộ trình ứng suất ở hình trên thì nhận xét trên rất hợp lý, cả phần tử nằm bên phía chủ động và bị động của tường chắn đều có ứng suất cắt tăng trong quá trình đào trong khi ứng suất pháp lại giảm Lộ trình ứng suất tổng đi theo A-B-C và lộ trình ứng suất hữu hiệu tương ứng là A’- B’-C’ cho ứng xử không thoát nước

Trong quá trình đào tương ứng với lộ trình A’- B’, ứng suất cắt tăng dần cho đến khi vừa kết thúc giai đoạn đào tại B’ thì áp lực nước lỗ rỗng ban đầu tương ứng là u i Sau một thời gian cho thoát nước, lộ trình B’- C’ biểu diễn sự nở của đất và áp lực nước lổ rỗng bình ổn tương ứng tại C’ là uc lớn hơn so với áp lực nước lổ rỗng ban đầu ui Điều này chứng tỏ tồn tại một áp lực nước lổ rỗng thặng dư ban đầu mang dấu âm

Trong thời gian thoát nước, ứng suất tổng hầu như không thay đổi trong khi áp lực nước lổ rỗng ngày càng tăng lên, tường sẽ bị mất ổn định nếu lộ trình ứng suất của các phần tử trên mặt trượt chạm vào đường tới hạn CSL

Trong trường hợp đào không thoát nước, vẫn có phá hoại xảy ra nếu lộ trình A’-B’ chạm vào đường CSL Nếu C’ chạm đường CSL, điều này có nghĩa rằng phá hoại xảy ra sau khi hoàn tất quá trình đào Điều này cho thấy rằng, cần phải phân tích ổn định tổng thể của tường cả trường hợp ngắn hạn và dài hạn vì đều có phá hoại xảy ra Tuy nhiên do lộ trình B’-C’ dễ chạm đường CSL hơn nên ổn định dài hạn bất lợi hơn ổn định ngắn hạn trong phân tích ổn định tổng thể hố đào Hay nói cách khác, ổn định tổng thể của hố đào giảm dần theo thời gian

Hình 3.17 Lộ trình ứng suất với gia tải có thoát nước

Hình 3.18 Lộ trình ứng suất tổng và hữu hiệu với gia tải không thoát nước

Hình 3.20 Lộ trình ứng suất thường gặp khi có ứng suất chính theo một phương không đổi theo Lambe

3.4.3.2 Công thức của Roscoe và cộng sự (1958)

Hình 3.21 Lộ trình ứng suất thường gặp khi có ứng suất chính theo một phương không đổi theo Roscoe và cộng sự.

Tính toán nội lực trong thanh giằng chống

Tác giả xem lực trục dọc thanh chống, momen thân tường bất biến và đưa ra một số nhận xét như sau:

Sau khi đặt tầng chống dưới, lực dọc trục của tầng chống trên hầu như không thay đổi hoặc thay đổi chút ít

Chuyển dịch của thân tường từ điểm chống dưới trở lên, phần lớn xảy ra trước khi đặt tầng chống dưới

Căn cứ vào các hiện tượng thực đo này, Sachipana đưa ra phương pháp tính cho lực trục thanh chống và momen thân tường không biến đổi trong quá trình đào

Những giả định cơ bản trong phương pháp tính lực trục thanh chống và momen thân tường do Sapachipana đưa ra như sau:

Trong đất có tính dính, thân tường xem như đàn hồi vô hạn Áp lực đất thân tường từ mặt đào trở lên phân bố tam giác, từ mặt đào trở xuống phân bố hình theo chữ nhật (đã triệt tiêu áp lực đất tĩnh ở bên phía đào đất )

Hình 3.22 Sơ đố tính toán xác định nội lực trong thanh chống theo Sachipana

Phản lực chống hướng ngang của đất bên dưới mặt đào chia làm hai vùng: vùng dẻo đạt đến áp lực đất bị động có cao độ là 1, và vùng đàn hồi có quan hệ là đường thẳng với biến dạng của thân tường

Sau khi lắp đặt chống sẽ xem điểm chống bất động

Sau khi lắp đặt tầng chống dưới, lực trục của tầng chống trên sẽ duy trì ổn định, giúp thân tường từ tầng chống dưới trở lên giữ nguyên vị trí ban đầu.

Tuy nhiên, việc tính toán chính xác là khá phức tạp Do vậy, ông đã đưa ra cách tính gần đúng với những giả định cơ bản như sau:

Trong đất có tính dính, thân tường xem như dàn hồi vô hạn đầu dưới đáy tự do

Hình 3.23 Sơ đồ tính toán gần đúng nội lực trong thanh chống theo Sachipana Áp lực đất thân tường từ mặt đào trở lên phân bố theo hình tam giác, từ mặt đào trở xuống phân bố theo hình chữ nhật (đã triệt tiêu áp lực đất tĩnh ở bên phía đào đất)

Phản lực chống hướng ngang lấy bằng áp lực đất bị động, trong đó, (ξ x +ζ)là trị số áp lực đất bị động sau khi trừ áp lực đất tĩnh (η x )

Sau khi lắp đặt chống sẽ xem điểm chống bất động

Sau khi lắp đặt tầng chống dưới thì xem lục trục tầng chống trên là không đổi, thân tường từ tầng chống dưới lên trên vẫn ở vị trí cũ Điểm momen uốn thân tường bên dưới mặt đào xem như một khớp bỏ qua lực cắt trên thân tường từ khớp ấy trở xuống Để giải gần đúng, chỉ cần giải hệ sau đây:

− ok kk m ok kk m ∑ k − i ik kk ∑ k − i ok kk ok m h x h h x N h h N h h h x η ζ ζ η ζ η ζ

So với phương pháp chính xác, phương pháp gần đúng cho kết quả lực trục thanh chống lớn hơn, bài toán thiên về yếu tố an toàn Momen thân tường trong phương pháp giải gần đúng trừ phần momen âm ra thì còn hình dạng tương tự phương pháp giải chính xác, mà trị số momen lớn nhất lại lớn hơn phương pháp giải chính xác trên 10% một ít, cũng thiên về an toàn

Phương pháp đàn hồi trong “ Quy phạm thiết kế móng công trình xây dựng Nhật Bản” có sơ đồ tính toán như hình Thân tường xem như đàn hồi vô hạn, giải bằng phương trình vi phân Áp lực đất bên chủ động đã được biết, nhưng phía mặt dưới cắm vào đất ( mặt đáy hố đào) chỉ có lực chống của đất bên bị động, trị số của phản lực đất tỷ lệ thuận với dịch chuyển của thân tường Các giả định khác của phương pháp này giống phương pháp Sachipana

Hình 3.24 Sơ đồ tính toán nội lực thanh chống theo phương pháp đàn hồi Nhật Bản Đại học Đồng Tế (Thượng Hải – Trung Quốc) đã sửa đổi một số điểm trong phương pháp này, có bổ sung thêm áp lực nước, đất bên chủ động từ dưới mặt đất đào

3.5.2.1 Các giả thiết cơ bản và công thức tính toán

Thân tường xem như đàn hồi dài vô hạn Đã biết áp lực đất nước và giả sử phân bố hình tam giác

Phản lực đất tác động vào thân tường ở phía dưới mặt đào giả định và tỷ lệ thuận với dịch chuyển của thân tường

Sau khi đặt thanh chống (sàn nhà) thì xem như điểm chống của thanh chống đó là bất động

Sau khi đạt tầng chống chịu lực bên dưới, mặc dù lực dọc trục trong tầng chống chịu lực trên vẫn không đổi, thân tường ở phần trên vẫn tiếp tục di chuyển như cũ.

Hình 3.25 Sơ đồ tính toán theo phương pháp đàn hồi sau khi sửa đổi

Độ chuyển dịch ngang của thân tường (y) phụ thuộc vào hệ số nền theo phương ngang (K h) của đất nền, mô đun đàn hồi ngang của lớp đất (E s) và mô đun đàn hồi của thân tường (E) Hệ số nền theo phương ngang cho biết khả năng chịu lực của đất nền dưới tác động của tải trọng ngang, mô đun đàn hồi ngang của lớp đất thể hiện độ cứng của đất, trong khi mô đun đàn hồi của thân tường phản ánh độ cứng của tường.

I: Momen quán tính mặt cắt mỗi m dài theo chiều ngang của thân tường

B: độ dài theo chiều ngang thân tường, thường lấy bằng 1m η: độ dốc của áp lực nước, đất

Phương trình đường cong đàn hồi:

Trong vùng hàng chống thứ k đến mặt đào (-hkk≤ x ≤ 0)

Trong vùng đàn hồi bên dưới mặt đào (x ≥ 0)

Chuyển dịch của thân tường và hình thức cuối cùng của nội lực:

Trong vùng hàng chống thứ k đến mặt đào (-hkk≤ x ≤ 0)

Trong vùng đàn hồi bên dưới mặt đào (x ≥ 0)

Khi ở giai đoạn đào thứ nhất: điểm chống của tầng chống thứ nhất xem như là điểm bất động tức là lấy δ 1 = y 1 =0(có thể dùng nguyên lý của cơ học kết cấu tìm chuyển dịch của tầng chống thứ nhất), dùng công thức (3.35) để tìm lực dọc trục N1 của tầng chống thứ nhất và dùng công thức (3.52) tìm chuyển dịch δ2ở vị trí định đặt hệ giằng chống thứ 2

Khi ở giai đoạn đào thứ 2, đã biết N 1 và δ 2 dùng công thức (3.35) để tìm lực trục N2 của tầng giằng chống thứ 2 và dùng công thức (3.52) để tìm dịch chuyểnδ 3 ở vị trí đặt tầng chống thứ 3

Ở giai đoạn đào thứ ba, khi đã xác định được lực ngang N1, N2 và chuyển dịch δ3, sử dụng công thức (3.35) để tính toán lực trục N3 tại tầng chống thứ ba Sau đó, áp dụng công thức (3.52) để xác định chuyển dịch δ4 tại vị trí đặt tầng giằng chống thứ tư.

Tính như trên sẽ tìm được nội lực thân tường và lực trục thanh chống khi đào đến đáy hố móng

ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU CHO CÔNG TRÌNH CỤ THỂ

Giới thiệu công trình

Công trình tòa nhà văn phòng điều hành tổng Công Ty Hàng Không Miền Nam (SAC) tọa lạc tại 58 Trường Sơn, Phường 2, Quận Tân Bình, Tp HCM Công trình có hình thức kiến trúc hiện đại bao gồm các tầng hầm, khu làm việc chức năng, khán phòng và căn tin

Diện tích khu đất đã trừ lộ giới 4528.3 m 2 Tổng diện tích sàn xây dựng là: 24747.6 m 2 gồm 02 tầng hầm và 08 tầng cao

Tòa nhà được thiết kế với giải pháp kết cấu:

- Móng bê tông cốt thép trên nền cọc nhồi - Tường tầng hầm dùng tường vây bêtông cốt thép chiều dài Lm, bề rộng B`0mm, bao quanh chu vi công trình

- Hầm bê tông cốt thép gồm 2 hầm: B1 -3.550m; B2 -7.550m

- Khung bê tông cốt thép kết hợp với sàn bodex

- Mái bằng vì kèo thép và tấm lấy sáng

Hình 4.1 Phối cảnh công trình

Điều kiện địa chất

Địa chất khu vực công trình Nhà Điều Hành Cảng Hàng Không Miền Nam chủ yếu bao gồm đất sét pha cát trong khoảng 10m đầu chỉ số SPT (N ≈10 ), bên dưới là lớp cát mịn từ rời đến chặt, chỉ số SPT (N ≈20) càng xuống sâu các lớp đất tốt dần lên là đất sét, sét pha cát bề (dày 45m), SPT (N≈40) nhìn chung tương đối tốt thích hợp cho đặt mũi cọc, chân tường vây

Ngoài ra, còn mặt cắt địa chất còn xen kẻ một số thấu kính, sét cứng (HK2) cát mịn chặt vừa (HK3) khi phân tích tính toán cần xem sét cẩn thận

Hình 4.2 Sơ đố bố trí hố khoan

Cấu tạo các lớp địa chất công trình tại 05 hố khoan H1, H2, H3, H4, H5 mỗi hố khoan có độ sâu 70m như sau:

Lớp (1a): Đất sét pha cát, màu xám váng nâu, trạng thái mềm đến rắn vừa dày từ 1.0m -3.30m, chỉ số SPT trung bình Ntb=6

Lớp (1b): Đất sét pha cát, trạng thái rất rắn dày 3.0m, chỉ số SPT trung bình N tb Lớp 2: Đất sét pha cát lẫn sỏi sạn laterit, trạng thái rắn vừa đến rất rắn dày từ 2.0m - 4.30m, chỉ số SPT trung bình Ntb

Lớp 3: Đất sét pha cát, trạng thái rắn dày từ 1.20m -3.70m, chỉ số SPT trung bình N tb

Lớp (4a): Đất cát mịn lẫn bột trạng thái rời dày từ 2.90m – 3.80m, chỉ số SPT trung bình Ntb=9

Lớp (4b): Đất cát mịn lẫn bột, trạng thái chặt vừa đến chặt dày từ 19.0m – 23.0m, chỉ số SPT trung bình N tb

Lớp (5a): Đất sét lẫn ít cát mịn, trạng thái rắn dày từ 2.0m – 4.30m, chỉ số SPT trung bình N tb

Lớp (5b): Đất sét lẫn ít cát mịn, trạng thái cứng đến rất cứng dày từ 23.10m – 26.30m, chỉ số SPT trung bình Ntb@

Lớp 6: Cát mịn lẫn bột, trạng thái chặt đến rất chặt chiều dày từ 4.850m – 10.150m, chỉ số SPT trung bình N tb G.

Thông số mô hình

Mô hình đất nền sử dụng để phân tích là Mohr-Coulomb, ứng xử của đất nền (drain hoặc undrain) tùy thuộc vào loại đất và bề dày lớp đất thời gian thi công

Mođuyn biến dạng E được tính theo công thức tương quan thực nghiệm của Michel và Gardner 1975) và Schurtmann (1970): Ev6N(kN/m 2 )

Các phần tử phân giới (interface) được dùng để mô tả sự làm việc đồng thời giữa kết cấu tường và đất nền, có thuộc tính giống như thuộc tính đất nền

Bảng 4.1 Bảng tra hệ số R inter

Hai loại vật liệu tiếp xúc R inter

Sét và bêtông 0.7-1 Đất và lưới địa kỹ thuật 1 Đất và vải địa kỹ thuật 0.5-0.9

Bảng 4.2 Thông số đất mô hình Mohr – Coulomb

Ký hiệu T 1a 1b 2 3 4a 4b 5a TK5 5b 6 Đơn vị

Mô hình MC MC MC MC MC MC MC MC MC MC MC - loại D D U U U D U U D U D - γ unsat 18.1 18.51 19.29 19.33 18.8 18.38 19.21 18.24 19.57 19.61 18.31 kN/m 3 γ sat 18.1 18.51 19.29 19.33 18.8 18.38 19.21 18.24 19.57 19.61 18.31 kN/m 3 k x 1 1E-05 1.0E-06 1E-05 1E-04 1E-03 1E-03 1E-04 1E-02 1E-05 1E-01 m/day k y 1 1E-05 1E-06 1E-05 1E-04 1E-03 1E-03 1E-04 1E-02 1E-05 1E-01 m/day

Giai đoạn 1: Thi công tường vây D600

Giai đoạn 2: Đào đất bên trong hố móng tới cốt -3.300 m Giai đoạn 3: Lắp đặt hệ thanh chống cốt -2.800 m (lớp 1)

Giai đoạn 4: Đào đất bên trong hố móng tới cốt -6.800 m và hạ MNN tới -7.800m Giai đoạn 5: Lắp đặt hệ chống cốt -6.300 m (lớp 2)

Giai đoạn 6: Đào đất trong hố móng tới cốt -9.95m đào hố móng cục bộ tới 12.5m và hạ MNN tới -14.000 m

Giai đoạn 7: Thi công dầm sàn hầm 2 Giai đoạn 8: Tháo dỡ hệ thanh chống 2 Giai đoạn 9: Thi công hệ dầm sàn 1 Giai đoạn 10: Tháo dỡ hệ thanh chống 1 Giai đoạn 11: Thi công hệ dầm sàn tầng trệt.

Mô hình bằng Plaxis 2D

Dựa trên kích thước hố đào, kích thước mô hình được xác định theo công thức của Briaud và Lim (1997) Theo đó, chiều rộng mô hình là Be + We, trong đó Be = 3(He + D) với He là chiều cao đào (He = 9,95m) và D là chiều dài tường chôn trong đất không thấm nước (D = 8,4m) Vậy chiều rộng mô hình là: 3 x (9,95m + 8,4m) + 41,5m = 80,35m.

Chiều cao mô hình là 40m

Hố đào có chiều rộng là 41.5m, chiều sâu đào là 9.95m Chiều dài theo phương dọc lớn nên sử dụng mô hình ứng suất phẳng Hố đào được chống đỡ bằng tường vây bêtông cốt thép bề dày D`0 có hệ giằng chống bằng thép hình: gồm dầm dọc tường, thanh chống ngang, thanh chống dọc, kingpost (H350x350x12x19, H300x300x10x15)

Hệ giằng thứ nhất ở cao độ -2.800m, hệ thanh chống 2 ở cao độ -6.300 m

Mặt bằng công trình có tính đối xứng nên chỉ khai báo một nửa mô hình; tường vây bêtông cốt thép khai báo là phần tử Plate, sàn tầng hầm 1, 2 , sàn tầng trệt là phần tử Anchor, phụ tải bề mặt 20kN/m 2

Bảng 4.3 Thông số tường vây

1 Xét 1m dài tường vây Mác BT 400 b= 1 m Cđộ bền B30 h= 0.600 m E b = 32,500,000 kN/m 2 γ đất = 18.54 kN/m 3 + Dieọn tớch tieỏt dieọn

Bảng 4.4 Thông số thanh chống xiên

2 Thanh Chống Thép Hình - Xiên: Khai báo Anchor + Xeùt 1 thanh choáng

Bảng 4.5 Thông số thanh chống ngang, dọc

3 Thanh Chống Thép Hình – Ngang, Dọc: Khai báo Anchor + Xeùt 1 thanh choáng

4 Sàn Tầng Hầm 2: Khai báo Anchor

+ Xét 1m bề rộng sàn Mác BT 400 b= 1 m Cđộ bền B30 δ= 0.5 m E b = 32,500,000 kN/m 2 γ đất = 19.6 kN/m 3 + Dieọn tớch tieỏt dieọn

Bảng 4.7 Thông số sàn tầng hầm 1

5 Sàn Tầng Hầm 1: Khai báo Anchor

+ Xét 1m bề rộng sàn Mác BT 400 b= 1 m Cđộ bền B30 δ= 0.25 m E b = 32500000 kN/m 2 γ đất = 19.6 kN/m 3 + Dieọn tớch tieỏt dieọn

Hình 4.3 Mô hình tổng thể của công trình SAC

Hình 4.4 Mô hình lưới phần tử công trình SAC

Giai đoạn Hệ giằng 1 (kN) Hệ giằng 2 (kN) Đào đất lần 2 206.8×747.6 - Đào đất lần 3 136.7×76.9 190.3×732.1 Tháo hệ giằng 2 170.7×794.9 -

Mô hình tính toán nội lực thanh chống Etabs

Từ thông số nội lực tìm được từ Plaxis, để tính toán hệ giằng ta sử dụng phần mềm kết cấu etabs mô hình hệ thanh chống phân tích và kiểm tra khả năng chịu lực, so sánh với hồ sơ quan trắc ứng suất thực tế

Sơ đồ tính: liên kết giữa thanh giằng dọc tường (waler) và thanh chống ngang

(strut) là liên kết cứng (giống như liên kết cột và dầm trong khung nhà), liên kết giữa các thanh chống ngang và dọc là liên kết khớp di động vì trên thực tế thi công các thanh chống chỉ tựa trên kingpost và liên kết bằng hệ gông hình 4.5

Hình 4.5 Chi tiết liên kết thanh chống ngang và dọc

Hệ kingpost liên kết với thanh giằng là liên kết khớp di dộng còn liên kết với đất nền là liên kết khớp cố định Áp lực đất truyền vào hệ thanh lấy từ nội lực trong phần tử anchor giải mô hình plaxis, truyền lên hệ thanh giằng dưới dạng lực phân bố dọc thanh giằng dọc tường (waler) có đơn vị (kN/m).

Kiểm ta sức chịu tải của Kingpost H300 trong đất nền trước khi đào

+ R: khả năng chịu tải của đất nền dưới mũi cọc (tra bảng A.1 của TCXD205-1998)

Với độ sâu hm ( tính từ mặt đất tự nhiên đến mũi cọc)vào lớp đất 4b là cát mịn đến trung lẫn bột, màu vàng nâu, chặt vừa, tra bảng và có nội suy: R(0 (T/m2)

+ m=1:đối với cọc có đường kính d≤0.8m

+ mR, mf: hệ số điều kiện của đất ở mũi cọc và mặt xung quanh cọc có ảnh hưởng đến phương pháp hạ cọc m R =1, m f =1 (Tra bảng A.3 của TCXD205-1998)

+ F: diện tích tiết diện ngang của chân cọc: 0.012m 2

+ u: chu vi tiết diện ngang của cọc: 1.72m

+ L i : chiều dày lớp đất thứ i

+ fi: cường độ tính toán của lớp đất thứ i theo xung quanh cọc ( Tra bảng A.2 của TCXD205-1998)

- Tính f i , l i + l i : chiều dày lớp đất thứ i tiếp xúc với cọc

+ Zi: độ sâu từ mặt đất tự nhiên đến giữa lớp đất, chia nền thành nhiều lớp đồng nhất có chiều dày ≤ 2m tính từ đáy móng trở xuống

Ta có bảng kết quả sau:

Bảng 4.9 Lực ma sát bên của cọc trước khi đào đất

Phân lớp Z (m) Bề dày h(m) Độ sệt I L f i (T/m 2 )

Sức chịu tải cho phép của cọc: 74 46 ( )

Kiểm ta sức chịu tải của Kingpost H300 trong đất nền sau khi đào

(Tính theo phụ lục A, TCXD205:1998) Trong đó:

+ R: khả năng chịu tải của đất nền dưới mũi cọc (tra bảng A.1 của TCXD205-1998)

Với độ sâu h=4m ( tính từ mặt đất tự nhiên đến mũi cọc)vào lớp đất 4b là cát mịn đến trung lẫn bột, màu vàng nâu, chặt vừa, tra bảng và có nội suy: R(0 (T/m2)

+ m=1:đối với cọc có đường kính d≤0.8m

+ mR, mf: hệ số điều kiện của đất ở mũi cọc và mặt xung quanh cọc có ảnh hưởng đến phương pháp hạ cọc m R =1, m f =1 (Tra bảng A.3 của TCXD205-1998)

+ F: diện tích tiết diện ngang của chân cọc: 0.012m 2

+ u: chu vi tiết diện ngang của cọc: 1.72m

+ Li : chiều dày lớp đất thứ i

+ f i : cường độ tính toán của lớp đất thứ i theo xung quanh cọc ( Tra bảng A.2 của TCXD205-1998)

- Tính f i , l i + l i : chiều dày lớp đất thứ i tiếp xúc với cọc

+ Zi: độ sâu từ mặt đất tự nhiên đến giữa lớp đất, chia nền thành nhiều lớp đồng nhất có chiều dày ≤ 2m tính từ đáy móng trở xuống

Ta có bảng kết quả sau:

Bảng 4.10 Lực ma sát bên của cọc sau khi đào đất

Phân lớp Z (m) Bề dày h(m) Độ sệt I L f i (T/m 2 )

Sức chịu tải cho phép của cọc: 18 74 ( )

Hình 4.6 Mặt bằng tọa độ ép Kingpost

Bảng 4.11 Bảng thông số tiết diện thanh chống dọc tường vây H353x350x12x19 (waler)

Ix Iy ix iy Zx Zy

Tiến hành xem xét trường hợp chống trực tiếp vào tường vây mà không sử dụng thanh chống dọc tường (waler) Sau khi giải mô hình của hệ hố đào gồm: đất nền, tường vây, thanh chống… thu được kết quả nội lực thanh chống (Bảng 4.11) nhận thấy, nếu chống trực tiếp vào tường thì ứng suất tại vị trí tiếp xúc giữa tường và thanh chống H350x350x12x19là:

1008 2 2 min min kN cm R kN cm

1190 2 2 max max kN cm R kN cm

Do ứng suất lên tường vây bê tông Mác 400 (B30) (R n = 1.70 (kN/cm 2 )) lớn hơn nhiều khả năng chịu nén của vật liệu này, nên nếu chống trực tiếp thanh chống vào tường vây sẽ không đảm bảo khả năng chịu lực của tường, dẫn đến tường vây có thể bị phá hoại.

Do đó, cần thiết phải có thanh chống dọc tường liên kết tường vây với thanh chống ngang, tăng diện tích tiếp xúc giữa thanh chống ngang với tường vây, phân phối lại ứng suất từ thanh chống ngang truyền lên tường vây và làm cho từng tấm tường vây làm việc một cách đồng thời hơn (vì tường vây thi công theo tường đoạn với chiều dài theo một mođun nhất định)

Hình 4.7 Chi tiết liên kết thanh chống ngang và thanh chống dọc tường (waler)

Hình 4.8 Mô hình tính toán hệ thanh giằng

Hình 4.10 Nội lực trong hệ thanh chống (lớp 2)

Thanh chống ngang H350x350x12x19 chịu lực nằm trong giới hạn đàn hồi, biến dạng đàn hồi của thép là 0,2% Với chiều dài thanh chống là 40m (chiều ngang hố đào), biến dạng dọc trục của thanh là: 0,2% x 40m = 8mm Vì vậy, chuyển vị tối đa của tường vây tại vị trí thanh chống là 8mm.

Hình 4.11 Quan hệ ứng suất-biến dạng của thép Để đảm bảo cho thanh chống ngang luôn chịu nén dọc trục (không bị mất ổn định ngoài mặt phẳng) cần bố trí khoảng cách hệ giằng dọc hợp lý theo dựa trên tiết diện thanh chống đã chọn đảm bảo độ mãnh λ thanh chống dọc: thanh chống vừa chịu lực vừa giữa ổn định, thanh chống chỉ đơn thuần giữa ổn định cho thanh chống ngang

Mặt khác, khi thiết kế thanh chống cần chú ý đến khả năng chịu lực của thanh chống, khi thanh chống được kích (bằng kích thủy lực) thường thiết kế cho thanh chống làm việc 0.7 giới hạn đàn hồi, dự trữ phần còn lại cho gia đoạn kích

Thanh chống (struts) và giằng dọc (walers) có hệ thống chống đỡ khác biệt so với hệ cột và dầm ở mối nối liên kết Liên kết thanh chống - thanh giằng dọc có đặc điểm bản bụng của chúng nằm trên hai mặt phẳng vuông góc nhau Sự khác biệt này ảnh hưởng đến cách truyền tải của thanh chống tiết diện H Tải trọng từ thanh giằng dọc không truyền thẳng góc lên thanh chống, mà tiếp xúc tại rìa cánh của chúng, dẫn đến nguy cơ truyền tải kém và liên kết thanh chống - thanh giằng dọc dễ hỏng, mất ổn định hơn so với liên kết cột - dầm Do đó, liên kết này thường được gia cố vì đây là điểm yếu nhất của hệ thống thanh giằng dọc - thanh chống.

Hình 4.12 Gia cường tại vị trí liên kết giữa thanh chống dọc (waler) và thanh chống ngang (strut)

4.8 Quan trắc hệ thanh giằng

Báo cáo trình bày kết quả đo xác định ứng suất trong hệ thanh giằng lớp 1 và 2 cho chu kỳ 01(10/1/2011) đến chu kỳ 07(03/03/2011) thanh chống tạo nên bởi quá trình thi công tầng hầm

Kết quả thí nghiệm dùng để kiểm tra điều kiện làm việc của hệ thanh chống và khả năng làm việc của nó có thể kiểm soát được

Phương pháp này được sử dụng để xác định biến dạng những đầu đo này được lắp đặt bằng cách hàn vào thanh giằng tại những vị trí được yêu cầu Trong quá trình xây dựng cảm biến được đo tại những vị trí quy định Những đầu đo này sẽ chuyển tính hiệu đến hộp thu dữ liệu thông qua cáp nối Căn cứ mối quan hệ giữa ứng suất và biên dạng tại vị trí đó có thể được tính toán

Hình 4.13 a) Hàn đầu đo vào thanh giằng b) Bộ thu dữ liệu

Nguyên lý đo dựa trên định luật HOOK ε σ = E× Trong đó: σ : là ứng suất hoặc đại lượng biến đổi ứng suất cần đo E : Mođun đàn hồi vật liệu, với thép Es= 195Mpa ~210 Mpa ε : là biến dạng hoặc đại lượng biến đổi biến dạng tại thời điểm đo

Hình 4.14 Chi tiết lắp đầu đo

Số đọc ban đầu của đầu đo 1 là : R o1 Số đọc tại thời điểm hiện tại của đầu đo 1 là : R1

Số đọc ban đầu của đầu đo 2 là : Ro2

Số đọc tại thời điểm hiện tại của đầu đo 2 là : R 2 Biến dạng tương đối của đầu đo 1:

1 = R − R ε Biến dạng tương đối của đầu đo 2:

2 = R − R ε Ứng suất dọc trục σ st =((ε 1 +ε 2 ))×E×F / 2 Môđun của thép E = 2x10 6 kG/cm 2

Hệ số hiệu chỉnh F =0.95 Ứng suất do momen theo phương trục y gây ra:

4.8.2 Mặt bằng vị trí các điểm

Hình 4.15 Mặt bằng bố trí strain gauge lớp 1

Dựa vào tài liệu quan trắc thông số ứng suất trong thanh chống, tính toán nội lực trong thanh chịu trong quá trong quá trình đào đất

Phân tích số liệu quan trắc và mô hình trong 2 giai đoạn: giai đoạn đào đất đến cao độ -6.80m và giai đoạn sau khi lắp hệ giằng thứ 2

4.9.1 Giai đoạn đào đất đến cao độ -6.80m

Mô hình phân tích đất trong giai đoạn đào đến cao độ -6.80m, sử dụng kết quả nội lực từ áp lực đất truyền vào neo (anchor) truyền vào mô hình khung của hệ thanh chống giải tìm giá trị nội lực

Hình 4.17 Mô hình giai đoạn đào đất đến cao độ -6.80m

Fixed- end X Y F |F_max,comp| |F_max,tens| EA Le Ls

Anchor [m] [m] [kN/m] [kN/m] [kN/m] [kN/m] [m] [m]

Hình 4.18 Mô hình truyền lực vào hệ thanh chống 1

Hệ thanh chống 1 thanh chống dọc tường, thanh chống ngang, thanh chống dọc ngang H350x350x12x19, thanh chống xiên H300x300x10x15, kingpost H300x300x10x15, liên kết giữa thanh chống và kingpost là liên kết khớp di động, kingpost chỉ là điểm tựa để đỡ hệ thanh chống

Hình 4.19 Biểu đồ lực dọc trong hệ thanh chống 1

Tổng ứng suất Lực dọc Độ lệch Độ lệch Chu kỳ Ngày Giờ SG

Ghi chú : dấu (-) chỉ giá trị nội lực của mô hình nhỏ hơn so với quan trắc dấu (+) chỉ giá trị nội lực của mô hình lớn hơn so với quan trắc

Việc tính toán giữa mô hình từ phần mềm Plaxis, Etabs xác định nội lực trong hệ thanh chống và kết quả quan trắc thực tế ứng suất trong giai đoạn đào đất lần 2 đến cao độ -6.80m, nhận thấy rằng nếu phân tích thiết kế theo mô hình thanh chống dọc hố đào có hệ số an toàn cao vì so với kết quả qua trắc tại các strain gauge (SG) SG3, SG10, SG15 thì lực dọc trong thanh chống dọc khi giải mô hình có lực dọc lớn hơn từ +109% đến +239 % so với quan trắc quan trắc và thiết kế trên mô hình có sự phân chia thanh 2 nhóm: nhóm 1 nhóm thanh chống có hệ số an toàn cao từ trục 7 10 của hố đào tại các vị trí strain gauge SG4, SG5, SG6, SG7 có chênh lệch giữa quan trắc và thiết kế từ +151% đến +318% cá biệt có thanh chống ngang tại vị trí SG5 lệch là +623% Nhóm còn lại từ trục 1 6 của hố đào kết quả tương quan giữa quan trắc và thiết kế hợp lý với mức độ chênh lệch lần lượt là: +21%, +36%, +91%, +118% với các strain gauge SG9, SG12, SG14, SG8, SG10

Quan trắc hệ thanh giằng

Báo cáo trình bày kết quả đo xác định ứng suất trong hệ thanh giằng lớp 1 và 2 cho chu kỳ 01(10/1/2011) đến chu kỳ 07(03/03/2011) thanh chống tạo nên bởi quá trình thi công tầng hầm

Kết quả thí nghiệm dùng để kiểm tra điều kiện làm việc của hệ thanh chống và khả năng làm việc của nó có thể kiểm soát được

Phương pháp này được sử dụng để xác định biến dạng những đầu đo này được lắp đặt bằng cách hàn vào thanh giằng tại những vị trí được yêu cầu Trong quá trình xây dựng cảm biến được đo tại những vị trí quy định Những đầu đo này sẽ chuyển tính hiệu đến hộp thu dữ liệu thông qua cáp nối Căn cứ mối quan hệ giữa ứng suất và biên dạng tại vị trí đó có thể được tính toán

Hình 4.13 a) Hàn đầu đo vào thanh giằng b) Bộ thu dữ liệu

Nguyên lý đo dựa trên định luật HOOK ε σ = E× Trong đó: σ : là ứng suất hoặc đại lượng biến đổi ứng suất cần đo E : Mođun đàn hồi vật liệu, với thép Es= 195Mpa ~210 Mpa ε : là biến dạng hoặc đại lượng biến đổi biến dạng tại thời điểm đo

Hình 4.14 Chi tiết lắp đầu đo

Số đọc ban đầu của đầu đo 1 là : R o1 Số đọc tại thời điểm hiện tại của đầu đo 1 là : R1

Số đọc ban đầu của đầu đo 2 là : Ro2

Số đọc tại thời điểm hiện tại của đầu đo 2 là : R 2 Biến dạng tương đối của đầu đo 1:

1 = R − R ε Biến dạng tương đối của đầu đo 2:

2 = R − R ε Ứng suất dọc trục σ st =((ε 1 +ε 2 ))×E×F / 2 Môđun của thép E = 2x10 6 kG/cm 2

Hệ số hiệu chỉnh F =0.95 Ứng suất do momen theo phương trục y gây ra:

4.8.2 Mặt bằng vị trí các điểm

Hình 4.16 Mặt bằng bố trí strain gauge lớp 2.

Phân tích kết quả quan trắc và mô hình

Phân tích số liệu quan trắc và mô hình trong 2 giai đoạn: giai đoạn đào đất đến cao độ -6.80m và giai đoạn sau khi lắp hệ giằng thứ 2

4.9.1 Giai đoạn đào đất đến cao độ -6.80m

Mô hình phân tích đất trong giai đoạn đào đến cao độ -6.80m, sử dụng kết quả nội lực từ áp lực đất truyền vào neo (anchor) truyền vào mô hình khung của hệ thanh chống giải tìm giá trị nội lực

Hình 4.17 Mô hình giai đoạn đào đất đến cao độ -6.80m

Fixed- end X Y F |F_max,comp| |F_max,tens| EA Le Ls

Anchor [m] [m] [kN/m] [kN/m] [kN/m] [kN/m] [m] [m]

Hệ thanh chống 1 thanh chống dọc tường, thanh chống ngang, thanh chống dọc ngang H350x350x12x19, thanh chống xiên H300x300x10x15, kingpost H300x300x10x15, liên kết giữa thanh chống và kingpost là liên kết khớp di động, kingpost chỉ là điểm tựa để đỡ hệ thanh chống

Ghi chú : dấu (-) chỉ giá trị nội lực của mô hình nhỏ hơn so với quan trắc dấu (+) chỉ giá trị nội lực của mô hình lớn hơn so với quan trắc

Việc tính toán giữa mô hình từ phần mềm Plaxis, Etabs xác định nội lực trong hệ thanh chống và kết quả quan trắc thực tế ứng suất trong giai đoạn đào đất lần 2 đến cao độ -6.80m, nhận thấy rằng nếu phân tích thiết kế theo mô hình thanh chống dọc hố đào có hệ số an toàn cao vì so với kết quả qua trắc tại các strain gauge (SG) SG3, SG10, SG15 thì lực dọc trong thanh chống dọc khi giải mô hình có lực dọc lớn hơn từ +109% đến +239 % so với quan trắc quan trắc và thiết kế trên mô hình có sự phân chia thanh 2 nhóm: nhóm 1 nhóm thanh chống có hệ số an toàn cao từ trục 7 10 của hố đào tại các vị trí strain gauge SG4, SG5, SG6, SG7 có chênh lệch giữa quan trắc và thiết kế từ +151% đến +318% cá biệt có thanh chống ngang tại vị trí SG5 lệch là +623% Nhóm còn lại từ trục 1 6 của hố đào kết quả tương quan giữa quan trắc và thiết kế hợp lý với mức độ chênh lệch lần lượt là: +21%, +36%, +91%, +118% với các strain gauge SG9, SG12, SG14, SG8, SG10

Kết quả quan trắc cho thấy thanh chống chéo tại góc hố đào ở SG1, SG2 lệch so với thiết kế +39% tại vị trí trục 10, đảm bảo an toàn Tuy nhiên, tại thanh chống góc gần trục 1 hố đào với SG16, SG17, giá trị quan trắc lệch lần lượt là -57% và -32%, cho thấy cần gia cường thêm để đảm bảo an toàn.

4.9.2 Giai đoạn sau khi lắp hệ giằng thứ 2

Khảo sát hệ thanh chống trong giai đoạn đã lắp lớp thanh chống thứ 2 và kích bằng kích thủy lực để hạn chế chuyển vị tường với giá trị P=-113.7(kN/m)

Lúc này, hệ thanh chống gồm 2 hệ thanh chống hoàn chỉnh, kích thước tiết diện thanh chống cũng tương tự như ở lớp 1 gồm thanh chống dọc tường, thanh chống ngang, thanh chống dọc ngang H350x350x12x19, thanh chống xiên H300x300x10x15, kingpost H300x300x10x15, liên kết giữa thanh chống và kingpost là liên kết khớp di động, kingpost chỉ là điểm tựa để đỡ hệ thanh chống nhưng theo phương dọc của hố đào được gia cường thêm một thanh H350x350x12x19 ở vị trí giữa hố đào

Hình 4.20 Giai đoạn sau khi lắp hệ giằng thứ 2

Bảng 4.14 Thông số hệ thanh chống 1, 2 giai đoạn sau khi lắp hệ thanh chống 2

Fixed- end Node X Y F |F_max,comp| |F_max,tens| EA Le Ls

Anchor [m] [m] [m] [kN/m] [kN/m] [kN/m] [kN/m] [m] [m]

Bảng 4.15 Kết quả so sánh giữa quan trắc thực tế và giải mô hình hệ thanh chống 1

Khảo sát nội lực trong hệ thanh chống 1 sau khi lắp hệ thanh chống 2, trong chu kỳ đo 7 ngày 03/03/2011, mối tương quan nội lực giữa mô hình và quan trắc trong thanh chống tại các vị trí thanh chống ngang từ trục 16 gồm các strain guage:

SG9, SG12, SG13, SG14 có kết quả tính toán và quan trắc có thể tin cậy được không có sự chênh lệch lớn lần lượt như sau: +32%, -14%, +25%, -22% Riêng thanh chống tại SG11 sai biệt lớn nhưng vẫn đảm bảo an toàn

Các thanh chống ngang trong khu vực từ trục 710 tại vị trí các strain guage SG4, SG5, SG6, SG7 có hệ số an toàn cao, chênh lệch giữa quan trắc thực tế vào mô với quan trắc từ -21% đến -77%

Thanh chống dọc hố đào vẫn đảm bảo khả năng chiu lực và so với giai đoạn trên (giai đoạn đào đất lần 2 đến -6.80m) thì kết quả gần với quan trắc hơn với các thanh tại các SG3, SG10

Bảng 4.16 Kết quả so sánh giữa quan trắc thực tế và giải mô hình hệ thanh chống 2

Tổng ứng suất Lực dọc Độ lệch Độ lệch Chu kỳ Ngày Giờ SG No

Quan trắc hệ thanh chống 2 trong chu kỳ 4, ngày 03/03/2011, nhận thấy kết quả giữa quan trắc và mô hình thiết kế chia thành hai nhóm: nhóm các thanh chống an toàn nằm vị trí hai đầu hố đào gồm các thanh tại vị trí các strain guage SG4, SG5, SG6, SG13, SG14 và hệ các thanh chống kém an toàn nằm giữa hố đào có sự chênh

SG3, SG7, SG8, SG9, SG10, SG11, SG12, SG15

Các kết quả trên cho thấy có sự không đồng nhất trong đất nền (NC, OC) làm ảnh hưởng đến áp lực lên tường và hệ thanh chống, nội lực trong các thanh chống có sự khác nhau do vị trí thanh chống, áp lực từ tường truyền vào và giá trị lực từ kích tác dụng lên Do đó, kết quả quan trắc hệ thanh chống là hết sức cần thiết, nó cùng với kết quả quan trắc chuyển vị tường là bộ thông số dùng để xác định mức độ dịch chuyển của tường một cách chính xác Nhưng đôi khi trong một số trường hợp đo được sự thay đổi ứng suất trong thanh giằng tăng lên nhưng chưa đủ để tường dịch chuyển và thiết bị quan trắc chuyển vị tường chưa ghi nhận được Lúc này, việc tăng giá trị lực trong các kích của thanh chống là cần thiết để tránh cho tường dịch chuyển và phân phối lại nội lực cho các thanh chống lân cận.

Khảo sát thanh chống tại strain gauge 8 (SG8)

Từ kết quả so sánh giữa thiết kết mô hình và quan trắc thực tế, tiến hành hiệu chỉnh các thông số mô hình, khảo sát chi tiết một thanh chống ngang tại vị trí strain gauge 8 (SG8) ở cả hai tầng chống 1 và 2, để có cái nhìn chi tiết, cặn kẻ hơn ứng xử của thanh chống khi kết quả từ thiết kế trên mô hình ôm sát so với kết quả quan trắc thực tế, mối liên hệ đến các thông số như môđuyn, lực kích tại các tầng chống…

Các thí nghiệm nén cố kết, nén ba trục chỉ xét mẩu ở trạng thái nén thẳng đứng với tương tác giữa σ 1 , σ 3 sự thay đổi áp lực đứng trong khi áp lực ngang là không đổi

Khi đào hố sâu, đất bên ngoài hố giảm ứng suất hiệu dụng theo phương ngang (σ3) nhưng ứng suất hiệu dụng theo phương đứng (σ1) vẫn không đổi Ngược lại, đất bên trong hố đào có ứng suất hiệu dụng theo phương đứng (σ1) giảm nhưng ứng suất hiệu dụng theo phương ngang (σ3) vẫn giữ nguyên Do sự chênh lệch ứng suất này, đất bên ngoài hố đào chịu tải, trong khi đất bên trong hố đào được dỡ tải, dẫn đến sự biến dạng của đất và hình thành mođun biến dạng E ur (mođun dỡ tải).

Hình 4.25 Quan hệ ứng suất-biến dạng của đất trong lịch sử chịu tải

Tiến hành hiệu chỉnh thông số môđun E ref theo hướng tăng giá trị cho phù hợp với quá trình dỡ tải trong hố đào, thay đổi lực kích trong thanh chống để cho đến khi kết quả giữa mô hình và quan trắc hội tụ tại vị trí thanh chống ngang đặt strain guage 8 (SG8)

Bảng 4.17 Tương quan giữa thông số E ref ban đầu và hiệu chỉnh

Lớp đất Mô hình Loại ứng xử Poisson ν N

(SPT) E ref E ref (hiệu chỉnh)

6 MC D 0.26 45 34,470 275,760 Đơn vị - - - kN/m 2 kN/m 2

Fixed- end Node X Y F |F_max,comp| |F_max,tens| EA Le Ls

Anchor [m] [m] [m] [kN/m] [kN/m] [kN/m] [kN/m] [m] [m]

Bảng 4.19 Kết quả quan trắc thực tế và hiệu chỉnh mô hình hệ thanh chống 1 (SG8)

Tổng ứng suất Lực dọc Độ lệch Độ lệch

Chu kỳ Ngày Giờ SG No

Bảng 4.20 Kết quả quan trắc thực tế và hiệu chỉnh mô hình hệ thanh chống 2 (SG8)

Tổng ứng suất Lực dọc Độ lệch Độ lệch

Chu kỳ Ngày Giờ SG No

Từ kết quả trên, nhận thấy có sự khác biệt giữa mođuyn của đất nền trong trường hợp dỡ tải và thí nghiệm nén là khác nhau Do đó khi thiết kế hố đào sâu cần có hệ số điều chỉnh mođun cho phù hợp thực tế ứng xử của tường vây, hệ thanh chống và ôm sát với quan trắc Từ đó, thiết kế hệ thanh chống đủ khả năng chống đỡ cho hố đào, đảm bảo tiết kiệm và an toàn Giá trị môđun cần hiệu chỉnh so với thông số ban đầu từ hồ sơ địa chất là E ur xE ref và hệ số Poisson υ.

Phân tích các phương án thanh chống

Từ dữ liệu đất nền như đã phân tích bài toán đào hầm ở phần trên, tiến hành thiết kế các phương án giằng chống khác nhau để có sự so sánh giữa các phương án về các thông số kinh tế kỹ thuật nhằm tư vấn cho chủ đầu tư phương án kinh tế nhất và an toàn trong quá trình thi công hố đào

4.11.1 Phương án 1: Tăng khoảng cách thanh chống L s

Khi phân tích bài toán trên với khoảng cách Ls =7m, nhưng qua bố trí mặt bằng thanh chống quá trình thi công hố đào thì tiết diện thanh chống lớn không đảm bảo tiết kiệm và không tận dụng hết khả năng chịu lực của thanh chống Do đó, tiến hành hiệu chỉnh mặt bằng thanh chống ở hai tầng chống 1 và 2; tăng khoảng cách thanh chống Ls m, từ đó phân tích các thông số như nội lực trong thanh, chuyển vị tường, khối lượng thi công, độ cứng và ổn định chung của hố đào

Bảng 4.21 Nội lực trong thanh chống từ Plaxis khi tăng L spacing

Giai đoạn Hệ giằng 1 (kN) Hệ giằng 2 (kN) Đào đất lần 2 75.14×136.82 - Đào đất lần 3 75.11×136.43 78.14×1316.21

Hình 4.30 Mặt bằng hệ giằng 1 thay đổi L spacing đào đất lần 2 đến cao độ -6.80m

Hình 4.31 Nội lực trong thanh chống 1 đào đất lần 2 đến cao độ -6.80m

Hình 4.36 Mặt bằng hệ giằng 1 thay đổi L spacing tháo hệ giằng 2

Hình 4.37 Nội lực trong thanh chống 1 tháo hệ giằng 2

Bảng 4.22 Nội lực lớn nhất trong thanh chống ngang khi tăng L spacing

Giai đoạn Hệ giằng 1 (kN) Hệ giằng 2 (kN) Đào đất lần 2 1006.23 - Đào đất lần 3 1012.25 1039.41

4.11.2 Phương án 2: Giảm tiết diện thanh chống ngang, dọc

Trong phương án này, hai hệ giằng chống vẫn giữ nguyên cách bố trí như phương án đã thi công nhưng giảm tiết diện thanh chống Ban đầu, tiết diện thanh chống ngang còn 300x300x10x15, tức là giảm độ cứng EA của thanh chống

Bảng 4.23 Đặc trưng độ cứng thanh chống sau khi giảm tiết diện

Thanh Chống Thép Hình - Ngang: Khai báo Anchor

Từ nội lực tính toán Plaxis cho thanh chống ( phần tử Anchor) khi đã giảm tiết diện thanh, tiến hành truyền vào hệ thanh chống cho các giai đoạn thi công đào đất tìm nội lực cụ thể trong từng thanh

Bảng 4.24 Nội lực trong thanh chống từ Plaxis khi giảm tiết diện

Giai đoạn Hệ giằng 1 (kN) Hệ giằng 2 (kN) Đào đất lần 2 80.77×7V5.4 - Đào đất lần 3 74.79×7R3.53 77.93×7T5.51 Tháo hệ giằng 2 83.86×7X7.02 -

Hình 4.38 Mặt bằng hệ giằng 1 đào đất lần 2 đến cao độ -6.80m

Hình 4.44 Mặt bằng hệ giằng 1 tháo hệ giằng 2

Bảng 4.25 Nội lực lớn nhất trong thanh chống ngang khi giảm tiết diện

4.11.3 Phương án 3: Bố trí mặt bằng thanh chống có lỗ mở lớn

Hệ giằng chống trong hố đào sâu không chỉ đảm bảo khả năng chịu lực mà phải có khoảng trống cho công tác đào đất thuận lợi Hình thức thanh chống có lỗ mở lớn đáp ứng khả năng này

Thiết kế lại mặt bằng thanh chống hố đào gồm hai khoang trống lớn phục vụ cho công tác đào đất, với hai hệ thanh chống có độ cứng lớn được tích hợp thành nhưng dàn phẳng nằm ngang kết hợp với thanh chống ở bốn góc Tiết diện thanh chống dọc (waler) 428x407x20x35, hệ dàn nằm ngang gồm có tiết diện 428x407x20x35, 400x400x13x21, 300x300x10x15, thanh chống xiên tại bốn góc 428x407x20x35

Bảng 4.26 Đặc trưng độ cứng thanh chống ngang

Thanh Chống Thép Hình - Ngang: Khai báo Anchor + Xét hệ dàn cấu tạo bởi 2 thanh chống

Thanh chống ngang của của hố đào là hệ dàn nên đặc trưng độ cứng của hệ quy đổi về một thanh có độ cứng tương đương

Bảng 4.27 Nội lực trong thanh chống từ Plaxis

Giai đoạn Hệ giằng 1 (kN) Hệ giằng 2 (kN) Đào đất lần 2 68.75×34#37.5 - Đào đất lần 3 65.31×34"20.54 72.63×34$69.42 Tháo hệ giằng 2 71.64×34$35.76 -

Hình 4.52 Mặt bằng hệ giằng 1 tháo hệ giằng 2

Bảng 4.28 Nội lực lớn nhất trong hệ dàn nằm ngang

Sau khi phân tích mô hình hệ thanh chống có lỗ mở lớn nhận thấy rằng hai hệ chống là hệ dàn trong mặt phẳng nằm ngang có độ ứng lớn, đảm bảo chống đỡ áp lực đất theo phương ngang của hố đào Biến dạng và chuyển vị hệ thanh chống lớn hơn ở thanh chống xiên hai đầu của hố đào, cần phải chú ý đến khoảng cách của thanh chống trong khu vực này cũng như là hệ giằng liên kết các thanh chống chịu lực Hình thức hệ chống này áp dụng tốt cho những trường hợp có tỷ lệ chiều dài hai cạnh hố đào chênh lệch nhiều và chiều rộng hố đào không quá lớn

(kN) Phương án hệ giằng chống

Chuyển vị ngang tường vây (m)

PA đã thi công (Quan trắc) 404.70 145.55 3.04×10 -3 410.14 PA 1 (Tăng Lspacing) 1047.79 1039.41 3.09×10 -3 344.80 PA 2 (Giảm tiết diện thanh) 580.06 532.24 3.07×10 -3 368.35 PA 3 (MB hệ chống có lỗ mở lớn) 1871.46 1786.48 3.11×10 -3 361.58

Sau khi phân tích, tính toán kết hợp với số liệu quan trắc thực tế ứng suất trong thanh chống ta thấy rằng, việc bố trí hệ giằng chống hố đào trong quá trình thi công tầng hầm tòa nhà văn phòng điều hành tổng Công Ty Hàng Không Miền Nam là quá an toàn so với nội lực sinh ra trong thanh chống do áp lực đất tác dụng Để tiết kiệm hơn ta tiến hành phân tích các phương án so sánh giải pháp tối ưu kinh tế kỹ thuật cho hệ giằng chống

Khi phân tích so sánh các phương án 1, 2, 3 đều đảm bảo khả năng chịu lực của thanh chống cũng như chuyển vị tường vây Mặc dù, có khác sự khác nhau về hệ số an toàn cũng như là thuận lợi cho thi công đào đất của tầng hầm cụ thể như sau:

Phương án 1 tiến hành tăng khoảng cách thanh chống Lspacing; giảm khối lượng thép hình dẫn đến giá thành thi công tầng hầm sẽ hạ nhưng nội lực trong thanh chống cũng như là chuyển vị đều tăng làm giảm hệ số an toàn của hệ hố đào trong thi công so với phương án đã thi công nhưng ưu điểm của phương án 1 là khoan đào đất lớn L spacing m thuận tiện hơn so với phương án đã thi công

Phương án 2 giảm tiết diện thanh chống so với phương án 1 thì nội lực và chuyển vị trong thanh nhỏ hơn nhưng khối lượng thép thì nhiều hơn và khoảng cách thanh chống nhỏ khó cho máy đào thao tác thi công đào đất nhưng nhìn chung thì đã thi công

Phương án 3 có thiết kế và hình dạng hệ thanh chống khác biệt Mặt bằng thanh chống có khoan vượt nhịp lớn, tạo độ cứng lớn, tăng khoảng cách hệ chống, dẫn đến nội lực và chuyển vị thanh chống lớn hơn so với các phương án khác Do độ cứng tổng thể một tầng chống có chênh lệch giữa thanh chống chính và góc, biến dạng xảy ra nhiều ở thanh chống góc Tuy nhiên, phương án 3 tiết kiệm và thuận lợi hơn trong thi công.

Sau khi phân tích so sánh các phương án trên thì với mặt bằng, kích thước hố đào, đặc điểm địa chất việc chọn phương án hệ giằng chống 3 là hợp lý nhất thỏa mãn các điều kiện về kinh tế kỹ thuật

KẾT LUẬN, KIẾN NGHỊ VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU

1 Kết luận và kiến nghị

Trong mô hình đất Mohr-Coulomb, mối quan hệ giữa thông số biến dạng ε, ứng suất σ, hệ số Poisson υ và môđun đàn hồi E được làm rõ thông qua việc điều chỉnh các thông số này Sự điều chỉnh này cho phép xác định mối liên hệ chính xác giữa các tham số này và góp phần vào việc cải thiện độ chính xác của mô hình dự đoán hành vi của đất.

Thông qua luận văn này cho ta cách nhìn nhận sâu thêm về vai trò của việc tính toán hệ giằng chống trong hố đào sâu, từ việc mô hình đất nền plaxis 2D, hệ giằng chống Etabs 9.05 đưa ra sơ đồ tính đúng cho hệ giằng gần với với số liệu quan trắc

Tiêu đề	Ảnh hưởng của áp lực đất lên hệ giằng chống hố đào sâu
Tác giả	Nguyễn Trọng Hiển
Người hướng dẫn	PGS. TS. Châu Ngọc Ẩn
Trường học	Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Địa kỹ thuật xây dựng
Thể loại	Luận văn thạc sĩ
Năm xuất bản	2012
Thành phố	TP. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	115
Dung lượng	4,68 MB