Các phương pháp thi công đường hầm trên thế giới
Đặc điểm của công nghệ và thiết bị thi công ngầm
Thiết bị đi kèm Đặc diểm
- Máy khoan, máy xúc, thiết bị kích chất nổ, thiết bị gia cố hầm…
Thi công hầm được thực hiện chủ yếu bằng chất nổ, sau đó sử dụng máy xúc để lấy đất đá và định hình đường kính hầm Quá trình này bao gồm việc chống đỡ bằng các khung thép và cuối cùng là gia cố lại bằng lớp bê tông.
Máy đào xúc, máy xới
- Thiết bị chính là máy khoan, máy xúc và máy xới
- Thi công tương tự như phương pháp NATM nhưng thay vì nổ mìn thì phương pháp này thi công chủ yếu bằng khoan, đào, móc từng phần
Máyđào xúc, máyxới Máyđào RH
PP thi côngtoàn tiết diện
Hình 1.3 Máy bánh xích sau đó gia cố lại bằng lớp bê tông cốt thép
- Thiết bị thi công là các máy đào liên hợp chuyên dùng (RH) hoặc các máy búa thủy lực
- Thi công tương tụ như phương pháp đào xúc nhưng thay vào đó là máy đào liên hợp chuyên dùng cho thi công đường hầm
SM là thiết bị đa năng, vừa có khả năng thi công vừa đóng vai trò chống đỡ và gia cố Thiết bị này có thể được đào bằng sức người, sử dụng tổ hợp máy RH, hoặc thông qua đầu khoan.
- Sự khác biệt lớn giữa phương pháp này so với các phương pháp trên là thi công toàn tiết diện, vừa thi công vừa chống đỡ
- TBM là hệ thống thiết bị bao gồm các chức năng khoan cắt, chống đỡ và gia cố đường hầm bằng cơ giới hóa
- Tương tự như phương pháp dùng máy SM, TBM là thiết bị thi công toàn tiết diện, được điều khiển và cơ giới hóa
Đặc điểm lựa chọn và chỉ tiêu đánh giá tính hiệu quả của công nghệ
Các chỉ tiêu lựa chọn công nghệ
Trong quá trình thi công đường hầm, việc lựa chọn phương pháp thi công hợp lý là rất quan trọng Một hệ thống đường hầm có thể áp dụng nhiều phương pháp thi công khác nhau để đạt hiệu quả tối ưu.
- Để chọn một phương pháp thi công hợp lý, dựa theo quy trình sau:
Hình 1.8: Sơ đồ quy trình lựa chọn công nghệ thi công
- Mục đích sử dụng là công dụng của đường hầm sau khi thi công: đường hầm giao công, đường ống dẫn nước, đường dây điện ngầm…
- Các yếu tố ảnh hưởng: ở đây ta chia thành 3 nhóm yếu tố chính:
+ Kích thước đường hầm bao gồm: đường kính, chiều dài, hình dạng…
Hình 1.9: Biểu đồ quan hệ giữa chi phí và chiều dài giữa các công nghệ thi công
+ Đặc điểm của đường hầm bao gôm: chiều sâu hầm, độ cong hầm… + Yếu tố xung quanh bao gồm: các công trình xung quanh, môi trường, tiếng ồn…
Điều kiện thi công đóng vai trò quan trọng trong quá trình xây dựng, bao gồm các yếu tố địa chất của khu vực thi công như thi công qua đồi núi, thi công hầm dưới vùng nước và thi công trong đô thị Những yếu tố này ảnh hưởng trực tiếp đến kỹ thuật thi công, an toàn lao động và tiến độ dự án.
Các yếu tố ảnh hưởng Điều kiện thi công
Phân loại và đặc điềm của các thiết bị thi công toàn tiết diện
Máy khoan đào Shield Machine
Phương pháp đào hầm SHIELD là kỹ thuật đào và gia cố hầm dưới lòng đất, phù hợp cho cả địa chất cứng và mềm Hệ thống máy đào này sử dụng các kích đẩy để thực hiện quá trình đào đồng thời tiến về phía trước, trong khi phía sau là hệ thống lắp ráp các tấm vỏ hầm.
+ Phương pháp đào này được kỹ sư người pháp M.I.Brunel phát minh năm
Công nghệ đào hầm được phát triển vào năm 1818 và lần đầu tiên được áp dụng để xây dựng hầm xuyên sông Thames ở Luân Đôn Sau nhiều cải tiến, phương pháp này đã trở nên hoàn thiện hơn và được sử dụng rộng rãi trên khắp Châu Âu từ cuối thế kỷ XIX.
+ Phân loại máy Shield Machine (SM):
PP thi công toàn tiết diện
Hình 1.11: Sơ đồ phân loại các máy đào Shield + Đặc điểm các loại máy Shield Machine (SM):
Tên công nghệ Đặc điểm Đào hoàn toàn bằng tay
Máy khoan này có chi phí đầu tư thấp, phù hợp cho địa chất cứng và các mặt cắt ổn định, không dễ bị sụp đổ Đặc biệt, với chiều dài hầm ngắn, người đào có thể dễ dàng xử lý các chướng ngại vật như đá tảng hoặc cột nền móng khi gặp phải.
Mô hình shield đào bằng tay kết hợp với đào bằng máy là phương pháp hiệu quả cho các hầm dài và tiết diện lớn Phương pháp này không chỉ tiết kiệm chi phí mà còn dễ dàng xử lý khi gặp chướng ngại vật.
Máy đào SHIELD Shield mở
Mở toàn bộ Đào hoàn toàn bằng tay Đào một phần bằng máy
Mở một phần Đào bằng máy Điều chỉnh độ mở
Dùng áp lực đất bùnDùng áp lực nước bùn
Phương pháp đào bằng máy, đặc biệt là mô hình shield, là lựa chọn lý tưởng cho các loại đất cứng và hầm có chiều dài lớn Với hệ thống hoàn toàn cơ giới hóa, máy không chỉ đào mà còn được đẩy về phía trước, kết hợp với băng tải để vận chuyển đất đá ra ngoài, giúp tăng tốc độ thi công Tuy nhiên, chi phí đầu tư ban đầu và khả năng bảo trì của phương pháp này thường phức tạp hơn.
Hình 1.14: Mô hình shield đào bằng máy Đào bằng máy có điều chỉnh độ hở
Shield phía trước với vách ngăn điều chỉnh độ đóng mở giúp tối ưu hóa quá trình đào Độ mở của vách ngăn được điều chỉnh tùy theo trạng thái địa chất, đảm bảo hiệu quả cao trong việc đưa đất ra ngoài qua hệ thống băng tải tự động.
Hình 1.15 Mô hình shield đào điều chỉnh độ đóng mở Đào bằng máy dùng áp lực đất
Loại shield này có thiết kế mặt trước khép kín, sử dụng áp lực của đất trong buồng phía sau đĩa cắt để cân bằng với áp lực của đất và nước ngầm xung quanh gương đào Lượng đất được đưa ra được điều chỉnh dựa trên áp lực trong buồng chứa và được kiểm soát bằng lực kế.
Mô hình shield đào sử dụng áp lực đất bùn để cải thiện tính lưu động của đất Nước bùn được bơm vào lớp đất trước mặt để nâng cao tính lưu động và khả năng chống thấm của lớp đất Phương pháp này có thể áp dụng hiệu quả cho cả loại đất sỏi và cát có độ thấm cao.
Hình 1.17: Mô hình shield đào dùng áp lực đất bùn Đào bằng máy dùng áp lực nước bùn
Máy shield sử dụng nước bùn để tạo áp lực lớn hơn áp lực đất phía trước mặt cắt, giúp tạo ra một màn bùn hoặc lớp đất thấm bùn, từ đó tăng tính ổn định cho mặt cắt Đất đào được vận chuyển nhờ vào chu trình tuần hoàn của nước bùn, đồng thời làm giảm sự mòn của dao cắt do đất trước mặt có pha trộn nước bùn.
Hình 1.18: Mô hình shield đào dùng áp lực nước bùn
+ Phương pháp đào shield có thể áp dụng cho những công trình sau:
* Hầm dây điện và các loại cáp thông tin
* Hầm đường sắt, đường bộ…
+ Thích hợp với các loại điều kiện địa chất sau:
* Đất sét yếu có tính lưu động cao
* Lớp cát hoặc lớp đất đá dễ sụp lỡ
* Lớp cát hoặc đất đá có nước ngầm hoặc nước chịu áp lực cao
* Lớp đất phức tạp gồm cả đất mềm yếu và đất cứng…
* Trong quá trình thi công ít ảnh hường đến các kết cấu bên trên
* Có thể thi công trong lòng đất sâu
* Không gây ra tiếng ồn, chấn động
* Thời gian thi công nhanh và có nhiều lợi ích về kinh tế
* Thích hợp với các loại đường kính trung bình và nhỏ
* Đòi hỏi kỹ thuật chế tao và thi công cao
* Phải nghiên cứu khảo sát địa chất tốt
* Độ lớn công trình thi công hạn chế.
Máy khoan hầm TBM ( Tunnel Boring Machine)
Thiết bị TBM và SM có nhiều điểm tương đồng, nhưng khác nhau ở chức năng chính TBM chủ yếu tập trung vào bộ phận công tác phá đá và khoan đào, trong khi SM chú trọng vào cấu tạo vỏ bảo vệ và chống đỡ.
Lĩnh vực khoan hầm đã trải qua một quá trình phát triển lâu dài, và vào cuối thế kỷ 20, công nghệ thi công hầm đã có sự tiến bộ vượt bậc với sự ra đời của máy khoan hầm TBM.
Máy khoan hầm TBM không còn là thiết bị đơn lẻ mà là một tổ hợp phức tạp, với các loại máy nhỏ có đường kính dưới 4.2m có trọng lượng lên đến 700 tấn và chiều dài khoảng 140m Trong khi đó, máy TBM lớn nhất thế giới, chế tạo năm 2005, có đường kính 15.1m, trọng lượng khoảng 4000 tấn và chiều dài 160m, đã được sử dụng cho dự án ngầm tại Madrid.
+ Phân loại máy Tunnel Boring Machine (TBM):
Hình 1.19: Sơ đồ phân loại máy đào TBM +Đặc điểm các loại máy TBM:
Tên công nghệ Đặc điểm
Máy khoan hầm cho nền đá rất cứng ( Gippers
Do cấu tạo đặc thù nên máy phù hợp với việc thi công ở vùng đất đá cứng và rất cứng
Máy khoan hầm trong đất bùn
Máy khoan hầm loại này thực hiện quá trình khoan và vận chuyển đất đá liên tục thông qua hệ thống vận chuyển bao gồm đường bơm và đường xả Quy trình này hoạt động theo chu trình khép kín, đảm bảo việc cung cấp nước và vận chuyển diễn ra hiệu quả Thiết bị này có khả năng thi công trong các điều kiện địa chất yếu.
Theo cơ tính địa chất
Theo phương pháp gia cố bê tông
Ghép các tấm bê tông đúc sẵn
Ghép khung thép và phun bê tông
Hình 1.21: Cấu tạo máy slurry TBM Máy khoan hầm kết hợp
Máy được thiết kế và phát triền để đáp ứng các dư án thi công trong điều kiện địa chất phức tạp
Hình 1.22: Máy Mix shield TBM
Máy khoan hầm cân bằng (Earth pressure balance machine)
Loại này được phát triển và ứng dụng cho việc thi công những đường hầm có địa chất không ổn định cao
Hình 1.23: Cấu tạo máy khoan hầm cân bằng Máy khoan hầm khiên đơn
(single shield Đầu cắt được di chuyên nhờ 1 cụm xylanh đẩy, hành trình di chuyển theo từng chu kỳ cắt ngắn
Hình 1.24: Cấu tạo máy khoan hầm khiên đơn Máy khoan hầm khiên đôi
Máy là sự kết hợp máy khiên đơn và thiết bị kẹp
Hình 1.25: Cấu tạo máy khoan hầm khiên đôi Ghép các tấm bê tông đúc sẵn
Gia cố hầm bằng các tấm ốp được đúc sẵn
Hình 1.26: Thi công hầm bằng phương pháp ghép tấm Ghép khung thép và phun bê tông
Gia cố bê tong tại chổ bằng khối lượng bê tông được cung cấp sẵn
Hình 1.27: Thi công hầm bằng phương pháp phun bêtông
+ Các loại máy TBM thích hợp cho các loại đường hầm có đường kính > 5m và chiều dài thi công lớn
+ Chi phí đầu tư ban đầu cao dao động từ 700000 ~2000000$ tùy theo đường kính, độ cứng của đất đá nơi thi công và tuổi thọ thiết bị
+ Đòi hỏi kỹ năng vận hành tốt
Kết cấu máy phức tạp gây khó khăn trong việc duy tu bảo dưỡng, dẫn đến năng suất làm việc tương đối thấp Cụ thể, với đường kính 15m, năng suất chỉ đạt khoảng 50m trong một tháng.
1.3.3 Máy khoan hầm cỡ nhỏ Microtunneling ( MT or MTBM):
Máy khoan hầm cỡ nhỏ Microtunneling được sử dụng để xây dựng các đường hầm nhỏ với đường kính từ 250mm đến 3000mm, hoạt động tương tự như máy khoan hầm toàn tiết diện TBM Hoạt động của máy MTBM được điều khiển từ xa thông qua hệ thống máy tính và camera giám sát, với khả năng điều chỉnh quỹ đạo nhờ vào hệ cảm biến Đất đá được cắt bởi đầu khoan có gắn dụng cụ cắt, sau đó được vận chuyển ra ngoài bằng vít tải hoặc bơm áp lực cao Hệ thống kích đẩy giúp ống được đẩy từ phía sau máy vào sâu trong lòng đất, tuy nhiên ma sát sẽ tăng lên khi độ sâu gia tăng Để giảm ma sát, thiết kế đầu cắt thường lớn hơn đường kính hầm và hệ thống bơm dung dịch giảm ma sát được sử dụng để bơm vào khe hở giữa ống và đất đá Việc lựa chọn máy khoan hầm MTBM phù hợp phụ thuộc vào địa chất, điều kiện hiện trường, đường kính hầm, chiều sâu khoan và khoảng cách giữa các hố chờ.
Hình 1.28: Sơ đồ phân loại máy đào MTBM + Đặc điểm các loại máy MT (MTBM):
Tên công nghệ Đặc điểm Ưu điểm Nhược điểm
Công nghệ khoan ngang định hướng chỉ có thể thi công hầm kín với đường kính nhỏ đến 1,5m
- Kết cấu hệ thống đơn giản
- Khoảng cách thi công lớn
-Đường kính thi công nhỏ:
Direct pipe Phương pháp này đầu khoan đặt trước ống, đầu khoan vừa cắt vừa được đẩy đi cũng với ống
Hình 1.30: Máy khoan loại Direct pipe
- Kết cấu hệ thống đơn giản
- Năng suất thi công cao
- Đường kính thi công nhỏ:
- Khoảng cách thi công ngắn
Horizontal directional drilling- HDD Direct pipe Pipe jacking
Công nghệ kích đẩy là hệ thống bao gồm nhiều đốt ống lắp đặt phía sau khiên đào, được di chuyển bằng hệ thống kích thủy lực từ giếng kích đẩy đến giếng nhận, nhằm tạo ra công trình ngầm trong lòng đất.
Hình 1.31: Máy khoan theo phương pháp Pipe jacking
-Đường kính thi công lớn: 0.5 Chủ yếu áp dụng cho quá trình thi công các công trình giao thông, các tuyến đường Metro
- Tốc độ thi công nhanh
- Vốn đầu tư hợp lý
- Ít rủi ro về sụp lún
- Kỹ thuật chế tạo, vận hành và duy tu bảo dượng cũng không quá phực tạp
- Thích hợp với điều kiện địa chất phức tạp
- Kích thước công trình hạn chế, cho đến hiện nay D Thích hợp áp dụng cho các công trình cấp thoát nước, đường dây điện ngầm, các ống vận chuyển khí ga…
Qua việc phân tích các công nghệ thi công ngầm toàn cầu, mỗi loại công nghệ đều có thiết bị thi công riêng biệt, phù hợp với các mục đích sử dụng khác nhau.
Công nghệ Microtunnelling theo phương pháp Pipe jacking là lựa chọn hợp lý và tiết kiệm cho việc thi công cống ngầm cỡ nhỏ với đường kính ống từ 1-2m, phục vụ cho quá trình cấp thoát nước.
CHƯƠNG 2: GIƠI THIỆU VỀ CÔNG NGHỆ VÀ THIẾT BỊ THI CÔNG ĐƯỜNG HẦM BẰNG MÁY MICROTUNNELLING THEO PHƯƠNG PHÁP PIPE JACKING
2.1 Mô tả hê thống thiết bị:
Phương pháp kích đẩy là một kỹ thuật đào ngầm hiệu quả, chủ yếu áp dụng cho các công trình đường ống kỹ thuật Kỹ thuật này thực hiện bằng cách đẩy các đoạn ống có chiều dài và đường kính nhất định, thích hợp cho các đường hầm nhỏ ở độ sâu không lớn Phương pháp này thường được sử dụng trong những khu vực mà việc đào hở không khả thi, mang lại giải pháp tối ưu cho các dự án xây dựng ngầm.
Phương pháp hạ giếng ngang, còn được biết đến với tên gọi "khiên đào mini", là một kỹ thuật khoan đặc biệt Phương pháp này dựa trên việc dịch chuyển đầu khoan đồng thời với hệ thống ống dẫn, được đẩy đi trong quá trình khoan Hoạt động của đầu khoan được hỗ trợ bởi xy lanh thủy lực và hệ thống cảm biến định vị, giúp tối ưu hóa hiệu suất khoan.
Kích đẩy có nhiều ưu điểm nổi bật, bao gồm giá thành thấp hơn so với khiên đào hay TBM, không gây gián đoạn giao thông, không làm lún bề mặt và cho phép vận tốc đào nhanh.
Hình 2.5: Cấu trúc các thành phần trong hệ thống thi công theo phương pháp pipe jacking
1-Ống: các đoạn ống được đúc trước , tiêu chuẩn các đoạn ống được tính toán theo đúng mục đích sử dụng
2-Phòng điều khiển: là nơi điều khiển tốc độ thi công, quỹ đạo thi công, và tình trạng hoạt động của máy móc
Bơm nạp liệu (nước hoặc bùn loãng) là thiết bị quan trọng cung cấp nước hoặc bùn loãng sau khi lọc đất đá, hỗ trợ quá trình hoạt động của đầu khoan Chức năng chính của bơm là làm mềm đất đá và rửa sạch đất bám dính trên đầu khoan trong suốt quá trình thi công.
4-Thùng chứa bùn: là nới chứa bùn loãng sau khi lọc đất đá để cung cấp lại cho bơm (3) trong quá trinh thi công
Thiết bị lọc là công cụ quan trọng trong quá trình thi công, giúp sàng lọc đất đá và cung cấp lại cho thùng chứa bùn Ngoài ra, giếng ban đầu được gia cố để đảm bảo chứa đựng thiết bị đẩy của hệ thống đầu khoan và ống, góp phần vào hiệu quả của quá trình thi công.
7-Nguồn phát lazer: là nơi thu phát tín hiệu để truyền dữ liệu về trạm điều khiển với mục đích điểu khiển quỹ đạo hoạt động của đầu cắt
8-Trạm kích chính: được đặt bên dưới giếng ban đầu với mục đích đẩy hệ thống đầu khoan di chuyển trong quá trình thi công
Bơm xả liệu là thiết bị quan trọng được sử dụng để hút hỗn hợp đất đá và nước sau quá trình khoan và nghiền nhỏ, giúp đưa chúng ra ngoài một cách hiệu quả.
Công nghệ và thiết bị thi công đường hầm bằng máy
Nghiên cứu cơ sở lý thuyết tính toán cho bộ phận công tác
Cơ sở lý thuyết tính toán áp lực đất tác dụng lên đầu khoan
Máy khoan hầm đang trở thành phương pháp phổ biến trong xây dựng đường hầm đô thị nhờ vào tính an toàn, nhanh chóng và không làm hỏng lớp đất xung quanh Đầu cắt của máy khoan tiếp xúc với khối đất đá và phải chịu áp lực từ khối đất này Việc tính toán áp lực tác động lên đầu khoan là rất quan trọng, ảnh hưởng đến thiết kế phù hợp với từng lớp địa chất khác nhau Áp lực đất tác dụng lên đầu khoan được phân loại thành ba loại: áp lực tĩnh (σ0), áp lực chủ động (σa) và áp lực bị động (σp) Để thực hiện tính toán này, có hai nhóm lý thuyết chính được áp dụng.
Nhóm lý thuyết cân bằng giới hạn khối rắn: Điển hình là lý thuyết C.A.Coulomb
(1773) và sau đó được I.L.Pongxele, X.Colman phát triển thêm
Nhóm lý thuyết cân bằng giới hạn phân tố, do V.L.M Rankine đề xuất vào năm 1857, đã được nhiều tác giả nghiên cứu và phát triển, dẫn đến sự tiến bộ nhanh chóng của lý thuyết này trong thời gian gần đây.
3.2.1 Phương pháp xác định áp lực thủy tĩnh của đất lên đầu khoan
Cường độ áp lực tĩnh của đất được xác định theo biều thức sau:
– trọng lượng riêng của đất z – độ sâu của điểm cần tính
– hệ số áp lực của đất Hệ số này được xác định bằng thực nghiệm hoặc từ biểu thức sau:
3.2.2 Tính toán áp lực của đất theo lý thuyết áp lực đất của C.A.Coulomb Áp lực chủ động lớn nhất của đất rời theo lý thuyết C.A.Coulomb được tính theo biều thức sau:
Áp lực chủ động lớn nhất và hệ số áp lực chủ động của đất là những yếu tố quan trọng trong cơ học đất Theo lý thuyết C.A Coulomb, áp lực bị động nhỏ nhất của đất rời có thể được tính toán bằng một công thức cụ thể, giúp xác định khả năng chống lại sự dịch chuyển của đất trong các điều kiện khác nhau.
– áp lực bị động nhỏ nhất
– hệ số áp lực bị động của đất
3.2.3 Tính toán áp lực của đất theo lý thuyết cân bằng giới hạn phân tố: Áp lực chủ động của đất rời theo lý thuyết cân bằng giới hạn phân tố được tính theo biểu thức sau:
Áp lực chủ động lớn nhất theo lý thuyết W.J.W Rankine được xác định bằng hệ số áp lực chủ động của đất, trong đó c là lực dính của đất Đối với đất rời, áp lực bị động được tính toán theo lý thuyết cân bằng giới hạn phân tố thông qua một biểu thức cụ thể.
– áp lực bị động nhỏ nhất theo lý thuyết W.J.W.Rankine
– hệ số áp lực bị động của đất
3.2.4 Tính toán áp lực đất tác dụng lên đầu khoan theo nghiên cứu của George
Hình 3.7: Áp lực tác dụng lên đầu khoan
E – môdul đàn hồi – hệ số poison p – áp lực bên trong
D – đường kính ống Tính toán áp lực đất theo lý thuyết V.V.Xoclovski cho thấy áp lực chủ động và bị động tác dụng lên tường có thể được xác định bằng biểu thức cụ thể.
, – áp lực chủ động và bị động của đất theo lý thuyết V.V.Xoclovski
∗ , ∗ – hệ số áp lực chủ động và bị động của đất theo lý thuyết V.V.Xoclovski.
Cơ sở lý thuyết tính toán tốc độ thi công của đầu khoan
3.3.1 Lý thuyết tính toán của Hustrulid và Fairhust
Các nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm về máy khoan đất đá do Hustrulid và Fairhust thực hiện đã dẫn đến việc thiết lập biểu thức quan trọng về tốc độ thi công.
– năng lượng tiêu tốn cho một chu kỳ khoan ( Nm) f – tần số một chu kỳ ( chu kỳ/ phút) – tỉ lệ năng lượng tiêu hao
SE – năng lượng riêng (MPa)
2 (3.42) – độ bền nén của vật liệu ( MPa)
E – modul đàn hồi (MPa) 3.3.2 Lý thuyết tính toán của S Kahraman, N Bilgin, C Feridunoglu
S Kahraman, N Bilgin và C Feridunoglu đã tiến hành phân tích và đề xuất các công thức thực nghiệm để tính toán tốc độ khoan trong các vùng địa chất trung bình.
+ Tính theo độ bền nén của vật liệu (MPa):
Hình 3.8: Biểu đồ quan hệ giữa PR và
+ Tính theo độ bền kéo của vật liệu ( MPa):
Hình 3.9: Biểu đồ quan hệ giữa PR và + Tính theo modul đàn hồi E (MPa):
Hình 3.10: Biểu đồ quan hệ giữa PR và E 3.3.3 Lý thuyết tính toán của T Ramamurthy
- Theo nghiên cứu của T Ramamurthy [23]: Tốc độ thi công được tính theo biểu thức sau:
T – Thời gian làm việc trong một giờ m – Chỉ số âm nhằm giảm giá trị của PR với thời gian m = -0,15 ~ -0,45 Giá trị nhỏ ứng với chất lượng đá tốt
R – Số vòng quay của đầu cắt trong 1 giờ
N – Số lượng đĩa cắt trên 1 m 2 DRI – Chỉ số tốc độ khoan Tra theo độ bền nén của vật liệu
Hình 3.11: Biểu đồ quan hệ giữa DRI và các nhóm đất đá
1- Đá granit, sa thạch, đá quazit 2- Đá phiến, đá grơnai
HVTH: Tống Duy Phương 50 s – Chiều dài khoan, (m) p o – Áp lực tác dụng lên bề mặt đầu khoan
Mrj – Tỉ số modul của khối đá
3.3.4 Lý thuyết tính toán của Boyd (1986)
- Boyd (1986) [26]: Tốc độ thi công của đầu khoan được tính theo biểu thức sau:
RP – Tốc độ thi công của đầu khoan, (m/h)
HP – Công suất đầu khoan, (kW) – Hiệu suất máy
SE – Năng lượng riêng của khối đất đá, (kWh/m 3 )
Cơ sở lý thuyết tính toán bước tiến của đầu khoan
3.4.1 Lý thuyết tính toán của Richard Kastner
- Theo “Performance Prediction Models for Hard Rock Tunnel Boring Machines” [26]:
+ Snowdon et al (1982): Theo ông mối quan hệ giữa lực đẩy Fn, lực vòng
Fr và tốc độ tiến của đầu khoan i được xác định theo biểu thức sau:
F n – Thành phần lực pháp tuyến
HVTH: Tống Duy Phương 51 i – Bước tiến của đầu khoan sau mỗi vòng
Graham (1976): Tốc độ tiến của đầu khoan được xác định theo biểu thức sau:
Trong đó: i – Tốc độ thi công của đầu khoan, (mm/vòng) – Thành phần lực pháp tuyến, ( kN)
– Độ bền nén của đất đá, (MPa) Farmer and Glossop (1980):
– Độ bền nén của đất đá, (MPa) 3.4.2 Lý thuyết tớnh toỏn của Palmstrửm A
– hệ số liên kết của khối đất đá
M eq – Lực đẩy cắt tương đương
Ma – Lực đẩy cắt trên mỗi đĩa, (kN)
Hình 3.12: Biểu đồ quan hệ giữa đường đầu khoan, đĩa cắt và lực cắt kd – yếu tố điều chỉnh đường kính đĩa cắt
Hình 3.13: Biểu đồ quan hệ giữa đường kính đĩa cắt và kd k a – yếu tố điều chỉnh khoảng cách đĩa cắt
Hình 3.14: Biểu đồ quan hệ giữa khoảng cách đĩa cắt và ka
Hình 3.15: Biểu đồ ảnh hưởng của hệ số keq
Cơ sở lý thuyết nghiền đất đá
Nghiền là quá trình bao gồm nhiều bước liên tiếp nhằm giảm kích thước của vật liệu cho đến khi đạt được kích thước mong muốn.
- Quá trình nghiền có thể chia làm 2 giai đoạn: sự đập vỡ và sự nghiền nhỏ
- Tùy theo độ bền cơ học người ta chia vật liệu ra làm 3 loại:
+ Vật liệu mềm (thạch cao, than đá ): giới hạn bền khi nén: σ ≤ 9,81.10 6 N/m 2
+ Vật liệu cứng vừa (apatit, sa thạch ): giới hạn bền khi nén: σ = 9,81.10 6 ÷49 10 6 N/m 2
+ Vật liệu cứng (đá granit, cẩm thạch ): giới hạn bền khi nén: σ ≥ 49 10 6 N/m 2
- Để xác định năng lượng cần thiết để nghiền ta có thể dựa trên các định luật cơ bản sau [2]:
Định luật bề mặt của Rittinger khẳng định rằng công sức cần thiết để nghiền nhỏ vật liệu tỷ lệ thuận với diện tích bề mặt thu được của sản phẩm cuối cùng.
Khi đó, nếu công tiêu tốn trên bề mặt là A, thì công để tiếp tục phân chia vật liệu bằng các mặt sẽ được xác định:
Trong đó: i n – mức phân chia vật liệu
D vl – kích thước ban đầu của cục vật liệu dvl – kích thước sau khi nghiền Định luật còn có thể được viết như sau:
A – công riêng tiêu tốn cho việc nghiền (j/kg)
D vl – kích thước cỡ cục vật liệu (m)
HVTH: Tống Duy Phương 55 k – hệ số không đổi
Định luật thể tích của Kirpitrev và Kik khẳng định rằng năng lượng cần thiết để nghiền một vật có hình dạng nhất định tỉ lệ thuận với thể tích hoặc khối lượng của vật đó Công thức biểu diễn định luật này là một phần quan trọng trong việc hiểu mối quan hệ giữa năng lượng và kích thước của vật thể.
Hệ số tỉ lệ ΔV thể hiện thể tích biến hình của cục vật liệu bị phá, được tính toán dựa trên công tiêu tốn cho nghiền và định luật biến dạng đàn hồi của Hook.
Từ đó ta xác định được công thức sau:
2 , [ ] (3.68) Trong đó: Δl – Biến dạng của vật σ - ứng suất xuất hiện khi biến dạng, (N/m 2 ) l – chiều dài ban đầu của vật liệu biến dạng, (m)
F – diện tích mặt cắt của vật liệu, (m 2 )
Định luật thể tích và bề mặt của Bond cho rằng công làm nhỏ tỷ lệ với trung bình hình học của thể tích và bề mặt của cục vật liệu Do đó, công tiêu tốn để đập vỡ vật liệu từ những cục có kích thước giống nhau có thể được xác định theo một biểu thức cụ thể.
A – công tiêu tốn cho nghiền (j) ktl – hệ số tỉ lệ
D – kích thước cục vật liệu n – số cục vật liệu cho trước
Công suất động cơ tính cho quá trình nghiền được xác định trên cơ sở lý thuyết của Kirpitrev-kik
Công phá vỡ vật liệu được xác định theo công thức sau
2 (3.70) Thể tích được xác định theo công thức sau:
6 ( − ) (3.71) Công suất cần thiết được xác định:
Thay giá trị A và V vào công thức trên ta được:
12 ( − ) , ( ) (3.73) Tương đương với công thức sau:
Cơ sở lý thuyết về lực đẩy ống và áp lực tác dụng lên ống
= 2 (rad/ giây) σnén – giới hạn phá vỡ của vật liệu khi nén (N/m 2 ) Tra bảng 3.3.
D H – Đường kính ngoài của má di động (m)
Năng suất thể tích làm việc trong quá trình nghiền:
Trong đó: φ – góc ma sát vật liệu
V – thể tích vật liệu ra khỏi máy trong một vòng quay n – số vòng quay trong 1 giây
3.6 Cơ sở lý thuyết tính toán lực đẩy ống và ứng suất trong ống
3.6.1 Cơ sở lý thuyết tính toán lực đẩy ống Để đầu khoan di chuyển trong quá trình thi công thì tổng lực đẩy được xác định như sau [12]:
P head - lực cần thiết để di chuyển đầu cắt
P friction – lực ma sát của hệ thống
Theo nghiên cứu của ( Milligan và Norris, 1998) về mô hình tính toán lực tác động lên ống cần thiết như sau [13]:
Phản lực hai mặt bên của ống ở trạng thái cân bằng;
Theo điều kiện cân bằng dọc trục của ống:
– lực đẩy cần thiết của ống thứ 1
– lực đẩy cần thiết trên ống thứ 2
F – lực ma sát giữa thành ống với đất dọc đường ống
W – trọng lượng của ống trên mỗi mét chiều dài l - chiều dài mỗi đoạn ống
– góc ma sát giữa thành ống với đất
- Theo phương trình cân bằng momen tại điểm X ta có:
Từ đó ta rút ra được:
( − ) (3.81) Thế N và F vào phương trình cân bằng dọc trục của ống ta được:
Hình3.16: Mô hình tính toán áp lực tác dụng lên ống
- Theo nghiên cứu của J.P Pruiksma, D Pfeff and H.M.G Kruse [14]:
+ Lực ma sát giữa ống và dung dịch bôi trơn
: Lực ma sát giữa thành ống với dung dịch bôi trơn (N) : Chiều dài ống (m)
: Đường kính ngoài của ống (m)
: Hệ số ma sát giữa chất lỏng và thành ống (N/m 2 ) = 50 (N/m 2 )
+ Lực cản trước đầu máy do áp lực đất
: Áp lực tối thiểu (kN/m 2 )
′ , : Áp lực tối thiểu theo phương ngang (kN/m 2 )
: Áp lực nước (kN/m 2 ) + Lực ma sát do độ mất ổn định của đường ống
F: Lực đẩy cơ bản khi chưa có sự mất ổn định, (kN) w g : khoảng cách chênh lệch giữa lỗ khoan và đường kính ống, (m)
Fb: lực tới hạn xảy ra sự mất ổn định, (kN)
E.I : độ cứng uốn của đường ống, (kN/m 2 )
Hình 3.17: Quá trình mất ổn định trong quá trình đẩy ống
Hình 3.18: Phân tích quá trình mất ổn định khi đẩy ống
Bước sóng của quá trình mất ổn định
(3.88) L: chiều dài hầm trong 1 chu kỳ khoan, (m)
3.6.2 Cơ sở lý thuyết về áp lực tác dụng lên ống
Hình 3.19: Lực tác dụng lên ống trong quá trình thi công
- Phân tích ứng suất trong quá trình ống được đẩy nghiên góc β theo nghiên cứu từ Australian CPA [13]:
Hình 3.20: Phân tích lực tại giao tuyến giữa 2 ống
- Tổng lực phân bố trên chiều dài z:
- Tổng chiều dày vùng đệm:
- Mối quan hệ giữa biến dạng và ứng suất:
(3.92) t – dộ dày thành ống t j – độ dày thành ống tại vị trí điểm j
(3.93) Môdul đàn hồi tại vùng đệm:
Từ sơ đồ hình vẽ ta có:
- Theo “Engineering and Design CONDUITS, CULVERTS, AND PIPES” của ALBERT J GENETTI, JR [17]:
+ Áp lực theo phương đứng do tải tập trung gây ra
2 (3.96) : áp lực hướng đứng do tải tập trung gây ra, (N/m 2 )
P0: Lực tập trung, (N) z: độ sâu so với mặt đất, (m)
R H : bán kính bề mặt chịu áp lực, (m)
+ Áp lực theo phương dọc trục:
( + 2) (3.97) : Áp lực dọc trục theo lực tập trung, (N/m 2 ) r: bán kính tại điểm đặt lực, (m)
= 0.5: áp dụng cho đất rắn bão hòa
= 0.2 - 0.3: áp dụng cho các loại đất khác
- Theo K J Shou, J M Jiang (2010), Department of Civil Engineering, National Chung Hsing University,Taichung, China [15]:
+ Phân tích lực trên đoạn ống đầu
Hình 3.21: Phân tích lực tác dụng lên đoạn ống đầu
L1: chiều dài đoạn ống đầu l1, l2 chiều dài phân bố ứng với , , ,
, + , (3.99) + Áp lực tĩnh bên trên thàng ống (kPa):
+ Áp lực tĩnh bên dưới thành ống (kPa):
+ Áp lực ngang ở 2 bên thành ống (kPa):
2 (3.102) + Hệ số áp lực đất theo phương ngang
: khối lượng riêng của đất, ( kN/m 3 ) H: chiều sâu từ mặt đất đến thành trên của ống, (m) d: đường kính ống, (m)
′ : góc ma sát trong của đất, ( độ)
Hình 3.22: Phân tích lực tác dụng lên đoạn ống theo mặt cắt ngang
Hình 3.23: Phân tích lực tác dụng lên đoạn ống trung gian
Hình 3.24: Phân tích lực tác dụng lên đoạn ống cuối
Hợp lực tác dụng lên ống theo các phương trong hệ quy chiếu:
∑ ⃗= 0 => Tìm ra các lực cần tính toán (3.104)
- Theo 2009 American Concrete Pipe Association: Ứng suất cho phép trên đường phân bố cho toàn bộ các điểm trên bề mặt tiếp xúc không vược quá giá trị sau [16]: =0,85 .
- độ cứng của betong, (psi) – hệ số tại do lực đẩy lệch tâm = 1,2 Lực đẩy lớn nhất ứng với ứng suất cho phép trên:
– diện tích tiếp xúc giữa phần đệm và bề mặt ống, (in 2 )
Tải trọng đất theo phương thẳng đứng trên đỉnh đường hầm được xác định bằng trọng lượng của khối đất hình lăng trụ, trừ đi lực ma sát và độ bền của đất dọc theo biên dạng đường hầm Công thức tính tải trọng đất sẽ được áp dụng để đảm bảo độ chính xác trong thiết kế.
– tải trọng đất, (N/m) – hệ số tải trong quá trình đẩy ống
= 0,15 ( bùn) = 0,13 ( đất sét) = 0,11 ( đất sét bão hòa)
H – chiều cao khối đất – chiều rộng lớn nhất của hầm khoan, (m)
- khối lượng trên một đơn vị đất, (N/m 3 ) – độ bền của lớp đất đá, ( N/m 2 )
Nhóm trong công thức trên đặc trưng cho tải lấp đất trong khi đưa ống vào trong hầm có chiều rộng bằng chính chiều rộng đầu khoan Giá trị
2 trong công thức đặc trưng cho sự liên kết đất khi chưa có tác động của quá trình khoan
Một phương pháp hỗ trợ tính trong quá trình thiết kế ống là độ bền ống được tính theo công thức sau:
− –Tải giới hạn trong quá kiểm tra bên trong của mỗi nhịp ống, (pound/ foot)
– hệ số phụ, = 3,0 ( nếu có lớp bôi trơn bao bọc bên ngoài thành ống), = 1,9 ( nếu xung quanh ống không có lớp vữa bôi trơn)
– đường kính trong của ống, (feet) – hệ số an toàn.
Cơ sở lý thuyết tính toán hệ thống vận chuyển bùn loãng
Cơ sở lý thuyết này được sử dụng để tính toán lưu lượng và công suất bơm cần thiết cho hệ thống vận chuyển đất đá trong thi công Tài liệu chính cho phần này dựa trên nguồn tài liệu [4].
Tốc độ làm việc của bơm hỗn hợp ( m/giây)
D – đường kính của ống, (m) Đường kính của ống phải thỏa điều kiện:
– kích thước cục vật liệu lớn nhất
Q – năng suất, (T/giờ) μ – nồng độ của hỗn hợp, μ = 0,14 ÷0,25 – tỷ trọng các phần tử vật liệu, (T/m 3 )
Tốc độ U cần phải lớn hơn tốc độ tới hạn Uth để đảm bảo rằng các phần tử vật liệu không tách ra khỏi dòng hỗn hợp và lắng đọng lại trong ống.
Tốc độ tới hạn đối với các vật liệu dạng hạt và dạng cục thì tốc độ tới hạn (m/giây) xác định theo công thức:
C1 = 8,5÷9,5 - hệ số kinh nghệm f0 – hệ số ma sát của vật vào thành ống Áp suất cần thiết cần nước:
∑ – tổng tổn thất áp suất trên các đoạn nằm ngang
L – chiều dài đoạn ống vận chuyển , (m) u – tốc độ của hỗn hợp, (m/giây)
- tỷ trọng của hỗn hợp, (kG/m 3 )
– tỷ trọng vật liệu, (T/m 3 ) – lưu lượng nước, (m 3 /giờ) = − (3.117)
∑ đ – tổn thất áp suất trên các đoạn ổng đứng đ = ± (3.118)
Ld – chiều dài ống đứng, (m) Dấu (+) là trường hợp đưa lên
Dấu (-) là trường hợp đưa xuống
Theo các giá trị tính toán nhận được của áp suất H và lưu lượng hỗn hợp V ta tiến hành chọn bơm hỗn hợp
Năng lượng tiêu tốn của bơm hỗn hợp (KW):
– hiệu suất của thiết bị bơm, = 0,38 ÷ 0,6
Cơ sở lý thuyết tính toán các thông số khác của đầu khoan
Việc xác định các thông số hợp lý của máy là rất quan trọng trong thiết kế và tính toán thiết bị Các thông số này chủ yếu dựa trên các mô hình lý thuyết và thực nghiệm cắt phá đất đá bằng đĩa cắt Để xác định các thông số của đầu khoan, điều kiện địa chất và lựa chọn loại đĩa cắt đều có ảnh hưởng lớn đến quá trình này.
3.8.1 Tính toán khoảng cách giữa các đĩa cắt
- Khoảng cách các đĩa cắt ( lưỡi cắt) S được xác định theo biểu thức sau [19]:
H r – tổng độ cứng theo Tarkoy (1983)
3.8.2 Tính toán số lượng đĩa cắt
- Số đĩa cắt trên đầu khoan được tính theo biểu thức:
D – đường kính đầu cắt (mm)
S – Khoảng cách giữa các đầu cắt (mm) 3.8.3 Tính toán lượng hao mòn của đĩa cắt [20]:
Lượng hao mòn của lưỡi cắt phụ thuộc vào tốc độ quay, độ sâu cắt và các yếu tố khác như loại máy, điều kiện địa chất, vật liệu, cũng như sự phân bố lưỡi cắt trên đầu khoan Để tính toán lượng hao mòn, có thể sử dụng công thức cụ thể.
Trong đó: d – lượng hao mòn, (mm)
K – hệ số hao mòn d c – khoảng cách từ tâm đầu khoan đến lưỡi cắt, (m) n – tốc độ quay của đầu khoan, (vòng/phút)
V – tốc độ tiến của đầu khoan, (mm/phút)
3.8.4 Tính toán tốc độ quay của đầu khoan
- Tốc độ quay của đầu khoan [11]:
RPM – Tốc độ quay của đầu khoan, (vòng/phút)
PR – Tốc độ thi công, (m/giờ) i – Tốc độ tiến của đầu khoan, (mm/vòng) 3.8.5 Tính toán momoen xoắn của cụm đĩa khoan
- Mômen xoắn của cụm đĩa cắt [11]:
3.8.6 Tính toán công suất dẫn động cụm đĩa cắt
- Công suất dẫn động cụm đĩa cắt [11]:
- Chương này đã đưa ra hàng loạt các công thức tính toán cho các thông số khác nhau được tổng hợp từ các công trình nghiên cứu
- Một số các cơ sở lý thuyết được đưa ra dựa trên sự kế thừa các cơ sở lý thuyết đã được nghiên cứu trước
- Các cơ sở lý thuyết này là nền tảng cơ bản phục vụ cho quá trình tính toán thực tế
Phân tích điều kiện địa chất ở TP Hồ Chí Minh
Các đặc tính cơ lý chính của đất
Máy gia công chủ yếu xử lý các loại đất như đất sét, đất sét pha cát, đất tảng và đất có lẫn đá, những loại đất này chiếm phần lớn vỏ trái đất Tính chất cơ lý của đất ảnh hưởng trực tiếp đến hiệu suất làm việc của máy.
Quá trình phân hủy tự nhiên tạo ra đất bao gồm các tảng, cục, mảnh và các phân tố nhỏ hơn, cùng với muối khoáng và nước có trong đất Các kích thước của các tảng và hạt đất có thể được phân loại thành nhiều nhóm khác nhau.
- Kích thước hạt của đất nhỏ hơn 0,005 mm thường là đất sét
- Kích thước hạt 0,005 ÷ 0,05 mm là bụi
- Kích thước hạt 0,05 ÷ 2 mm là cát
- Kích thước hạt 2 ÷ 20 mm là sỏi
- Kích thước hạt 20 ÷ 200 mm là đá dăm
- Kích thước hạt lớn hơn 200 mm là đá tảng
Khi máy làm việc với đá tảng lớn, lực cản chủ yếu được xác định bởi trọng lượng, hình dáng, kích thước và mối liên kết cơ học của các tảng đá.
Khi kích thước các tảng được giảm, diện tích bề mặt của chúng sẽ tăng lên, dẫn đến sự gia tăng nhanh chóng của lực ma sát và lực phân tử giữa các bề mặt Điều này cũng làm tăng cường độ kết dính và lực ma sát giữa đất và bộ phận làm việc của máy.
Khi máy làm việc với đất có kích thước hạt nhỏ, lực cản cắt đất chủ yếu do lực tương hổ giữa các ion và lực liên kết giữa các màng keo của khoáng chất tạo thành Do đó, thành phần khoáng chất trong đất có ảnh hưởng lớn đến lực cản cắt của đất.
4.1.2 Cấu tạo ba thể của đất
Đất có cấu tạo đặc trưng bao gồm ba thể: rắn, lỏng và hơi Trong đó, phần lớn khối lượng của đất là các khoáng chất ở thể rắn, tiếp theo là nước và dung dịch nước chứa muối khoáng ở thể lỏng, và cuối cùng là hơi nằm trong các lỗ rỗng.
Cấu tạo ba thể của đất, đặc biệt là độ rỗng, có ảnh hưởng lớn đến độ bền vững của đất dưới tác dụng cơ học Các phân tố đất với hình dạng và kích thước khác nhau tạo ra liên kết không chặt chẽ, dẫn đến sự xuất hiện của các lỗ rỗng Điều này làm giảm độ bền vững cơ học và gia tăng độ biến dạng của đất.
Trọng lượng riêng của đất chịu ảnh hưởng bởi độ rỗng, độ ẩm và trọng lượng riêng của các khoáng chất trong đất Giá trị trung bình của trọng lượng riêng (δ) của các loại đất thường nằm trong khoảng từ 17 đến 21 kN/m³.
4.1.4 Độ ẩm Độ ẩm tính bằng phần trăm theo tỷ số trọng lượng nước chứa trong đất trên trong lượng cùng khối đất đó nhưng ở trạng thái khô Độ ẩm có ảnh hưởng rất lớn đến công tác thi công
4.1.5 Độ bết dính của đất
Bết dính là tính chất quan trọng của đất sét, liên quan đến lực liên kết giữa đất và bề mặt bộ phận máy Lực bết dính này, do tác động của điện tử - phân tử đất với bề mặt kim loại, có thể đạt đến 2 N/cm² Độ bết dính phụ thuộc vào độ ẩm của đất, áp lực ban đầu, vật liệu, và độ bóng bề mặt bộ phận làm việc Tính chất này gây khó khăn trong quá trình gia công do sự bám dính vào lưỡi cắt và khoang nghiên.
Khối đất chưa xới có thể tích nhỏ hơn sau khi được xới lên, do độ rỗng giữa các phần tử trong đất tăng lên Độ tơi của đất được xác định thông qua hệ số Kt, theo công thức cụ thể.
V x – thể tích đất đã xới lên
Vc – thể tích đất ở dạng tự nhiên
4.1.7 Ma sát đất và đất, sức chống cắt cực đại
Dưới tác động của tải trọng bên ngoài, đất sẽ xuất hiện ứng suất Khi tải trọng đạt đến một mức nhất định, ứng suất trong đất vượt quá sức chống cắt cực đại, dẫn đến sự phá hoại độ chặt của đất và gây ra khả năng trượt.
Sức chống cắt của đất được xác định bởi lực ma sát giữa các hạt rắn trên mặt trượt và lực dính giữa các hạt Ứng suất chống cắt của đất được ký hiệu là Tr.
– hệ số ma sát của mặt trượt
- ứng suất pháp trên mặt trượt Nó được xác định theo công thức
Lập phương trình cân bằng các lực tác dụng lên phần trượt A khi đó phần bị trượt, chiếu các lực tác dụng lên phương của mặt trượt sẽ có:
Hệ số ma sát được xác định bằng tang của góc nghiêng lớn nhất mà mặt đất có thể chịu đựng trước khi bắt đầu trượt Góc này được gọi là góc ma sát trong của đất rời.
Lực ma sát và lực dính cùng nhau tạo thành lực chống cắt của đất Ký hiệu ứng suất chống cắt cực đại là τ_max, trong khi ứng suất chống cắt do lực dính tạo thành được ký hiệu là τ_c, thường được gọi là hệ số dính C trong nhiều tài liệu.
Như vậy có thể coi sức chống cắt của đất rời Tr tỷ lệ bậc nhất với ứng suất pháp bởi hệ số =
4.1.8 Lực ma sát giữa đất và thép ( ma sát ngoài)
Đặc điểm địa chất ở khu vực TP Hồ Chí Minh
Địa chất Thành phố Hồ Chí Minh chủ yếu bao gồm hai loại trầm tích Pleistocen và Holocen Trầm tích Pleistocen chiếm phần lớn diện tích phía Bắc, Tây Bắc và Đông Bắc thành phố, tạo thành nhóm đất xám đặc trưng với hơn 45 nghìn hecta, tương đương 23,4% tổng diện tích Nhóm đất xám này bao gồm ba loại: đất xám cao, đất xám có tầng loang lổ đỏ vàng và đất xám gley hiếm Trong khi đó, trầm tích Holocen có nguồn gốc từ biển, vũng vịnh, sông biển và bãi bồi, hình thành nhiều loại đất khác nhau như đất phù sa biển (15.100 ha), đất phèn (40.800 ha) và đất phèn mặn (45.500 ha) Ngoài ra, còn có hơn 400 ha "giồng" cát gần biển và đất feralite vàng nâu bị xói mòn ở vùng đồi gò.
Các điều kiện địa chất đóng vai trò quan trọng trong việc lựa chọn công nghệ thi công, đặc biệt là trong kỹ thuật đào kín và thi công đường hầm cỡ nhỏ bằng máy Việc hiểu rõ các yếu tố địa chất sẽ giúp tối ưu hóa quy trình thi công và đảm bảo an toàn cho công trình.
HVTH: Tống Duy Phương 77 microtunnelling là một công nghệ thi công đặc biệt, mỗi công nghệ đều có phạm vi áp dụng riêng Trong quá trình thiết kế và tính toán cho đầu khoan của thiết bị, người ta cần dựa vào chỉ tiêu cường độ kháng nén (σc) và cường độ kéo (σt) của đất đá để đảm bảo hiệu quả thi công.
Dựa trên số liệu địa chất từ các dự án, khu vực TPHCM được phân chia thành 5 tầng địa chất ở độ sâu từ 50-60m Tầng A bao gồm sỏi rất mềm đến mềm và bùn (Holocene) Tầng B có sỏi mềm đến dẻo cứng, với sỏi và cát (Pleistocene thượng) Tầng C là cát trạng thỏi chảy đến chặt vừa và cát bùn (Pleistocene thượng) Tầng D chứa sỏi cứng đến rất cứng, sỏi và đất sét (Pleistocene trung và thượng) Cuối cùng, tầng E là cát chặt đến rất chặt, cát bùn và cát trộn lẫn bùn (Pleistocene trung và thượng).
Tại hầu hết các nơi đã khảo sát thì các lớp trầm tích kế tiếp nhau dưới mặt đất của
TP HCM có lớp đất mặt dày từ 0,2 đến 4m, chủ yếu là đất phủ hoặc đất mượn Các lớp D và E nằm ở độ sâu từ 27 đến 53m dưới mặt đất, cho thấy khả năng chịu lực tốt.
- Lớp A: Đất sét và á sét từ mềm cho đến rất mềm (Holocene)
Tầng địa chất trên cùng của TP.HCM bao gồm lớp sét béo, sét mịn giàu hữu cơ và á sét đàn hồi, có màu xám và độ mềm từ rất mềm đến mềm Dưới lớp này là các lớp á cát, á cát mịn, cát hạt trung và sỏi lẫn cát, tạo thành các lớp trầm tích đa dạng Độ sâu của lớp A dao động từ 0,2 đến 4m dưới mặt đất, với độ dày thay đổi từ 0,2 đến 32,4m, trong đó bề dày trung bình là 8,6m.
Lớp A có đặc tính nổi bật với độ ẩm tự nhiên cao lên đến 63,4%, độ dẻo lớn 30,2% và khả năng bị nén tốt Hệ số thấm k nhỏ cho thấy lớp A gần như không thấm nước.
- Lớp B: Đất sét dẻo, á sét và á sét từ mềm dến rất cứng (Pleistocene thượng)
+ Bên dưới lớp A là lớp B có trạng thái từ mềm cho đến rất cứng hình thành từ sét gầy, sét béo, bùn sét và á cát
+ Độ sâu trung bình của trần lớp B là 2,7m dưới mặt đất Bề dày lớp thay đổi từ 1,7-10,2m với bề sâu trung bình là 4,84m
+ Hệ số thấm của lớp B cũng thấp, giá trị tương ứng vào khoảng 10 -8 cm/s
- Lớp C: Cát có độ chặt từ thấp đến trung bình và cát bùn (Pleistocene thượng)
Dưới lớp B, có một lớp trầm tích với độ chặt từ thấp đến vừa, mang màu vàng nhẹ và chủ yếu bao gồm các thành phần như á cát, cát bùn, trong đó cát hạt mịn và hạt trung là chủ yếu.
+ Đỉnh lớp C nằm từ 3,5-33,9m dưới mặt đất Độ sâu trung bình của đỉnh lớp là 9.1m Bề dày lớp cát thay đổi từ 13,2-35,5m, bề dày trung bình là 26,9m
+ Các lớp cát thuộc lớp C là lớp ngậm nước thứ nhất trong khu vực thành phố Hồ Chí Minh
- Lớp D: Sét gầy từ rất cứng cho đến rắn (Pleistocene trung)
Dưới lớp cát thuộc lớp C, có lớp sét gầy và béo với độ cứng thay đổi từ rất cứng đến rắn, có màu vàng đỏ và xám lốm đốm Một số tầng sét còn chứa laterite, cát hạt mịn và hạt trung cùng với các túi cát.
+ Đỉnh của lớp D ở độ sâu 27,5-44,5m dưới mặt đất, độ sâu trung bình lớp là 33,9m Lớp D có chiều dày từ 2,6-18,8m với độ dày trung bình là 12,6m
+ Kết quả thí nghiệm độ thấm cho thấy lớp này về cơ bản là không thấm
- Lớp E: Cát chặt cho đến rất chặt (Pleistocene trung)
Lớp E nằm dưới lớp D, cấu trúc của nó chủ yếu bao gồm cát sét với kích thước hạt từ mịn đến trung bình, cùng với cát bùn và cát có thành phần hạt không đồng nhất, có độ chặt dao động từ chặt đến rất chặt.
Lớp E có độ sâu từ 42 đến 56,8m dưới mặt đất, với độ dày tối thiểu ghi nhận từ 3,5 đến 17,95m do chưa có lỗ khoan nào chạm đáy lớp này.
+ Các lớp cát của lớp E là lớp chứa nước thứ 2 trong khu vực thành phố
- Trong chương này chủ yếu đề cập đến các đặc tính cơ bản của đất đá nhằm phục vụ cho quá trình tính toán lực cắt của đầu khoan
- Phân tích cụ thể điều kiện địa chất ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh Ta thấy điều kiện địa chất ở đây thuộc loại trung bình có = 30−200 và = 5−
CHƯƠNG 5: TÍNH TOÁN CÁC THÔNG SỐ LÀM VIỆC VÀ THIẾT KẾ CẤU TẠO ĐẦU KHOAN CHÍNH
Thông số đường hầm: D, L… Điều kiện thi công:
Tốc độ quay của đầu khoan
Chọn sơ bộ thông số máy ban đầu
Công suất tính toán: Ntt
Thông số hình học đĩa cắt
5.2 Tính toán các thông số chính
Để đáp ứng nhu cầu cấp thiết tại thành phố Hồ Chí Minh, việc nâng cấp hệ thống thoát nước thải là rất cần thiết Điều này đặt ra những yêu cầu cụ thể cho dự án cải thiện hạ tầng thoát nước trong khu vực.
+ Chiều dài công trình L = 1000m, nằm trong khu đô thị
+ Chiều sâu của công trình H = 6 m so với mặt đất
Khu vực thi công có điều kiện đại chất với độ sâu 6m, chủ yếu chịu ảnh hưởng bởi ba lớp chính: Lớp A là sỏi rất mềm đến mềm và bùn thuộc thời kỳ Holocene; Lớp B là sỏi mềm đến dẻo cứng, bao gồm sỏi và cát từ thời kỳ Pleistocene thượng; và Lớp C là cát trạng thỏi chảy đến chặt vừa và cát bùn cũng từ thời kỳ Pleistocene thượng.
=> Dựa vào bảng 7 phụ lục I, các lớp này thuộc loại R4 là loại đất trung bình-cứng tương ứng với σc = 50-100 (MPa), σt = 2-4 (MPa)
5.2.2 Các thông số của cụm đĩa khoan
- Khoảng cách các đĩa cắt ( lưỡi cắt) S, theo công thức (3.120):
- Số đĩa cắt trên đầu khoan được tính theo công thức (3.122)
2.86,1 = 6,96 (đĩa) Để cân bằng trong quá trình phân bố đĩa cắt đều trên bề mặt đầu khoan ta chọn số lượng đĩa cắt là số chẵn
=> S = 1200/(2.6) = 100 (mm) 5.2.3 Tốc độ thi công
S Kahraman, N Bilgin và C Feridunoglu đã tiến hành phân tích và phát triển các công thức thực nghiệm nhằm tính toán tốc độ khoan trong các khu vực có địa chất trung bình.
+ Tính theo độ bền nén của vật liệu (MPa) theo công thức (3.43):
= 30 – 200 MPa Áp dụng cho loại đá vôi, tra theo bảng 16 phần phụ lục I
Hình 5.2: Biểu đồ tra tốc độ thi công theo
- Theo lý thuyết của S Kahraman, N Bilgin, C Feridunoglu, tốc độ thi công tỉ lệ nghịch với bền nén của đất đá
- Công thức trên chỉ áp dụng cho độ bền nén của đất đá trung bình trong khoảng từ 30 - 200 Mpa
5.2.4 Bước tiến của đầu khoan
- Bước tiến của đầu khoan được tính theo công thức (3.53):
– hệ số liên kết của khối đất đá
E = 15000 ~ 50000 MPa Áp dụng cho loại đá vôi.Tra theo bảng 15 phụ lục I
= 30 – 200 MPa Áp dụng cho loại đá vôi, tra theo bảng
- Dựa vào đồ thị ta thấy hệ số keq luôn nhỏ hơn 3,5 trong khoảng = 30 –
Meq – Lực đẩy cắt tương đương
Ma = 160 kN Tra theo hình với đường kính đĩa cắt 356 mm
Hình 5.4: Biểu đồ quan hệ giữa đường kính đầu khoan, đĩa cắt và lực cắt k d – yếu tố điều chỉnh đường kính đĩa cắt
= 2,35−0,0028 = 2,35−0,0028.356 = 1,35 ka – yếu tố điều chỉnh khoảng cách đĩa cắt
Hình 5.5: Biểu đồ ảnh hưởng của hệ số keq
5.2.5 Tốc độ quay của đầu khoan:
- Tốc độ quay của đầu khoan được tính theo công thức (3.124):
RPM = PR.1000/i , (vòng/phút) Trong đó:
PR – Tốc độ thi công, (m/giờ) Theo biểu đồ biến thiên i = 4,5 (mm/vòng) Tra theo biểu đồ trên
Hinh 5.6: Biểu đồ quan hệ giữa và RPM
- Tốc độ quay của đầu khoan tỉ lệ nghịch với độ bền đất đá Mối quan hệ là hàm bậc nhất
Tốc độ quay của máy khoan phụ thuộc vào công suất động cơ Khi chọn tốc độ quay phù hợp với điều kiện đất đá, nếu công suất vượt quá mức cho phép, có thể điều chỉnh tốc độ quay trong vùng lân cận trên đồ thị để đảm bảo hiệu quả khoan.
5.2.6 Các thành phần lực cắt đất:
- Lý thuyết cắt của SAFFET YAGIZ, đại học Pamukkale [9]:
+ Thành phần lực tiếp tuyến và pháp tuyến được tính theo áp lực tác dụng lên đầu khoan theo công thức (3.20) và (3.21)
= Φ (1− Φ) Trong đó: Φ – Góc tiếp xúc giữa đĩa cắt và đất Φ= −
R = 110 mm Bán kính đĩa cắt theo thiết kế p = 4,5 mm Chiều sâu cắt trong phần tính toán trong mục 5.3.4 Φ= 110−4,5
P: áp lực tác dụng lên đầu cắt
T = 10 mm Chiều dày đĩa cắt theo thiết kế
S = 100 mm Khoảng cách giữa các đĩa cắt theo tính toán mục 5.3.2 => = 2,12 0,01 / 0,11 / 0,29 / 0,1 / σ / σ
0,29 (1− 0,29) = 0,15 10 σ / σ Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.7: Biểu đồ tính toán lực Fn theo [9]
0,29 (1− 0,29) = 2,7 10 σ / σ Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.8: Biểu đồ tính toán lực Fr theo [9]
- Theo mô hình CMS [11], tổng lực cắt F (N) theo công thức (3.25)
= 10 (mm) Chiều rộng đĩa cắt theo thiết kế Φ = 0,29 ( rad)
R = 110 (mm) Ψ = 0 – áp lực ban đầu theo công thức (3.34) ta có:
S = 100 (mm) Khoảng cách giữa các đĩa cắt
- Thành phần lực tiếp tuyến (Fr) theo công thức (3.28)
2 = 1,45 10 σ / σ Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.9: Biểu đồ tính toán lực Fr theo [11]
- Thành phần lực pháp tuyến (Fn) theo công thức (3.29)
2 = 0,2 10 σ / σ Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.10: Biểu đồ tính toán lực Fn theo [11]
Tính toán các thông số chính
Để đáp ứng nhu cầu cấp thiết tại thành phố Hồ Chí Minh, việc nâng cấp hệ thống thoát nước thải là rất cần thiết Các điều kiện và bài toán liên quan đến việc này đã được đặt ra nhằm cải thiện hiệu quả quản lý nước thải trong khu vực.
+ Chiều dài công trình L = 1000m, nằm trong khu đô thị
+ Chiều sâu của công trình H = 6 m so với mặt đất
Khu vực thi công ở độ sâu 6m chủ yếu bị ảnh hưởng bởi ba lớp địa chất chính: Lớp A là sỏi rất mềm đến mềm và bùn (Holocene), Lớp B là sỏi mềm đến dẻo cứng, bao gồm sỏi và cát (Pleistocene thượng), và Lớp C là cát trạng thỏi chảy đến chặt vừa và cát bùn (Pleistocene thượng).
=> Dựa vào bảng 7 phụ lục I, các lớp này thuộc loại R4 là loại đất trung bình-cứng tương ứng với σc = 50-100 (MPa), σt = 2-4 (MPa)
5.2.2 Các thông số của cụm đĩa khoan
- Khoảng cách các đĩa cắt ( lưỡi cắt) S, theo công thức (3.120):
- Số đĩa cắt trên đầu khoan được tính theo công thức (3.122)
2.86,1 = 6,96 (đĩa) Để cân bằng trong quá trình phân bố đĩa cắt đều trên bề mặt đầu khoan ta chọn số lượng đĩa cắt là số chẵn
=> S = 1200/(2.6) = 100 (mm) 5.2.3 Tốc độ thi công
S Kahraman, N Bilgin và C Feridunoglu đã tiến hành phân tích và phát triển các công thức thực nghiệm để tính toán tốc độ khoan trong các khu vực có địa chất trung bình.
+ Tính theo độ bền nén của vật liệu (MPa) theo công thức (3.43):
= 30 – 200 MPa Áp dụng cho loại đá vôi, tra theo bảng 16 phần phụ lục I
Hình 5.2: Biểu đồ tra tốc độ thi công theo
- Theo lý thuyết của S Kahraman, N Bilgin, C Feridunoglu, tốc độ thi công tỉ lệ nghịch với bền nén của đất đá
- Công thức trên chỉ áp dụng cho độ bền nén của đất đá trung bình trong khoảng từ 30 - 200 Mpa
5.2.4 Bước tiến của đầu khoan
- Bước tiến của đầu khoan được tính theo công thức (3.53):
– hệ số liên kết của khối đất đá
E = 15000 ~ 50000 MPa Áp dụng cho loại đá vôi.Tra theo bảng 15 phụ lục I
= 30 – 200 MPa Áp dụng cho loại đá vôi, tra theo bảng
- Dựa vào đồ thị ta thấy hệ số keq luôn nhỏ hơn 3,5 trong khoảng = 30 –
Meq – Lực đẩy cắt tương đương
Ma = 160 kN Tra theo hình với đường kính đĩa cắt 356 mm
Hình 5.4: Biểu đồ quan hệ giữa đường kính đầu khoan, đĩa cắt và lực cắt k d – yếu tố điều chỉnh đường kính đĩa cắt
= 2,35−0,0028 = 2,35−0,0028.356 = 1,35 ka – yếu tố điều chỉnh khoảng cách đĩa cắt
Hình 5.5: Biểu đồ ảnh hưởng của hệ số keq
5.2.5 Tốc độ quay của đầu khoan:
- Tốc độ quay của đầu khoan được tính theo công thức (3.124):
RPM = PR.1000/i , (vòng/phút) Trong đó:
PR – Tốc độ thi công, (m/giờ) Theo biểu đồ biến thiên i = 4,5 (mm/vòng) Tra theo biểu đồ trên
Hinh 5.6: Biểu đồ quan hệ giữa và RPM
- Tốc độ quay của đầu khoan tỉ lệ nghịch với độ bền đất đá Mối quan hệ là hàm bậc nhất
Tốc độ quay của máy khoan phụ thuộc vào công suất động cơ Khi lựa chọn tốc độ quay phù hợp với điều kiện đất đá, cần đảm bảo rằng công suất không vượt quá mức cho phép Nếu công suất vượt quá giới hạn, có thể điều chỉnh tốc độ quay trong khoảng an toàn trên đồ thị.
5.2.6 Các thành phần lực cắt đất:
- Lý thuyết cắt của SAFFET YAGIZ, đại học Pamukkale [9]:
+ Thành phần lực tiếp tuyến và pháp tuyến được tính theo áp lực tác dụng lên đầu khoan theo công thức (3.20) và (3.21)
= Φ (1− Φ) Trong đó: Φ – Góc tiếp xúc giữa đĩa cắt và đất Φ= −
R = 110 mm Bán kính đĩa cắt theo thiết kế p = 4,5 mm Chiều sâu cắt trong phần tính toán trong mục 5.3.4 Φ= 110−4,5
P: áp lực tác dụng lên đầu cắt
T = 10 mm Chiều dày đĩa cắt theo thiết kế
S = 100 mm Khoảng cách giữa các đĩa cắt theo tính toán mục 5.3.2 => = 2,12 0,01 / 0,11 / 0,29 / 0,1 / σ / σ
0,29 (1− 0,29) = 0,15 10 σ / σ Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.7: Biểu đồ tính toán lực Fn theo [9]
0,29 (1− 0,29) = 2,7 10 σ / σ Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.8: Biểu đồ tính toán lực Fr theo [9]
- Theo mô hình CMS [11], tổng lực cắt F (N) theo công thức (3.25)
= 10 (mm) Chiều rộng đĩa cắt theo thiết kế Φ = 0,29 ( rad)
R = 110 (mm) Ψ = 0 – áp lực ban đầu theo công thức (3.34) ta có:
S = 100 (mm) Khoảng cách giữa các đĩa cắt
- Thành phần lực tiếp tuyến (Fr) theo công thức (3.28)
2 = 1,45 10 σ / σ Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.9: Biểu đồ tính toán lực Fr theo [11]
- Thành phần lực pháp tuyến (Fn) theo công thức (3.29)
2 = 0,2 10 σ / σ Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.10: Biểu đồ tính toán lực Fn theo [11]
Sự biến thiên của các lực theo hai phương pháp trong các miền giá trị là tương đối giống nhau, cho thấy rằng các lực chịu ảnh hưởng mạnh mẽ từ điều kiện địa chất trong khu vực thi công.
Biểu thức tính toán lực cắt cho thấy sự chênh lệch giữa lý thuyết Saffet Yagiz và mô hình CMS của Rotami, với hệ số tính toán Fn trong lý thuyết Saffet Yagiz thấp hơn so với mô hình của Rotami.
Theo lý thuyết Saffet Yagiz, giá trị tính toán Fr lớn hơn so với mô hình CMS của Rotami Do đó, chúng ta sẽ chọn giá trị theo lý thuyết Saffet Yagiz để tiếp tục tính toán cho phần sau.
+ Lực ma sát giữa đầu cắt và khối đất đá:
= 0,15 10 σ / σ kN f2 = 0,8 Theo bảng 5 phụ lục I
- Tổng thành phần lực pháp tuyến tác dụng lên đầu khoán:
- Mômen xoắn của cụm đĩa cắt theo công thức (3.125) ta có:
- Công suất dẫn động cụm đĩa cắt theo công thức (3.126) ta có:
=> = σ σ (39,6−0,19 ) Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.11: Biểu đồ công suất dẫn động cụm đĩa cắt
- Dựa vào đồ thị ta thấy, giá trị biến thiên trong khoảng = 200 là không đáng kể Giá trị công suất biến thiên lớn khi = 80
- Công suất lớn nhất ứng với = 25 à = 80
Để đảm bảo an toàn cho động cơ trong quá trình thi công, chúng ta nên chọn công suất động cơ nằm ở mức cao nhất, vì giá trị và các yếu tố có thể biến thiên bất kỳ lúc nào.
Để tối ưu hóa quá trình sử dụng động cơ, cần chọn công suất động cơ phù hợp với mức trung bình trên đồ thị, đồng thời phải dựa trên kết quả khảo sát địa chất chính xác tại khu vực thi công Điều này giúp hạn chế hư hỏng động cơ khi gặp phải vùng địa chất cứng trong quá trình thi công.
5.2.8 Công suất nghiền vật liệu
Công suất của quá trình nghiền được tính theo công thức (3.74):
= 2 = 2 , = 37,1−0,18 (rad/giây) σc = 30-200 MPa Tra theo bảng (16) phụ lục 1 ứng với loại đá vôi
D = 115 mm Theo hình 5.12 d = (450-470)/2 = 10 mm Theo hình 5.12
E = 15000-55000 MPa Tra theo bảng (15) ứng với loại đá vôi
Hình 5.12: Kích thước má nghiền a) cố định b) di động c) khe hở thoát liệu
Thay tất cả các giá trị có được vào công thức (3.74) ta được:
( ) Ứng với điều kiện: = 30 – 200 MPa
Hình 5.13: Biểu đồ công suất nghiền
- Công suất nghiền của động cơ biến động lớn trong khoảng = 130 Ở 2 đầu đồ thị = 30 à = 200 thì độ biến thiên không chịu ảnh hưởng nhiều của E
- Công suất nghiền lớn nhất khi = 130 à = 15000
5.2.9 Áp lực tác dụng lên đầu khoan
Tính toán áp lực đất tác dụng lên đầu khoan theo [15] Áp lực tác dụng lên đầu khoan được phân bố theo hình (3.19)
= Với = 2700 (kg/m 3 ) Tra theo bảng (11)
H = 6 m Theo yêu cầu đề bài Áp lực tĩnh bên trên thành máy theo công thức (3.100):
= = 26,5.6 = 159 Áp lực tĩnh bên dưới thành máy theo công thức (3.101):
′ = ( + ) = 26,5 (6 + 1,2) = 190,8 Áp lực ngang ở 2 bên thành máy theo công thức (3.102):
- Áp lực theo phương đứng do tải tập trung gây ra theo công thức (3.96):
P0= 100000 N Chọn sơ bộ khối lượng thân máy z = 6 (m) Độ sâu so với mặt đất
R H = 0,6 (m) Bán kính bề mặt chịu lực
=> Áp lực lớn nhất tác dụng lên đầu khoan = 132,7 MPa.
Kết cấu đầu khoan
Hình 5.14: Cấu tạo cụm đĩa cắt
Hình 5.15: Cấu tạo khoan nghiền
Hình 5.16: Cấu tạo khoang dẫn động
Hình 5.17: Cấu tạo khoang lái
Hình 5.18: Hình dạng tổng thể đầu khoan
Hình 5.19: Cấu tạo đầu khoan
- Dưa ra được sơ đồ khối là quy trình tính toán cơ bản các thông số làm việc của bộ phận công tác
- Các thông số được tính toán dựa trên miền dữ liệu cơ tính của đất đá phù hợp với điều kiện thi công ở nước ta với = 30−200
Biểu đồ giá trị kết quả tính toán thể hiện mối quan hệ giữa các đại lượng đầu vào Dựa vào những biểu đồ này, chúng ta có thể dự đoán miền làm việc của các thông số khi thay đổi các chỉ tiêu đầu vào.
Dựa vào biểu đồ công suất tính toán, chúng ta có thể tối ưu hóa công suất làm việc của động cơ theo từng miền thông số đầu vào cụ thể Biểu đồ này cũng cho thấy mức độ ảnh hưởng của từng thông số đến công suất của động cơ.
Biểu đồ tính toán cho thấy công suất động cơ dao động từ 100 đến 1300 kW, với khoảng biến thiên lớn phù hợp với điều kiện đầu vào Việc khảo sát thực tế chính xác sẽ giúp giảm thiểu lãng phí do lựa chọn động cơ có công suất không phù hợp.
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Đề tài luận văn nghiên cứu về cơ sở lý thuyết, tính toán và thiết kế đầu khoan cho thiết bị thi công đường hầm cỡ nhỏ (microtunnelling) theo phương pháp kích đẩy (pipe jacking) Luận văn được cấu trúc thành 5 chương, mỗi chương đều có mối liên hệ chặt chẽ với nhau, nhằm cung cấp cái nhìn tổng quan và chi tiết về quy trình thi công và thiết kế trong lĩnh vực này.
Chương 1 cung cấp cái nhìn tổng quan về các công nghệ và thiết bị thi công hầm trên toàn thế giới, phân tích đặc điểm của từng công nghệ để hỗ trợ trong việc lựa chọn phù hợp với mục đích cụ thể Đồng thời, chương cũng tập trung vào việc xác định công nghệ và thiết bị thi công thích hợp cho nhu cầu cấp thiết tại Việt Nam, đặc biệt là trong lĩnh vực cấp thoát nước, với giải pháp máy khoan hầm cỡ nhỏ (microtunneling) sử dụng phương pháp kích đẩy (pipe jacking).
Chương 2 tập trung vào việc phân tích công nghệ và thiết bị đã được lựa chọn, đồng thời đánh giá cấu tạo của bộ phận công tác Qua quá trình phân tích và lựa chọn, cấu tạo hợp lý đã được xác định để phục vụ cho quá trình tính toán và thiết kế sơ bộ Cuối cùng, chúng tôi quyết định chọn cấu tạo đầu khoan loại A.
Chương 3 của bài viết tập trung vào cơ sở lý thuyết, với nhiều lý thuyết tính toán cho các thông số làm việc của máy Những lý thuyết này được lựa chọn và tổng hợp từ các công trình nghiên cứu đã được công bố, tạo nền tảng cho quá trình tính toán thiết kế Các nghiên cứu tiếp theo có thể dựa vào nền tảng lý thuyết này để phát triển một lý thuyết thực nghiệm mới, phù hợp với điều kiện thi công tại Việt Nam.
Chương 4 tập trung vào các đặc tính cơ bản của đất đá, phục vụ cho việc tính toán lực cắt của đầu khoan Qua phân tích, điều kiện địa chất tại thành phố Hồ Chí Minh được xác định thuộc loại trung bình, ảnh hưởng đến quá trình khoan.
= 30−200 và = 5−25 Kết quả đạt được trong chương này là đưa ra được miền giá trị của các thông số đất đá trong điều kiện cụ thể
Chương 5 là chương quan trọng nhất, trong đó dựa trên nghiên cứu lý thuyết ở chương 3, chúng tôi đã xây dựng sơ đồ khối tính toán các thông số làm việc của bộ phận công tác Quá trình tính toán cho phép đánh giá mối quan hệ giữa các thông số thông qua các đồ thị biến thiên trong miền giá trị đã khảo sát Từ mối quan hệ này, chúng tôi có thể xác định miền giá trị cụ thể nhằm tối ưu hóa quá trình sử dụng máy Các thông số được tính toán dựa trên miền dữ liệu cơ tính của đất đá, phù hợp với điều kiện thi công tại Việt Nam, với các giá trị trong khoảng = 30−200 và = 5−25 Các biểu đồ giá trị kết quả tính toán phản ánh rõ nét mối liên hệ này.
HVTH: Tống Duy Phương 100 giúp phân tích mối quan hệ giữa các đại lượng đầu vào Dựa trên biểu đồ kết quả, người dùng có thể dự đoán miền làm việc của các thông số khi thay đổi các chỉ tiêu đầu vào Biểu đồ công suất tính toán cho phép khai thác tối đa công suất làm việc của động cơ tương ứng với từng miền thông số đầu vào cụ thể, đồng thời thể hiện mức độ ảnh hưởng của từng thông số đối với công suất động cơ.
Sau khi hoàn thành 5 chương trong luận văn, mặc dù đây là một đề tài mới mẻ và kết quả chưa đạt yêu cầu cao, nhưng nó đã phần nào thể hiện được chiều sâu của công trình nghiên cứu này.
- Hạn chế trong luận văn này là chưa thể đánh giá được tính chính xác của các sở lý thuyết so với thực tiễn ở nước ta
Đề tài này rất quan trọng đối với nước ta và cần được tiếp tục phát triển trong tương lai Mặc dù luận văn đã đạt được một số kết quả, nhưng vẫn còn nhiều hạn chế và nhiều vấn đề cần được nghiên cứu và phát triển thêm.
Trong quá trình thiết kế và tính toán cấu trúc cầu khoan, việc xem xét các modul còn lại thường chưa được chú trọng Do đó, cần mở rộng nghiên cứu các modul này và kết nối chúng thành một hệ thống hoàn chỉnh để nâng cao hiệu quả và tính khả thi của dự án.
Cần thiết lập mô hình thử nghiệm thực tế để đánh giá hiệu quả hoạt động của hệ thống thiết bị, nhằm kiểm tra độ chính xác của các lý thuyết tính toán hiện có Điều này sẽ hỗ trợ trong việc phát triển các lý thuyết mới phù hợp hơn với điều kiện thi công tại Việt Nam Qua đó, mở rộng khả năng chế tạo thiết bị thực tế phục vụ cho quá trình thi công cống ngầm trong nước.
[1] Trương Minh Vệ, Nguyễn Danh Sơn và Trương Quang Được Máy làm đất Trường Đại Học Bách Khoa Thành Phố Hồ Chí Minh, 1984
[2] Nguyễn Hồng Ngân Máy sản xuất vật liệu và cấu kiện xây dựng Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia Thành Phố Hồ Chí Minh, 2001
[3] Nguyễn Hồng Ngân Bài tập máy xây dựng Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia Thành Phố Hồ Chí Minh, 2009
[4] Nguyễn Hồng Ngân, Nguyễn Danh Sơn Kỹ thuật nâng vận chuyển tập 2 Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia Thành Phố Hồ Chí Minh, 2008
[5] Evans.“A theory of the cutting force for point attack picks” Internl.J.of Mining Engineering, 1984
[6] Okubo, S., Fukui, K & Chen, W “ Size and shape of TBM debris estimated by the Nishimatsu’s cutting-resistance equation” The Open Civil Engineering Journal,
Departmant of Systems Innovation, The University of Tokyo, Tokyo, Japan, 2010
[7] Roxboruogh, F.F and Phillips, H R “ Rock excavation by disc cutter” Int J Rock
[8] Sanio, H P “ Prediction of the performance of disc cutters in anisotropy rock” Int
J of rock mechanics and Mining Sciencs & Geomachanics, 1985
[9] Saffet Yagiz “A model for the prediction of tunnel boring machine performance”
[10] Theo Dots Oyenuga, Ph.D., P.E “FHWA Road Tunnel Design Guidelines” Federal highway Administration Office of Bridge technology, 2004
[11] Jamal Rostami, Levent Ozdemir, and Bjorn Nilson “ Compararison between CSM and NTH hard rock TBM performance prediction models” Dept.of Geology and Mineral
Resources Engineering, University of Trondheim The Norwegian Institute of technology,
[12] Marco Barla “Analysis of jacking forces during microtunnelling in limestone”.
Research Associate, Department of Structural and Geotechnical Engineering, Politecnico di Torino, corso Duca degli Abruzzi 24, 10129 Torino, Italy
[14] J.P Pruiksma, D Pfeff and H.M.G Kruse “The calculation of the thrust force for pipeline installation using the Direct Pipe method” National institute unit geo- engineering and Herrenknecht AG tunnelling systems
[15] K J Shou, J M Jiang “A study of jacking force for a curved pipejacking”
Department of Civil Engineering,National Chung Hsing University,Taichung, China,
[16] “ Jacking concrete pipe” American Concrete Pipe Association, 2009
[17] Albert J Genetti, JR “Engineering and Design CONDUITS, CULVERTS, AND PIPES” DEPARTMENT OF THE ARMY U.S Army Corps of Engineers Washington,
[18] George Milligan & Paul Norris “ Pipe jacking research results and recommendations” The Pipe Jacking Association on behalf of The Pipe Jacking Research Group
[19] Peter J Tarkoy “ Selecting used tunnel boring machines: the pros and cons”
[20] Shoji Kuwahara “Recommendations and Guidelines for Tunnel Boring Machines” International TunnellingAssociation, 2000
[21] S Kahraman “Dominant rock properties affecting the penetration rate of percussive drills” Geological Engineering Department, University of Nigde, 2003
[22] Palmstrửm A “RMi – a rock mass characterization system for rock engineering purposes” PhD thesis, Oslo University, Norway, 1995
[23] T Ramamurthy “Penetration rate of TBMs” World Tunnel Congress, 2008
[24] M Mansouri “Influence of rock mass properties on TBM penetration rate in Karaj-
Tehran water conveyance tunnel” Tarbiat Modares University, Tehran, Iran, 2010
[25] Hustrulid WA, Fairhurst C “A theoretical and experimental study of the percussive drilling of rock” Int J Rock Mech Min Sci 1971;8:11–33
[27] Claudio Oggeri and Pierpaolo Oreste “The Wear of Tunnel Boring Machine Excavation Tools in Rock” Department of Environment Land and Infrastructure Engineering, Faculty of Engineering, Politecnico di Torino, Italy, 2012
[28] Anders Ericsson, 2010 “Adams modeling of contact forces between disc cutter and mount” Department of Applied Mechanics Division of Dynamics CHALMERS
UNIVERSITY OF TECHNOLOGY Gửteborg, Sweden
[29] Nguyễn Thế Hùng, 2010 “Thi công hầm” Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội [32]
TS Bùi Đức Chính và ThS Phạm Thanh Tùng (2009) đã trình bày trong bài viết của mình về tầm quan trọng của việc lựa chọn công nghệ phù hợp khi xây dựng công trình ngầm theo kỹ thuật đào kín Nghiên cứu này được thực hiện bởi Viện Khoa học và Công nghệ Giao thông Vận tải, nhấn mạnh rằng việc áp dụng công nghệ đúng đắn không chỉ đảm bảo an toàn cho công trình mà còn nâng cao hiệu quả thi công và tiết kiệm chi phí.
[30] Bernhard Maidl, Leonhard Schmid, Willy Ritz, Martin Herrenknecht, 2008
“Hardrock tunnel boring machines” Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KG, Berlin
[31] Ramoni M & Anagnostou G., 2008 “TBM drives in sqeezing rock – Shield- rock interaction” AFTES International Congress Monaco, Montercarlo
[32] Zichang Shangguan, Shouju Li, Maotian Luan, 2008 “Determining Optimal Thrust
Force of EPB Shield Machine by Analytical Solution” Dalian University of technology, Dalian, China
[33] French Society for Trenchless Technology (ISTT), 2006 “Microtunneling and Horizontal Drilling” French National Project “Microtunnels” Recommendations
[34] Saffet Yagiz, 2006 “A model for the prediction of tunnel boring machine performance” Pamukkale University, The Geological Society of London
[35] Serhat & Keles, 2005 “Cutting performance assessment of a medium weight roadheader at Çayirhan coal mine” M.Sc., Department of mining Engineering
[36] Dimitrios Kolymbas, 2005 “Tunelling and Tunnel Mechanics” A Rational Approach to Tunnelling, Springer-Verlag Berlin heidelberg
[37] German Committee for Underground Construction (DAUB), 2005
“Recommendations for static Analysis of Shield Tunnelling Machine” Static Analysis of
[38] Pipe Jacking Association, 2005 “ A Guide to Pipe Jacking and Microtunneling Design,” PJA, London
[39] GS.TSKH Cao Văn Chí & PGS.TS Trịnh Văn Cương, 2003 “Cơ học đất” Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội
[40] Martin Herrenknecht, 2003 “Microtunnelling With Herrenknacht Micromachines” Colorado School Of Mines
[41] Japan Micro Tunneling Association , 2000 “Pipe-jacking Application” JMTA, Tokyo
[42] Phelipot, A , 2000 “ Soil-structure Interaction Associated With Microtunnelling Operations”, Doctoral Thesis, L’Institute National Des Sciences Appliquées De Lyon (in
[43] Chapman, DN and Ichioka, Y, 1999 “Prediction of Jacking Forces for
Microtunnelling Operations”, Trenchless Technology Research, Tunnelling and
[44] Glen Frank Lachel & Associates, 1999 “ Performance Prediction for hardrock Microtunnelling” North American Society for trenchless technology, Orlando, Florida,
[45] Bennett, D, 1998 “Jacking Foreces and Groind Deformation associated with
Microtunnelling”, PhD Thesis, University of Illinois at Urbana-Champaign, Urbana,
[46] Beacour, A, 1997 “Analysis of the Interaction between the Soil and Pipe and the
Soil and machine during Microtunnelling Operations”, Doctoral Thesis, L’Institute
National Des Sciences Appliquées De Lyon ( in French)
[47] James E Friant, 1997 “ Disc cutter technology applied to drill bits” U.S
Department of Energy’s Natural Gas Conference, Houston, Texas, USA
[48] Maidl B., herrenknecht M., Cnheuser L., 1996 “Mechanized Shield Tunnelling” Errnst & Sons
[49] JSTT WORKING GROUP NO 3., 1994 “Microtunneling jacking force” , Japan Society of Trenchless Tunneling Techniques, Japan
Institute of Shaft Drilling Technology Las Vegas, NV USA
[51] Pipe Jacking Association Manual “An introduction to pipe jacking and microtunelling design” , Pipe Jacking Assocition
[52] Mark Andrew Marshall, 1998 “Jacking loads and Ground Movements” A thesis submitted for the Degree of Doctor of Philosophy, Magdalen College, University of Oxford
[53] Paul Norris, 1992 “ The behavior of jacked concrete pipes site installation”
Pembroke College, University of Oxford
[54] Franỗois Xavier BORGHI, 2006 “Soil conditioning for pipe-jacking and tunneling”
A dissertation submitted for the degree of Doctor of Philosophy at the University of Cambridge
Bảng 1: Các trị số của K1
Tên đất Loại đất Lực cản cắt riêng K1
Cát, á cát, á sét nhẹ và trung bình