Chương 4 ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU CHO CÔNG TRÌNH CỤ THỂ
4.6 Kiểm ta sức chịu tải của Kingpost H300 trong đất nền sau khi đào
( )
∑ × ×
× +
×
×
= R fi i i
đn m m F R u m l f
P ( (4.2)
(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=280 (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 mR=1, mf =1 (Tra bảng A.3 của TCXD205-1998)
+ F: diện tích tiết diện ngang của chân cọc: 0.012m2
+ u: chu vi tiết diện ngang của cọc: 1.72m.
+ Li : 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 fi, li + li: 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.
* Lớp 4a: h=2.9m nên chia 2 lớp: l4a1=1.6m; l4a2=0.9m
* Lớp 4b: h=1.5m nên chia 1 lớp: l4b1=1.5m.
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 IL fi (T/m2)
4a 1 2 - 2.3
4a 2.45 0.9 - 3.5
4b 3.65 1.5 - 3.7
) / ( 3 . 13 7 . 3 5 . 1 5 . 2 9 . 0 3 . 2 2 (
1 T m2
l f mfi× i× i = × × + × + × =
⇒∑
) ( 23 . 26 3 . 13 72 . 1 012 . 0 280 1 (
1 T
Pđn = × × × + × =
⇒
Sức chịu tải cho phép của cọc: 18.74( )
4 . 1
23 .
26 T
k P P
tc tt đn
đ = = =
Hình 4.6 Mặt bằng tọa độ ép Kingpost.
Thanh chống dọc (waler).
Bảng 4.11 Bảng thông số tiết diện thanh chống dọc tường vây H353x350x12x19 (waler)
Kích thước chuẩn (mm)
Momen quán tính (cm4)
Bán kính quán tính
(cm)
Momen kháng uốn (cm3)
HxB t1 t2 r1
Diện tích MCN (cm2)
Ix Iy ix iy Zx Zy
H350x350 12 19 20 173.9 40300 13600 15.2 8.84 2300 776
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:
) / ( 7 . 1 )
/ ( 79 . 9 5 . 173
1008 2 2
min
min kN cm R kN cm
F P
n =
>
=
= σ =
) / ( 7 . 1 )
/ ( 84 . 9 6 . 173
1190 2 2
max
max kN cm R kN cm
F P
n =
>
=
=
σ = .
(Bêtông tường vây Mác 400 (B30), Rn=1.70(kN/cm2) Ứng suất này lớn hơn rất nhiều khả năng chịu nén của bêtông tường vây, như vậy khi chống trực tiếp thanh chống vào tường vây không đảm bảo khả năng chịu lực của tường, tường sẽ 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 (strut).
Thanh chống ngang H350x350x12x19 chịu lực nằm trong giới hạn đàn hồi, biến dạng đàn hồi của thép 0.2%, chiều dài của thanh chống ngang 40m (chiều ngang hố đào). Vậy nếu chỉ có biến dạng dọc trục mà không có dạng ngoài mặt phẳng thì biến dạng dọc trục của thanh chống ngang là: 0.2%x40 = 0.008m (8mm). Do đó chuyển vị tối đa của tường vây tại vị trí thanh chống: 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) được sử dụng như hệ thống chống đỡ có sự khác biệt so với hệ cột và dầm trong ứng xử của mối nối liên kết. Liên kết giữa dầm và cột thường thấy trong khung nhà, bụng của dầm và cột thường nằm cùng một phẳng. Mặt khác liên kết giữa thanh chống và dầm dọc, bản bụng của thanh chống và dầm dọc nằm trên hai mặt phẳng khác nhau, vuông góc nhau. Sự khác nhau quan trọng này trong hướng của thanh chống tiết diện H có ý nghĩa về phương diện truyền tải. Tải trọng từ thanh giằng dọc không truyền lên thanh chống một các thẳng góc như trong trường hợp của dầm và cột. Hơn nữa hai cánh của thanh chống tiếp giáp với hai cánh của thanh chống dọc ở phần rìa của cánh; do đó, việc truyền tải là rất nguy hiểm và liên kết giữa thanh chống-thanh giằng dọc dễ bị hỏng, xoắn mất ổn định so với liên kết cột–
dầm.Vì những lý do này, liên kết giữa giằng dọc và thanh chống thường được tăng cứng bởi vì nó là liên kết yếu nhất trong toàn bộ hệ thống thanh giằng dọc (waler) và thanh chống (strut).
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.
4.8.1 Nguyên lý thí nghiệm
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
Ta có:
Số đọc ban đầu của đầu đo 1 là : Ro1 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 : R2 Biến dạng tương đối của đầu đo 1:
100000 /
)
( 01 1
1 = R −R
ε Biến dạng tương đối của đầu đo 2:
100000 /
)
( 02 2
2 = R −R
ε Ứng suất dọc trục σst =((ε1+ε2))×E×F/2 Môđun của thép E = 2x106 kG/cm2
Hệ số hiệu chỉnh F =0.95.
Ứng suất do momen theo phương trục y gây ra:
) 2 /(
) )
(( 1 2 E F b d
y = ε −ε × × ×
σ
Ứng suất tổng cộng.
) 2 /(
) )
((
2 / ) )
(( 1 2 E F 1 2 E F b d
y
st + = + × + − × × ×
=σ σ ε ε ε ε
σ
4.8.2 Mặt bằng vị trí các điểm
Hình 4.15 Mặt bằng bố trí strain gauge lớp 1.
: vị trí đầu đo
Hình 4.16 Mặt bằng bố trí strain gauge lớp 2.
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]
2 30 37.7 -206.8 1.43E+14 1.43E+14 511429 6 7
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
No Quan trắc
(Mpa) Quan trắc
(Tấn) Mô hình
(Tấn) (Tấn) (%)
15h30' SG1 5.33 9.27 12.92 +4 +39
SG2 5.55 9.65 13.43 +4 +39
SG3 40.39 70.24 147.06 +77 +109
SG4 33.22 57.77 144.86 +87 +151
SG5 10.63 18.49 133.63 +115 +623
SG6 22.81 39.67 135.91 +96 +243
6 23/02/11 SG7 19.11 33.23 138.8 +106 +318
SG8 33.35 58.00 126.32 +68 +118
SG9 64.38 111.96 135.11 +23 +21
SG10 38.54 67.02 128.15 +61 +91
SG11 16.59 28.85 132.67 +104 +360
SG12 47.39 82.41 112.11 +30 +36
SG13 13.97 24.29 126.5 +102 +421
SG14 58.74 102.15 127.38 +25 +25
SG15 22.07 38.38 130.24 +92 +239
SG16 17.99 31.28 13.48 -18 -57
SG17 11.24 19.55 13.23 -6 -32
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.
Nhận xét:
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.
Thanh chống chéo ở trong góc hố đào tại các SG1, SG2 cho kết quả quan trắc lệch so với thiết kế là +39% tại vị trí trục 10 của hố đào đảm bảo an toàn, trường hợp hố đào gặp nguy hiểm tại thanh chống ở góc gần trục 1 của hố đào với SG16, SG17 giá trị lệch so với quan trắc là -57%, -32%, cần phải chú ý gia cường thêm.
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]
2 4885 30 37.7 -147.8 1.43E+14 1.43E+14 511429 6 7 3 4305 30 34.2 -113.7 1.43E+14 1.43E+14 511429 6 7
Hình 4.21 Mô hình truyền lực vào hệ thanh chống 1.
Hình 4.22 Biểu đồ lực dọc trong hệ thanh chống 1.
Hình 4.23 Mô hình truyền lực vào hệ thanh chống 2.
Hình 4.24 Biểu đồ lực dọc trong hệ thanh chống 2.
Bảng 4.15 Kết quả so sánh giữa quan trắc thực tế và giải mô hình hệ thanh chống 1.
Tổng ứng
suất Lực dọc Độ
lệch Độ
lệch Chu
kỳ Ngày Giờ SG
No Quan trắc
(Mpa)
Quan trắc (Tấn)
Mô hình (Tấn) (Tấn) (%)
15h30’ SG1 11.75 20.43 9.01 -11 -56
SG2 7.01 12.19 9.65 -3 -21
SG3 48.63 84.57 105.1 +21 +24
SG4 13 22.61 105.61 +83 +367
SG5 14.5 25.22 96.07 +71 +281
SG6 10.67 18.56 97.84 +79 +427
7 03/03/11 SG7 24.24 42.15 99.72 +58 +137
SG8 26.16 45.49 91.09 +46 +100
SG9 51.72 89.94 97.6 +8 +9
SG10 39.75 69.13 91.57 +22 +32
SG11 24.48 42.57 95.34 +53 +124
SG12 53.95 93.82 80.61 -13 -14
SG13 41.71 72.53 90.96 +18 +25
SG14 67.69 117.71 91.52 -26 -22
SG15 28.95 50.34 93.09 +43 +85
SG16 17.04 29.63 9.53 -20 -68
SG17 23.23 40.40 9.45 -31 -77
Nhận xét
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 (Mpa)
Quan trắc (Tấn)
Mô hình (Tấn) (Tấn) (%)
16h30’ SG2-1
SG2-2
SG2-3 16.69 29.02 24.35 -5 -16
SG2-4 4.12 7.16 53.36 +46 +645
SG2-5 4.75 8.26 33.21 +25 +302
SG2-6 6.65 11.56 33.15 +22 +187
SG2-7 27.08 47.09 34.44 -13 -27
SG2-8 9.41 16.36 30.99 +15 +89
SG2-9 42.4 73.73 48.16 -26 -35
4 3/3/11 SG2-10 25.11 43.67 33.05 -11 -24
SG2-11 21.83 37.96 26.1 -12 -31
SG2-12 24.04 41.81 29.87 -12 -29
SG2-13 9.2 16.00 31.37 +15 +96
SG2-14 8.34 14.50 36.35 +22 +151
SG2-15 14.74 25.63 23.61 -2 -8
Nhận xét
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
4.9.3 Kết luận:
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.
4.10 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 σ1, σ3 sự thay đổi áp lực đứng trong khi áp lực ngang là không đổi.
Khi tiến hành đào trong hố đào sâu thì ứng xử của đất bên ngoài hố đào là giảm σ3, nhưng σ1vẫn không đổi còn bên trong hố đào thì σ3 vẫn giữ còn σ1 giảm. Do đó mođuyn biến dạng Eur là 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 Eref 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 Eref ban đầu và hiệu chỉnh.
Lớp
đất Mô
hình Loại
ứng xử Poisson
ν N
(SPT) Eref Eref (hiệu chỉnh)
T MC D 0.26 - 3,064 39,832
1a MC D 0.26 4 3,064 39,832
1b MC U 0.26 16 12,256 159,328
2 MC U 0.26 11 8,426 109,538
3 MC U 0.26 13 9,958 129,454
4a MC D 0.26 12 9,192 119,496
4b MC U 0.26 22 16,852 219,076
5a MC U 0.26 12 9,192 119,496
TK5 MC D 0.26 30 22,980 229,800
5b MC U 0.26 32 24,512 245,120
6 MC D 0.26 45 34,470 275,760
Đơn vị - - - kN/m2 kN/m2
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]
2 4885 30 37.7 -75.35 1.43E+14 1.43E+14 511429 6 7 3 4305 30 34.2 -60 1.43E+14 1.43E+14 511429 6 7
Hình 4.26 Mô hình truyền lực vào hệ thanh chống 1.
Hình 4.27 Biểu đồ lực dọc trong hệ thanh chống 1.
Hình 4.28 Mô hình truyền lực vào hệ thanh chống 2.
Hình 4.29 Biểu đồ lực dọc trong hệ thanh chống 2.
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
Quan trắc (Mpa)
Quan trắc (Tấn)
Mô hình (Tấn) (Tấn) (%)
16h30' SG1 11.75 20.43 4.43 -16.00 -78.32
SG2 7.01 12.19 4.91 -7.28 -59.72
SG3 48.63 84.57 53.51 -31.06 -36.73 SG4 13.00 22.61 54.08 +31.47 +139.22
SG5 14.50 25.22 48.89 +23.67 +93.89
7 3/3/11 SG7 24.24 42.15 50.73 +8.58 +20.35
SG8 26.16 45.49 46.36 +0.87 +1.91
SG9 51.72 89.94 49.69 -40.25 -44.75 SG10 39.75 69.13 46.45 -22.68 -32.80
SG11 24.48 42.57 48.51 +5.94 +13.95
SG12 53.95 93.82 41.11 -52.71 -56.18 SG13 41.71 72.53 46.37 -26.16 -36.07 SG14 67.69 117.71 46.57 -71.14 -60.44
SG15 28.95 50.34 47.25 -3.09 -6.15
SG16 17.04 29.63 4.82 -24.81 -83.73
SG17 23.23 40.40 4.75 -35.65 -88.24
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
Quan trắc
(Mpa) Quan trắc
(Tấn) Mô hình
(Tấn) (Tấn) (%)
16h30' SG2-1
SG2-2 SG2-3 16.69 29.02 13.55 -15.47 -53.31
SG2-4 4.12 7.16 29.14 +21.98 +306.72
SG2-5 4.75 8.26 17.57 +9.31 +112.71
SG2-6 6.65 11.56 17.34 +5.78 +49.94
SG2-7 27.08 47.09 18.20 -28.89 -61.35
SG2-8 9.41 16.36 16.38 +0.02 +0.10
SG2-9 42.40 73.73 25.66 -48.07 -65.20
4 3/3/11 SG2-10 25.11 43.67 17.47 -26.20 -59.99
SG2-11 21.83 37.96 13.61 -24.35 -64.15 SG2-12 24.04 41.81 15.57 -26.24 -62.76
SG2-13 9.20 16.00 16.58 +0.58 +3.63
SG2-14 8.34 14.50 19.19 +4.69 +32.32
SG2-15 14.74 25.63 12.44 -13.19 -51.47
Nhận xét:
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 Eur=13xEref và hệ số Poisson υ.
4.11 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 Ls
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 =13m, 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 Lspacing
Giai đoạn Hệ giằng 1 (kN) Hệ giằng 2 (kN)
Đào đất lần 2 75.14×13=976.82 - Đào đất lần 3 75.11×13=976.43 78.14×13=1016.21
Tháo hệ giằng 2 78.19=1016.47 -