phÂn tÍch Ảnh hƯỞng cỦa ĐỘ cỨng tƯỜng gia...

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT

THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

LUẬN VĂN THẠC SĨ

PHẠM KIM THANH

PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA ĐỘ CỨNG TƯỜNG GIA CƯỜNG

ĐẾN CHUYỂN VỊ VÀ NỘI LỰC CỦA HỆ TƯỜNG VÂY THAY ĐỔI

ĐỘ CỨNG TRONG KẾT CẤU ỔN ĐỊNH HỐ ĐÀO SÂU

NGÀNH: KỸ THUẬT XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH

DÂN DỤNG VÀ CÔNG NGHIỆP - 60580208

Tp. Hồ Chí Minh, tháng 09/2016

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT

THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

LUẬN VĂN THẠC SĨ

PHẠM KIM THANH

PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA ĐỘ CỨNG TƯỜNG GIA CƯỜNG

ĐẾN CHUYỂN VỊ VÀ NỘI LỰC CỦA HỆ TƯỜNG VÂY THAY ĐỔI

ĐỘ CỨNG TRONG KẾT CẤU ỔN ĐỊNH HỐ ĐÀO SÂU

NGÀNH: KỸ THUẬT XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH

DÂN DỤNG VÀ CÔNG NGHIỆP - 60580208

Hướng dẫn khoa học: TS. NGUYỄN MINH ĐỨC

Tp. Hồ Chí Minh, tháng 09/2016

iii

LỜI CAM ĐOAN

Tôi cam đoan đây là công trình nghiên cứu của tôi.

Các số liệu, kết quả nêu trong luận văn là trung thực và chưa từng đượcai công bố trong bất kỳ công trình nào khác.

TP. Hồ Chí Minh, ngày 21 tháng 09 năm 2016

(Ký tên và ghi rõ họ tên)

PHẠM KIM THANH

iv

LỜI CẢM ƠN

Tôi xin chân thành cảm ơn Ban giám hiệu, quý Thầy cô Khoa

Xây Dựng và Cơ Học Ứng Dụng, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật

TP.HCM đã tạo điều kiện cho tôi trong hoàn thành quá trình nghiên cứu học

tập và thực hiện đề tài luận văn này.

Tôi xin gửi lời biết ơn chân thành đến Thầy TS. Nguyễn Minh

Đức và sự hỗ trợ của Thầy Lê Phương đã giúp đỡ và hướng dẫn tận tình

những kiến thức về cách thức nghiên cứu vấn đề cũng như thực hiện nội

dung để tôi có thể hoàn thành đề tài của mình.

Mặc dù đã cố gắng để thực hiện đề tài một cách trọn vẹn nhất.

Song do kiến thức và kinh nghiệm còn hạn chế nên không tránh khỏi sai sót,

rất mong được sự góp ý của quý Thầy Cô để đề tài có thể hoàn thiện tốt hơn

nữa.

Trân trọng cảm ơn!

Thành Phố Hồ Chính Minh,ngày 21 tháng 09 năm 2016

Học viên thực hiện

Phạm Kim Thanh

Lớp XDC 2015A

v

TÓM TẮT

Khai thác và sử dụng một cách có hiệu quả không gian dưới mặt đất

trong các đô thị hiện đại đang là xu thế tất yếu của sự phát triển. Những công trình

ngầm, chẳng hạn như hệ thống tàu điện ngầm, các bãi đỗ xe ngầm…., ngoài việc

phải chịu những tác động giống như của các công trình trên mặt đất, nó còn chịu

những tác động của môi trường xung quanh, có thể gây ảnh hưởng xấu đến chúng:

lún, hư hỏng, phá hủy… hoặc có thể gây mất an toàn trong thi công, làm ảnh hưởng

chất lượng, tiến độ thi công công trình.

Một trong những giải pháp để giải quyết vấn đề chuyển vị ngang của

tường vây là giải pháp tường gia cường xen kẽ trong hệ tường vây để cùng tham gia

chịu áp lực đất và tăng độ ổn định chuyển dịch hệ tường.

Công trình dùng để phân tích trong luận văn này là "Khách sạn

Pullman SaiGon Center" nằm tại số 148 Trần Hưng Đạo, Phường Bến Nghé,

Quận 1, Thành Phố Hồ Chí Minh. Công trình gồm 3 tầng hầm với tổng độ sâu đào

trung bình là -12.6m, hố đào sâu nhất là -15.6m (vị trí đáy hố pít thang máy) so với

mặt đất tự nhiên được sử dụng làm hầm để xe, phòng kỹ thuật. Tầng hầm được thiết

kế thi công theo phương pháp Bottom -

sàn hầm 1 là -3.3m, cao độ sàn hầm 2 là -6.9m, cao độ sàn hầm 3 là -9.3m, cao độ

đáy móng là -12.5m (đối với khu vực đáy hố pít thang máy là -15.6m).

+ Luận văn sử dụng mô hình Hardening Soil mô phỏng so sánh với kết

quả quan trắc

+ Thay đổi độ cứng tường vây đánh giá mức độ ảnh hưởng của tường gia

cường đến chuyển vị ngang của hệ tường vây

+ Thông qua việc mô phỏng bằng mô hình Plaxis 3D đã thể hiện rõ ràng

sự làm việc không gian, cho ra được giá trị độ cứng thật của hệ tường chắn gồm

tường gia cường kết hợp xen kẽ với tường vây bê tông cốt thép.

+ Luận văn này sẽ giúp cho người kỹ sư thiết kế có thêm cơ sở lý luận

trong việc lựa chọn giải pháp tường gia cường trong hệ tường vây cho công trình

cao tầng có nhiều tầng hầm như hiện nay.

vi

ABSTRACT

Exploiting and using the underground space in modern cities effectively

is the inevitable trend of development. The underground works, such as the subway

system, the underground car park ...., beside bearing the same impact of the works

on the ground, it is also subject to the effects of ambient environment which may

cause an adverse effect on them such as subsidence, damage, destruction or danger

in construction, thus affecting the quality and progress of construction.

One of the solutions to solve the problem of horizontal displacement of diaphragm

wall is combining alternating walls of reinforced diaphragm wall system to join

under pressure to increase the stability of land and shifting of the wall system.

Buildings used for the analysis in this paper is "Pullman SaiGon Center" located at

148 Tran Hung Dao Street, Ben Nghe Ward, District 1, Ho Chi Minh City. The

work consists of 3 basements with total average depth of -12.6m dig, the deepest

hole is -15.6m (bottom hole location piston lifts) under the groundis used as

underground parking lot andtechnical rooms. The basement is designed according to

the method of construction Bottom - up. The ground floor elevation is 0.00m, 1

basement floor elevation is -3.3m elevation tunnel 2 is -6.9m floor, basement floor

elevation 3 is -9.3m, foundation bottom elevation is -12.5m (for piston area elevator

pit floor -15.6 m).

+ Thesis uses Hardening Soil simulation models and compares to the results of

monitoring

+ Change the diaphragm wall stiffness assess the degree of influence of the wall

reinforcement system to horizontal displacement of diaphragm wall

+ Through the simulation using Plaxis 3D model has clearly shown the working

space, for the true value of the system stiffness walls include reinforced wall

interspersed combined with reinforced concrete diaphragm wall.

+ This thesis will help designengineers become more rationale in selecting solutions

in walls reinforced diaphragm wall systems for high-rise buildings with many

basements.

vii

DANH MỤC HÌNH

Chương 1

Hình 1.1: Đào đất lộ thiên, tường chắn đất không có hệ chống giữ ...................... 7

Hình 1.2: Phương pháp thi công Top-down ........................................................... 7

Hình 1.3: Hệ dầm cột chống văng cừ gỗ thép ........................................................ 8

Chương 2

Hình 2.1: Tính áp lực đất chủ động Rankine ......................................................... 10

Hình 2.2: Tính áp lực đất bị động Rankine ............................................................ 11

Hình 2.3: Áp lực nước tác dụng vào tường ........................................................... 11

Hình 2.4: Áp lực nền đất có nước ngầm ................................................................ 14

Hình 2.5: Áp lực nền đất không đồng nhất ............................................................ 15

Hình 2.6: Áp lực ngang của đất có phương tiện giao thông .................................. 16

Hình 2.7: Áp lực ngang từ công trình lân cận ........................................................ 17

Hình 2.8: Sức chịu tải của nền đất dưới chân tường .............................................. 19

Hình 2.9: Sơ đồ dịch chuyển của tường Conson và phân bố áp lực đất ................ 20

Hình 2.10: Sơ đồ tính toán tường tầng hầm không có neo .................................... 21

Hình 2.11: Sơ đồ phân bố áp lực đất, momen và biến dạng của tường với các độ sâu

cắm vào trong đất khác nhau. ................................................................................. 23

Hình 2.12: Sơ đồ tính toán tường có 1 hàng neo ................................................... 24

Hình 2.13: Phương pháp theo Terzaghi –Peck ...................................................... 27

Hình 2.14: Phương pháp theo Caquot và Kerisel ................................................. 28

Hình 2.15: Quan hệ ứng suất biến dạng trong mô hình đàn dẻo............................ 36

Hình 2.16: Mặt giới hạn Mohr Coulomb trong không gian ứng suất chính .......... 38

Hình 2.17: Xác định Eref từ thí nghiệm 3 trục cố kết thoát nước .......................... 40

Hình 2.18: Xác định từ thí nghiệm nén cố kết ................................................ 41

Hình 2.19: Quan hệ ứng suất biến dạng Hyperbol. ................................................ 43

Hình 2.20: Mặt chảy biến dạng trượt tiến về mặt Mohr-Coulomb. ....................... 44

Hình 2.21: Mặt mũ chi phối biến dạng thể tích khi nén đẳng hướng. ................... 45

oedE

viii

Hình 2.22: Mặt giới hạn tổng quát của mô hình Hardening-soil ........................... 46

Hình 2.23: Xác định E50ref qua thí nghiệm nén 3 trục thoát nước ..................... 49

Hình 2.24: Xác định Eoedref qua thí nghiệm nén cố kết (Oedometer) ................. 50

Hình 2.25: Hệ trục địa phương của phần tử tường ................................................ 54

Hình 2.26: Hệ trục địa phương của phần tử dầm ................................................... 55

Hình 2.27: Hệ trục địa phương của phần tử sàn ..................................................... 56

Chương 4

Hình 4.1: Công trình Pullman SaiGon Center ....................................................... 60

Hình 4.2: Mặt bằng thi công tổng thể .................................................................... 61

Hình 4.3: Mặt bằng tường vây cọc Barrette gia cường .......................................... 67

Hình 4.4: Bước thi công từ 1-4 .............................................................................. 68

Hình 4.5: Bước thi công từ 5-6 ............................................................................. 69

Hình 4.6: Bước thi công từ 12-13 .......................................................................... 69

Hình 4.7: Mô hình bài toán trong Plaxis 3D Foundation ....................................... 70

Hình 4.8: Hình ảnh Mesh lưới 2D ......................................................................... 70

Hình 4.9: Hình ảnh Mesh lưới 3D .......................................................................... 71

Hình 4.10: Mô hình hệ tường vây 3D .................................................................... 71

Hình 4.11: Đào đất ở cao độ -3.3m ........................................................................ 72

Hình 4.12: Đào đất ở cao độ-6.9m ......................................................................... 72

Hình 4.13: Đào đất ở cao độ -9.3m ....................................................................... 73

Hình 4.14: Đào đất ở cao độ hố thang máy -15.6m ............................................... 73

Hình 4.15: Chuyển vị tổng của tường vây phía tiếp giáp nhà dân (d=600mm)..... 74

Hình 4.16: Chuyển vị tổng của tường vây tiếp giáp

phía đường Trần Hưng Đạo .................................................................................. 74


ix

phía đường Nguyễn Cư Trinh ................................................................................ 75

Hình 4.18: Chuyển vị tổng của tường vây d=800mm ............................................ 75

Bài toán 1:

Hình 4.19: Biểu đồ chuyển vị mô hình HS với Quan trắc tại IN01 ....................... 76

Hình 4.20: Biểu đồ chuyển vị mô hình HS với Quan trắc tại IN02 ....................... 77

Hình 4.21: Biểu đồ chuyển vị ngang mô hình HS với Quan trắc tại IN03 ............ 78

Bài toán 2:




Bài toán 3:




Bài toán 4:




Bài toán 5:




Hình 4.34: Biểu đồ so sánh các giá trị chuyển vi ngang TH1 tại IN01 ................. 95


x


Hình 4.37: Biểu đồ so sánh các giá trị chuyển vị ngang TH2 tại IN01 ................. 97






4.5. Mô hình Morh Coulomb




xi

DANH MỤC BẢNGChương 1:

Bảng 1.1: Các công trình ứng dụng cọc Barrette ................................................... 6

Chương 2:

Bảng 2.1: Đặc trưng vật liệu đất trong mô hình Mohr –Coulumb ......................... 49

Bảng 2.2: Đặc trưng vật liệu đất trong mô hình Hardening-Soil ........................... 54

Bảng 2.3: Đặc trưng vật liệu của tường ................................................................. 54

Bảng 2.4: Đặc trưng vật liệu của dầm .................................................................... 55

Bảng 2.5: Đặc trưng vật liệu của sàn ..................................................................... 56

Chương 4:

Bảng 4.1: Tên và trạng thái các lớp đất ................................................................. 64

Bảng 4.2: Các chỉ tiêu cơ lý của đất ....................................................................... 65

Bảng 4.3: Tường vây .............................................................................................. 66

Bảng 4.4: Thanh chống .......................................................................................... 66

Bài toán 1:

Bảng 4.5: So sánh kết quả chuyển vị mô hình HS với Quan trắc tại IN01 ........... 76



Bài toán 2:

Bảng 4.8: Tường vây thay đổi chiều dày ............................................................... 78


Bảng 4.10: Chênh lệch kết quả % chuyển vị mô hình HS khi chiều dày tường thay đổi tại IN01 ............................................................................................................ 80

Bảng 4.11: So sánh kết quả chuyển vị mô hình HS với Quan trắc tại IN02 .......... 80

Bảng 4.12: Chênh lệch kết quả % chuyển vị mô hình HS khi chiều dày tường thayđổi tại IN02 ............................................................................................................ 81

xii



Bài toán 3:







Bài toán 4:






Bài toán 5:




Bảng 4.29: Nội lực Trường hợp 1 .......................................................................... 100


xiii


4.5. Mô hình Morh Coulomb

Bảng 4.32: Bảng chỉ số SPT mô hình MC ............................................................. 107




xiv

MỤC LỤC

LÝ LỊCH KHOA HỌC ................................................................................. i

LỜI CAM ĐOAN ......................................................................................... iii

LỜI CẢM ƠN ............................................................................................... iv

TÓM TẮT ..................................................................................................... v

ABSTRACT .................................................................................................. vi

MỞ ĐẦU ..................................................................................................... 1

1. Tính cấp thiết đề tài ................................................................................. 1

2. Mục tiêu nghiên cứu đề tài ...................................................................... 1

3. Đối tượng nghiên cứu .............................................................................. 2

4. Phương pháp nghiên cứu ........................................................................ 2

5. Phạm vi nghiên cứu đề tài ....................................................................... 2

6. Đóng góp mới cho đề tài ......................................................................... 2

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN CÁC VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU HỐ ĐÀO SÂU .... 3

1.1. Đặc điểm hố đào sâu ............................................................................ 3

1.1.1. Về phương diện cơ học ................................................................. 3

1.1.2. Nguyên tắc thiết kế Tường vây ...................................................... 3

1.2. Các hiện tượng địa kỹ thuật xảy ra khi thi công hố đào sâu ................ 4

1.2.1. Chuyển dịch của đất nền khi thi công HĐS .................................. 4

1.2.2. Hiện tượng nước chảy vào hố đào ................................................ 4

1.3. Các nhân tố ảnh hưởng đến ổn định chuyển vị ngang của tường vây trong

hố đào sâu ............................................................................................................ 5

1.3.1. Nhóm các nhân tố cố hữu ............................................................. 5

1.3.2. Nhóm các nhân tố liên quan đến vấn đề thiết kế .......................... 5

1.3.3. Nhóm các nhân tố liên quan đến vấn đề thi công ........................ 5

1.4. Giới thiệu thi công tường tầng hầm ..................................................... 6

1.5. Công nghệ thi công tầng hầm nhà nhiều tầng ..................................... 6

xv

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT .............................................................................. 9

2.1. Các phương pháp xác định áp lực lên tường ....................................... 9

2.2. Các phương pháp xác định áp lực ....................................................... 9

2.2.1. Tính áp lực đất theo lý thuyết W.J.W.Rankine .............................. 9

2.2.2. Áp lực nước ngầm lên mặt tường .................................................. 11

2.2.3. Áp lực động đất ............................................................................ 12

2.2.4. Áp lực tác dụng lên tường trong một số trường hợp riêng ........... 13

2.3. Phương pháp tính toán kết cấu ổn định hố đào sâu tường vây ............ 19

2.3.1. Tính toán tường chắn dạng conson ............................................... 19

2.3.2. Tính toán tường chắn có 1 tầng chống ........................................ 22

2.3.3 Tính toán tường có nhiều thanh chống ......................................... 25

2.4. Kiểm tra tính ổn định chống trồi (bùng) của hố móng......................... 26

2.5. Cơ sở lý thuyết trong Plaxis ................................................................. 28

2.5.1. Mô hình vật liệu ............................................................................ 29

2.5.2. Các thông số cơ bản trong mô hình Plaxis................................... 31

2.6. Giới thiệu các Mô hình ..................................................................... 35

2.6.1 Mô hình ứng xử của đất Mô hình Morh-Coulomb ..................... 35

2.6.2. Mô hình ứng xử của đất Mô hình Hardning Soil ...................... 42

2.6.3. Sử dụng các thông số tương quan từ thí nghiệm hiện trường ..... 47

2.7. Đặc trưng vật liệu kết cấu .................................................................... 53

2.7.1. Đặc trưng vật liệu tường vây ....................................................... 53

2.7.2. Đặc trưng vật liệu dầm ................................................................. 55

2.7.3. Đặc trưng vật liệu sàn ................................................................... 56

2.8. Kết luận ................................................................................................ 57

CHƯƠNG 3 PHƯƠNG PHÁP VÀ TRÌNH TỰ NGHIÊN CỨU ............................... 58

3.1. Giới thiệu .............................................................................................. 58

3.2. Phương pháp nghiên cứu ..................................................................... 58

CHƯƠNG 4 NGHIÊN CỨU TRƯỜNG HỢP THỰC TẾ ................................. 60

4.1. Tổng quan về công trình ....................................................................... 60

xvi

4.2. Trình tự thi công và một số hình ảnh trong quá trình thi công ............ 61

4.3. Bài toán mô phỏng ............................................................................... 62

4.3.1. Cơ sở lựa chọn chiều dày tường vây ................................................. 62

4.3.2. Bài toán 1: Mô phỏng thực tế lại kết cấu tầng hầm công trình so sánh

với kết quả Quan trắc ........................................................................................... 63

4.3.3. Bài toán 2: ......................................................................................... 78

4.3.4. Bài toán 3 .......................................................................................... 83

4.3.5. Bài toán 4 .......................................................................................... 87

4.3.6. Bài toán 5 .......................................................................................... 91

4.3.7. Lập Biểu đồ so sánh kết quả chuyển vị của các thay đổi giá trị đầu vào

với kết quả tường từ công trình thực tế ................................................................ 94

4.4. Đánh giá được mức độ ảnh hưởng của độ cứng tường vây đến nội lực của

hệ tường vây thay đổi chiều dày, độ sâu và cường độ Bê tông ............................ 100

4.5. Mô hình Morh Coulomb ....................................................................... 106

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ........................................................................ 111

TÀI LIỆU THAM KHẢO ............................................................................. 112

1

MỞ ĐẦU 1. Tính cấp thiết đề tài

Sử dụng một cách có hiệu quả không gian dưới mặt đất trong các đô thị

hiện đại. Những công trình này ngoài việc phải chịu những tác động của tải sử dụng

còn chịu những tác động của môi trường xung quanh không chỉ ở giai đoạn sử dụng

mà còn ở giai đoạn thi công. Trong không gian đô thị chật hẹp việc thi công các loại

công trình ngầm này rất phức tạp có thể gây ảnh hưởng xấu như lún, nứt hay hư

hỏng kết cấu hoặc có thể gây mất an toàn trong thi công, làm ảnh hưởng chất lượng,

tiến độ thi công công trình.

Tất cả những yếu tố này đòi hỏi người thiết kế phải phân tích kỹ các phương

án lựa chọn nhằm đảm bảo những yêu cầu như là tính kinh tế, công năng, sự ổn

định cho công trình lân cận. Trong đó việc thi công hố đào sâu là cần thiết phải có

những biện pháp hạn chế chuyển vị ngang của tường chắn và độ lún của đất nền.

Một trong những giải pháp để giải quyết vấn đề chuyển vị ngang của tường

vây là giải pháp kết hợp cọc Barrette xen kẽ trong tường vây để cùng tham gia chịu

áp lực đất và tăng độ ổn định tường. Giải pháp này vừa đáp ứng được việc bố trí

mặt bằng kiến trúc cho công trình khi đưa hệ cột ra mép ngoài, vừa có tác dụng tăng

độ cứng cho hệ tường vây, vừa mang tính kinh tế khi kết hợp cọc barrete chịu tải

trọng đứng công trình để làm việc như một tấm tường vây. Dựa trên những lý do

trên, luận văn này tập trung vào: Phân tích ảnh hưởng của độ cứng tường gia

cường đến chuyển vị và nội lực của hệ tường vây thay đổi độ cứng trong kết

cấu ổn định hố đào sâu.

2. Mục tiêu nghiên cứu đề tài:

- Phân tích kết cấu tường tầng hầm theo độ cứng và tiết diện để lựa chọn loại

kết cấu và tiết diện hợp lý, hiệu quả

- Đề xuất phương pháp thiết kế kết cấu tường tầng hầm phù hợp với từng loại

công trình

3. Đối tượng nghiên cứu

- Các hố đào sâu của công trình ngầm có sử dụng tường vây bê tông cốt thép

4. Phương pháp nghiên cứu

2

- Nghiên cứu áp dụng các lí thuyết về tính toán tường tầng hầm.

- Mô phỏng số: Sử dụng phần mềm Plaxis 3D Foundation để tính toán chuyển

vị ngangvà nội của kết cấu tường vây trong hố đào sâu

- Kết hợp so sánh với số liệu quan trắc thực tế qua các giai đoạn đào đất khác

nhau để đánh giá hiệu quả ổn định của giải pháp kết cấu được sử dụng trong đề tài.

5. Nội dung và phạm vi nghiên cứu đề tài

- Xác định chiều dày, độ sâu tầng hầm cho hợp lý.

- Đề tài chỉ tập trung nghiên cứu và đánh giá tính ổn định về mặt chuyển vị

ngangvà nội lực của hệ tường chắn hố đào.

6. Đóng góp mới của đề tài

- Mô hình đất nền theo Hardering Soil cho kết quả phù hợp với kết quả quan

trắc thực tế, khác với các nghiên cứu trước đây sử dụng mô hình Morh Coulomb.

- Giải pháp kết cấu tường vây cọc Barrette sâu -75m (kích thước chiều dày

1.0m-1.2m x rộng 2.8m) kết hợp xen kẽ với vách tường vây bằng bản BTCT, đây là

giải pháp mới dùng thi công hố đào sâu ở Việt Nam, có những ưu điểm như sau:

+ Tăng độ cứng và giảm chuyển vị cho tường vây

+ Hệ cột có móng bằng cọc barret chịu tải trọng của công trình bên trên,

tăng không gian sử dụng.

- Đề xuất tỉ lệ độ cứng chiều dày tường vây/chiều dày cọc Barret là 0.5-0.8 khi

thiết kế thực tế cho những công trình có địa chất tương tự.

- Tác giả đề xuất hệ số tương quan xác định Module biến dạng Eref của mô

hình Morh Coulomb là Eref =(2400−3500)N, với N là chỉ số SPT của đất nền so với

Module biến dạng E thực nghiệm của Michel và Gardner (1975) và Schurtmann

(1970) chỉ có E=766N (kN/m2) và kết quả của tác giả phù hợp với quan trắc thực

tế.

3

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN CÁC VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU HỐ ĐÀO SÂU 1.1. Đặc điểm hố đào sâu

1.1.1. Về phương diện cơ học:

Thi công hố đào có thể coi là một bài toán dỡ tải đối với nền đất. Việc dỡ tải

này làm thay đổi trạng thái ứng suất biến dạng trong nền. Sự cân bằng ban đầu bị vi

phạm, trạng thái ứng suất thay đổi làm xuất hiện nguy cơ mất ổn định, trước hết là

thành hố và sau đó là đáy hố và đất xung quanh. Khi nghiên cứu sự ổn định của hố

đào và các biện pháp bảo vệ nó, Terzaghi (1943) đánh giá chiều sâu hố đào là yếu tố

quan trọng nhất và đưa ra tiêu chí:

� Hồ đào nông là hố có chiều sâu nhỏ hơn chiều rộng của hố;

� Hố đào sâu là hố có chiều sâu lớn hơn chiều rộng của hố.

Nhưng sau đó thì năm 1967, Teraghi và Peck, và năm 1977 Peck và các cộng sự đã

đề nghị là:

� Hố đào nông là hố có chiều sâu đào nhỏ hơn 6m;

� Hố đào sâu là hố có chiều sâu đào lớn hơn 6m.

Công trình hố đào sâu bao gồm nhiều khâu có quan hệ chặt chẽ với nhau như

chắn đất, chống giữ, ngăn nước, hạ mực nước ngầm, đào đất… trong đó, một khâu

nào đó gặp sự cố có thể sẽ dẫn đến cả công trình bị đỗ vỡ.

Bài toán ổn định hố đào sâu đòi hỏi người kỹ sư thiết kế phải có kinh nghiệm

trong việc phân tích và lựa chọn giải pháp tường chắn đủ cứng để chống lại sự phá

hoại kết cấu, sự trượt, chuyển vị và sự phá hoại ổn định

1.1.2. Nguyên tắc thiết kế Tường vây

- An toàn tin cậy: Thiết kế phải đáp ứng tuyệt đối về yêu cầu cường độ, tính

ổn định tổng thể của công trình, của hệ thống kết cấu. Kết cấu phải chắc chắn biến

dạng của tường không ảnh hưởng đến công trình lân cận.

- Tính kinh tế : Khi đảm bảo điều kiện về an toàn, tin cậy của kết cấu chắn giữ

thì xác định hiệu quả kinh tế của phương án trên cơ sở tổng hợp các yếu tố về thời

gian, vật liệu, thiết bị nhân công và bảo vệ môi trường.

- Thuận lợi thi công: Khi thiết kế tường Barrette nên có hình dáng đơn giản

4

thuận tiện cho thi công, sủ dụng công nghệ đơn giản phù hợp với máy móc thiết bị

để thi công nhanh chóng, rút ngắn thời gian thi công đảm bảo an toàn lao động.

- Tường Barrette là một bộ phận kết cấu công trình, là tường của tầng hầm.

Trong giai đoạn thi công tầng hầm tường (Barrette) là kết cấu chắn giữ ổn định cho

hố đào, sau khi thi công xong tường Barrette là tường của tầng hầm.

- Về mặt kết cấu: Khi xây dựng tầng hầm trong nhà cao tầng sẽ hạ thấp trọng

tâm của công trình, làm tăng độ ổn định tổng thể; tường, cột của tầng hầm sẽ làm

tăng độ ngàm của công trình vào đất, tăng khả năng chống lực ngang của gió bão,

động đất.Theo khảo sát cứ sâu một tầng hầm thì tầng hầm sẽ làm đối trọng cân đối

ổn định cho 4-5 tầng nổi.

- Về nền móng: Nhà cao tầng có tải trọng lớn gây áp lực nên nền móng rất

cao, khi làm tâng hầm lượng đất sẽ được lấy bớt đi sẽ làm giảm tải cho móng, mặt

khác khi đặt móng dưới sâu so với mặt đất thì cường độ đất nền tăng lên. Khi tầng

hầm nằm dưới mực nước ngầm, nước ngầm đẩy nổi công trình sẽ giảm tải cho

móng, giảm độ lún cho công trình.

1.2. Các hiện tượng địa kỹ thuật xảy ra khi thi công hố đào sâu

1.2.1. Chuyển dịch của đất nền khi thi công HĐS

Lún sụt đất nền xung quanh hố đào: Khi thi công hố đào thường xảy ra hiện

tượng lún sụt đất nền ở bề mặt xung quanh hố đào. Có một số trường hợp lún sau:

Lún sụt do đào hố móng; Lún sụt do hạ thấp mực nước ngầm; Lún sụt do chấn

động; Hiện tượng đẩy trồi hố đào

Việc đào các hố sâu trong đất làm giảm độ chặt của đất nền dưới móng các

công trình. Mặt khác, nếu đáy nằm dưới mực nước ngầm, do có hiện tượng chênh

lệch cột nước do hạ mực nước ngầm sẽ xuất hiện thêm một áp lực đẩy ở đáy hố

móng. Hiện tượng đẩy trồi làm giảm độ chặt của đất nền dưới đáy hố đào, giảm khả

năng chịu lực.

1.2.2. Hiện tượng nước chảy vào hố đào

Với đặc điểm địa hình hẹp, mực nước ngầm cao, đáy hố đào có độ sâu lớn và

thường ở tầng cát mịn nên việc thi công rất phức tạp. Hiện tượng nước chảy vào hố

5

đào xảy ra khá phổ biến đối với các công trình hố đào sử dụng kết cấu chắn giữ là

cừ thép và cọc nhồi tiết diện nhỏ.

Sự dịch chuyển xảy ra chủ yếu là vùng đất sau lưng tường, vùng đất bên cạnh

hố đào. Các yếu tố ảnh hưởng đến dịch chuyển của đất nền xung quanh hố đào sâu

phụ thuộc vào nhiều yếu tố sau:

- Ảnh hưởng của sự thay đổi trạng thái ứng suất trong đất nền

- Kích thước hố đào, yếu tố hình học, yếu tố không gian

- Ứng suất trong đất theo phương ngang lớn ảnh hưởng bất lợi đến hố đào

- Ảnh hưởng của đặc trưng đất nền

- Hạ mực nước ngầm thường gây ra sự lún sụt

- Hiện tượng cố kết ảnh hưởng lớn đến sự làm việc của hố đào

- Sự bất đẳng hướng (của hệ lực tác động, đất nền, …)

1.3. Các nhân tố ảnh hưởng đến ổn định chuyển vị ngang của tường vây

trong hố đào sâu

Các nhân tố ảnh hưởng đến chuyển vị ngang của tường vây trong hố đào sâu

được chia ra làm ba nhóm chính:

1.3.1. Nhóm các nhân tố cố hữu

- Nhân tố địa chất: tính chất cơ lý của đất nền quyết định khả năng chịu lực và

biến dạng của đất nền, lịch sử chịu lực của đất nền, mực nước ngầm…

- Nhân tố các công trình xung quanh, công trình hố đào sâu như các nhà cao

tầng xung quanh, các công trình giao thông và mật độ giao thông xung quanh

côngtrình…

1.3.2. Nhóm các nhân tố liên quan đến vấn đề thiết kế

- Độ cứng của hệ thống chống đỡ, chiều dày của tường vây, chiều dài của

tường vây…

- Hình dạng của hố đào: chiều rộng, chiều sâu, dạng hình học của hố đào.

- Sự cải thiện đất nền công trình như các biện pháp phụt vữa, trộn vữa xi măng

nhằm nâng cao khả năng chịu lực và giảm sự biến dạng của đất nền.

1.3.3. Nhóm các nhân tố liên quan đến vấn đề thi công

6

- Các phương pháp thi công khác nhau như: Top-down, Semi Top-down,

Bottom-Up.

- Thời gian của các giai đoạn thi công

- Tay nghề của đội công nhân thi công công trình.

Bảng 1.1: Các công trình ứng dụng cọc Barrette

Tên công trìnhSố tầng

/tầng hầm

Kích thước cọc

(dày x dài x sâu) m

Tòa Tháp đôi Petronas Towers (Malaysia) 100 1,2m x 2,8m x 125m

Sài gòn Centre 25/3 0,8m x 2,8m x 50m

Vietcombank Hà Nội 22/2 0,8m x 2,8m x 55m

Nhận xét: Ổn định các công trình ngầm, hố đào sâu tầng ngầm phụ thuộc rất

lớn vào 2 yếu tố là chất lượng thi công tường vây và bố trí hệ thanh chống tạm

trong quá trình đào nhằm đảo bảo chuyển vị hệ tường nằm trong giới hạn cho phép.

1.4. Giới thiệu tường vây tầng hầm

Tường vây (Diaphragm wall) là một loại tường trong đất bằng bê tông cốt

thép được đúc tại chỗ, thi công bằng lưỡi khoan loại gầu ngoạm hình chữ nhật dùng

cho hố móng có độ sâu từ 10m trở lên hoặc trong điều kiện thi công tương đối khó

khăn.

Tường vây thường có tiết diện hình chữ nhật, có chiều rộng từ 0,6- 1,5m,

chiều dài từ 2,5-3,0m và chiều sâu từ 12-30m, cá biệt có những tường sâu đến

100m. Tại Việt Nam đã làm một số công trình sâu từ 18- 22m rộng 0,6-0,8m.

Đa số các công trình nhà cao tầng có tầng hầm sâu tập trung chủ yếu ở các

nước phát triển như: Mỹ, Philiphine, Australia, Đài Loan, Singapore, Thailand,…

đã phát triển rất nhiều công trình nhà cao tầng có nhiều tầng hầm.

1.5. Công nghệ thi công tầng hầm nhà nhiều tầng.

a. Phương pháp đào hố móng lộ thiên có mái dốc

7

Hình 1.1: Đào đất lộ thiên, tường chắn đất không có hệ chống giữ

b. Phương pháp thi công từ trên xuống (Top-Down)

Hình 1.2: Phương pháp thi công Top-down

- Ưu điểm:

o Không tốn hệ thống chống đỡ tạm để chống đỡ vách tường tầng hầm.

Trong quá trình thi công không tốn hệ thống cột chống dàn giáo cho dầm sàn vì

dầm sàn thường thi công ngay trên mặt đất.

o Sau khi thi công dầm sàn tầng trệt có thể tách hoàn toàn thi công phần

ngầm và phần thân bên trên, có thể thi công đồng thời phần ngầm và phầnthân

o Khối lượng đào đất ít, thời gian thi côngnhanh.

- Nhược điểm:

o Kết cấu cột tầng hầm thi công phức tạp, phải chônsẵn

8

o Việc xử lý các liên kêt giữa cột với dầm sàn và liên kết giữa dầm và

tường tầng hầm phứctạp.

o Việc đổ bê tông cột và thi công cốt thép cột tầng hầm khó thi công

o Bê tông phải dùng phụ gia trương nở, dùng vữa bê tông đặc biệt

o Những vùng có mực nước ngầm cao gây khó khăn trong thi công

c. Đào hố móng lộ thiên, tường tầng hầm là tường chắn đất, dùng hệ kết cấu

thanh chống(hoặc neo bê tông) chống giữ.

- Ưu điểm:

� Không dùng ván hoặc cừ để làm hệ thống chống đỡ vách đất hố đào

mà dùng tường BTCT tầng hầm (Tường Barrette) làm tường cừ

� Tiến độ thi công nhanh.

- Nhược điểm:

- Tốn vật liệu là xà dầm cột (có thể thu hồi vật liệu 100%).

- Các thanh chống trong hố đào hay bị vướng gây khó khăn cho việc thi

công tầng hầm.

Hình 1.3: Hệ dầm cột chống văng cừ gỗ thép

9

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT

2.1. Các tải trọng tác dụng lên tường vây

Các dạng tải trọng có thể tác động lên hệ tường vây gồm:

- Do trọng lượng bản thân của hệ tường;

- Do tác động của các ứng lực đặt trên mặt đất;

- Do một phần công trình trên mặt đất truyền qua đất;

- Do áp lực đất lên mặt tường;

- Do áp lực nước dưới đất lên tường;

- Các tải trọng do các thiết bị thi công bố trí trực tiếp trong công trình;

Theo tiêu chuẩn các tải trọng và tác động, tải trọng tác động vào kết cấu chia

làm 3 loại:

- Tải trọng thường xuyên (cố định): là những tải trọng và tác động như trọng

lượng bản thân của đất và công trình, tác dụng khi xây dựng và khai thác.

- Tải trọng tạm thời: là những tải trọng chi tác động một thời gian như : ô tô,

cần trục, tải trọng vật liệu…

- Tải trọng đặc biệt: bao gồm động đất, va chạm và các tác động khác tác dụng

khi xây dựng và khai thác hoặc lở đất.

Việc tính toán phải tổ hợp bất lợi nhất của tải trọng và các lực tương ứng với

nó.

2.2. Các phương pháp xác định áp lực

2.2.1. Tính áp lực đất theo lý thuyết W.J.W.Rankine

a. Tính toán áp lực chủ động

- Trường hợp đất rời (φ≠ 0, c=0)

- Trường hợp đất dính (φ ≠ 0; c≠ 0)

21 ( / )2A aE H K kN m��

2 0ap tan 45

2� ��

az zK��

2 0 0tan 45 2 tan 45 22a a ap z c zK cK� ��

10

Hình 2.1: Tính áp lực đất chủ động Rankine

a) Tường chắn dịch chuyển ra ngoài; b) Đất cát; c) Đất sét

b. Tính toán áp lực bị động

- Trường hợp đất rời (φ≠ 0, c=0)

- Trường hợp đất dính (φ ≠ 0; c≠ 0)

� �2

2 20

1 1 222 2A a a a

cE K H h H K cH K� ��

� � � � �

2 0tan 452p pp z zK��

�21

2�p pE H K�

2 0 0tan 45 2 tan 45 22 2p p pp z c zK c K� ��

� �

21 22p p pE H K cH K��

11

Hình 2.2: Tính áp lực đất bị động Rankine

2.2.2. Áp lực nước ngầm lên mặt tường

Áp lực do trọng lượng đẩy nổi để tính áp lực đất phía dưới mực nước ngầm,

dùng áp lực nước tĩnh để tính áp lực nước sau đó cộng hai loại với nhau ta sẽ có

tổng áp lực lên tường.

Giả sử mực nước ngầm tại độ sâu h so với mặt đất. Xét điểm M có độ sâu z kể

từ mặt đất thì áp lực nước tại M được xác định như sau:

w w (z h)� � � �

w� : áp lực nước

w� : trọng lượng riêng của nước

Hình 2.3: Áp lực nước tác dụng vào tường

12

- Áp lực đất trên mực nước ngầm được tính tương tự áp lực đất bình thường

- Áp lực đất dưới mực nước ngầm được tính với trọng lượng đẩy nổi

' 'a a ap ( .h '.(z h)).K 2c '. K� � � � � �

' 'P P Pp ( .h '.(z h)).K 2c '. K� � � � � �

'a

'K tg( )4 2� �

� �

'P

'K tg( )4 2� �

� �

- � : trọng lượng đẩy nổi của đất

- K’a; K’P hệ số áp lực đất chủ động, bị động

- '� góc ma sát hữu hiệu

- c’: lực dính hữu hiệu

Phương pháp trọng lượng bão hòa của đất tính áp lực nước, đất, đây là phương

pháp thông dụng hiện nay, đặc biệt là đất dính thì áp dụng:

a sat a ap .z.K 2c. K� � �

P sat P Pp .z.K 2c. K� � �

- sat� trọng lượng bão hòa của đất, từ nước ngầm trở xuống có thể áp dụng gần

đúng trọng lượng tự nhiên

2.2.3. Áp lực động đất

Khi tính toán tường chắn nằm trong vùng hoạt động mạnh của động đất thì

được tiến hành với lực động đất cấp VII hoặc lớn hơn

Áp lực đất lên tường vây khi xét đến tải trọng đất, tổng lực tác dụng lên tường

chắn tại lưng tường Edd được tính như sau:

* 2dd v ws wd

1E (1.K ) .H E E2

� � � � �

Trong đó

- H: chiều cao tường

13

- Ews: Lực nước tĩnh

- Ewd: Lực nước động

- � : Trọng lượng của đất

- Kv: hệ số động đất theo phương đứng

- � : hệ số áp lực đất (tĩnh và động) theo công thức của Monovobe và OKabe

2.2.4. Áp lực tác dụng lên tƣờng trong một số trƣờng hợp riêng

Trong thực tế điều kiện làm việc dồng thời giữa đất nền và tường chắn phức

tạp hơn nhiều. Điều kiện càng phức tạp, độ chính xác đòi hỏi càng cao thì sơ đồ tính

toán càng sát với thực tế. Độ chính xác của bài toán phụ thuộc vào dữ liệu đầu vào

như tính chất cơ lý, trạng thái ứng suất trong nền, ma sát giữa đất và tường và các

yếu tố khác

2.2.4.1. Trường hợp trong nền đất có mực nước ngầm

Khi có nước ngầm phía dưới mực nước ngầm có lực đẩy nổi do đó dung

trọng của đất trong tính toán là dung trọng đẩy nổi. Phía trên mực nước ngầm dung

trọng tính toán là dung trọng riêng của đất, góc ma sát trong của đất khi có và

không có mực nước ngầm lấy giá trị như nhau. Biểu đồ áp lực có dạng :

14

Hình 2.4: Áp lực nền đất có nước ngầm

2.2.4.2. Áp lực đất lên tường trong trường hợp đất nền không đồng nhất

Giả thiết nền đất cấu tạo từ những lớp đất song song với mặt đất có chiều dày

hi mỗi lớp đất có chỉ tiêu cơ lý riêng. Ta thấy dạng biểu thức tính

toán áp lực chủ động và bị động đều giống nhau chỉ khác nhau ở hệ số �b và �c .

Có thể dùng biểu thức của Rankine hoặc Coulomb đẻ xác định Eb và Ec

- Tại các điểm I nằm trên ranh giới giữa 2 lớp đất áp lực chủ động và bị động có

tính đặc biệt. Điểm I thuộc lớp thứ 1 nên:

cI 1 1 c1 bI 1 1 b1P .h . ;P .h .� � � � � �

Mặt khác điểm I cũng thuộc lớp thứ 2 nên:

cI 1 1 c2 bI 1 1 b2P .h . ;P .h .� � � � � �

c1; b1; c2; b2;� � � � là hệ số áp lực chủ động, bị động của lớp thứ 1 và 2 tại đó biểu

đồ áp lực chủ động và bị động có bước nhảy. Đối với các điểm nằm trên ranh giới

giữa các lớp khác áp lực chủ động và bị động cũng phân bố tương tự.

15

Hình 2.5: Áp lực nền đất không đồng nhất

2.2.4.3. Áp lực ngang của đất tác dụng lên tường khi trên mặt đất có phương

tiện giao thông

Mặt đất có phương tiện giao thông thường bằng phẳng nằm ngang có i=0

Tải trọng của phương tiện giao thông là tải trọng di động tạm thời, tải này nên

bố trí ở những vị trí bất lợi, trong phạm vi ảnh hưởng đến tường chắn, tức là ở

trong phạm vi dải Bnp Chiều rộng được xác định như sau:

0np 0 0 0B (H h ).tg(45 ) h .tg

2�

� � � � �

Trong đó :

� H0 -Độ sâu móng tường tính từ mặt đất.

� h0 - Khoảng cách từ mặt đất đến đỉnh tường.

- Giá trị áp lực ngang do tải trọng gây nên dọc trục tường

2 0bd

Ptg (45 )

b.c 2�

� � � �� hoặc 2 0bd

Ptg (45 )

a.d 2�

� � � ��

- Chiều dài đoạn chất tải

0

AYtg(45 )

2

��

�

16

Hình 2.6: Áp lực ngang của đất có phương tiện giao thông

2.2.4.4. Áp lực ngang từ công trình hiện có

Khi tường chắn đất gần công trình hiện có cần tính đến áp lực từ móng nhà

nếu các móng nhà nằm trong giới hạn khối trượt.

Áp lực móng được truyền dưới góc 300 45 0 so với đường thẳng đứng phụ

thuộc vào trường hợp kém thuận lợi nhất.

- Giá trị áp lực đứng của đất lên kết cấu tường.

QPa�

�

- Giá trị áp lực ngang

ahQqa�

�

� �

Q: áp lực đứng lên đế móng; a� : chiều rộng của diện tích chất tải lên móng

có tính đến sự phân bố áp lực theo chiều sâu.

17

Hình 2.7: Áp lực ngang từ công trình lân cận

2.2.5. Phân tích sức chịu tải của nền đất dưới chân tường.

Tường vây làm tường tầng hầm cho nhà cao tầng, thì có thể hoặc không

chịu tải trọng thẳng đứng Ntc do công trình bên trên gây nên.

Trong trường hợp tổng quát, thì phải đảm bảo cho sức chịu của đất dưới

chân tường lớn hơn tải trọng của công trình cộng với tải trọng bản thân của bức

tường gây nên tai chân tường,

Trong đó:

- Ptc: Áp lực tiêu chuẩn dưới chân tường;

- Ntc: Tải trọng công trình trên mỗi mét dài;

- Gtc: Trọng lượng bản thân của, mỗi mét dài tường.

- Rtc: Sức chịu tải của đất nền dưới chân tường.

- b: chiều rộng của tường trong đất

tctcR Ab Bh ' Dc� � � � �

Trong đó :

- b: chiều rộng của bức tường (chiều rộng của barét)

- h: chiều sâu của bức tường, m;

- �: dung trọng của lớp đất dưới tường, T/m3;

18

- �’: dung trọng trung bình của các lớp đất từ chân tường đến mặt đất, T/m3;

- c: lực dính tiêu chuẩn của lớp đất dưới chân tường, T/m2;

- A, B, D: các thông số phụ thuộc góc ma sát trong � 0 của lớp đất dưới

chân tường.

- Ứng suất tác dụng tại các mép đáy móng tường được xác định theo công

thức:

maxmin

N 6e(1 )b b

� � �

Trong đó:

- b: chiều rộng móng tường;

- e: độ lệch tâm của hợp lực

- Ea: đặt tại mức đáy tường đối với trọng tâm đáy.

- Độ lệch tâm e xác định như sau:

be2

� � �

�: khoảng cách từ điểm đặt của tổ hợp lực Ea đến mép lật.

g LM MN�

� �

- Mg : tổng mô men của các lực giữ.

- ML: tổng mô men của các lực lật.

Trong trường hợp lực lật là lực ngang Eah còn lực giữ là lực N thì M g =N.d

và M L = Eah .( H-hc) đối với mép lật. Khi nền đồng nhất hoặc các lớp nằm ngang

có tính nén lún không tăng theo chiều sâu thì tính biến dạng coi như thoả mãn,

nếu áp lực trung bình � TB không vượt quá áp lực tiêu chuẩn và ứng suất � max

không lớn hơn 1,2 áp lực tiêu chuẩn của nền , còn ứng suất nhỏ nhất không nhỏ

hơn 0, điều này được đảm bảo khi e� b/6 và � �b/3. Nếu 2 điều kiện này không

đảm bảo thì ứng suất max dưới mép móng xác định như sau:

max2N3

� ��

19

Hình 2.8: Sức chịu tải của nền đất dưới chân tường

2.3. Phương pháp tính toán kết cấu tường vây

2.3.1. Tính toán tường dạng conson

Tường vây xem như tường bản conson (1 đầu tự do, 1 đầu ngàm sâu vào đất)

dưới tác động của áp lực đất chủ động ở bên ngoài 3 phía trên mặt hố móng. Tường

sẽ nghiêng về phía bên trong hố móng, còn phần dưới cọc sẽ dịch chuyển theo chiều

ngược lại. Tức là tường sẽ quay quanh một điểm nào đó ở dưới đáy hố móng, giả sử

điểm đó là điểm b như hình vẽ. Thân tường ở phía bên trên điểm b dịch chuyển về

phía bên trái, thành bên phải của tường tính từ điểm b trở lên chịu tác dụng của áp

lực đất chủ động, thành bên trái của tường kể từ điểm b trở xuống chịu tác dụng

của áp lực đất bị động.

20

Hình 2.9: Sơ đồ dịch chuyển của tường Conson và phân bố áp lực đất

Tường chắn đất một đầu tự do, một đầu ngàm vào đất được xem như dầm.

Consol chịu tác dụng của áp lực đất, thì nó sẽ quay quanh một điểm C, gọi là

điểm ngàm, cách đáy hố đào một đoạn là Zc= 0,8h2 (trong đó h2 là chiều sâu tường

dưới đáy hố đào).

Thông số quan trọng cần xác định là độ sâu cần thiết của tường và momen

uốn Mmax để tính cốt thép cho tường.

Các công thức tính toán đã được GS.TS Nguyễn Văn Quảng áp dụng cho nhà

có tầng hầm không sâu hơn 4m.

21

Hình 2.10: Sơ đồ tính toán tường tầng hầm không chống

a) Sơ đồ tường; b) Sơ đồ áp lực đất; c) Biểu đồ Momen

- Xác định hệ số áp lực đất

- Hệ số áp lực đất chủ động:

0452a tg ��

�

- Hệ số áp lực đất bị động:

0452a tg ��

�

- Xác định áp lực giới hạn của đất phía sau chân tường

� �1 2 2gh aq h h h� �� - Áp lực chủ động của đất ở sau lưng tường

22

1 2ahQ � ��

�

z c aQ Z� �� - Lực đẩy ngang lớn nhất dưới chân tường trong đất

22 1 2

max 232 1 1 2 2 2

2( )2 ( 3 ) 3 (2 )c

h Q Qq h

h Q h h Q h Z� �

� ��

� ��

Trong đó

22

� : Dung trọng của đất

� : Góc ma sát trong của đấte : Chiều sâu ngàm của tường vào đất cần thiết để cho tường được ổn

định khi đảm bảo điều kiện :

max ghq q�- Xác định Mômen uốn lớn nhất Mmax của tường. Mômen lớn nhất Mmax

tác dụng vào điểm nằm dưới đáy hố móng một đoạn Z0

0 1 1 1a

a

Z h � ��

� �� !

� �2

301max 1 0 0

12 6ZhM Q Z Zh

�� !

� �

2.3.2. Tính toán Tường có một tầng chống

Trường hợp này có thể sử dụng cho nhà cao tầng 2 tầng hầm (với hố đào sâu

khoảng 8m đến 10m)

Kết cấu chắn giữ tường có 1 thanh chống (hoặc neo) ở đỉnh có khác với

tường đỉnh tự do (Conson). Kết cấu chắn giữ có chống ở đỉnh, vì ở đỉnh bị chống

không di chuyển được nên hình thành gối tựa đơn giản, liên kết khớp, còn phần cọc

chôn vào trong đất, khi chôn nông thì là điểm tựa đơn giản, khi chôn sâu là ngàm.

Các trường hợp khác nhau do độ chôn sâu trong đất khác nhau gâyra.

Độ sâu của tường cắm vào trong đất tương đối nông, áp lực đất bị động ở

phía trước cọc được phát huy toàn bộ cánh tay đòn của áp lực đất chủ động và cánh

tay đòn của áp lực đất bị động ở điểm chống là bằng nhau. Khi đó thân tường ở vào

trạng tái cân bằng giới hạn, do đó sẽ có giá trị Momen uốn dương Mmax ở trong

nhịp là lớn nhất, nhưng độ sâu trong đất là nông nhất tmin. Lúc này, áp lực đất bị

động được lợi dụng toàn bộ, đầu dưới của tường có thể dịch chuyển sang trái mộtít.

Độ sâu cắm vào trong đất của cọc được tăng lên, khi lớn hơn tmin thì áp lực

đất bị động ở phía trước cọc không được phát huy và lợi dụng toàn bộ, khi đó đầu

dưới của cọc chỉ xoay một góc và ở nguyên vị trí chứ không sinh ra hiện tượng

chuyển dịch, lúc này áp lực ở mũi cọc sẽbằng không, áp lực đất bị động chưa được

23

phát huy, có thể xem là độan toàn được tăng lên.

Độ sâu cắm vào đất tiếp tục được tăng lên, trước tường và sau tường đều

xuất hiện áp lực đất bị động, cọc cắm vào trong đất ở trạng thái ngàm chặt tương

đương với dầm siêu tĩnh: Đầu trên gối khớp đầu dưới ngàm chặt. Momen uốn của

nó giảm đi nhiều và xuất hiện moomen âm dương cả hai chiều. Trị tuyệt đối momen

uốn ngàm M2ở đầu dưới hơi nhỏ hơn momen trong nhịp M1, điểm không áp lực và

điểm không Momen khá giống nhau.

Hình 2.11: Sơ đồ phân bố áp lực đất, momen và biến dạng của tường với các độ sâu

cắm vào trong đất khác nhau.

24

Độ sâu cắm vào trong đất của tường tăng lên thêm một bước nữa khi đó độ

sâu cắm vào trong đất của tường được xem là sâu quá, đất bị động ở phía trước và

phía sau tường không thể phát huy lợi dụng đầy đủ, nó không tạo ra được tác động

lớn đối với việc giảm bớt momen trong nhịp. Do đó tường cắm quá sâu vào trong

đất thì không kinh tế.

Hình 2.12: Sơ đồ tính toán tường có 1 hàng neoa) Sơ đồ tính; b) Biểu đồ Mômen

c. Điều kiện cân bằng ổn định của tường

1 1 2 2 1 22 2( )3 3

Q h h a mQ h h a� � � �� ! !� � � �

Trong đó:

Q1: Áp lực đất chủ động

Q2: Áp lực đất bị động

M: hệ số điều kiện làm việc; m= 0,7-1

b. Phản lực của chống:

25

N= Q1 - Q2

Điểm tác dụng của Mômen uốn lớn nhất vào tường là điểm cách mặt đất một đoạn Z0

02

a

NZ��

�

Trong đó

� : Dung trọng của đất

a� : Hệ số áp lực chủ động

d. Giá trị Mômen uốn lớn nhất vào tường Mmax

3max 0 0( )

6aM N Z a Z��

� � �

Trường hợp này có thể sử dụng cho nhà cao tầng 2 tầng hầm (với hố đào sâu

khoảng 8m đến 10m)

2.3.3. Tính toán tường có nhiều thanh chống

Khi hố móng tương đối sâu, để giảm bớt momen uốn của tường chắn giữ có

thể đặt nhiều tầng chống, số tầng chống phải được xác định trên cơ sở các yếu tố đất

nền, độ sâu hố chiều dày của tường, cường độ vật liệu của kết cấu chắn giữ và yêu

cầu của thicông.

Hiện nay có nhiều phương pháp tính kết cấu chắn giữ nhiều tầng chống

thông thường nhất là Phương pháp dầm đẳng trị ( phương pháp dầm liên tục);

Phương pháp chia ½ tải trọng chống giữ, phương pháp lực chống không đổi khi

đào, phương pháp phần tử hữu hạn .

Phần tính toán tường có 1 thanh chống đã tính toán theo phương pháp dầm

đẳng trị, khi nhiều tầng chống thì phương pháp tính toán cũng tương tụ như vậy,

thường có thể tính theo dầm liên tục gối tựa cứng. Đồng thời cũng tính toán theo

mỗi giai đoạn thi công :

- Giai đoạn 1: Trước khi lắp chống A có thể coi tường chắn là tường conson

ngàm trong đất

26

- Giai đoạn 2: Trước khi lắp chống B tường chắn là một dầm tĩnh định có 2

gối tựa, gối tựa 1 là chống A, gối tựa 2 là một điểm nằm trong đất có áp lực

bằngkhông.

- Giai đoạn 3: Trước khi lắp chống C tường chắn là một dầm liên tục có 3 gối

tựa lần lượt là chống A, chống B và một điểm có áp lực bằng không nằm trong đất.

- Giai đoạn 4: Trước khi đổ bê tông bản đáy tường là một dầm liên tục 3 nhịp

4 gối tựa.

2.4. Kiểm tra tính ổn định chống trồi (bùng) của hố móng

Sự cố hố đào là rất đa dạng và khó tránh khỏi, kinh nghiệm thi công hố đào

trong nhà cao tầng ở Việt Nam nói riêng và trên thế giới nói chung đã được phân

tích và tổng kết, và trở thành những bài học thực tế. Qua điều tra phân tích, muốn

thực hiện thành công một công trình hố móng, tối thiểu phải có đủ ba điều kiện:

Phương án chống giữ chính xác: Lực chọn kết cấu chống giữ trên cơ sở

thích hợp với địa phương, tổng hợp các nhân tố kỹ thuật, kinh tế, an toàn và môi

trường nhằm đạt được biện pháp thích đáng

Thiết kế chống giữ tiên tiến: giải quyết thỏa đáng giữa an toàn và kinh tế

Một đội ngũ thi công được huấn luyện tốt

Do đó cần thiết phải kiểm tra tính ổn định của hố móng, có thể thêm các

biện pháp gia cường, làm cho nền đất có độ ổn định an toàn nhất định.

2.4.1.1. Phương pháp Terzaghi - Peck:

Phương pháp này Terzaghi cho góc ma sát của đất sét � = 0, mặt trượt được

tạo thành bởi mặt tròn và mặt phẳng, đất ở hai bên hố móng giống như siêu tải phân

bố đều tác động lên mặt cắt nằm ngang ở đáy hố móng. Siêu tải này có xu hướng

làm cho phần đáy hố móng không chịu siêu tải xảy ra hiện tường bị vồng lên. Sau

khi xem xét lực dính c trên mặt dd1, toàn bộ tải trọng P trên mặt c1d1là

27

Hình 2. 13: Phương pháp theo Terzaghi -Peck

2BP H cH��

Cường độ tải trọng Pv là: 2v

cHP HB

��

Khả năng chịu lực giới hạn qd của nền đất: 5.7dq c�

Hệ số an toàn chống chồi: 5.7 1.5

2d

v

q cKP cHH

B�

� � ��

- Ưu điểm:

- Công trình có hố móng rộng và dài

- Khuyết điểm:

� Chưa kể đến hình dạng hố móng

� Không kể đến ảnh hưởng của tường trong đất có độ cứng lớn và có một độ

chôn sâu nhất định đối với việc chống trồi đáy hố móng

2.4.1.2. Phương pháp Caquot và Kerisel

28

Với phương pháp của Caquot và Kerisel đưa ra được đề cập đến độ chôn sâu

của tường.

Ứng suất theo chiều đứng tại điểm A ở phía khôngđào:

1q H��Ứng suất theo chiều đứng bên phía đào:

2q D��

Lý luận về đường trượt:

2 0 tan tan1 2 2tan (45 )

2 pq q e q K e� � � ��

Hình 2.14: Phương pháp theo Caquot và Kerisel

2.5. Cơ sở lý thuyết trong Plaxis

PLAXIS 3D Foundation được tạo ra, nó được phát tiển nhằm phục vụ tính

toán nền móng công trình và dùng trong ngành địa kỹ thuật như tính toán ổn định,

độ lún và biến dạng. Tính toán tương tự trong phân tích 3D có thể mất hàng giờ.

Plaxis dựa trên các lý thuyết biến dạng, lý thuyết cố kết, lý thuyết dòng chảy

ngầm, và ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn để thực hiện tính toán các bài

toán địa kỹ thuật. Plaxis được xem là một công cụ mô phỏng địa kỹ thuật. Các

29

mô phỏng này vẫn còn mang tính xấp xỉ, độ chính xác liên quan đến kỹ thuật số

học và lỗi mô hình hoá trong tính toán tin học. Hơn nữa, độ chính xác thực tế lại

phụ thuộc vào chuyên môn, sự hiểu biết về các mô hình nền như: Mohr Coulomb,

Cam Clay, Cam Clay modify…của người dùng trong việc lựa chọn các thông số

đầu vào và khả năng đánh giá độ tin cậy của kết quả tính toán.

2.5.1. Mô hình vật liệu

Tất cả mô hình vật liệu trong PLAXIS dựa vào quan hệ giữa tỉ lệ ứng suất

hữu hiệu σ’ và tỉ lệ biến dạng ε. Trong mô hình dựa vào mối quan hệ giữa biến dạng

và ứng suất để thiết lập công thức của áp lực nước lỗ rỗng để mô tả vật liệu

không thoát nước.

Trong phân tích địa kỹ thuật nói chung và hố đào sâu nói riêng, thì vấn đề

phân tích thoát nước, không thoát nước hay không thoát nước một phần cần được

xem xét thận trọng. Với cùng một bài toán, khi tiến hành phân tích bằng hai phương

pháp cho kết quả rất khác biệt.

2.5.1.1. Phân tích không thoát nước

Phân tích không thoát nước là phân tích kể đến sự xuất hiện của áp lực nước

lỗ rỗng trong đất nền, ứng suất trong nền phân ra làm ứng suất hữu hiệu, ứng suất

tổng và áp lực nước lỗ rỗng. Phân tích này thích hợp khi hệ số thấm của đất nền

thấp, tải ngoài lớn nên áp lực nước lỗ rỗng chưa kịp tiêu tán hay trong trường hợp

phân tích ứng xử tức thời của đất nền. Trong Plaxis, phân tích không thoát nước

được chia ra thành các phương pháp: phân tích không thoát nước với các thông số

hữu hiệu, phân tích không thoát nước với thông số độ cứng hữu hiệu kết hợp với

thông số sức chống cắt không thoát nước, phân tích không thoát nước với các thông

số không thoát nước.

a. Phân tích không thoát nước với các thông số hữu hiệu

Phân tích này được thực hiện khi loại vật liệu (Material Type) của lớp đất là

không thoát nước (Undrained) và các thông số của mô hình là các thông số hữu hiệu

E’, ν’, c’, φ’. Khi thiết lập vật liệu là không thoát nước thì Plaxis ngầm hiểu mô-đun

khối của mô hình là mô-đun tổng Ku đại diện cho sự kết hợp của mô-đun kết cấu

30

khung hạt đất và mô-đun nước và phân biệt ứng suất trong đất thành ứng suất tổng,

ứng suất hữu hiệu và áp lực nước lỗ rỗng.

Ứng suất tổng:

Ứng suất hữu hiệu:

Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư:

B là hệ số Skempton được tính toán từ mô-đun khối của khung hạt K’, mô-

đun khối của nước Kw và độ rỗng n:

Theo quan hệ giữa ứng suất tổng và ứng suất hữu hiệu:

Mô-đun tổng

Phương pháp phân tích không thoát nước kết hợp với thông số hữu hiệu thích

hợp sử dụng cho mọi mô hình đất nền và có thể kết hợp với phân tích cố kết. Sức

chống cắt không thoát nước là kết quả của các mô hình nền, tuỳ theo mô hình mà

sức chống cắt không thoát nước của đất nền khác nhau do đó sự chính xác của

thông số sức chống cắt không thoát nước có được từ mô hình cần được xem xét. Hệ

số Poisson ν trong trường hợp phân tích không thoát nước nên nhỏ hơn 0.35 để hệ

số Skempton B có giá trị hợp lý.

b. Phân tích không thoát nước với các thông số độ cứng hữu hiệu và thông số

sức chống cắt không thoát nước(Su và φu=0)


không thoát nước (Undrained) và thông số độ cứng là hữu hiệu E’, ν’ kết hợp với

thông số sức chống cắt không thoát nước (Su và φu=0).

c. Phân tích không thoát nước với các thông số không thoát nước


thoát nước (Drained) hay không thấm (non-porous) kết hợp với thông số là không

31

thoát nước Eu, νu, cu, φu. Phương pháp này còn được gọi là phương pháp phân tích

ứng suất tổng. Phương pháp này chỉ thích hợp sử dụng cho duy nhất mô hình Morh-

Coulomb với νu =0.499÷ 0.495 và φu =0.

2.5.1.2. Phân tích thoát nước

Phân tích thoát nước là phân tích với giả thiết áp lực nước lỗ rỗng đã bị tiêu

tán hết trong đất nền. Phân tích thoát nước trong Plaxis được thực hiện khi thiết lập

loại vật liệu cho đất nền là thoát nước (Drained) kết hợp với các thông số hữu hiệu.

2.5.1.3. Phân tích kép (Couple Analysis)

Trong thực tế thì ứng xử của đất nền thay đổi theo thời gian ứng với sự tiêu

tán áp lực nước lỗ rỗng trong đất, do đó việc xem xét ứng xử của đất với hai trạng

thái thoát nước và không thoát nước là chưa đủ. Trong Plaxis, phân tích kép là sự

kết hợp của phân tích không thoát nước với phân tích cố kết. Như đã trình bày ở

trên, chỉ có phân tích không thoát nước với các thông số hữu hiệu là kết hợp được

với phân tích cố kết vì cho kết quả đáng tin cậy. Do kể đến cố kết nên thông số của

những mô hình nền sử dụng phương pháp phân tích này có xét hệ số thấm K và yếu

tố thời gian.

2.5.2. Các thông số cơ bản trong mô hình Plaxis

2.5.2.1. Loại vật liệu đất nền “Drained, Undrained, Non-porous”

Để mô phỏng ứng xử của đất nền trong sự tương tác giữa kết cấu hạt đất với

nước trong đất việc phân loại đất nền thành ba loại: thoát nước (Drained), không

thoát nước (Undrained), và không thấm (Non-porous) là cần thiết.

Khi đất một lớp đất nền được chọn là loại vật liệu thoát nước áp lực nước lỗ

rỗng sẽ không được tạo ra trong đất, các tải ngoài sẽ chuyển toàn bộ vào ứng suất

hữu hiệu của đất nền.

Ngược lại với vật liệu thoát nước, khi đất nền được thiết lập là vật liệu không

thoát nước áp lực nước lỗ rỗng sẽ được tạo ra trong đất nền. Dòng thấm trong đất

nền có thể được bỏ qua do tính thấm kém của vật liệu, hệ số tải ngoài cao hay tiến

hành phân tích trong trường hợp tức thời. Khi các lớp đất nền được chọn thuộc tính

không thoát nước thì chúng ứng xử không thoát nước hoàn toàn mặc dù lớp đất đó

32

nằm trên mực nước ngầm..

2.5.2.2. Hệ số thấm

Hệ số thấm có ý nghĩa to lớn trong phân tích cố kết và phân tích dòng thấm.

Plaxis phân biệt giữa hệ số thấm ngang kx và hệ số thấm đứng ky, trong thực tế

phân tích thì ta thường không phân biệt giữa thấm đứng và thấm ngang để đơn giản

tính toán. Các loại đất khác nhau thì hệ số thấm thay đổi rất lớn từ khoảng 10-1(sỏi

sạn) đến 10-10(sét chặt) m/s, tuy nhiên trong plaxis chỉ cho phép sự sai khác giữa

các lớp đất trong khoảng 105 lần.

Plaxis cũng cung cấp thêm tính năng thay đổi hệ số thấm thông qua sự thay

đổi hệ số rỗng e.

(2.7)

Mặc định thì ck=1015, tuy nhiên chỉ nên thay đổi hệ số thấm khi kết hợp

phân tích với mô hình Soft Soil Creep.

2.5.2.3. Thông số độ cứng của đất nền

Độ cứng của đất nền bao gồm các thông số là mô-đun E, mô-đun biến dạng

cắt G, mô-đun biến dạng thể tích K và hệ số Poisson ν. Theo lý thuyết đàn hồi các

thông số này có mối liên hệ với nhau thông qua biểu thức sau:

Phương pháp xác định ta có mô-đun tiếp tuyến hay cát tuyến trong các

đường cong ứng suất biến dạng, ứng với các mức độ biến dạng ta lại có các giá trị

mô-dun E của đất nền khác nhau, nếu xét đến biến dạng tổng và biến dạng đàn hồi

thì mô-đun E lại phân thành mô-đun biến dạng và mô-đun đàn hồi. Ứng với các lộ

trình ứng suất ta lại có các mô-đun E dỡ tải,nén lại và mô-đun E nén chính.

Mô-đun Eoedonmeter là mô-đun của đất nền được xác định từ thí nghiệm

nén cố kết. Theo lý thuyết đàn hồi, mô-đun oedonmeter và mô-đun đàn hồi liên hệ

với nhau theo công thức:

33

Ứng xử của đất nền chịu ảnh hưởng của nước trong đất nền nên khi xét đến

thuộc tính thoát nước và không thoát nước của đất nền ta lại phân ra thành thông số

độ cứng hữu hiệu (E’, G, K’, ) và thông số độ cứng không thoát nước (Eu, G, Ku,

)

Trong điều kiện không thoát nước thì nên vì vậy

Wroth và Houlsby (1985) hầu hết các loại đất nên

Kết quả khảo sát địa chất và kết quả thí nghiệm các mẫu đất trong phòng

không phải lúc nào cũng đáp ứng đầy đủ các thông số cần thiết cho người phân tích

vì vậy người phân tích cần phải có kinh nghiệm và sự hiểu biết để tìm ra những

thông số độ cứng đó thông qua các mối tương quan với các thông số khác (thông

thường là chỉ số SPT-N hay sức kháng cắt không thoát nước Su)

2.5.2.4. Thông số sức kháng cắt của đất nền

Nếu như thông số độ cứng quyết định biến dạng của đất nền thì thông số sức

kháng cắt, chủ yếu là c và φ, quyết định cường độ của đất nền và mặt chảy dẻo

trong các mô hình nền. Trong Plaxis, tuỳ theo phương pháp và mục đích phân tích

mà thông số sức chống cắt có thể thoát nước (c’, φ’) hay không thoát nước(cu,

φu=0).

Thông số sức chống cắt thoát nước có thể sử dụng cả trong trường hợp loại

34

đất nền được thiết lập là thoát nước (Drained) và không thoát nước (Undrained).

Tuy nhiên việc sử dụng sức chống cắt thoát nước trong trường hợp đất nền được

thiết lập là không thoát nước có thể dẫn đến sự sai lệch giữa thông số sức chống cắt

không thoát nước trong mô hình và trong thực tế vì sự khác biệt về lộ trình ứng suất

giữa mô hình và thực tế.

Đặc biệt trong mô hình Morh-Coulomb, sự kết hợp này dẫn đến việc sức

chống cắt không thoát nước trong mô hình lớn hơn thực tế.

Trong các mô hình tiên tiến hơn (Hardening Soil Model, Soft Soil Creep…)

thì mô phỏng tốt hơn mô hình Morh-Coulomb nhưng trong mọi trường hợp cần có

sự so sánh giữa việc tính toán từ mô hình với sức chống cắt không thoát nước thực

tế ( .

Ở một khía cạnh khác, sự kết hợp này giúp người phân tích thấy được sự

thay đổi sức chống cắt theo quá trình cố kết. Plaxis cũng có thể phân tích khi thông

số sức chống cắt thoát nước c’=0, tuy nhiên trong một số trường hợp thì không nên

vì sẽ gây những phức tạp trong ma trận tính toán. Do đó, đối với những người chưa

có kinh nghiệm nên nhập giá trị c’ nhỏ nhất là 0.2 KPa.

Sức chống cắt không thoát nước sử dụng được trong trường hợp đất nền

được thiết lập là không thoát nước trong các mô hình nền là Morh-Coulomb và

Hardening Soil.

Khi đất nền được thiết lập là thoát nước kết hợp với thông số sức chống cắt

không thoát nước thì đây là trường hợp phân tích ứng suất tổng chỉ ứng dụng được

cho mô hình Morh-Coulomb. Trong các trường hợp này, thì sức chống cắt của đất

nền không phụ thuộc vào trạng thái ứng suất và lộ trình ứng suất.

Một thông số cũng liên quan đến sức chống cắt là góc giãn nở ở ψ (psi). Góc

giãn nở ở ψ chỉ được chú ý đến đối với những loại đất sét cố kết nặng và đất cát

chặt. Khi góc ma sát nhỏ hơn 30 độ thì góc giãn nở bằng 0.

Trong trường hợp đất cát từ khoáng thạch anh thì góc giãn nở có thể tính gần

đúng ψ=φ-30.

2.6. Giới thiệu Mô hình

35

2.6.1. Mô hình ứng xử của đất Mô hình Morh-Coulomb

Mô hình Mohr-Coulomb trong Plaxis được dựa trên ý tưởng của quy luật cơ

bản đàn - dẻo với mặt ngưỡng cố định không bị tác động bởi biến dạng dẻo và trạng

thái ứng suất của một điểm nằm trong mặt ngưỡng là đàn hồi thuần túy.

Không có quy luật tái bền hay hóa mềm yêu cầu đối với mô hình Mohr-

Coulomb vì nó được giả định là dẻo thuần túy. Hàm ngưỡng dẻo, f , được giới thiệu

như là một hàm ứng suất và biến dạng mà có thể được trình bày như là một mặt

trong không gian ứng suất chính

Mô hình Mohr Coulomb là mô hình đàn hồi dẻo bao gồm 5 thông số đầu

vào: E và " thể hiện tính đàn hồi của đất, φ’ và c’ cho tính dẻo của đất và ψ như

là góc trương nở của đất

36

Bảng 2.1: Đặc trưng vật liệu đất trong mô hình Mohr –Coulumb

Thôngsố Đơnvị Địnhnghĩa

E, Mô đunYoung kN/m2 Mô đun đàn hồi của đất

" , Hệ số Poisson- Sự thay đổi ứng suất vuông góc với hướng

tải tác dụng

φ’, Góc ma sát - Góc nội ma sát của đất

c, Lực dính kN/m2 Sức hút của các phân tử đất hạt mịn

ψ, Góc giãn nở- Sự thay đổi thể tích của đất trong suốt

quá trình cắt

2.6.1.1. Ứng xử đàn hồi dẻo thuần túy

Nguyên lý cơ bản của đàn dẻo là biến dạng với tốc độ biến dạng được phân

tích thành 2 thành phần đàn hồi và dẻo:

pe ### �� (2.14)

Theo định luật Hooke ta có: ' ( )e e e e pD D� # # #� � � (2.15)

Theo lý thuyết cổ điển (Hill, 1950) tốc độ biến dạng dẻo tương ứng với

đạo hàm của ứng suất. Nghĩa là tốc độ biến dạng dẻo như một vector vuông góc

với mặt cong giới hạn. Thuyết cổ điển này áp dụng luôn cho tính dẻo. Tốc độ biến

dạng dẻo được Mohr Coulomb mô phỏng lại như sau:

37

Hình 2.15: Quan hệ ứng suất biến dạng trong mô hình đàn dẻo

'��#

$$

�gp (2.16)

Trong đó λ là hệ số dẻo. Và cho rằng đối với ứng xử đàn hồi hoàn toàn thì

λ=0 trong trường hợp ứng xử dẻo thì

0�� khi f<0 hoặc 0'

�$$ #�

eT

Df(đàn hồi) (2.17)

0%� khi f=0 và 0'

%$$ #�

eT

Df (dẻo) (2.18)

Những công thức này có thể sử dụng cho mối quan hệ giữa tốc độ của ứng

suất hữu hiệu và tốc độ biến dạng cho mô hình đàn dẻo ( Smith & Griffith, 1982;

Vermeer & de Borst, 1984):

#��

&� )''

(' eT

ee DfgDd

D$$

$$

�� (2.19)

Trong đó: eT

Dfgd'' �� $

$$$

� (2.20)

Theo Koiter (1960) và các tác giả khác

38

...''

22

11 �

$$

�$$

��

��

�# ggp (2.21)

Tương tự, các hàm giới hạn độc lập (f1 , f2 , …) được sử dụng để xác định độ

lớn của các hệ số ( λ1 , λ2 ,…)

2.6.1.2. Các công thức sử dụng trong Mohr Coulomb

Điều kiện giới hạn Mohr Coulomb là phần mở rộng của định luật ma

sát Coulomb cho trạng thái ứng suất tổng quát. Thực tế, điều kiện này đảm bảo định

luật ma sát Coulomb tuân theo trong bất kỳ mặt phẳng của phần tử vật liệu.

Điều kiện giới hạn Mohr Coulomb đầy đủ bao gồm 6 hàm giới hạn là hàm

của các ứng suất chính

0cos.sin).''(21)''(

21

32321 �� cf a (2.22)

0cos.sin).''(21)''(

21

23231 �� cf b (2.23)

0cos.sin).''(21)''(

21

13132 �� cf a (2.24)

0cos.sin).''(21)''(

21

13132 �� cf b (2.25)

0cos.sin).''(21)''(

21

21213 �� cf a (2.26)

0cos.sin).''(21)''(

21

21213 �� cf b (2.27)

39

Hình 2.16: Mặt giới hạn Mohr Coulomb trong không gian ứng suất chính

- Hai thông số mô hình đàn hồi trong hàm giới hạn rất phổ biến là góc ma sát

φ’ và lực dính c’. Các hàm giới hạn này được thể hiện bằng hình nón 6 cạnh trong

không gian ứng suất chính.

- Trên cơ sở các hàm giới hạn trên 6 hàm thế năng dẻo được xác định cho mô

hình Mohr Coulomb như sau:

'�� sin).''(21)''(

21

32321 ��ag (2.28)

'�� sin).''(21)''(

21

23231 ��bg (2.29)

'�� sin).''(21)''(

21

13132 ��ag (2.30)

'�� sin).''(21)''(

21

31312 ��bg (2.31)

'�� sin).''(21)''(

21

21213 ��ag (2.32)

40

'�� sin).''(21)''(

21

12123 ��bg

(2.33)

- Các hàm thế năng dẻo có thông số dẻo thứ ba là góc giãn nở ψ, thông số này

đòi hỏi xác định biến dạng thể tích dẻo gia tăng như thực tế quan sát thấy đối với

đất chặt.

- Đối với trường hợp c>0, tiêu chuẩn Mohr Coulomb chuẩn cho phép đất có

ứng xử kéo. Ứng xử này trong phân tích của Plaxis có thêm 3 hàm giới hạn ứng suất

cắt.

0)''(;0)''(;0)''( 362514 �� ttt fff �� (2.34)

- Khi các hàm ứng suất cắt này được sử dụng thì ứng suất cắt cho

phép t� được mặc định và thường là bằng “0”. Đối với trạng thái ứng suất trong

mặt phẳng giới hạn, ứng xử đàn hồi tuân theo định luật Hooke đàn hồi tuyến tính

đẳng hướng. Ngoài những thông số thể hiện tính dẻo (c’, φ’, ψ), thông số đầu vào

còn yêu cầu thêm module đàn hồi Young E và hệ số Poisson ν.

2.6.1.3. Xác định thông số cho mô hình

Ngoài những thông số cơ bản của đất nền như dung trọng, hệ số thấm theo

các phương thì thông số quan trọng nhất trong mô hình Morh-Coulomb là thông số

độ cứng E, ν và thông số sức chống cắt c, φ, ψ.

a. Thông số độ cứng

Thông số mô-đun E của đất nền thay đổi theo trạng thái và lộ trình ứng suất,

mô–đun E trong giai đoạn dỡ tải và nén lại thì lớn hơn trong giai đoạn nén chính.

Plaxis đưa ra hai lựa chọn để nhập thông số độ cứng: Eref kết hợp với ν và

Eoed kết hợp với mô-đun chống cắt G.

+ Eref là mô-đun đàn hồi cát tuyến được xác định từ thí nghiệm ba trục cố

kết thoát nước với cấp chọn áp lực buồng σ3 phù hợp với trạng thái thực tế của lớp

đất.

41

Hình 2.17: Xác định Eref từ thí nghiệm 3 trục cố kết thoát nước

+ Hệ số Poisson ν sẽ được xác định thông qua mối liên hệ với hệ số áp lực

ngang tỉnh K0.

Theo Jaky hệ số K0= 1-sinφ.

Trong các trường hợp thông thường ν trong khoảng 0.3 đến 0.4, trong trường

hợp dở tải thì trong khoảng 0.15 đến 0.25 và trong trường hợp không thoát nước thì

ν là 0.5

+ Eoed là mô-dun tiếp tuyến được xác định từ thí nghiệm nén cố kết ứng với

áp lực σ1 phù hợp với trạng thái thực tế của lớp đất.

42

Hình 2.18: Xác định từ thí nghiệm nén cố kết

+ Trong thực tế thì mô-đun của đất nền phụ thuộc vào ứng suất nhưng trong

mô hình Morh-Coulomb thì chỉ có một giá trị E. Do đó trong phần nâng cao của mô

hình Plaxis đã cung cấp thêm tính năng gia tăng mô-đun E theo độ sâu để điều

chỉnh mô hình cho phù hợp.

b. Thông số sức chống cắt

Thông số sức chống cắt trong mô hình cũng được phân chia thành 2 dạng

thoát nước và không thoát nước tuỳ theo mục đích và phương pháp phân tích.

Các thông số sức chống cắt thoát nước được lấy từ thí nghiệm 3 trục cố kết

và thoát nước hay lấy các giá trị sức chống cắt hữu hiệu trong thí nghiệm 3 trục cố

kết không thoát nước. Trong trường hợp lớp đất không có thí nghiệm 3 trục CU, CD

có thể lấy từ thí nghiệm cắt trực tiếp nhưng độ tin cậy không cao.

Thông số sức chống cắt không thoát nước không kể đến góc ma sát trong của

đất nền φu=0 mà chỉ kể đến lực dính của đất Cu. Giá trị Cu được lấy thông qua các

thí nghiệm ba trục không thoát nước, thí nghiệm cắt cánh ngoài hiện trường hay

trong phòng, thí nghiệm nén 1 trục nở hông …

oedE

1

43

Đối với những lớp cát chặt hay sét qua cố kết thì có tồn tại góc giãn nở ở ψ.

Thông thường ta chọn giá trị ψ=φ-30. Còn trong các trường hợp khác góc giãn nở

bằng 0.

Plaxis cũng cấp thêm tính năng gia tăng lực dính của đất theo độ sâu trong

phần nâng cao của mô hình.

- Ưu điểm

- Mô hình đơn giản và rõ ràng

- Mô hình đầu tiên nghiên cứu ứng xử của đất

- Thích hợp cho nhiều ứng dụng thực tế

- Ít các thông vào đầu vào

- Thể hiện tốt các thông số phá hoại

- Khuyết điểm

- Ứng xử của vật liệu là đẳng hưởng và đồng nhất

- Ứng xử đàn hồi tuyến tính cho khi phá hoại

- Không có sự phân biệt giữa tải ban đầu, dở tải hoặc gia tải lại

- Ứng xử không thoát nước không phải luôn luôn đúng thực tế.…..

2.6.2. Mô hình Hardening Soil (HS)

Trong cơ sở lý thuyết trình bày trong chương 2 ta đã đề cập đến phương pháp

tính lún của Janbu (1960), đây cũng là nền tảng của mô hình Hardering Soil. Quan

hệ ứng suất biến dạng của mô hình là kết hợp giữa ứng xử tuyến tính và phi tuyến

tính.

Từ quan hệ phi tuyến giữa ứng suất và biến dạng của đất người ta đề xuất mô

hình quan hệ ứng xuất biến dạng theo quy luật của đường Hyperbol như sau:

44

Hình 2.19: Quan hệ ứng suất biến dạng Hyperbol.

Trong đó

(f

af

qq

R� : giá trị tiệm cận của phương trình Hyperbol.

( Rf<1: tỉ số phá hoại.

('3

2sin(cotg )1 sinfq ��

��

�: tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb.

Giá trị biến dạng của khì quan hệ ứng suất biến dạng theo đường Hyperbol

được Kondner đề xuất như sau :

a

501

qq1

q.E21

�� #

(2.38)

Đạo hàm phương trình 4.17 theo biến dạng thì ta xác định được độ cứng của

vật liệu đất trong quá trình chịu tải theo phương trình dưới đây:

� ��

2

3

31fm

ref3ref

50t sin'cos.csin2''sin1R

1.p'

.E2E !�

� �

��

��

�

��

��

��

(2.39)

Module đàn hồi tiếp tuyến theo giả thuyết của Janbu cho bài toán ứng xử 1

trục được viết lại như sau:

45

'm

refoed oed

ref

E Ep��

� � � �

(2.40)

Tổng quá hơn:

' c'tan 'c'tan '

m

refoed oed

ref

E Ep� �

�

� ��

(2.41)

Module đàn hồi tiếp tuyến theo bài toán ứng xử 3 trục được theo Kondner

(1963) và Ducan (1970):'32 'cos ' 2 sin '

1 sin 'f acR q � � �

��

�� (2.42)

'3

50 50'cos ' sin '

'cos ' sin '

m

ref

ref

cE Ec p

� � ��

� �� (2.43)

'3'cos ' sin '

'cos ' sin '

m

refur ur

ref

cE Ec p

� � ��

� �� (2.44)

Mặt chảy biến dạng trượt dịch chuyển trong không gian ứng suất cho đến khi

ứng suất lệch đạt giá trị cực hạn phá hoại trên đường thẳng Mohr-Coulomb như

hình vẽ 2.15 sau đây :

ñöôøng

phaù ho

aïi Mohr

-Coulom

b

öùng suaát trung bình

öùng

suaát

leäch

p

q

Hình 2.20: Mặt chảy biến dạng trượt tiến về mặt Mohr-Coulomb.

Mặt chảy chi phối biến dạng thể tích

0ppqf 2p

22

2c ��

&(2.45)

46

Phương trình 2.24 giới hạn vùng đàn hồi trong quá trình biến dạng đàn hồi

dẻo của vật liệu, nó được diễn tả theo hình vẽ 2.17 sau :

&.p

p

c.cotg�

mieàn ñaøn hoài

ppp

Hình 2.21: Mặt mũ chi phối biến dạng thể tích khi nén đẳng hướng.

Trong đó

( � �'1 2 31 ' 'q � ) � )�� : Ứng suất lệch quy đổi

(3 sin '3 sin '

�)�

��

� : tỉ số phá hoại.

( pp: áp lực tiền cố kết.

Độ lớn của mặt chảy biến dạng thể tích được quyết định bởi áp suất cố kết

trước, và ta có định luật tăng bền của mũ theo phương trình 4.24 sau:

1

1

m

ppcv ref

pm p�#

��

� � � � �(2.46)

Biến dạng dẻo do mặt mũ dịch chuyển trong không gian ứng suất:c

pc fd# ��

$�

$(2.47)

Hình ảnh toàn bộ mặt chảy trong không gian ứng suất chính mang dáng dấp

lăng trụ sáu cạnh giống như mặt phá hoại Mohr-Coulomb như hình 2.17 bên dưới.

Qũy đạo chảy dẻo biến dạng trượt nở rộng dần cho đến khi đạt giới hạn phá hoại tại

mặt Mohr-Coulomb. Qũy đạo chảy dẻo biến dạng thể tích cũng dịch chuyển đồng

47

thời hay cố định trong lúc mặt chảy biến dạng trượt dịch chuyển phụ thuộc vào lộ

trình chịu tải của phân tố vật liệu đất đang xét.

�'*

Maët chaûy trong khoâng gianöùng suaát chính coøn goïi laø muõ

Maët phaù hoaïi Mohr-Coulombtrong khoâng gian öùng suaát chính

�'

�'+

Maët chaûy keá tieáp khiphaân toá chöa bò phaù hoaïi

Hình 2.22: Mặt giới hạn tổng quát của mô hình Hardening-soil.

Các thông số địa chất sử dụng

Đối với mô hình Hardening Soil, xác định các chỉ số c, satγ , unsatγ , kx, kyvà

kz lấy từ số liệu thí nghiệm và hồ sơ khảo sát địa chất.

Xác định các module biến dạng: refoedE và ref

urE xác định từ thí nghiệm nén cố kết.

refE50 xác định từ thí nghiệm nén 3 trục mô hình CD, tuy nhiên chỉ có kết quả

nén 3 trục với mô hình CU nên ta tính chuyển đổi theo công thức:ref

CDE50 =3

)1(2 v� refCUE50 tại pref=100kN/m2.Theo giá trị trung bình của các loại đất

khác nhau thì: refurE ~ 3 refE50 nên ta lấy ref

urE = 3 refE50 để tính toán cho mô hình

Hardenning Soil.

48

2.6.3. Sử dụng các thông số tương quan từ thí nghiệm hiện trường

Để xác định được các thông số chính xác cho mô hình Plaxis cần rất nhiều

thí nghiệm hiện đại như thí nghiệm nén 3 trục CU, thí nghiệm nén cố kết. Tuy nhiên

không phải công trình nào cũng tiến hành đầy đủ các thí nghiệm này, đặc biệt là các

công trình có nhiều lớp đất cát. Do đó cần sử dụng các thông số tương quan thu

được từ các thí nghiệm hiện trường như SPT, CPT, cắt cánh.. để xác định các thông

số của mô hình.

Thông số hệ số nén quá cố kết OCR là một thông số không được nhập khi

tính toán điều kiện ban đầu của mô hình. Giá trị của thông số OCR được lấy trực

tiếp từ thí nghiệm nén cố kết theo công thức:

cpOCRp

�

Trong đó: pc : áp lực tiền cố kết

p : áp lực thẳng đứng hữu hiệu Khi không có thí nghiệm nén cố kết có thể sử dụng công thức tương quan với

SPT để xác định hệ số OCR:

� � 60 00.47 0.58 / 'vOCR N �� , �

Trong đó: 2v0σ' (kg/cm ) : ứng suất hữu hiệu thẳng đứng

60 EN N C� � : chỉ số SPT đã hiệu chỉnh

EC =0.5÷0.9 : ở Việt Nam thường lấy CE = 0.5 - Xác định môđun đàn hồi E’oed từ:

+ Thí nghiệm SPT (Bowles -1996):

'oed

v

1E 250(N 15)m

� � � : Cho cát bảo hòa nước.

'oed

v

1E 500(N 15)m

� � � : Cho cát cố kết thường (OCR>1.5).

OCREE ncoed �� : Cho cát quá cố kết.+ Michel và Gardner (1975) và Schurtmann (1970): E=766N (kN/m2).

Đáp ứng đất khi chịu tải trọng là không tuyến tính, không đàn hồi và rất là

phụ thuộc vào cường độ của ứng suất. Mô hình đàn hồi không tuyến tính có thể

49

được trông đợi để mang lại dự đoán có thể chấp nhận của ứng xử đất tại một mức

độ ứng suất cắt tương đối nhỏ

Mô hình Hardening-Soil là một mô hình nâng cao có thể được sử dụng để

mô phỏng ứng xử ứng suất - biến dạng của cả đất mềm và đất cứng (Schanz, 1998).

Đối với trường hợp thí nghiệm ba trục thoát nước, mô hình HS xấp xỉ đường cong

ứng suất lệch và biến dạng dọc trục bằng cách sử dụng đường hyperbol. Đường

cong hyperbol như thế có thể mô phỏng sử dụng mô hình đàn hồi không tuyến tính.

Duncan and Chang được nhiều người biết đến (Duncan and Chang, 1970); tuy

nhiên, mô hình HS loại bỏ đáng kể mô hình Duncan and Chang. Mô hình

Hardening-Soil sử dụng lý thuyết dẻo hơn là lý thuyết đàn hồi sử dụng trong mô

hình Duncan and Chang; vì thế, mô hình Hardening-Soil có khả năng mô phỏng

ứng ứng suất - biến dạng không hồi phục. Thêm vào đó, mô hình HS có khả năng

mô phỏng ứng xử biến dạng thể tích tái bền, mà nó không thể sử dụng trong mô

hình Duncan and Chang.

Tuy nhiên, độ cứng đất được miêu tả rất chính xác trong mô hình HS bằng

cách sử dụng ba giá trị độ cứng đầuvào khác nhau - độ cứng gia tải ba trục , độ

cứng dở/nén lại ba trụcrefurE và độ cứng gia tải nén cố kết.

Mô hình HS cho phép thay đổi biến dạng thể tích dẻo cũng như biến dạng cắt

dẻo do ứng suất lệch. Mô hình Hardening-Soil yêu cầu 5 thông số cơ bản, xem bảng

2.2

50refE

50

Bảng 2.2: Đặc trưng vật liệu đất trong mô hình Hardening-Soil

Thôngsố Đơnvị Địnhnghĩa

50refE kN/m2 Độ cứng đường cát tuyến trong thí nghiệm

nén 3 trục chuẩn

refoedE kN/m2 Độ cứng tiếp xúc với tải nén cố kết chính

� - Góc ma sát - Góc nội ma sát của đất

c- Lựcdính kN/m2 Sức hút của các phân tử đất hạt mịn

' - Góc giãnnở - Sự thay đổi thể tích của đất trong suốt quá trình cắt

refoedE tính từ kết quả thí nghiệm nén cố kết.

50refE tính từ kết quả thí nghiệm nén 3 trục với sơ đồ CD.

Hình 2.23: Xác định E50ref qua thí nghiệm nén 3 trục thoát nước

51

Hình 2.24: Xác định Eoedrefqua thí nghiệm nén cố kết (Oedometer)

- Ưu điểm:

Dựa trên cơ sở dẻo tăng bền, không phải đàn hồi phi tuyến nên đã vượt qua

hạn chế của mô hình Duncan-Chang với sự dãn nở và quá trình chịu tải trọng dừng.

Có khả năng phán đoán tốt chuyển vị và phá hoại cho các dạng bài toán tổng

quát trong những điều kiện áp dụng khác nhau.

- Khuyết điểm:

Chưa xét tính bất đẳng hướng và từ biến.

Không cáo khả năng áp dụng cho bài toán động.

Ngô Đức Trung, Võ Phán (2011) [9] phân tích ảnh hưởng của các mô hình

nền đến kết quả phân tích chuyển vị ngang của tường vây công trình Trạm bơm lưu

vực Nhiêu Lộc Thị Nghè, Thành phố Hồ Chí Minh. Phân tích được thực hiện với sự

hỗ trợ của phần mềm Plaxis 2D trên hai mô hình nền là Morh Coulomb và

Hardening Soil. So sánh với kết quả quan trắc, tác giả nhận xét mô hình Morh

Coulomb cho kết quả phân tích chuyển vị ngang của tường lớn hơn so với mô hình

Hardening Soil. Việc sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn với mô hình Hardening

Soil cho kết quả phù hợp với thực tế hơn khi sử dụng mô hình Morh-Coulomb.

52

Nguyễn Minh Tâm, Nguyễn Bửu Anh Thư (2014)[11] nghiên cứu phương

pháp tính áp lực đất phù hợp cho tường vây hố đào sâu đối với Công trình

Vietcombank Tower, Số 5, Quảng Trường Mê Linh, P. Bến Nghé, Q.1, TP. HCM

gồm 35 tầng, 4 tầng hầm với các khu tiện ích, khu phục vụ, khu bán lẻ, nhà hàng và

bãi đậu xe được xây dựng trên diện tích khoảng 3.200 m2, tiếp giáp Quảng trường

Mê Linh, đường Tôn Đức Thắng, Hai Bà Trưng, Mạc Thị Bưởi và Phan Văn

Đạt.Tác giả sử dụng 2 mô hình Mohr - Coulomb (MC), Hardening-Soil (HS) để mô

phỏng nền đất. Với cả hai mô hình, các chỉ tiêu cơ lý chủ yếu của đất (c, � , γunsat,

γsat, kx, ky) lấy dựa trên hồ sơ khảo sát địa chất. Cụ thể các thông số của mô hình

được xác địnhnhưsau:

E50ref

: tính từ kết quả thí nghiệm nén 3 trục.

Eoedref

, Eurref

: tính từ kết quả thí nghiệm nén cốkết.

Mặc định : Eoedref

=E50ref , Eur

ref= 3E50

ref

m: số lũy thừa trong quan hệ ứng suất và biến dạng.

m = 1: cho đất sét.

m = 0,5: cho cát và bùn.

Mô phỏng lớp đất bằng các mô hình HS và MC cho kết quả hình dạng của

biểu đồ chuyển vị với chiều sâu khá phù hợp so với kết quả quan trắc thực tế.

Mỗi mô hình nền đi kèm theo nó là một bộ thông số mà người sử dụng phải

xác định để làm dữ liệu phân tích các bài toán. Mô hình càng phức tạp thì thì mức

độ chính xác càng cao nhưng kèm theo đó là càng nhiều thông số cần phải được xác

định cho mô hình. Việc xác định chính xác toàn bộ các thông số cho mô hình nền là

một điều khó khăn. Do đó tuỳ theo mục đích phân tích mà cần phải xác định chính

xác thông số nào sẽ ảnh hưởng nhiều nhất đến kết quả phân tích. Đối với việc phân

tích chuyển vị ngang của tường vây trong hố đào sâu, một vài tác giả đã tiến hành

phân tích độ nhạy của các thông số của mô hình đến kết quả phântích.

Ngô Đức Trung , Võ Phán (2011) [9] phân tích độ nhạy của thông số mô

đun dỡ tải và nén lại refurE trong mô hình Hardening Soil đến chuyển vị ngang của

53

tường vây. Giá trị refurE thay đổi bằng 503 refE , 504 refE và 505 refE để phân tích chuyển vị

ngang của tường vây trong các giai đoạn đào đất. Kết quả phân tích cho thấy ảnh

hưởng của sự biến động giá trị refurE đến chuyển vị ngang của tường là không đáng

kể.

Các thông số độ cứng ảnh hưởng nhiều nhất đến kết quả phân tích chuyển vị

ngang của tường vây tầng hầm. Tuy nhiên việc xác định các thông số cho các mô

hình nền đúng theo lý thuyết của mô hình là một vấn đề bất khả thi vì trong thực tế

các số liệu địa chất cũng như các kết quả thí nghiệm trong phòng và ngoài hiện

trường không lúc nào cũng đầy đủ và chính xác. Vì vậy việc xác định khoảng biến

động cho những thông số này ứng với mỗi loại đất hoặc những tương quan giữa

chúng với các chỉ tiêu cơ lý khác là một điều cần thiết. Khoảng biến động và các

mối tương quan này được nghiên cứu thông qua việc phân tích ngược những công

trình hố đào sâu kết hợp với việc so sánh kết quả quan trắc của một số tác giả trong

và ngoài nước.

Châu Ngọc Ẩn và Lê Văn Pha (2007) [12] đã sử dụng tương quan giữa chỉ

số SPT-N với thông số E trong mô hình Morh Coulomb để phân tích sự làm việc

đồng thời giữa đất nền và kết cấu tường vây của công trình trạm bơm nước thuộc hệ

thống xử lý nước thải Nhiêu Lộc-Thị Nghè Tp.HCM.

- Kết luận:

Vấn đề chuyển vị trong tường vây của hố đào sâu là một vấn đề không mới

và đã được nhiều tác giả nghiên cứu. Tuy nhiên ứng với các điều kiện địa chất khác

nhau, biện pháp thi công khác nhau, cũng như cấu tạo tường và các biện pháp chống

đỡ khác nhau, thì ứng xử của tường lại thay đổi và là một vấn đề cần nghiên cứu và

xem xét.

Phương pháp tiếp cận để phân tích ứng xử của tường thì cũng được nhiều tác

giả nghiên cứu, phân tích và so sánh, trong đó nổi bậc hơn cả là hai phương pháp:

phương pháp ứng suất phụ thuộc và phương pháp phần tử hữu hạn. Tuy nhiên một

vài nghiên cứu trước đó đã chỉ ra những hạn chế nhất định của phương pháp ứng

suất phụ thuộc trong việc phân tích ứng xử của tường và đặc biệt là phân tích ứng

54

xử của nền đất sau lưng tường chắn.

Phương pháp phần tử hữu hạn được xem như là phương pháp triển vọng

trong phân tích ứng xử của hố đào sâu. Trong đó phần mềm Plaxis là một công cụ

hữu hiệu trong việc phân tíchsố.

Plaxis 3D là phần mềm địa kỹ thuật dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn

dùng để phân tích 3 chiều sự biến dạng và ổn định trong địa kỹthuật.

Tính toán Plaxis theo mô hình không gian 3D cho kết quả hợp lý hơn. Bởi vì

mô hình 3D thể hiện được tất cả điều kiện biên, thể hiện được vùng chuyển vị theo

hai phương.

Tuy nhiên, kết quả phân tích có chính xác hay không còn phù thuộc nhiều

vào sự hiểu biết và kinh nghiệm của người mô hình. Do đó việc nghiên cứu một mô

hình phù hợp với điều kiện thực tế là điều cần xem xét và nghiên cứu.

2.7. Đặc trưng vật liệu kết cấu

2.7.1. Đặc trưng vật liệu tường vây

Sử dụng PLAXIS 3D Foundation để mô phỏng ứng xử thực tế của tường

trong không gian 3 chiều thì phải xem xét ứng xử của tường theo các phương khác

nhau. Hệ trục địa phương và đặc trưng của tất cả các hướng thể hiện trong hình 2.19

và các thông số tường bê tông cốt thép trong PLAXIS 3D Foundation trình bày

trong bảng 2.3.

55

Hình 2.25: Hệ trục địa phương của phần tử tường

Bảng 2.3: Đặc trưng vật liệu của tường

Thông số Đơnvị Định nghĩa

d m Chiều dày tươngđương

γ kN/m3 Trọng lượng riêng

1 kN/m2 Mô đun đàn hồi theo trục1


-12 - Hệ sốpoisson

G12 kN/m2 Mô đun cắt trong mặt phẳng

G13 kN/m2 Mô đun cắt không trong mặt phẳng liên quan đến biến dạng cắt qua trục1

G32 kN/m2Mô đun cắt không trong mặt phẳng

liên quan đến biến dạng cắt qua trục2

56

2.7.2. Đặc trưng vật liệu dầmBảng 2.4: Đặc trưng vật liệu của dầm

Thông số Đơn vị Định nghĩa

A m2 Diện tích mặt cắt ngangdầm


E kN/m2 Mô đun đàn hồi dọctrục

I2 m4 Mômen quán tính chống uốn quanh trục2

I3 m4 Mômen quán tính chống uốn quanh trục3

I23 m4 Mômen quán tính chống uốn xiên (bằng 0 cho mặt cắt dầm đối xứng)

12- - Hệ sốpoisson

Hình 2.26: Hệ trục địa phương của phần tử dầm

57

2.7.3. Đặc trưng vật liệu sàn

Bảng 2.5: Đặc trưng vật liệu của sàn

Hình 2.27: Hệ trục địa phương của phần tử sàn

Thông số Đơnvị Định nghĩa

d m Chiều dày tương đương




12- - Hệ số poisson

G12 kN/m2 Mô đun cắt trong mặt phẳng



58

2.8. Kết luận

Với những phần trình bày ở trên, một sự hiểu biết nhất định đã được hình

thành về cách thức mà phần mềm Plaxis đã ứng dụng một số lý thuyết cơ bản trong

việc mô phỏng ứng xử của đất nền. Thông qua sự tìm hiểu mô hình nền, các thông

số của mô hình và các phương pháp phân tích, việc ứng dụng Plaxis trong việc phân

tích ổn định của tường vây tầng hầm sẽ được chính xác hơn. Tuy nhiên cũng cần

phải hiểu rằng, các mô hình nền trong Plaxis và các phương pháp phân tích của

Plaxis cũng chứa đựng những sai sót. Vấn đề ở đây chính là việc không làm gia

tăng những sai sót này do sự thiếu hiểu biết trong việc ứng dụng những mô hình

nền, gán thông số mô hình nền không chính xác và áp dụng những phương pháp

phân tích không hợp lý khi sử dụng phần mềm Plaxis.

59

CHƯƠNG 3 PHƯƠNG PHÁP VÀ TRÌNH TỰ NGHIÊN CỨU

3.1. Giới thiệu

Ngoài phần lý thuyết: phần tổng quan, cơ sở lý thuyết của mô hình Morh-

Coulomb và Hardening Soil giúp tìm hiểu rõ nét về cơ sở lý thuyết hình thành nên

mô hình đất, lý thuyết tính cũng như nhận biết được ưu nhược điểm của mô hình,

các đặc điểm thông số của mô hình Plaxis3D.

3.2. Phương pháp nghiên cứu

3.2.1. Khảo sát tổng quan

Khảo sát tổng quan được trích dẫn từ những tạp chí địa kỹ thuật, những hội

thảo, hội nghị cùng với những tài liệu liên quan đến vấn đề cần nghiên cứu. Cần

phải có bước nghiên cứu tổng quan. Bước này nêu lên những yếu tố cần được xem

xét đối với việc phân tích ổn định chuyển vị hố đàosâu.

3.2.2. Tập trung số liệu, dữ liệu cần nghiên cứu

Bước tập trung số liệu hiện trường và số liệu thí nghiệm trong phòng là bước

hết sức quan trọng và rất cần thiết trong công tác nghiên cứu. Một bộ số liệu đầy đủ,

trung thực sẽ giúp cho việc nghiên cứu được dễ dàng và đạt được kết quả đáng tin

cậynhất.

a. Báo cáo khảo sát địa kỹ thuật công trình KHÁCH SẠN PULLMAN

SAIGON CENTER tại số 148 Trần Hưng Đạo, Phường Bến Nghé, Quận 1, Thành

Phố Hồ Chí Minh.

b. Số liệu quan trắc chuyển vị ngang ở hiện trường tại tổng cộng 03 vị trí và

tiến độ thi công đào đất của công trình này.

c. Bản vẽ kết cấu và kiến trúc tầng hầm, hệ tường vây.

d. Bản vẽ biện pháp thi công đào đất tầng hầm.

60

Công trình thực tế

� Quan trắc hiện trường

Dự đoán chuyển vị tường vâyMô hình MC -HS Kết quả quan trắc hiện trường

So sánh và phân tích

Kết luận

Khảo sát tổngquan

� Tạpchí� Bài báo� Tài liệu thamkhảo

Xác định mục tiêu,vấnđề cần nghiêncứu

Mô phỏng PLX 3D Found

61

CHƯƠNG 4 NGHIÊN CỨU TRƯỜNG HỢP THỰC TẾ

4.1. Tổng quan về công trình

Công trình dùng để phân tích trong luận văn này là "Khách sạn Pullman

SaiGon Center" nằm tại số 148 Trần Hưng Đạo, Phường Bến Nghé, Quận 1, Thành

Phố Hồ Chí Minh. Công trình gồm 3 tầng hầm với tổng độ sâu đào trung bình là -

12.6m, hố đào sâu nhất là -15.6m (vị trí đáy hố pít thang máy) so với mặt đất tự

nhiên được sử dụng làm hầm để xe, phòng kỹ thuật. Tầng hầm được thiết kế thi

công theo phương pháp Bottom - up. Cao độ sàn tầng trệt là 0.00m, cao độ sàn

hầm 1 là -3.3m, cao độ sàn hầm 2 là -6.9m, cao độ sàn hầm 3 là -9.3m, cao độ đáy

móng là -12.5m (đối với khu vực đáy hố pít thang máy là -15.6m).

Hình 4.1: Công trình Pullman SaiGon Center

62

Hình 4.2: Mặt bằng thi công tổng thể

Công trình sử dụng 4 tầng thanh chống chính để chống đỡ hố đào trong suốt

quá trình thi công đào đất và thi công tầng hầm, tầng thanh chống thứ 5 chỉ chống

đỡ cục bộ tại khu vực hố pít lõi thang máy. Hệ tường chắn phía đường Trần Hưng

Đạo và Nguyễn Cư Trinh là hệ tường cọc gồm Barrette 1.2m x 2.8m sâu 75m kết

hợp xen kẽ với tường vây dày 0.8m sâu 30m. Riêng khu vực giáp nhà dân tường

chắn là tường vây dày 0.6m sâu 30m không có cọc barrette xen kẽ.

Điều kiện địa chất công trình tính từ mặt đất nền hiện hữu đến độ sâu khảo

sát, địa tầng cơ bản gồm 8 lớp, chiều dày của từng lớp đất được lấy trung bình cộng

của chiều dày tại hai hố khoan BH3 và BH4

4.2. Trình tự thi công và một số hình ảnh trong quá trình thi công

Dựa vào số liệu quan trắc của công trình, tiến hành mô phỏng lại các bước

thi công. Sau đó điều chỉnh các thông số địa chất theo mức độ chuyển vị.

a. Các tiêu chuẩn áp dụng:

- TCVN 2737 – 1995: Tải trọng và tác động – Tiêu chuẩn thiếtkế

63

- TCXDVN 338 – 2005: Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiếtkế

- TCXDVN 356 – 2005: Kết cấu bê tông cốt thép – Tiêu chuẩn thiếtkế

- TCXDVN 205 – 1998: Móng cọc – Tiêu chuẩn thiếtkế

b. Tài liệu tham khảo:

- Bản vẽ thiết kế biện pháp thi công côngtrình.

- Báo cáo kết quả khoan khảo sát địachất.

c. Phương pháp tính:

Phương pháp phần tử hữu hạn được sử dụng để phân tích và tính toán hệ

thống, bằng ứng dụng phần mềm Plaxis 3D FOUNDATION V1.6.

4.3. Bài Toán mô phỏng

4.3.1. Cơ sở chọn sơ bộ chiều dày và độ sâu tường

Chiều sâu của tường chôn trong đất, chiều sâu của tường càng lớn thì áp lực

đất tác dụng lên tường càng tăng nên chiều dày của tường phải đảm bảo về khả

năng chịu lực và biến dạng, thông thường chọn như sau:

� Công trình có 1 tầng hầm, chiều sâu tường chôn trong đất từ 3-5m, chiều dày

tường chọn từ 200-300 mm.

� Công trình có 2 tầng hầm, chiều sâu tường chôn trong đất từ 8-14m, chiều

dày tường chọn từ 400-600 mm.

� Công trình có 3 tầng hầm, chiều sâu tường chôn trong đất từ 18-30m, chiều

dày tường chọn từ 600-800mm.

� Công trình >= 4 tầng hầm, chiều sâu tường chôn trong đất từ 25-40m thì

chiều dày tường chọn từ 800-1200mm.

- Địa chất công trình: Những vùng có nước ngầm cao, có cát chảy, bùn chảy

thì chiều dày tăng thêm nhằm tăng khả năng chống thấm cho tường.

- Thiết bị thi công khoan tạo lỗ: Bề rộng của gầu khoan thường có kích thước

400, 600, 800, 1000, 1200 mm

- Biện pháp thi công: Biện pháp thi công tầng hầm ảnh hưởng đến chiều dày

của tường, vì trong quá trình thi công đào đất sẽ làm thay đổi sơ đồ làm việc của

tường, khi đó tường làm việc theo dạng conson, dạng conson có một thanh chống,

64

conson nhiều thanh chống . . .

- Hình dáng của tường barrette:

� Hình dạng theo chu vi của diện tích xây dựng, dạng hình vuông hay

hình chữ nhật, gấp khúc . .

� Hình dạng kích thước của tường: Tường phẳng hoặc tường có sườn,

sườn là những thanh thép hình chữ H, I đặt ngang hoặc thẳng đứng hoặc tường gia

cường bằng bê tông cốt thép

Khi xây dựng tầng hầm trong nhà cao tầng sẽ hạ thấp trọng tâm của công

trình, làm tăn độ ổn định tổng thể. Mặt khác tường, cột của tầng hầm sẽ

làm tăng độ ngàm của công trình vào đất, tăng khả năng chống lực ngang

của gió bão, động đất. Theo khảo sát cứ sâu một tầng hầm thì tầng hầm sẽ

làm đối trọng cân đối ổn định cho 4-5 tầng nổi.

4.3.2. Bài toán 1: Mô phỏng thực tế lại kết cấu tầng hầm công trình so sánh với

kết quả Quan trắc

4.3.2.1. Dữ liệu đầu vào

- Xác định các module biến dạng: refoedE và ref

urE xác định từ thí nghiệm nén cố kết.

refE50 xác định từ thí nghiệm nén 3 trục mô hình CD, tuy nhiên chỉ có kết quả

nén 3 trục với mô hình CU nên ta tính chuyển đổi theo công thức:ref

CDE50 =3

)1(2 v� refCUE50 tại pref=100kN/m2.

Theo giá trị trung bình của các loại đất khác nhau thì: refurE ~ 3 refE50 nên ta lấy

refurE = 3 refE50 để tính toán cho mô hình Hardenning Soil.

- ref50E : module cát tuyến (secant stiffness) xác định từ thí nghiệm nén 3 trục

với áp lực buồng refP ở cấp tải bằng 50% cường độ phá hoại;

- refoedE :module tiếp tuyến (tangent stiffness) xác định từ thí nghiệm nén 1 trục

không nở hông (Oedometer) tại mức áp lực bằng refP ;

- refurE : module ở đường dỡ tải - gia tải lại (unloading - reloading);

65

- m: hệ số mũ chỉ sự phụ thuộc của module biến dạng vào trạng thái ứng suấtcủa phần tử đất;

- refp : áp lực buồng (σ3) khi thí nghiệm nén 3 trục, Plaxis lấy mặc định bằng 100kPa;

- NCoK : tỉ lệ ứng suất;

- νur: hệ số poisson giai đoạn làm việc dỡ tải - gia tải lại, Plaxis lấy mặc định bằng 0.2.

Tuy nhiên thuận tiện trong việc tính toán dữ liệu, trong đề tài này tác giả đã

sử dụng tương quan giữa chỉ số SPT-N với thông số E trong mô hình Hardening

Soil, refoed = 1000-1500N (với N là chỉ số SPT) [2] Dr. Shen Rui Fu, Dr. William

Cheang “Plaxis advanced course on Computational Geotechnics Singapore, năm

2011”được tác giả chọn cho các lớp đất từ lớp 2 đến lớp 8, và Eurref= 3Erefoed

a. Lớp đất

Bảng 4.1: Tên và trạng thái các lớp đất

Lớp Mô tả Chiều dàym NSPT K

0 Lớp đất đắp: Bê tông, cát, đá 0.0-1.1 0 10001 Sét béo, xám nâu, chảy (CH) 1.1-3.0 0 15002 Cát sét, nâu đỏ, chặt vừa (SC) 3.0-7.0 11 1000

3 Cát bụi, màu vàng, chặt vừa (SM-SP) 7.0-15.0 17 1000

4 Cát sét, cát bụi, hồng vàng, chặt vừa (SC-SM) 15.0-29.0 18 1000

5 Cát bụi, , hồng vàng nâu, chặt vừa (SM-SP-SW) 29.0-43.0 21 1000

6 Cát sét, cát bụi, màu vàng, chặt vừa ( SC-SM) 43.0-46.8 23 1000

7 Sét béo, sét gầy,nâu-nâu vàng, nửa cứng -cứng (CH-CL) 46.8-55.5 26 1000

8 Cát sét, cát bụi, xám- xám xanh, chặt vừa- chặt (SC-SM) 55.5-80.0 38 1000

b. Thông số đấtnền

66

Trên cơ sở hồ sơ khảo sát địa chất công trình chọn các thông số bền và biến

dạng của nền đất để mô phỏng bài toàn hố đào trong chương trình Plaxis 3D theo

mô hình Hardening Soil (HS)

Bảng 4.2: Các chỉ tiêu cơ lý của đất

Tên lớp đấtĐất

đắp1 2 3 4

Độ sâu m 0-1.1 1.1-3.0 3.0-7.0 7-15 15.0-29.0

Ứng xử Drained UnDrained Drained Drained Drained

unsat� KN/m3 22 15.5 20.2 20.9 20.6

sat� KN/m3 22 15.8 20.6 21.3 21

kx=ky=kz m/day 0.5 1.05E-5 3.450E-5 1 5.79E-05

c’ KN/m2 1 1.12 1 1.11 4.0

'� độ 22 22 30 31.0 34.9

' độ - - - 1 4.9

- - 0.2 0.2 0.2 0.2 0.2

Tên lớp đất 5 6 7 8

Độ sâu m 29.0-43.0 43-46.8 46.8-55.5 55.5-78.5

Ứng xử Drained Drained UnDrained Drained

unsat� KN/m3 20.3 20.8 19.7 20.3

sat� KN/m3 21.1 21.1 19.9 20.6

kx=ky=kz m/day 4.94E-05 3.88E-05 1.96E-05 1.46E-05

67

c’ kN/m2 11.2 19.0 25.0 12.0

'� độ 31.4 25.68 30.1 28.3

' độ 1.4 - 0.1 -

- - 0.2 0.2 0.2 0.2

e. Thông số tường vây Bảng 4.3: Tường vây

Thông số Đơn vị Giá trịChiều dày (d) mm 600, 800,1200

kN/m3 25

E1 kN/m2 3.25E+07

E2 kN/m2 3.25E+07

12 - 0.2

G12 kN/m2 1.355E+07

G13 kN/m2 1.355E+07

G23 kN/m2 1.355E+07

f. Thông số thanh chốngBảng 4.4:Thanh chống

Thông số Đơn vịThanh chống ngang và Kingpost

H350 H400

A m2 0.017 0.022

ɣ kN/m3 78.5 78.5

E kN/m2 2.100E+08 2.100E+08

I2 kN/m2 0.000136 0.000224

68

I3 kN/m2 0.000403 0.000666

ʋ - 0.3 0.3

g. Tải đường, tải phụ công trình

Trong quá trình thi công có tải của máy thi công, vât liệu thi công nên phụ tải

được lấy là 5kN/m2. Mực nước ngầm cách mặt đất -4.3m.

4.3.2.2. Trình tự mô phỏng trong Plaxis 3D Foundation

Hình 4.3: Mặt bằng tường vây cọc Barrette gia cường

- Phase 1: Thi công tường vây, cọc Barrette, dầm tường

- Phase 2: Thi công cột chống Kingpost

- Phase 3: Đào đất đến độ sâu -1.1m

- Phase 4: Lắp hệ chống lớp 1 (-1.1m) tại khu vực giáp nhà dân.


- Phase 6: Lắp hệ chống lớp 2 (-3.3m), hạ mực nước ngầm -6.9m





69


- Phase 12: Lắp hệ chống lớp 5 khu vực hố thang máy (-12.5m), hạ mực nước

ngầm -15.6m

- Phase 13: Đào đất đến độ sâu -15.6m.

Hình 4.4: Bước thi công từ 1-4

70



71

4.3.2.3. Phân tích kết quả bài toán

Hình 4.7: Mô hình bài toán trong Plaxis 3D Foundation

Hình 4.8: Hình ảnh Mesh lưới 2D

72

Hình 4.9: Hình ảnh Mesh lưới 3D

Hình 4.10: Mô hình hệ tường vây 3D

73

Hình 4.11: Đào đất ở cao độ -3.3m

Hình 4.12: Đào đất ở cao độ-6.9m

74

Hình 4.13: Đào đất ở cao độ -9.3m

Hình 4.14: Đào đất ở cao độ hố thang máy -15.6m

75

Trong thực tế thi công trên công trường thì có sự tham gia của lực kích, tuy

nhiên trong giới hạn nghiên cứu của tác giả chưa mô hình hết trạng thái làm việc

này vào trong mô hình Plaxis 3D. Việc chưa mô hình đúng lực kích trong hệ thanh

chống cũng nằm trong những nguyên nhân dẫn đến sự sai lệch chuyển vị này.

Hình 4.15: Chuyển vị tổng của tường vây phía tiếp giáp nhà dân (d=600mm)


phía đường Trần Hưng Đạo

76

Hình 4.17: Chuyển vị tổng của tường vây tiếp giáp phía đường Nguyễn Cư Trinh

Hình 4.18: Chuyển vị tổng của tường vây d=800mm

77

Bảng 4.5: So sánh kết quả chuyển vịmô hình HS với Quan trắc tại IN01

Độ sâu T 1200 Quan trắc %T1200 -QT

-1.1 5.92 3.2 45.94-3.3 8.82 6.2 29.73-6.9 13.61 11.8 13.33-9.3 16.43 15.88 3.35-12.5 18.17 16.49 9.26-15 16.86 14.71 12.75

-15.6 16.26 14.19 12.73-29 3.01 0.29 90.43-30 2.66 # #VALUE!

Hình4.19:Biểu đồ chuyển vị mô hình HS với Quan trắc tại IN01

Bảng 4.6: So sánh kết quả chuyển vị mô hình HS với Quan trắc tại IN02


-1.1 2.05 3.03 -47.69-3.3 4.33 6.48 -49.70-6.9 8.70 13.26 -52.41-9.3 11.53 17.80 -54.35

-12.5 13.39 17.78 -32.76

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00 5 10 15 20

IN01

T 1200

Quan trắc

78

-15 11.93 15.00 -25.71-15.6 11.30 14.26 -26.24-29 1.55 1.89 -21.98-30 1.52 1.46 3.53

Hình 4.20:Biểu đồ chuyển vị mô hình HS với Quan trắc tại IN02 ,



-1.1 6.12 -0.275 104.49-3.3 9.01 3.813 57.70-6.9 13.83 11.8 14.68-9.3 16.74 16.563 1.03

-12.5 18.69 17.55 6.12-15 17.52 15.15 13.51

-15.6 16.92 14.4 14.91-29 2.93 0.15 94.87-30 2.54 # #VALUE!

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00 5 10 15 20

IN02

T 1200

Quan trắcmm

79

Hình 4.21:Biểu đồ chuyển vị ngangmô hình HS với Quan trắc tại IN03

Nhận xét: Vị trí quan trắc IN01 và IN03 tại đỉnh tường ở độ sâu là -1.1m

(45.94%, 104.5%), tại chân tường ở độ sâu -30m có kết quả chênh lệch so với quan

trắc là (90.43%, 94.87%). Mô hình Hardening Soil (HS) cho kết quả gần đúng với

kết quả quan trắc.

4.3.3. Bài toán 2: Thay đổi chiều dày d=1200mm của tường tầng hầm bằng

tường có chiều dày lần lượt d=1000mm và d= 800mm công trình so sánh với kết

quả Quan trắc

Trường hợp này giữ nguyên độ sâu chôn tường h=-75m với d=1000 và d=800

mm, xen kẽ d=800 mm ở độ sâu h=-30m, giữ nguyên cường độ Bê tông.

Bảng 4.8: Tường vây thay đổi chiều dày

Thông số Đơn vị Giá trịChiều dày (d) mm 800, 1000

kN/m3 25

E1 kN/m2 3.25E+07

E2 kN/m2 3.25E+07

12 - 0.2

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0-5 0 5 10 15 20

IN03

T 1200

Quan trắc

80

G12 kN/m2 1.355E+07

G13 kN/m2 1.355E+07

G23 kN/m2 1.355E+07


Độ sâu T 1200 T 1000 T 800 Quan trắc

%T1200 -

QT

%T1000 -

QT

%T800 -QT

-1.1 5.92 5.29 4.80 3.2 45.94 39.55 33.37-3.3 8.82 8.58 8.42 6.2 29.73 27.75 26.34-6.9 13.61 13.97 14.33 11.8 13.33 15.53 17.65-9.3 16.43 17.16 17.89 15.875 3.35 7.51 11.26

-12.5 18.17 19.17 20.17 16.488 9.26 14.01 18.25-15 16.86 17.69 18.52 14.713 12.75 16.84 20.54

-15.6 16.26 17.00 17.74 14.188 12.73 16.55 20.03-29 3.01 2.82 2.70 0.288 90.43 89.80 89.34-30 2.66 2.53 2.47 # #VALUE! #VALUE! #VALUE!

Hình 4.22:Biểu đồ chuyển vị ngang mô hình HS với Quan trắc tại IN01 -35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00 5 10 15 20 25

IN01

T 1200

T 1000

T 800

Quan trắc

81

Bảng 4.10: Chênh lệch kết quả % chuyển vị

mô hình HS khi chiều dày tường thay đổi tại IN01

Độ sâu%

T1200 -QT

%T1000 -

QT

%T800 -QT

Chênh lệch %(T1000)

Chênhlệch %(T800)

-1.1 45.94 39.55 33.37 6.39 12.56-3.3 29.73 27.75 26.34 1.98 3.39-6.9 13.33 15.53 17.65 -2.20 -4.32-9.3 3.35 7.51 11.26 -4.16 -7.91

-12.5 9.26 14.01 18.25 -4.75 -8.99-15 12.75 16.84 20.54 -4.08 -7.78

-15.6 12.73 16.55 20.03 -3.82 -7.30-29 90.43 89.80 89.34 0.63 1.10-30 #VALUE! #VALUE! #VALUE! #VALUE! #VALUE!



%T1200 -

QT

%T1000 -

QT

%T800 -QT

-1.1 2.05 2.28 2.47 3.03 -47.69 -32.71 -22.25-3.3 4.33 4.46 4.60 6.48 -49.70 -45.05 -40.82-6.9 8.70 8.73 8.80 13.26 -52.41 -51.98 -50.63-9.3 11.53 11.52 11.60 17.80 -54.35 -54.51 -53.46

-12.5 13.39 13.38 13.51 17.78 -32.76 -32.81 -31.55-15 11.93 11.94 12.08 15.00 -25.71 -25.66 -24.15

-15.6 11.30 11.30 11.45 14.26 -26.24 -26.17 -24.57-29 1.55 1.56 1.59 1.89 -21.98 -20.91 -18.97-30 1.52 1.53 1.55 1.46 3.53 4.35 5.42

82

Hình 4.23: Biểu đồ chuyển vị ngang mô hình HS với Quan trắc tại IN02



Độ sâu%

T1200 -QT

%T1000 -QT

%T800 -

QT

Chênh lệch % (T1000)

Chênhlệch % (T800)

-1.1 -47.69 -32.71 -22.25 -14.98 -25.43-3.3 -49.70 -45.05 -40.82 -4.64 -8.87-6.9 -52.41 -51.98 -50.63 -0.43 -1.78-9.3 -54.35 -54.51 -53.46 0.16 -0.89-12.5 -32.76 -32.81 -31.55 0.06 -1.20-15 -25.71 -25.66 -24.15 -0.04 -1.55

-15.6 -26.24 -26.17 -24.57 -0.07 -1.67-29 -21.98 -20.91 -18.97 -1.07 -3.01-30 3.53 4.35 5.42 -0.83 -1.89

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00 5 10 15 20

IN02

T 1200

T 1000

T 800

Quan trắcmm

83



%T1200 -

QT

%T1000 -

QT

%T800 -QT

-1.1 6.12 5.48 4.97 -0.275 104.49 105.02 105.54-3.3 9.01 8.76 8.58 3.813 57.70 56.48 55.58-6.9 13.83 14.17 14.53 11.8 14.68 16.75 18.81-9.3 16.74 17.47 18.20 16.563 1.03 5.19 9.02

-12.5 18.69 19.71 20.75 17.55 6.12 10.98 15.41-15 17.52 18.39 19.28 15.15 13.51 17.62 21.41


Hình 4.24:Biểu đồ chuyển vị ngang mô hình HS với Quan trắc tại IN03

Bảng 4.14: Chênh lệch kết quả % chuyển vịmô hình HS khi chiều dày tường thay đổi tại IN03

Độ sâu%

T1200 -QT

%T1000 -

QT

%T800 -QT


Chênhlệch % (T800)

-1.1 104.49 105.02 105.54 -0.52 -1.04-3.3 57.70 56.48 55.58 1.22 2.12

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0-5 0 5 10 15 20 25

IN03

T 1200

T 1000

T 800

Quan trắc

84

-6.9 14.68 16.75 18.81 -2.07 -4.13-9.3 1.03 5.19 9.02 -4.16 -7.98-12.5 6.12 10.98 15.41 -4.87 -9.29-15 13.51 17.62 21.41 -4.11 -7.91


Nhận xét: Vị trí quan trắc IN01và IN03 có kết quả chênh lệch % khi thay đổi

chiều dày tường

IN01: Tường 1000mm, Tường 800mm

- Tại đỉnh tường -1.1m : 6.9% và 12.56%

- Tại bụng tường -15m : -4.08% và -7.88%

- Tại chân tường -30m: 0.63% và 1.10%


- Tại đỉnh tường -1.1m : -14.98% và -25.43%




- Tại đỉnh tường -1.1m : -0.52% và -1.04%



Kết luận: Qua kết quả chênh lệch % khi thay đổi chiều dày tường ta nhận thấy

kết quả chênh lệch không lớn, do đó có thể thay đổi chiều dày tường từ d=1200mm

giảm xuống d= 1000mm hoặc d=800mm, khi thiết kế công trình khác có điều kiện

địa chất tương tự, giảm chi phí đầu tư nhằm mang lại hiệu quả kinh tế.

4.3.4. Bài toán 3: Giảm độ sâu chôn tường, thay đổi chiều dàytường tầng hầm,

so sánh với kết quả Quan trắc.

- Thay đổi độ sâu h= -50m.

- Thay đổi chiều dày tường lần lượt bằng d=1200mm, d=1000mm và d=

800mm.

85


Độ sâu T1200 T1000 T800 Quan trắc%

T1200-QT

%T1000 -QT

%T800 -QT

-1.1 8.07 7.77 7.67 3.2 60.37 58.82 58.27-3.3 10.96 10.87 10.88 6.2 43.44 42.96 43.04-6.9 15.34 15.65 15.93 11.8 23.10 24.59 25.93-9.3 17.90 18.54 19.09 15.875 11.31 14.38 16.86

-12.5 19.22 20.15 20.91 16.488 14.23 18.18 21.15-15 17.64 18.43 19.02 14.713 16.61 20.17 22.63



Bảng 4.16: Chênh lệch kết quả % chuyển vịmô hình HS khi chiều dày tường thay đổi tại IN01

Độ sâu%

T1200 -QT

%T1000 -

QT

%T800 -

QTChênh lệch % (T1000)


-1.1 60.37 58.82 58.27 1.55 2.10-3.3 43.44 42.96 43.04 0.48 0.40-6.9 23.10 24.59 25.93 -1.49 -2.83-9.3 11.31 14.38 16.86 -3.07 -5.55-12.5 14.23 18.18 21.15 -3.95 -6.92

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00 5 10 15 20 25

IN01

T1200

T1000

T800

Quan trắc

86

-15 16.61 20.17 22.63 -3.56 -6.02-15.6 16.38 19.74 21.98 -3.36 -5.60-29 90.57 89.96 89.32 0.60 1.25-30 #VALUE! #VALUE! #VALUE! #VALUE! #VALUE!


Độ sâu T1200 T1000 T800 Quan trắc

%T1200

-QT

%T1000 -QT

%T800 -QT

-1.1 3.67 3.96 4.26 3.03 17.64 23.63 29.01-3.3 5.70 5.89 6.14 6.48 -13.68 -9.84 -5.51-6.9 9.85 9.94 10.12 13.26 -34.71 -33.43 -31.10-9.3 12.50 12.58 12.74 17.80 -42.35 -41.51 -39.71

-12.5 14.05 14.16 14.34 17.78 -26.47 -25.50 -23.97-15 12.43 12.56 12.73 15.00 -20.65 -19.46 -17.87

-15.6 11.76 11.88 12.05 14.26 -21.30 -20.03 -18.38-29 1.64 1.66 1.67 1.89 -14.99 -14.08 -12.98-30 1.59 1.60 1.60 1.46 7.98 8.32 8.76


-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00 5 10 15 20

IN02

T1200

T1000

T800

Quan trắcmm

87



Độ sâu%

T1200 -QT

%T1000 -

QT

%T800 -

QT



-1.1 17.64 23.63 29.01 -5.99 -11.37-3.3 -13.68 -9.84 -5.51 -3.84 -8.17-6.9 -34.71 -33.43 -31.10 -1.28 -3.61-9.3 -42.35 -41.51 -39.71 -0.84 -2.63-12.5 -26.47 -25.50 -23.97 -0.97 -2.50-15 -20.65 -19.46 -17.87 -1.19 -2.77

-15.6 -21.30 -20.03 -18.38 -1.27 -2.92-29 -14.99 -14.08 -12.98 -0.91 -2.01-30 7.98 8.32 8.76 -0.35 -0.79


Độ sâu T1200 T1000 T800 Quan trắc %T1200 -QT

%T1000 -QT

%T800 -QT

-1.1 8.30 7.99 7.83 -0.275 103.31 103.44 103.51-3.3 11.11 11.02 11.00 3.813 65.69 65.41 65.34-6.9 15.52 15.84 16.11 11.8 23.97 25.51 26.77-9.3 18.18 18.86 19.42 16.563 8.92 12.17 14.69-12.5 19.74 20.73 21.52 17.55 11.08 15.33 18.45-15 18.29 19.17 19.81 15.15 17.18 20.97 23.54


88




Độ sâu %T1200 -QT

%T1000 -

QT

%T800 -QT



-1.1 103.31 103.44 103.51 -0.13 -0.20-3.3 65.69 65.41 65.34 0.28 0.35-6.9 23.97 25.51 26.77 -1.54 -2.80-9.3 8.92 12.17 14.69 -3.26 -5.78-12.5 11.08 15.33 18.45 -4.25 -7.36-15 17.18 20.97 23.54 -3.78 -6.36


Nhận xét: Qua việc giảm chiều dày tường, giảm độ sâu chôn tường, so sánh

số liệu, tác giả nhận thấy tại bụng tường d=1000mm, d=800mm có chuyển vị ngang

lớn, tác giả khuyến cáo không nên sử dụng trường hợp này để thiết kế công trình

khác

4.3.5. Bài toán 4: Giảm độ sâu chôn tường, thay đổi chiều dày tường tầng hầm,

thay đổi cường độ Bê tông B35 (M450), so sánh với kết quả Quan trắc.

Trong trường hợp này chiều dày tường thay đổi lần lượt d=1200,d=1000,

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0-5 0 5 10 15 20 25

IN03

T1200

T1000

T800

Quan trắc

89

d=800 (mm), thay đổi tường d=600 bằng d=800 (mm), chiều cao tầng chống giữ

ổn định, thay đổi độ sâu chôn tường d=-50m, thay đổi cường độ Bê tông tường,

khảo sát sự thay đổi chuyển vị tường;



%T1000 -

QT

%T800 -QT

-1.1 8.23 7.84 7.04 3.20 61.11 59.17 54.52-3.3 11.02 10.78 10.59 6.20 43.75 42.48 41.45-6.9 15.26 15.36 16.01 11.80 22.66 23.17 26.30-9.3 17.72 18.22 19.24 15.88 10.43 12.85 17.49-12.5 18.99 19.91 21.02 16.49 13.16 17.17 21.56-15 17.45 18.33 19.13 14.71 15.70 19.75 23.11



-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00.00 5.00 10.00 15.00 20.00 25.00

IN01

T1200

T1000

T800

Quan trắc

90



%T1000 -

QT

%T800 -

QT-1.1 3.70 3.87 4.20 3.03 18.29 21.93 28.01-3.3 5.70 5.82 6.04 6.48 -13.54 -11.17 -7.15-6.9 9.75 9.80 9.92 13.26 -35.97 -35.27 -33.76-9.3 12.32 12.36 12.45 17.80 -44.44 -44.05 -42.98

-12.5 13.80 13.87 13.98 17.78 -28.82 -28.20 -27.15-15 12.23 12.31 12.43 15.00 -22.65 -21.80 -20.63

-15.6 11.58 11.66 11.78 14.26 -23.19 -22.28 -21.04-29 1.62 1.64 1.68 1.89 -16.42 -14.97 -12.20-30 1.55 1.57 1.61 1.46 5.91 6.91 8.97




Độ sâu%

T1200 -QT

%T1000 -

QT

%T800 -

QT



-1.1 18.29 21.93 28.01 -3.64 -9.72-3.3 -13.54 -11.17 -7.15 -2.37 -6.39

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00.00 5.00 10.00 15.00 20.00

T1200

T1000

T800

Quan trắcmm

91

-6.9 -35.97 -35.27 -33.76 -0.69 -2.21-9.3 -44.44 -44.05 -42.98 -0.39 -1.46-12.5 -28.82 -28.20 -27.15 -0.62 -1.67-15 -22.65 -21.80 -20.63 -0.84 -2.02

-15.6 -23.19 -22.28 -21.04 -0.91 -2.15-29 -16.42 -14.97 -12.20 -1.45 -4.22-30 5.91 6.91 8.97 -1.00 -3.06


Độ sâu T1200 T1000 T800 Quan trắc

%T1200 -

QT

%T1000 -

QT

%T800 -QT

-1.1 8.47 8.08 7.24 -0.275 103.25 103.40 103.80-3.3 11.18 10.95 10.73 3.813 65.91 65.18 64.46-6.9 15.45 15.56 16.19 11.8 23.60 24.17 27.13-9.3 18.02 18.53 19.55 16.563 8.06 10.59 15.27-12.5 19.49 20.45 21.60 17.55 9.98 14.19 18.75-15 18.09 19.03 19.90 15.15 16.25 20.40 23.86



-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0-5.00 0.00 5.00 10.00 15.00 20.00 25.00

T1200

T1000

T800

Quan trắc

92



Độ sâu%

T1200 -QT

%T1000 -

QT

%T800 -QT



-1.1 103.25 103.40 103.80 -0.15 -0.55-3.3 65.91 65.18 64.46 0.72 1.45-6.9 23.60 24.17 27.13 -0.57 -3.53-9.3 8.06 10.59 15.27 -2.53 -7.21

-12.5 9.98 14.19 18.75 -4.21 -8.77-15 16.25 20.40 23.86 -4.15 -7.61


4.3.6. Bài toán 5: Giảm độ sâu chôn tường h=-30m, giữ nguyên chiều dày tường

tầng hầm d=1200mm xen kẽ d=800mm, thay đổi cường độ Bê tông B35 (M450),

so sánh với kết quả Quan trắc.

Trong trường hợp này giữ nguyên chiều dày tường d=1200,d=800 (mm)

chiều cao tầng chống giữ ổn định; thay đổi hệ tường tiếp giáp nhà dân

d=800mm, thay đổi độ sâu chôn tường d=-30m, thay đổi cường độ Bê tông

tường, khảo sát sự thay đổi chuyển vị tường;


Độ sâu T1200-30m

T1200-75m

Quan trắc

%T1200 (30m)

QT

%T1200 (-75m)

QT-1.1 9.57 5.92 3.2 66.55 45.94-3.3 11.96 8.82 6.2 48.16 29.73-6.9 15.93 13.61 11.8 25.94 13.33-9.3 18.16 16.43 15.875 12.56 3.35

-12.5 19.09 18.17 16.488 13.63 9.26-15 17.29 16.86 14.713 14.92 12.75

-15.6 16.59 16.26 14.188 14.50 12.73-29 1.40 3.01 0.288 79.40 90.43-30 0.82 2.66 # #VALUE! #VALUE!

93




T1200-75m

Quan trắc

%T1200 (30m)

QT

%T1200 (-75m)

QT

-1.1 4.06 2.05 3.025 25.49 -47.69-3.3 5.97 4.33 6.475 -8.38 -49.70-6.9 9.81 8.70 13.263 -35.22 -52.41-9.3 12.21 11.53 17.8 -45.83 -54.35

-12.5 13.47 13.39 17.775 -31.93 -32.76-15 11.72 11.93 15 -27.97 -25.71

-15.6 11.04 11.30 14.263 -29.25 -26.24-29 0.41 1.55 1.888 -363.98 -21.98-30 0.29 1.52 1.463 -407.17 3.53

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00 5 10 15 20 25

IN01

T1200-30m

T 1200-75m

Quan trắc

94




T1200-75m

Quan trắc

%T1200 (30m)

QT

%T1200 (-75m)

QT

-1.1 9.82 6.12 -0.275 102.80 104.49-3.3 12.18 9.01 3.813 68.70 57.70-6.9 16.16 13.83 11.8 26.98 14.68-9.3 18.47 16.74 16.563 10.31 1.03-12.5 19.61 18.69 17.55 10.49 6.12-15 17.94 17.52 15.15 15.56 13.51

-15.6 17.26 16.92 14.4 16.57 14.91-29 1.25 2.93 0.15 88.03 94.87-30 0.62 2.54 # #VALUE! #VALUE!

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0-5 0 5 10 15 20

IN02

T1200-30m

T 1200-75m

Quan trắcmm

95


Nhận xét: Trong trường hợp này khi giữ nguyên chiều dày tường

d=1200,d=800 (mm) xen kẽ, chiều cao tầng chống giữ ổn định, thay đổi độ sâu

chôn tường d=-30m, thay đổi cường độ Bê tông tường B35, ta nhận thấy tại đỉnh

tường mà h=-30m chuyển vị lớn hơn tường ở độ sâu h=75m, ở bụng tường của

h= -30m thì có giá trị gần đúng với quan trắc và tường có độ sâu h= -75m, tuy

nhiên tại chân tường có độ sâu h=-30m thì có giá trị gần đúng hơn so với tường

có độ sâu h= -75m.

Trường hợp này có thể sử dụng cho các công trình địa chất tương tự tuy

nhiên ở vị trí đỉnh tường cần tăng cường hệ chống, hoặc tăng tiết diện dầm mủ

nhằm giúp giảm chuyển vị đỉnh tường.

4.3.7. Lập Biểu đồ so sánh kết quả chuyển vị của các thay đổi giá trị đầu vào với

kết quả tường từ công trình thực tế

� Công trình thực tế:A

� Công trình giữ nguyên chiều dày tường, thay đổi chiều sâu chôn tường h=-

50m

� Công trình thay đổi Cường độ Bê tông thay đổi chiều sâu chôn tường h=-

50m

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0-5 0 5 10 15 20 25

IN03

T1200-30m

T 1200-75m

Quan trắc

96

� Công trình thay đổi Cường độ Bê tông, thay đổi chiều dàytường,thay đổi

chiều sâu chôn tường h=-50m

� Công trình thay đổi Cường độ Bê tông, giữ nguyên chiều dày tường, thay đổi

chiều sâu chôn tường h=-30m

Trường hợp 1:d=1200 xen kẽ d=800 (mm)

� So sánhCông trình thực tế (A);

� Công trình giữ nguyên chiều dày tường, thay đổi chiều sâu chôn tường h=-

50m

� Công trìnhthay đổi cường độ Bê tông, thay đổi chiều sâu chôn tường h=-

50m;

� Công trình giữ nguyên chiều dày tườngthay đổi chiều sâu chôn tường h= -

30m (D), thay đổi cường độ Bê tông,

Hình 4.34: Biểu đồ so sánh các giá trị chuyển vi ngang TH1 tại IN01

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9

T1200-75m

T1200-50m

T1200-50m_B

T1200-30m

97

Hình 4.35:Biểu đồ so sánh các giá trị chuyển vi ngang TH1 tại IN02

Hình 4.36: Biểu đồ so sánh các giá trị chuyển vi ngang TH1 tại IN03

Trường hợp 2: So sánh Công trình thực tế(A)

- Công trình thay đổi chiều sâu chôn tường d=-50m, thay đổi chiều dày

tường d=1000mm

- Công trình thay đổi Cường độ Bê tông, thay đổi chiều dày tường

d=1000mm, chiều sâu chôn tường d=-50m

0.00

2.00

4.00

6.00

8.00

10.00

12.00

14.00

16.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9

T1200-75m

T1200-50m

T1200-50m_B

T1200-30m

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9

T1200-75m

T1200-50m

T1200-50m_B

T1200-30m

98

Hình 4.37: Biểu đồ so sánh các giá trị chuyển vị ngang TH2 tại IN01


0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9

T 1200-75m

T 1000-75m

T1000-50m

T1000-50m_B

0.00

2.00

4.00

6.00

8.00

10.00

12.00

14.00

16.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9

T 1200-75m

T 1000-75m

T1000-50m

T1000-50m_B

99


Trường hợp 3: So sánhCông trình thực tế (A)

- Công trình thay đổi chiều sâu chôn tường d=-50m, thay đổi chiều dày tường

d=800mm

- Công trình thay đổi Cường độ Bê tông, thay đổi chiều dày tường d=800mm,

chiều sâu chôn tường d=-50m


0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9

T 1200-75m

T 1000-75m

T1000-50m

T1000-50m_B

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9

T 1200-75m

T 800-75m

T800-50m

T800-50m_B

100



Nhận xét: Qua Biểu đồ thể hiện ba trường hợp tác giả nhận thấy

- Công trình sử dụng tường gia cường d=1200mm xen kẽ tường vây

d=800mm, h=-75m, có thể sử dụng hệ tường gia cường d=1000xen kẽ tường vây

d=800 (mm) độ sâu chôn tường h=-30m , thay đổi cường độ bê tông B30 lên B35.

Hoặc giữ nguyên độ sâu chôn tường bằng h=-75m, chiều dày tường gia cường

0.00

2.00

4.00

6.00

8.00

10.00

12.00

14.00

16.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9

T 1200-75m

T 800-75m

T800-50m

T800-50m_B

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9

T 1200-75m

T 800-75m

T800-50m

T800-50m_B

101

d=800 xen kẽ tường vây d=800 (mm) ở độ sâu d=30m

- Cả 2 loại chiều dày tường gia cường d=1000mm ở độ sâu =-50m và tường

gia cường d=800 (mm) ở độ sâu h=-75m xen kẽ tường vậy d=800mm đều cho kết

quả gần với kết quả từ công trình thực tế.

- Tuy nhiên tác giả khuyến cáo nên sử dụng hệ tường gia cường d=1000mm

độ sâu h= -50m xen kẽtường vây d=800mm độ sâu h= -30m, cường độ Bê tông

B35(M450), hoặc hệ tường gia cường d=1200mm độ sâu h= -30m xen kẽ tường vây

d=800mm độ sâu h= -30m, cường độ Bê tông B35 (M450) (gia tăng hệ chống, thay

đổi tiết diện mũ dầm).

4.4. Đánh giá được mức độ ảnh hưởng của độ cứng tường vâyđến nội lực của

hệ tường vây thay đổi chiều dày, độ sâu và cường độ Bê tông

Từ kết quả mô phỏng hệ tường vây tác giả đã thay đổi lần lượt:

+ Trường hợp 1: Thay đổi chiều dày tường vây d= 1200mm lần lượt là

d=1000mm ở độ sâu h =-75mxem kẽd=800mm độ sâu h=-30m

Bảng 4.29: Nội lực Trường hợp 1

T 1200Structural Element Node

Local Number X Y Z

M_11-1200

Wall 72-273 3386 1 36.64031 -1.1 30.59908-

7.4899586Wall 72-269 3427 1 38.365 -1.1 30.197 31.031481

Wall 72-353 5326 1 36.64031 -3.3 30.59908-

24.535882

Wall 72-349 5368 1 38.365 -3.3 30.197-

8.7369576Wall 72-413 7265 1 36.64031 -6.9 30.59908 132.48722Wall 72-409 7307 1 38.365 -6.9 30.197 111.59566Wall 72-473 9204 1 36.64031 -9.3 30.59908 371.45494Wall 72-469 9246 1 38.365 -9.3 30.197 286.56521Wall 72-199 11143 1 36.64031 -12.5 30.59908 729.36678Wall 72-195 11185 1 38.365 -12.5 30.197 596.19794Wall 72-581 13119 1 36.64031 -15 30.59908 454.06734Wall 72-573 13160 1 38.365 -15 30.197 408.29125Wall 72-582 15095 1 36.64031 -15.6 30.59908 344.96925Wall 72-574 15136 1 38.365 -15.6 30.197 341.47022

Wall 72-145 17072 1 36.64031 -29 30.59908-

258.86508

102

Wall 72-137 17113 1 38.365 -29 30.197-

287.25532

Wall 72-146 18866 1 36.64031 -30 30.59908-

12.266307

Wall 72-138 18901 1 38.365 -30 30.197-

74.704985Mmin

-287.255Mmax

729.36678T 1000

Structural Element Node

Local Number X Y Z

M_11-1000

Wall 72-273 3386 1 36.64031 -1.1 30.59908-

8.0728201Wall 72-269 3427 1 38.365 -1.1 30.197 32.473393

Wall 72-353 5326 1 36.64031 -3.3 30.59908-

12.170319

Wall 72-349 5368 1 38.365 -3.3 30.197-

16.852131Wall 72-413 7265 1 36.64031 -6.9 30.59908 132.37161Wall 72-409 7307 1 38.365 -6.9 30.197 110.18454Wall 72-473 9204 1 36.64031 -9.3 30.59908 402.77416Wall 72-469 9246 1 38.365 -9.3 30.197 303.99288Wall 72-199 11143 1 36.64031 -12.5 30.59908 819.75897Wall 72-195 11185 1 38.365 -12.5 30.197 700.24697Wall 72-581 13119 1 36.64031 -15 30.59908 504.34275Wall 72-573 13160 1 38.365 -15 30.197 478.0064Wall 72-582 15095 1 36.64031 -15.6 30.59908 372.33621Wall 72-574 15136 1 38.365 -15.6 30.197 407.32057

Wall 72-145 17072 1 36.64031 -29 30.59908-

298.09777

Wall 72-137 17113 1 38.365 -29 30.197-

327.81674

Wall 72-146 18866 1 36.64031 -30 30.59908-

13.041205

Wall 72-138 18901 1 38.365 -30 30.197-

87.620672Mmin

-327.817Mmax

819.75897T 800

Structural Element Node

Local Number X Y Z

M_11-800

Wall 72-273 3386 1 36.64031 -1.1 30.59908-

8.6368191Wall 72-269 3427 1 38.365 -1.1 30.197 35.017361

Wall 72-353 5326 1 36.64031 -3.3 30.59908-

3.9895682

Wall 72-349 5368 1 38.365 -3.3 30.197-

25.977888

103

Wall 72-413 7265 1 36.64031 -6.9 30.59908 126.1848Wall 72-409 7307 1 38.365 -6.9 30.197 99.939053Wall 72-473 9204 1 36.64031 -9.3 30.59908 426.17378Wall 72-469 9246 1 38.365 -9.3 30.197 304.51414Wall 72-199 11143 1 36.64031 -12.5 30.59908 908.83542Wall 72-195 11185 1 38.365 -12.5 30.197 804.75863Wall 72-581 13119 1 36.64031 -15 30.59908 551.05925Wall 72-573 13160 1 38.365 -15 30.197 550.11839Wall 72-582 15095 1 36.64031 -15.6 30.59908 395.73656Wall 72-574 15136 1 38.365 -15.6 30.197 471.59687

Wall 72-145 17072 1 36.64031 -29 30.59908-

333.95181

Wall 72-137 17113 1 38.365 -29 30.197-

362.33516

Wall 72-146 18866 1 36.64031 -30 30.59908-

13.613944

Wall 72-138 18901 1 38.365 -30 30.197-

98.206807Mmin

-362.335Mmax

908.83542

+ Trường hợp 2: Thay đổi chiều dày tường gia cường d= 1200mm lần

lượt là d=1000mm và d=800mm, thay đổi độ sâu tường h=-50m xen kẽ tường vây

d= 800mm có độ sâu h=- 30m.



Local Number X Y Z M_11

Wall 72-259 3386 1 36.64031 -1.1 30.59908 -6.17066Wall 72-255 3427 1 38.365 -1.1 30.197 32.26879Wall 72-337 5326 1 36.64031 -3.3 30.59908 -21.9101Wall 72-333 5368 1 38.365 -3.3 30.197 -16.979Wall 72-397 7265 1 36.64031 -6.9 30.59908 139.4014Wall 72-393 7307 1 38.365 -6.9 30.197 104.5033Wall 72-457 9204 1 36.64031 -9.3 30.59908 385.9729Wall 72-453 9246 1 38.365 -9.3 30.197 287.104Wall 72-187 11143 1 36.64031 -12.5 30.59908 713.6989Wall 72-183 11185 1 38.365 -12.5 30.197 585.6043Wall 72-565 13119 1 36.64031 -15 30.59908 433.3789Wall 72-557 13160 1 38.365 -15 30.197 392.5191Wall 72-566 15095 1 36.64031 -15.6 30.59908 323.8655Wall 72-558 15136 1 38.365 -15.6 30.197 329.8407

104

Wall 72-133 17072 1 36.64031 -29 30.59908 -253.67Wall 72-125 17113 1 38.365 -29 30.197 -277.75Wall 72-134 18866 1 36.64031 -30 30.59908 -13.7942Wall 72-126 18901 1 38.365 -30 30.197 -62.0202

Mmin-277.75

Mmax713.6989



Wall 72-259 3386 1 36.64031 -1.1 30.59908 -8.8732Wall 72-255 3427 1 38.365 -1.1 30.197 30.27161Wall 72-337 5326 1 36.64031 -3.3 30.59908 -20.751Wall 72-333 5368 1 38.365 -3.3 30.197 -31.081Wall 72-397 7265 1 36.64031 -6.9 30.59908 118.0858Wall 72-393 7307 1 38.365 -6.9 30.197 81.54196Wall 72-457 9204 1 36.64031 -9.3 30.59908 401.8781Wall 72-453 9246 1 38.365 -9.3 30.197 290.7587Wall 72-187 11143 1 36.64031 -12.5 30.59908 802.5985Wall 72-183 11185 1 38.365 -12.5 30.197 686.662Wall 72-565 13119 1 36.64031 -15 30.59908 485.4393Wall 72-557 13160 1 38.365 -15 30.197 461.1403Wall 72-566 15095 1 36.64031 -15.6 30.59908 354.5159Wall 72-558 15136 1 38.365 -15.6 30.197 400.373Wall 72-133 17072 1 36.64031 -29 30.59908 -291.198Wall 72-125 17113 1 38.365 -29 30.197 -315.97Wall 72-134 18866 1 36.64031 -30 30.59908 -14.9415Wall 72-126 18901 1 38.365 -30 30.197 -70.1772

Mmin-315.97

Mmax802.5985



Wall 72-259 3386 1 36.64031 -1.1 30.59908 -11.9311Wall 72-255 3427 1 38.365 -1.1 30.197 28.08702Wall 72-337 5326 1 36.64031 -3.3 30.59908 -25.47Wall 72-333 5368 1 38.365 -3.3 30.197 -45.128Wall 72-397 7265 1 36.64031 -6.9 30.59908 93.66809Wall 72-393 7307 1 38.365 -6.9 30.197 52.98116Wall 72-457 9204 1 36.64031 -9.3 30.59908 414.4335Wall 72-453 9246 1 38.365 -9.3 30.197 279.5871Wall 72-187 11143 1 36.64031 -12.5 30.59908 881.2537Wall 72-183 11185 1 38.365 -12.5 30.197 780.9834Wall 72-565 13119 1 36.64031 -15 30.59908 524.7004Wall 72-557 13160 1 38.365 -15 30.197 522.3403

105

Wall 72-566 15095 1 36.64031 -15.6 30.59908 371.1957Wall 72-558 15136 1 38.365 -15.6 30.197 455.4964Wall 72-133 17072 1 36.64031 -29 30.59908 -321.969Wall 72-125 17113 1 38.365 -29 30.197 -346.456Wall 72-134 18866 1 36.64031 -30 30.59908 -15.3371Wall 72-126 18901 1 38.365 -30 30.197 -77.9546

Mmin-346.46

Mmax881.25

+ Trường hợp 3: Thay đổi chiều dày tường gia cường d= 1200mm lần

lượt là d=1000mm và d=800mm thay đổi độ sâu tường gia cường 75m bằng tường

gia cường ở độ sâu 50m, giữ nguyên tường vây d=-800mm có độ sâu 30m; thay đổi

tường vây d=600mm thay bằng tường vây d=800mm (cạnh tiếp giáp nhà dân); thay

đổi cường độ bê tông.





Mmin-286.42

Mmax729.21



106


Mmin-332.35

Mmax827.55




Mmin-363.58

Mmax916.82

107

- Nhận xét:

Đối với trường hợp 1:

Mmin MmaxT1200 -287.26 729.37T1000 -327.87 819.76T800 -362.34 908.84


Mmin Mmax Mmin MmaxT1200 -287.25 729.37 -277.75 713.69T1000 0 0 -315.97 802.59T800 0 0 -346.46 881.25


Mmin Mmax Mmin MmaxT1200 -287.25 729.37 -286.42 729.21T1000 0 0 -332.35 827.55T800 0 0 -363.58 916.82

Sự chênh lệch của giá trị moment uốn giữa chiều dày tường vây d=1000m o

trường hợp 1,2,3 thì giá trị tương đối gần với d=1200mmở bụng, tường d=1200mm

ở trường hợp 3 giá trị tương đối gần với d=1200mm ở trường hợp 1. Điều này ta

thấy việc giảm chiều dày tường vây, thay đổi độ sâu, thay đổi cường độ bê tông

mang lại hiệu quả kinh tế cho công trình

4.5. Mô hình Morh Columb

Module biến dạng E được tính theo công thức tương quan thực nghiệm của

Michel và Gardner (1975) và Schurtmann (1970): E=766N (kN/m2). Trong đó N là

chỉ số SPT. Đối với mô hình Morh Coulomb ta nên sử dụng thông số module đàn

hồi dở tải để tính toán khi đó: Eoedur=(3-5)*Eeod.

Tác giả mô hình Morh Coulomb cải tiến cho mô hình hố đào vì thông thường

E=766N, tuy nhiên hố đào này thực hiện theo lộ trình dở tải nên sử dụng hệ số số

mô đun đàn hồi =(2400−3500) , (với N là chỉ số SPT)

108

Bảng 4.32: Bảng chỉ số SPT mô hình MC

Lớp đất Độ sâu SPT Hệ số nhân k

0. Lớp đất đắp( bê tông, đá, cát) -1.1

1. Sét béo, chảy (CH) -3.0 - -

2. Cát sét, xốp -chặt vừa (SC) -7.0 11 2400

3. Cát bụi, chặt vừa (SM-SP) -15.0 17 3500

4. Cát sét, cát bụi, chặt vừa (SC- SM) -29.0 18 3500

5. Cát bụi, chặt vừa (SM-SP- SW) -43.0 21 3500

6. Cát sét, cát bụi, chặt vừa ( SC- SM) -46.8 23 3000

7. Sét béo, sét gầy, nửa cứng - cứng (CH-CL) -55.5 26 2400

8. Cát sét, cát bụi, chặt vừa- chặt (SC-SM) -78.5 38 2400

Kết quả chuyển vị ngang của tường đối với mô hìnhMorh Coulomb sử dụng

hệ số số mô đun đàn hồi đất nền =(2400−3500) với mô hình Hardening Soil

sử dụng hệ số Eoed = 1000N với N là chỉ số SPT), như sau:

109

Hình 4.43: Biểu đồ chuyển vị ngang mô hình MC- HS với Quan trắc tại IN01

Bảng 4.33: So sánh kết quả chuyển vị mô hình MC- HS với Quan trắc tại IN01

Độ sâu T1200-MC

T1200-HS

Quan trắc

%MC -QT

%HS -QT

-1.1 7.55 5.92 3.2 57.64 45.94-3.3 9.42 8.82 6.2 34.16 29.73-6.9 12.13 13.61 11.8 2.72 13.33-9.3 12.70 16.43 15.875 -25.05 3.35-12.5 14.42 18.17 16.488 -14.34 9.26-15.6 14.63 16.26 14.188 3.02 12.73-29 12.16 3.01 0.288 97.63 90.43-30 3.29 2.66 # #VALUE! #VALUE!

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00 5 10 15 20

IN01

T1200- MC

T1200- HS

Quan trắc

110



Độ sâu T1200-MC

T1200-HS

Quan trắc

%MC -QT

%HS -QT

-1.1 1.93 2.05 3.03 -56.74 -47.69-3.3 3.96 4.33 6.48 -63.53 -49.70-6.9 7.09 8.70 13.26 -87.06 -52.41-9.3 7.76 11.53 17.80 -129.30 -54.35-12.5 10.02 13.39 17.78 -77.45 -32.76-15.6 10.85 11.30 14.26 -31.40 -26.24-29 8.46 1.55 1.89 77.67 -21.98-30 2.33 1.52 1.46 37.21 3.53

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

00 5 10 15 20

IN02

T1200- MC

Quan trắcmm

T1200- HS

111



Độ sâu T1200-MC

T1200-HS

Quan trắc

%MC -QT

%HS -QT

-1.1 7.54 6.12 -0.275 103.65 104.49-3.3 9.39 9.01 3.813 59.38 57.70-6.9 12.13 13.83 11.8 2.74 14.68-9.3 12.71 16.74 16.563 -30.33 1.03

-12.5 14.54 18.69 17.55 -20.66 6.12-15.6 14.96 16.92 14.4 3.71 14.91-29 12.65 2.93 0.15 98.81 94.87-30 3.31 2.54 # #VALUE! #VALUE!

Kết luận: Mô hình MC này cho kết quả nhỏ hơn so với quan trắc và HS nên

sẽ gây nguy hiểm hơn trong thi công do đó nên chọn HSAT lớn hơn =2 khi sử dụng

mô hình này trong thiết kế thực tế.

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0-5 0 5 10 15 20

IN03

T1200- MC

T1200- HS

Quan trắc

112

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ1. Kết Luận:

Sau khi hoàn thành công việc phân tích, tính toán của đề tài, tác giả rút ra

những kết luận như sau:

- Sử dụng mô hình Hardening Soil cho kết quả chuyển vị lớn so với giá trị

quan trắc thực tế, đảm bảo phù hợp với thiết kế và an toàn khi sử dụng công trình: ở

vị trí đỉnh tường 45.94%, bụng tường 9.26% và chân tường 90.43%

- Sử dụng mô hình mô hình Morh Coulomb có thông số với kết quả chuyển vị

nhỏ hơn kết quả quan trắc ở vị trí bụng tường -14.34%; chuyển vị lớn hơn so với

Quan trắc ở vị trí đỉnh tường 57.64%, chân tường 97.63%.

� Mô hình Hardening Soil phù hợp hơn với quan trắc thực tế nên đảm bảo an toàn

khi thiết kế, và công trình xung quanh, hiệu quả về kinh tế vì diễn tả đúng ứng xử

của đất nền, thể hiện ở thông số Module E theo lộ trình ứng suất dỡ tải của đất nền.

- Kết quả sai số tỉ lệ % chênh lệch chuyển vị khi khảo sát với 5 trường hợp của

tường vây có giá trị gần đúng so với kết quả quan trắc, kết quả nghiên cứu cho thấy

tỉ lệ độ cứng của tường khi thay đổi không ảnh hưởng lớn đến chuyển vị của hệ

tường vây:

+ Thay đổi chiều dày tường, độ sâu tường giữ nguyên thì tỉ lệ % chuyển vị

của tường vây tăng lên ở vị trí bụng tường lần lượt là 12.75%, 16.84%, 20.54% và

sai số chênh lệch % là -4.08%, -7.78%

+ Trường hợp độ sâu tường thay đổi, chiều dày tường thay đổi thì chuyển

vị của tường ở vị trí bụng tường lần lượt là 16.61%, 20.17%, 22.63%, và sai số

chênh lệch % là -3.56%, -6.02%

� Kết quả chuyển vị của tường vây phù hợp với điều kiện giới hạn cho phép

chuyển vị của tường vây là H/150 (khu vực đô thị)- H/300 (khu vực xa khu dân cư)

hoặc 0.5% x H, với H là độ sâu hố đào.

2. Kiến nghị

113

- Thay đổi thông số Module biến dạng E tương quan Eref= (2400−3500)N

trong mô hình Morh Coulomb so với công thức tương quan thực nghiệm của Michel

và Gardner (1975) và Schurtmann (1970): E=766N (kN/m2).

- Chọn HSAT lớn hơn =2 nếu sử dụng mô hình Morh Coulomb trong thiết kế

thực tế ở những công trình có địa chất tương tự nhau.

- Đối với công trình có từ 3-4 tầng hầm, chiều sâu hố đào từ 10-15 m , tác giả

đề xuất tỉ lệ độ cứng chiều dày tường vây/chiều dày cọc Barreet là 0.5-0.8 cho công

tác thiết kế thực tế.

114

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. “Manual of Plaxis 3D Foundation version 1.6”

2. Dr. Shen Rui Fu, Dr. William Cheang Plaxis Couse Advanced

Computational Geotechnics- Singapore năm 2011

3. Châu Ngọc Ẩn, Cơ học đất. NXB Đại Học Quốc Gia TP. Hồ Chí Minh,

2009.

4. Châu Ngọc Ẩn, Nền Móng. Nhà xuất bản Đại học quốc gia TP.HCM,

2013.

5. PGS.TS. Đỗ Văn Đệ, Phần mềm Plaxis ứng dụng vào tính toán các công

trình thủy công. Nhà xuất bản xây dựng Hà Nội, 2011.

6. Trần Quang Hộ, Ứng xử của đất và cơ học đất tới hạn. Nhà xuất bản Đại

học quốc gia TP.HCM, 2011.

7. Báo cáo kết quả quan trắc chuyển vị ngang công trình Pullman SaiGon

Center- Q.1, Tp. Hồ Chí Minh" 2011.

8. PGS.TS.Võ Phán, Các phương pháp khảo sát hiện trường và thí nghiệm

đất trong phòng. Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM, 2012.

9. Ngô Đức Trung Võ Phán,. [9]"Phân tích ảnh hưởng của mô hình nền đến

dự báo chuyển vị và biến dạng công trình hố đào sâu ổn định bằng tường

chắn", Kỷ Yếu Hội nghị Khoa Học và Công Nghệ lần Thứ 12, 10/2011.

10. Nguyễn Trường Huy, Luận văn Thạc sĩ Đề tài “Nghiên cứu điều kiện địa

kỹ thuật phục vụ thiết kế và thi công hố đào sâu”

11. Nguyễn Minh Tâm, Nguyễn Bửu Anh Thư (2014) [11] “Nghiên cứu

phương pháp tính áp lực đất phù hợp cho tường vây hố đào sâu”. Tạp Chí

KHCN xây dựng, số 1-2014.

12. Châu Ngọc Ẩn, Lê Văn Pha. [12] "Tính toán hệ kết cấu bảo vệ hố móng

sâu bằng phương pháp xét sự làm việc đồng thời giữa nền đất và kết cấu",

Tạp Chí Phát Triển KH&CN, Tập 10,10-2007.

13. Chang-Yu Ou, Deep Excavation -Theory and Practice. Taylor & Francis

Group, London, UK, 2006.

phÂn tÍch Ảnh hƯỞng cỦa ĐỘ cỨng tƯỜng gia...

Documents