Nghiên cứu xác định chuyển vị của đất nền loại sét trong các giai đoạn thi công hố đào

Cho đến nay về hướng này, trên thế giới đã cĩ nhiều tác giả nghiên cứu như Tezaghi và Peck 1942 phân tích nghiên cứu chuyển vị dự đốn trên bài tốn thanh cơng sơn; tác giả O’Rourke 1998 n

ĐẠI HỌC QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA TP HỒ CHÍ MINH

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS NGUYỄN MINH TÂM

Cán bộ chấm nhận xét 1:

Cán bộ chấm nhận xét 2:

Luận Văn Thạc Sĩ được bảo vệ tại HỘI ĐỒNG CHẤM BẢO VỆ LUẬN VĂN THẠC SĨ TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA, ngày…….tháng…….năm……

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA Độc Lập - Tự Do - Hạnh Phúc

-*** - -*** -

Tp Hồ Chí Minh, ngày tháng năm 2009

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên: PHAN NGỌC ANH Giới tính: nam

Ngày, tháng, năm sinh : Ngày 12 tháng 10 năm 1983 Nơi sinh: Cần Thơ

Chuyên ngành: ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG MSHV: 00907535

2 NỘI DUNG:

Giới thiệu mở đầu

Chương I: Tổng quan vấn đề

Chương II: Cơ sở lý thuyết tính toán

Chương III: Nghiên cứu dự đoán chuyển vị của đất nền trong hố đào có giằng chống

đối với sét không thoát nước dưới tải trọng ngoài tác động

Chương IV: Tương quan chuyển vị từ tính toán với mô hình PTHH và thực tế

Kết luận và kiến nghị

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: ngày……tháng năm 2009

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: ngày……tháng năm 2009

V HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN:

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN CN BỘ MÔN QL CHUYÊN NGÀNH

TS.NGUYỄN MINH TÂM TS.VÕ PHÁN

Nội dung và đề cương Luận văn Thạc sĩ đã được Hội Đồng Chuyên Ngành thông qua

Ngày tháng năm 2009

PHÒNG ĐÀO TẠO SĐH KHOA QUẢN LÝ NGÀNH

Lời cảm ơn

Luận văn Thạc Sĩ hoàn thành là quá trình truyền thụ kiến thức và hướng dẫn

không ngừng của Quý Thầy, Cô; những động viên khích lệ từ gia đình, bạn bè trong suốt quá trình học tập và rèn luyện Xin chân thành bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến Thầy TS Nguyễn Minh Tâm đã tận tình hướng dẫn tác giả trong suốt

quá trình học tập và thực hiện luận văn

Xin chân thành bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến toàn thể Quý Thầy, Cô Bộ môn Địa Cơ Nền Móng đã tham gia giảng dạy truyền đạt kiến thức, tạo mọi điều kiện

tốt nhất trong suốt quá trình học tập và thực hiện luận văn

Niềm động viên tinh thần lớn nhất của tác giả chính là Cha Mẹ, Anh, Chị, Em,

bạn bè, những người không ngại khó khăn luôn động viên, khích lệ trong những lúc khó khăn nhất, là sức mạnh tinh thần để tôi vững tin thực hiện được mục tiêu của mình

Với những hiểu biết của bản thân chắc chắn không tránh khỏi những sai sót khi thực hiện luận văn, kính mong Quý Thầy, Cô, bạn bè góp ý chân thành để tôi ngày

càng hoàn thiện sự hiểu biết của mình

đó là thời gian ngắn chưa đủ để nước trong đất thoát ra và đất chưa cố kết hoàn toàn Do vậy, bài toán thường được phân tích ở trạng thái tức thời (hay nói khác là trạng thái không thoát nước)

Việc tính toán chuyển vị hố đào hiện nay, đa phần dựa trên mô phỏng phần tử hữu hạn (PTHH) Tuy nhiên để có kết quả khá chính xác, ta phải khai báo rất nhiều thông số đầu vào trong mô hình PTHH Và số liệu càng trở nên phức tạp hơn khi điều kiện thí nghiệm ở Việt Nam chưa đáp ứng được như ở nước ngoài Do đó, trong luận văn này, tác giả đề nghị không dùng PTHH để phân tích, mà chỉ dùng các lý thuyết cơ học đất kết hợp các giả thuyết phù hợp để dự đoán chuyển vị đất nền

Tác giả giới thiệu một phương pháp mới về tính toán chuyển vị cho hố đào có giằng chống bằng việc điều chỉnh giá trị sức chống cắt không thoát nước Giá trị này được lấy từ kết quả thí nghiệm trong phòng cho lớp đất bên dưới và xung quanh hố đào thông qua một hệ số điều chỉnh Hệ số này được tính toán thông qua nguyên lý cân bằng công ảo dựa trên cơ chế biến dạng dẻo Độ lớn công ảo phụ thuộc vào trọng lượng của khối đất còn lại trong hố đào, vào tải trọng ngoài và sức chống cắt của đất Tùy vào mỗi giai đoạn, mỗi pha thi công thì khối lượng đất được bốc đi dẫn đến sức chống cắt, biến dạng của khối đất còn lại sẽ thay đổi Do đó, giá trị công ảo thay đổi sau mỗi giai đoạn, mỗi pha thi công của hố đào Hệ số điều chỉnh vì thế cũng được thay đổi tương ứng cho phù hợp với giá trị của công ảo Và phương pháp này được gọi là phương pháp hiệu chỉnh cường độ

Nguyên tắc của phương pháp hiệu chỉnh cường độ là: bằng cách giả thiết chuyển vị, biến dạng tại một vùng trong cơ chế biến dạng dẻo và thông qua giả thuyết qui luật phân bố theo hàm dạng, ta sẽ xác định được chuyển vị và biến dạng của các vùng còn lại của hố đào Phương pháp này cho phép ta đơn giản hóa bài toán tính toán chuyển vị hố đào mà vẫn thu được kết quả tương đối chính xác

Trong luận văn này, tác giả đã áp dụng phương pháp trên cho nhiều loại tường trong các điều kiện khác và đã thu được kết quả phù hợp với kết quả quan trắc thực tế; cũng như với các kết quả được trình bày trong các các ấn bản cùng lĩnh vực đã phát hành và kết quả thu được từ phân tích PTHH phi tuyến tổng quan

SUMMARY OF THESIS

Nowadays, we can perceive a bloomed development of high rised buildings with deep excavation It becomes an indispensable tendency of grand city modernization In fact, during the process of excavation execution, many incidents have been occuring and the ground displacement causes many serious consequences on neighboring buildings or public facilities Moreover, it takes us months to finish it This time is not long enough for a complete soil drainage and consolidation Therefore, this problem is normally solved by using the immediate state ( or undrained state)

Excavation displacement calculations are actuallement based on the finite element method, which requires a lot of input parameters to obtain accurate results However, in Vietnam, poor test conditions prevent us from having desired data So, the author proposes, in this thesis, using theorical analysis of soil mechanic, combined with adequate hypothesis for the estimation

of excavation displacement This method, applied for excavation supported by lateral systems, based on the modification of undrained shear strength from laboratory analysis on the soil below and around the excavation through a coefficient of modification This factor is determined by using the mechanism of plastic deformation and the virtual work equilibrium The virtual work value depend on the remain soil weight, the external loads and shear resistance of soil, so it varies after each execution phase The factor of modification then is modified corresponding to the virtual work value

The principle of “Modified Strength Method” is: by hypothezing the deformation or the displacement of one zone in plastic deformation mecanism and the shape function distribution of deformation, we are able to determine the deformation or the displacement of others This method allows us to simplify excavation displacement calculations yet to obtain quite accurate results

In this thesis, the author applies this method for different types of walls in different execution conditions and obtains results quite corresponding to which of in-situ observe, to which showed in many publications of same domain and to which determined from non-linear analysis of finite element methode

Mục lục

Mở ñầu 1

Giới thiệu 1

Mục đích nghiên cứu 2

0.1 Ý nghĩa và giá trị thực tiễn của đề tài 2

Phương pháp nghiên cứu 2

Nội dung nghiên cứu 3

Chương 1 Tổng quan vấn ñề 4

1.1 Khái niệm về hố đào và tường chắn 4

1.1.1 Phân loại hố đào 4

1.1.2 Phân loại tường chắn hố đào thường sử dụng 4

1.2 Đặc điểm của công trình hố đào sâu 4

1.3 Những yếu tố ảnh hưởng đến chuyển vị hố đào 5

1.3.1 Sự thay đổi trạng thái ứng suất trong hố đào 5

1.3.2 Kích thước hố đào 5

1.3.3 Mực nước ngầm 5

1.3.4 Ứng suất ban đầu trong đất 5

1.3.5 Độ cứng của hệ chống đỡ 5

1.3.6 Tác động của việc gia tải trước 5

1.4 Một số công trình hố đào sâu trên thế giới và ở Việt Nam 6

1.4.1 Thế giới 6

1.4.2 Việt Nam 7

1.5 Một số nghiên cứu về hố đào sâu 7

1.5.1 Thế giới 7

1.5.2 Việt Nam 8

Chương 2 Cơ sở lý thuyết tính toán 10

2.1 Lý thuyết áp lực đất chủ động, bị động 10

2.1.1 Phân loại áp lực ngang của đất 10

2.1.1 Lý thuyết Mohr-Rankine [5] 11

2.1.2 Lý thuyết Coulomb [5] 13

2.1.3 Lí thuyết cân bằng giới hạn điểm: Lời giải của Sokolovski [1] 17

2.2 Cơ học đất tới hạn [1],[2] 19

2.2.1 Nén một trục 20

2.2.2 Nén 3 trục UU 21

2.2.3 Lộ trình ứng suất [16] 22

2.3 Vòng tròn Mohr ứng suất và biến dạng 24

2.4 Tính toán kiểm tra ổn định hố đào 27

2.4.1 Phương pháp Terzaghi – Peck [1] 27

2.4.2 Phương pháp Terzaghi cải tiến [24] 28

2.4.3 Phương pháp Caquot và Kerisel [24] 29

2.4.4 Tính ổn định chống trồi theo quy trình hố móng Thượng Hải [16] 30

2.4.5 Phương pháp Goh [16] 31

2.5 Tính toán biến dạng của tường chắn bằng các công thức lý thuyết [1] 32 2.5.1 Dưới tác dụng của tải trọng bất kì lên mặt bên 33

2.5.2 Dưới tác dụng của tải trọng tập trung 34

2.5.3 Dưới tác động của tải trọng hình thang 35

2.6 Tính toán lực trong thanh giằng chống 37

2.6.2 Phương pháp đàn hồi 39

2.7 Dự đốn chuyển vị bằng các phương pháp thực nghiệm [16] 41

2.7.1 Phương pháp dự đốn của Peck (1969) [16] 41

2.7.2 Phương pháp dự đốn của Bowles (1986)[16] 42

2.7.3 Phương pháp dự đốn của Clough & O’Rourke (1989&1990) [16] 42

2.7.4 Phương pháp dự đốn của Hsieh & Ou (1998) 44

2.7.5 Phương pháp dự đốn của Ashraf S Osman and Malcolm D Bolton (2004) 46

2.8 Phần mềm Phần tử hữu hạn (PTHH) 47

2.8.1 Giới thiệu 47

2.8.2 Các mơ hình đất nền 47

2.8.3 Các thơng số tính tốn khác 58

2.9 Nhận xét chung về chương 2 62

Chương 3 Nghiên cứu dự đốn chuyển vị của đất nền trong hố đào cĩ giằng chống đối với sét khơng thốt nước 63

3.1 Các giả thuyết chính 63

3.2 Cơ chế biến dạng dẻo tại các vùng chính 64

3.3 Quy luật phân bố ứng suất và biến dạng chính 65

3.4 Khái niệm sức chống cắt hiệu chỉnh 67

3.5 Nguyên lý tính tốn cơng ảo 68

3.6 Trình tự tính tốn theo phương pháp hiệu chỉnh 70

3.7 Chuyển vị ngang của tường chắn khi khơng giằng chống 71

3.8 Chuyển vị đứng của hố đào khi khơng giằng chống 72

3.9 Áp dụng tính tốn cho 1 ví dụ 74

3.9.1 Các thơng số chính của bài tốn 74

3.9.2 Kết quả phân tích tường cơngson 82

3.9.3 Kết quả phân tích chuyển vị tường theo từng giai đoạn thi cơng cĩ giằng chống 84

3.9.4 Khảo sát ảnh hưởng thơng số bước sĩng anpha α 90

3.10 Kết luận 92

Chương 4 Tương quan chuyển vị từ tính tốn với mơ hình PTHH và các kết quả thực nghiệm 93

4.1 Phân tích bằng PTHH 93

4.1.1 Số liệu đầu vào 93

4.1.2 Mơ hình hĩa Plaxis các pha thi cơng của cơng trình Morning Star 96

4.1.3 Kết quả phân tích chuyển vị theo PTHH (đơn vị: mm) 98

4.2 Kết quả quan trắc thực tế 102

4.2.1 Kết quả đo tại QT1 102

4.2.2 Kết quả đo tại QT4 105

4.3 So sánh kết quả tính tốn bằng PTHH với các kết quả thực nghiệm 108 4.3.1 So sánh kết quả lần đào 1 108

4.3.2 So sánh kết quả lần đào 2 109

4.3.3 So sánh kết quả lần đào 3 110

Chương 5 Kết luận và kiến nghị 111

5.1 Kết luận 111

5.2 Hạn chế của đề tài 111

5.3 Kiến nghị 112

Tài liệu tham khảo 113

Mục lục hình ảnh Hình 1-1: Tịa tháp đơi Malaysia 6

Hình 1-2: ðường cong thiết kế cho chuyển dịch tường lớn nhất 8

Hình 1-3: Biểu đồ quan hệ giữa chuyển vị ngang và bề dày của tường 9

Hình 2-1: Sự thay đổi áp lực ngang của đất theo độ dịch chuyển của tường chắn 10

Hình 2-2: Các trạng thái cân bằng giới hạn dẻo của Rankine 11

Hình 2-3: Vịng trịn Mohr cho áp lực chủ động trong đất dính 12

Hình 2-4: Lý thuyết nêm của Coulomb 14

Hình 2-5: Áp lực bị động trong điều kiện thốt nước 16

Hình 2-6: Liên hệ vi phân ứng suất tại một phân tố đất 18

Hình 2-7: Vịng trịn Mohr ứng suất điển hình và đường bao sức chống cắt ở trạng thái giới hạn cho các thí nghiệm UU, CU và CD trên các mẫu đất sét quá cố kết 19

Hình 2-8: Ứng xử của đất ở trạng thái giới hạn theo p’, q’, e 20

Hình 2-9: ðồ thị quan hệ giữa ứng suất và biến dạng chính 20

Hình 2-10: Ứng suất(a), lộ trình ứng suất(b) và vịng trịn Mohr(c) cho thí nghiệm UU21 Hình 2-11: Kết quả điển hình của thí nghiệm nén 3 trục khơng thốt nước trên 21

Hình 2-12: Lộ trình ứng suất trong hố đào cho các điểm nằm gần (trên) mặt trượt 22

Hình 2-13: Lộ trình ứng suất với gia tải cĩ thốt nước [2] 23

Hình 2-14: Lộ trình ứng suất tổng và hữu hiệu với gia tải khơng thốt nước [17] 23

Hình 2-15: khuynh hướng thay đổi ứng suất ứng với các phân tố trên hệ trục p,q [1] 23

Hình 2-16: Lộ trình ứng suất thường gặp khi cĩ ứng suất chinh theo 1 phương khơng đổi theo Lambe 24

Hình 2-17: Lộ trình ứng suất thường gặp khi cĩ ứng suất chinh theo 1 phương khơng đổi theo Roscoe và cộng sự 24

Hình 2-18: Minh họa các biến dạng thường gặp 25

Hình 2-19: Biến dạng trượt và đồ thị quan hệ giữa biến dạng và ứng suất trượt 25

Hình 2-20: Vi phân chuyển vị 25

Hình 2-21: Biến dạng phẳng 26

Hình 2-22: Sơ đồ tính chống trồi đáy hố đào theo phương pháp Terzaghi – Peck 27

Hình 2-23: Phương pháp Terzaghi cải tiến tính tốn chống trồi đáy hố đào 29

Hình 2-24: Sơ đồ tính chống trồi đáy hố đào theo Caquot – Kerisel 30

Hình 2-25: Sơ đồ tính chống trồi đáy hố đào theo quy trình Thượng Hải 30

Hình 2-26: Sơ đồ tính chuyển vị tường nhiều tầng chống 33

Hình 2-27: Chuyển vị thân tường dưới tác động của tải trọng bất kỳ 33

Hình 2-28: Tường chắn dưới tác động của tải tập trung 34

Hình 2-29: Tường chắn dưới tác động của tải trọng hình thang 35

Hình 2-30: Sơ đồ tính tốn chính xác lực trong thanh chống theo Sachipana 37

Hình 2-31: Sơ đồ tính tốn gần đúng lực trong thanh chống theo Sachipana 38

Hình 2-32: Sơ đồ tính lực trong thanh chống theo phương pháp đàn hồi Nhật Bản 39

Hình 2-33: Sơ đồ tính tốn theo phương pháp đàn hồi sau khi sửa đổi 40

Hình 2-34: ðường cong dự đốn mất mát của đất nền (Peck,1969)[16] 41

Hình 2-35: Dự đốn chuyển vị mặt nền theo Bowler (1986) [16] 42

Hình 2-36: Các bước phát triển của áp lực đất sau hố đào (Bowles 1988) [16] 42

Hình 2-37: ðường cong thiết kế của chuyển vị ngang lớn nhất cho đất sét mềm đến chặt vừa (Clough & cộng sự 1989) 43

Hình 2-38: ðường biến dạng đề nghị để đánh giá chuyển vị của đất cạnh hố đào cho các loại đất khác nhau (Clough & Rourke 1990) 43

Hình 2-40: Dạng lõm của biểu đồ chuyển vị (Hsieh & Ou 1998) 44

Hình 2-41: So sánh kết quả chuyển vị mặt nền dự đốn và thực nghiệm trong 3 trường hợp 45

Hình 2-42: Hướng của các biến dạng chính trong trường hợp biến dạng dẻo 46

Hình 2-43: Quan hệ giữa các ứng suất và biến dạng chính trong mơ hình đàn hồi 47

Hình 2-44: Ý tưởng ban đầu về mơ hình đàn dẻo lý tưởng 48

Hình 2-45: Phân tố ứng suất và đường bao sức chống cắt 48

Hình 2-46: Hướng chảy dẻo trong mặt phẳng lệch 49

Hình 2-47: Mơ phỏng hàm chảy dẻo trong hệ trục khơng gian các ứng suất chính 50

Hình 2-48: ðồ thị thể hiện hướng chảy dẻo của phân tố đất 50

Hình 2-49: các biến dạng của phân tố đất thường gặp 51

Hình 2-50: ðồ thị thể hiện các thơng số dẻo 52

Hình 2-51: Hình ảnh cơ học minh họa bản chất các thơng số dẻo 52

Hình 2-52: Hình ảnh cơ học minh họa bản chất gĩc giãn nở và đồ thị quan hệ giữa ứng suất và biến dạng 52

Hình 2-53: Mối quan hệ vi phân biến dạng cắt của phân tố đất 53

Hình 2-54: E0 và E50 được xác định từ kết quả thí nghiệm nén 3 trục thốt nước tiêu chuẩn 54

Hình 2-55:Phương pháp xác định Mơ đun của đất từ kết quả nén 1 trục 54

Hình 2-56: Mơ phỏng các quan hệ khi xác định Mơ đun của đất khi chịu tải 54

Hình 2-57: Mơ đun nén 1 trục của sét cố kết thường trong gia tải ban đầu theo Janbu (1963) 55

Hình 2-58: ðồ thị quan hệ e – logσ’ và xác định các trị số m 55

Hình 2-59: ðường cong hyperbol ứng suất-biến dạng trong gia tải ban đầu của thí nghiệm nén 3 trục thốt nước tiêu chuẩn 56

Hình 2-60: ðường cong hyperbol xấp xỉ theo Kondner(1963) và Duncan (1970) 56

Hình 2-61: Phương pháp xác định Eur 57

Hình 2-62: Biểu đồ quan hệ giữa E0 và Eur theo Duncan (1970) 57

Hình 2-63: Ứng xử của đất trong mối quan hệ giữa mơ đun và biến dạng cho các loại thí nghiệm và kết cấu phân tích (Mair 1993) 59

Hình 2-64: Quan hệ giữa Cu và Eu (theo Ducan & Buchigani (1976)) 60

Hình 3-1: Giả thuyết đường biến dạng và các vùng ảnh hưởng khi phân tích chuyển vị hố đào cĩ giằng chống 63

Hình 3-2: Biểu diễn hàm dạng của chuyển vị tường trong hố đào cĩ giằng chống 64

Hình 3-3: Hàm dạng cosin tương thích với độ biến thiên chuyển vị đo được từ cơng trường 64

Hình 3-4: Các vùng biến dạng dẻo chủ yếu khi dùng phân tích hố đào 65

Hình 3-5: Hướng của các ứng suất chính trong trường hợp biến dạng dẻo 66

Hình 3-6: Biểu đồ tra giá trị của các hệ số B,C trong tính tốn cơng ảo dẻo cho quá trình phân bố biến dạng cắt cho vùng EFH 69

Hình 3-7: Biểu đồ tra giá trị γ tương ứng với các cấp áp lực và hệ số OCR theo Whittle (1993) 70

Hình 3-8: Cơ chế biến dạng dẻo tường cơng sơn trong điều kiện khơng thốt nước 71

Hình 3-9: Chuyển vị tường cơng sơn (Clough và cộng sự 1989) 71

Hình 3-10: So sánh ảnh hưởng của chuyển vị tường cơng sơn lên chuyển vị của hệ tính theo Clough & cộng sự (1989) và tính bằng PTHH 72

Hình 3-11: Dự đốn chuyển vị mặt nền bằng phương pháp Bowle (1986) 72

Hình 3-12: ðường biến dạng đề nghị để đánh giá chuyển vị của đất cạnh hố đào cho các loại đất khác nhau (Clough & Rourke 1990) 73

Hình 3-13: Mặt cắt địa chất của cơng trình Morning Star (đơn giản) dùng để áp dụng qui trình tính tốn chuyển vị theo đề xuất của tác giả 74

Hình 3-14: Các pha thi công phần ngầm của công trình Morning Star 80

Hình 3-15: Mặt bằng hệ giằng chống lớp 1, 2 của công trình Morning Star 81

Hình 3-16: Sơ ñồ giả thuyết các số liệu cho pha thi công ñào ñất ñầu tiên 82

Hình 3-17: Chuyển vị của tường ứng với pha thi công ñào ñất ñầu tiên 83

Hình 3-18: Sơ ñồ giả thuyết số liệu tính toán cho ñợt ñào ñất thứ 2 84

Hình 3-19: Chuyển vị của tường ứng với pha thi công ñào ñất lần 2 (chưa xét chuyển vị của các pha thi công trước) 85

Hình 3-20: Sơ ñồ giả thuyết số liệu tính toán cho ñợt ñào ñất thứ 3 86

Hình 3-21: chuyển vị của tường ứng với pha thi công ñào ñất lần 3 (chưa xét chuyển vị của các pha thi công trước) 87

Hình 3-22: Tổng chuyển vị của tường ứng với mỗi pha thi công ñào ñất 88

Hình 3-23: Biểu ñồ tổng chuyển vị của tường ứng với mỗi pha thi công ñào ñất 89

Hình 3-24: Kết quả chuyển vị từ công trình TNEC của các tác giả khác nhau [24] 89

Hình 3-25: Kết quả chuyển vị với hệ số bước sóng anpha thay ñổi ứng với ñào ñất ñợt 2 90

Hình 3-26: Kết quả chuyển vị với hệ số bước sóng anpha thay ñổi ứng với ñào ñất ñợt 3 91

Hình 4-1:Mặt cắt ngang ñịa chất công trình Morning Star dùng ñể phân tích PTHH 93

Hình 4-2: Lưới PTHH 2D của công trình Morning Star 96

Hình 4-3: pha thi công tường chắn và gia tải Hình 4-4: pha thi công ñào ñất ñợt 1 96

Hình 4-5: pha thi công lắp ñặt thanh chống lớp 1 Hình 4-6: pha thi công ñào ñất ñợt 2 96 Hình 4-7: pha thi công lắp ñặt thanh chống lớp 2 Hình 4-8: pha thi công ñào ñất ñợt 3 97 Hình 4-9: kết quả chuyển vị (Mohr Coloumb) Hình 4-10: kết quả chuyển vị (Hardening Soil) 97

Hình 4-11: Tổng chuyển vị ngang ứng với mỗi pha thi công ñào ñất theo mô hình MC99 Hình 4-12: Tổng chuyển vị ngang ứng với mỗi pha thi công ñào ñất theo mô hình HS 101

Hình 4-13: Kết quả quan trắc thực tế tại vị trí QT1 104

Hình 4-14: Kết quả quan trắc thực tế tại vị trí QT4 107

Hình 4-15: So sánh chuyển vị ngang của tường ứng với pha ñầu ñất ñợt 1 108

Hình 4-16: So sánh chuyển vị ngang của tường ứng với pha ñầu ñất ñợt 2 109

Hình 4-17: So sánh chuyển vị ngang của tường ứng với pha ñầu ñất ñợt 3 110

Việc tính tốn chuyển vị hiện nay, đa phần dựa trên mơ phỏng phần tử hữu hạn (PTHH)

để cĩ kết quả khá chính xác, nhưng phải chịu ảnh hưởng nhiều đến các thơng số đầu vào khi đưa vào mơ hình PTHH Và số liệu càng trở nên phức tạp hơn khi điều kiện thí nghiệm ở Việt

Nam chưa đáp ứng được như ở nước ngồi Do đĩ, tác giả nghiên cứu theo hướng khơng dựa vào PTHH để phân tích, chỉ dùng các lý thuyết cơ học đất kết hợp các giả thuyết phù hợp để

dự đốn chuyển vị

Cho đến nay về hướng này, trên thế giới đã cĩ nhiều tác giả nghiên cứu như Tezaghi và Peck (1942) phân tích nghiên cứu chuyển vị dự đốn trên bài tốn thanh cơng sơn; tác giả O’Rourke (1998) nghiên cứu dự đốn chuyển vị của đất nền xung quanh hố đào cĩ hệ tường vây với 1 lớp giằng chống trong điều kiện sét khơng thốt nước; tác giả Ashraf S.Osman và Malcom D.Bolton (2006) nghiên cứu dự đốn chuyển vị của đất nền xung quanh hố đào cĩ hệ tường vây với nhiều lớp giằng chống trong điều kiện sét khơng thốt nước, và các bài báo, tạp chí cĩ liên quan xung quanh các vấn đề trên Các kết quả của các nhà nghiên cứu trên đã được báo cáo, thảo luận rất nhiều trong các Hội thảo quốc tế chuyên ngành và được đơng đảo các nhà tư vấn sử dụng nhiều trong việc dự đốn nhanh các chuyển vị đất nền trước khi phân tích bằng mơ hình PTHH

Xuất phát từ những yêu cầu thực tế nêu trên và kế thừa các kết quả nghiên cứu của các tác giả trên thế giới, tác giả đã tiếp cận đề tài: “Nghiên cứu dự đốn chuyển vị của đất nền trong hố đào cĩ giằng chống đối với sét khơng thốt nước thơng qua hiệu chỉnh sức chống cắt” và tác giả chọn phương pháp giải tích để phân tích và kết hợp PTHH để so sánh kết quả Cụ thể đề tài sẽ phân tích các vấn đề sau:

1 Cái nhìn tổng quan và phân tích các lý thuyết tính tốn của các tác giả đã nghiên cứu vấn đề hố đào

2 Phân tích dự đốn chuyển vị của đất nền xung quanh hố đào khơng giằng trong

đất sét khơng thốt nước bằng phương pháp giải tích

3 Phân tích và đơn giản hĩa các thơng số địa chất đầu vào theo yêu cầu bài tốn nhưng cho kết quả cuối cùng khá tin cậy so với PTHH và thực tế

4 Phân tắch dự ựoán chuyển vị hố ựào sâu có giằng trong ựất sét không thoát nước bằng phương pháp giải tắch thông qua việc hiệu chỉnh các thông số sức chống cắt và kết quả tắnh toán nằm trong một giới hạn sai số cho phép

5 So sánh các kết quả dự ựoán chuyển vị tắnh toán với kết quả phân tắch từ PTHH

Từ những phân tắch trên ựây, tác giả ựưa ra các bước ựể xác ựịnh các phương trình tắnh toán dự báo mức ựộ chuyển vị ảnh hưởng của hố ựào sâu Những phương trình trên ựây có thể

áp dụng cho các công trình có quy mô và ựịa chất tương tự

Mục ựắch nghiên cứu

Xác ựịnh các phương trình nhằm ựơn giản hóa quá trình tắnh toán và phân tắch tổng thể

ựể dự ựoán chuyển vị của ựất nền xung quanh hố ựào có giằng chống ựối với sét trạng thái

không thoát nước thông qua hiệu chỉnh sức chống cắt nhưng không dựa vào bài toán mô phỏng PTHH

Mục ựắch của luận văn là giới thiệu một phương pháp mới ựể ước tắnh chuyển vị của ựất nền với sự kết hợp các số liệu ứng suất, biến dạng thực tế và các cường ựộ chống cắt không thoát nước của ựất đó cũng là mong muốn ựề xuất cho các kỹ sư ựịa kỹ thuật một công cụ thực hành thiết kế, bên cạnh ựó tác giả cũng cố gắng phân tắch hố ựào có giằng, làm rõ các giả thuyết về cân bằng ứng suất và tương thắch biến dạng trong nguyên lý biến dạng dẻo Trạng thái ựất sẽ ựược ựặc trưng bởi một ựường cong thắ nghiệm cắt trực tiếp của sự hiệu chỉnh ứng suất và biến dạng Trong khắa cạnh này, phương pháp mới có thể ựược xem xét như một sự

mở rộng của phương pháp lộ trình ứng suất của MIT (Lambe 1967)

0.1. Ý nghĩa và giá trị thực tiễn của ựề tài

Quá trình tắnh toán ựơn giản, không phụ thuộc nhiều các thông số phải nội suy hay kinh nghiệm làm việc thực tế của người ựịa kỹ thuật

Hệ thống tổng hợp các kiến thức cơ bản liên quan về hố ựào

đưa ra các phương trình hiệu chỉnh nhằm dự ựoán chuyển vị ựể có kết quả ban ựầu khá

tin cậy và có các ý tưởng cho biện pháp xử lý chuyển vị của ựất nền trước khi có kết quả phân tắch PTHH hoặc kết quả quan trắc

So sánh kết quả tắnh toán lý thuyết, kết quả có ựược từ việc sử dụng phần mềm kiểm chứng, kết quả quan trắc thực tế tại hiện trường Từ ựó, lựa chọn ựược phương pháp tắnh ựúng

ựắn cho các công trình có tắnh chất tương tự

Phương pháp nghiên cứu

để thực hiện các mục tiêu nghiên cứu trên ựây, tác giả lựa chọn phương pháp nghiên

cứu như sau: tắnh toán lý thuyết (phân tắch giải tắch), quan trắc hiện trường và sử dụng phần mềm PTHH kiểm chứng

Trong ựó:

1 Tắnh toán lý thuyết: Sử dụng các lý thuyết tắnh toán sau ựây:

Lý thuyết tắnh toán tường chắn liên tục trong ựất

Lý thuyết kiểm tra ổn định thành hố đào

Lý thuyết cơ học đất tới hạn

Lý thuyết dẻo

2 Quan trắc hiện trường: Ghi nhận chuyển vị của kết cấu thành hố đào

3 Mơ phỏng: sử dụng phần mềm Plaxis để phân tích ổn định và biến dạng của hố đào trong quá trình thi cơng

Nội dung nghiên cứu

Tác giả giới thiệu một phương pháp mới về tính tốn chuyển vị cho hố đào cĩ giằng chống bằng việc điều chỉnh giá trị sức chống cắt khơng thốt nước từ kết quả thí nghiệm trong phịng cho lớp đất bên dưới và xung quanh hố đào thơng qua một hệ số Hệ số điều chỉnh này

được tính tốn thơng qua nguyên lý cân bằng cơng ảo dựa trên cơ chế biến dạng dẻo Cơng ảo

này chính là cơng của trọng lượng của khối đất, tải trọng ngồi và sức chống cắt của đất được phân tích trong cơ chế biến dạng dẻo Tùy thuộc vào mỗi giai đoạn, mỗi pha thi cơng thì khối lượng đất được bốc đi, dẫn đến sức chống cắt, biến dạng của khối đất cịn lại sẽ thay đổi, từ

đĩ dẫn đến cơng của chúng sẽ khác nhau Do đĩ, hệ số điều chỉnh sẽ thay đổi tương ứng cho

mỗi giai đoạn thi cơng trên Bên cạnh đĩ, các chuyển vị, biến dạng tại từng vùng được giả thuyết để đưa vào trong cơ cấu biến dạng dẻo nhằm dự đốn các biên độ chuyển vị tại mỗi vùng và thơng qua giả thuyết qui luật phân bố theo hàm dạng thì xác định được các chuyển vị tại các vị trí cịn lại của hố đào, đĩ chính là phương pháp hiệu chỉnh cường độ Ngồi ra, phương pháp này cĩ một độ an tồn nhất định và sử dụng như là một bước đơn giản của tính tốn, khơng cần đến việc phân tích PTHH

Từ quan trắc thực tế, các kết quả được phân tích từ phương pháp này áp dụng cho các loại tường và điều kiện khác nhau và tương đương với quan trắc; ngồi ra cũng được so sánh với các ấn bản cùng lĩnh vực đã phát hành và phân tích PTHH phi tuyến tổng quan

Hiện nay, cĩ hai phương pháp thơng dụng cho việc dự đốn chuyển vị của tường và đất,

đĩ là phương pháp tra bảng kết hợp nội suy từ các dữ liệu kinh nghiệm đã được đúc kết phát

triển rộng rãi và phương pháp PTHH Như chúng ta đã biết, đất là vật liệu khá phức tạp kết cấu phi tuyến Dù nhiều mơ hình độ cứng của đất phi tuyến được hiểu thơng suốt và kết hợp với mơ hình PTHH nhưng vẫn cịn nhiều mơ hình với quan hệ phức tạp và các thơng số thiếu

sự rõ ràng về mặt vật lý Hơn nữa, việc phân tích tính tốn yêu cầu các thí nghiệm địa chất chi tiết hơn và thời gian tính tốn của máy tính lâu hơn, dẫn đến sự lãng phí thời gian của kỹ sư

địa kỹ thuật ðiều đĩ cĩ thể giải thích tại sao thơng thường các kỹ sư thích dùng phương pháp

tra các biểu đồ thiết kế để xác định nhanh các chuyển vị sơ bộ

Chương 1 Tổng quan vấn ñề

1.1. Khái niệm về hố ñào và tường chắn

1.1.1 Phân loại hố ñào

Sự phân biệt giữa hố ñào nông và sâu hiện nay vẫn chưa rõ rệt Có một số quan ñiểm cho rằng hố ñào quá 5m ñược gọi là hố ñào sâu Trong thực tế, người ta thường lấy giới hạn 6m làm cơ sở phân biệt hố ñào nông và sâu Tuy nhiên, trong một vài trường hợp ñặt biệt, khi

ñộ sâu hố ñào bé hơn 5m nhưng do ñược thi công trong ñiều kiện ñịa chất công trình và ñiều

kiện thủy văn phức tạp thì cũng ñược phân tích như ứng xử của hố ñào sâu

1.1.2 Phân loại tường chắn hố ñào thường sử dụng

Tường chắn bằng ximăng ñất trộn ở tầng sâu: trộn cuỡng chế ñất với ximăng thành cọc ximăng ñất, sau khi ñóng rắn sẽ thành tường chắn có dạng bản liền khối ñạt cường ñộ nhất ñịnh, thích hợp cho loại hố ñào có ñộ sâu từ 3-5m

Cọc bản thép, cừ Larsen: dùng máng thép sấp ngửa móc vào nhau hay cọc bản thép khóa miệng bằng thép hình có mặt cắt chữ U và Z, ñược hạ vào ñất bằng cách ñóng hoặc rung, thích hợp cho loại hố ñào sâu từ 3-10m

Cọc bản bêtông cốt thép: cọc dài 6-12m, sau khi hạ cọc xuống ñất, người ta tiến hành cố

ñịnh ñầu cọc bằng dầm vòng bêtông cốt thép hay thanh neo, thích hợp cho loại hố ñào

sâu từ 3-6m

Cọc vây chắn ñất: ñường kính từ 0,3 - 1,0m, cọc dài 15-30m, làm thành tường chắn theo kiểu hàng cọc, ñỉnh cọc cũng ñược cố ñịnh bằng dầm vòng bêtông cốt thép, dùng cho loại hố ñào sâu từ 6-13m

Tường liên tục trong ñất: sau khi ñào hố ñào bằng các máy ñào chuyên dụng thành các

ñoạn có ñộ sâu nhất ñịnh (có sử dụng bentonite ñể ổn ñịnh thành hố ñào), ñặt các lồng

thép chế tạo sẵn vào thì tiến hành ñổ bêtông cho từng ñoạn bằng các ống dẫn, dùng các thiết bị nối chuyên dụng nối những ñoạn tường riêng biệt thành tường chắn ñất bằng bêtông cốt thép ñạt cường ñộ tương ñối cao, dùng cho hố ñào có ñộ sâu > 10m hay phải thi công trong ñiều kiện phức tạp

1.2. ðặ c ñiểm của công trình hố ñào sâu

Công trình hố ñào phát triển cùng xu hướng cải tạo lại các thành phố cũ, gắn liền với việc xây mới các công trình cao tầng Các công trình này tập trung trong những khu dân cư

ñông ñúc, khả năng giao thông hạn chế, phần lớn là xây chen nên việc thi công hố ñào rất khó

khăn Yêu cầu tất yếu ñặt ra là hố ñào phải ñảm bảo tính ổn ñịnh, cũng như chuyển vị của hố

ñào phải ñược khống chế trong giới hạn cho phép, tránh gây tác ñộng xấu cho các công trình

hiện hữu lân cận

Tính chất của ñất ñá thường thay ñổi trong khoảng rộng Các hồ sơ khảo sát ñịa chất chỉ cho thấy phần nào tính chất của ñất ñá mà thôi, không thể hiện ñầy ñủ ñược sự thay ñổi bất thường về ñịa chất, thủy văn, … Công trình hố ñào gắn bó chặt chẽ với sự thay ñổi bất thường

ñó Do vậy, công tác thiết kế và thi công các công trình hố ñào thường gặp nhiều khó khăn

cần thất bại trong một công ñoạn nhỏ cũng có thể gây ra sự cố nghiêm trọng cho cả công trình

Công trình hố ñào cũng chịu sự ảnh hưởng rất lớn từ việc thi công của các công trình lân cận Nếu các công trình lân cận ñang tiến hành ñóng cọc, hạ nước ngầm, ñào ñất … thì có thể gây ảnh hưởng nghiêm trọng cho công trình hố móng, mặt khác phải trải qua nhiều lần mưa

to, nhiều lần chất tải, chấn ñộng, tích lũy các sai phạm trong từng giai ñoạn thi công Do vậy, tính ngẫu nhiên của mức ñộ an toàn là tương ñối lớn, sự cố xảy ra thường dẫn ñến hậu quả nghiêm trọng

1.3. Những yếu tố ảnh hưởng ñến chuyển vị hố ñào

1.3.1 Sự thay ñổi trạng thái ứng suất trong hố ñào

Sau khi ñã ñào xong hố móng, việc xây dựng công trình trong hố ñào cũng gây ra ñộ lún cho ñáy hố móng Trong khi ñó, các chuyển vị ngang xuất hiện trong quá trình ñào móng vẫn

ñược duy trì một phần hay hoàn toàn

1.3.2 Kích thước hố ñào

Hình dạng mặt bằng, kích thước mặt bằng và ñộ sâu hố ñào cũng gây ảnh hưởng lớn ñến

sự mở rộng, sự phân bố chuyển vị của ñất xung quanh và bên dưới ñáy hố móng

1.3.3 Mực nước ngầm

Tác ñộng của nước ngầm ñối với ñộ lún của ñất là rất ña dạng và xảy ra theo từng giai

ñoạn khác nhau của quá trình thi công ñào ñất Dòng thấm là nguyên nhân làm giảm áp lực

nước ngầm, làm gia tăng ứng suất hữu hiệu và ñộ lún ngoài biên hố móng

1.3.4 Ứng suất ban ñầu trong ñất

Trong các vùng ñất cao, tồn tại những ứng suất theo phương ngang ở trong ñất kiểu như trong sét quá cố kết, giá trị của hệ số áp lực ñất lớn hơn K0, biến dạng của ñất xung quanh hố

ñào tăng, thậm chí xảy ra ngay trong cả những hố ñào nông ðối với ñất có tính nén thấp, giá

trị của hệ số áp lực ở trạng thái nghỉ là K0, biến dạng thường nhỏ hơn

1.3.5 ðộ cứng của hệ chống ñỡ

Việc tăng ñộ cứng của hệ chống ñỡ làm giảm chuyển dịch của ñất bên ngoài hố móng Tuy nhiên, việc gia tăng ñáng kể ñộ cứng của hệ chống ñỡ cũng chỉ có ý nghĩa làm ổn ñịnh hệ kết cấu tường chắn

1.3.6 Tác ñộng của việc gia tải trước

Việc gia tải trước cho công trình nhằm làm giảm ñộ lún bên ngoài cho các loại ñất rời hay sét có ñộ cứng trung bình và cứng Ngoài ra, cũng có thể giảm dịch chuyển của ñất nếu gia cường ñộ cứng của ñất bằng hiệu ứng trễ của ñường cong biến dạng - ứng suất của ñất

trong quá trình dỡ tải, kết hợp với sự gia tải và dỡ tải lặp ñi lặp lại trong các thanh chống và giằng tại các vị trí chắn giữ

Ngoài các nguyên nhân chính trên ñây, còn có những yếu tố khác cũng ảnh hưởng ñến chuyển vị của ñất quanh hố ñào, chẳng hạn như biện pháp thi công, kinh nghiệm thi công của nhà thầu trong quá trình thi công các hố ñào sâu

1.4. Một số công trình hố ñào sâu trên thế giới và ở Việt Nam

1.4.1 Thế giới

Tại Matxcơva, người ta ñã xây dựng lần ñầu tiên một ga ra có sức chứa lên ñến vài ngàn ôtô con Người ta ñã tiến hành ñào 274000m3 ñất, ñổ 4000m3 bê tông tại chỗ và 19500m3 bê tông ñúc sẵn Phương án chắn giữ thành hố ñào ñược chọn là phương án tường trong ñất Thời gian thi công các tường này lên ñến 06 tháng

Tại Thái Lan: Hệ thống nhà ga xe ñiện ở Bangkok [21]

Chiều dài nhà ga 359m, ñược xây dựng bằng hệ thống tường dẫn trong ñất với các Mô

ñun: Bề dày:1,2m; Rộng: 3,0m; Chiều sâu: 44,5-55,0m

Tại Malaysia: Tòa tháp ñôi ở Malaysia [21]

Hình 1-1: Tòa tháp ñôi Malaysia

Toà tháp ñôi của Malaysia có 29.000m2 tường trong ñất bằng bê tông cốt thép dày 0,8m, sâu 30m ñể làm tầng hầm Dùng 2 loại cọc barrette 1,2×2,8 sâu từ 60-105m và cọc 0,8×2,8 sâu từ 40-60m

Công trình Nhà ñiều hành sản xuất công ty ñiện lực thành phố Hồ Chí Minh:

 Công trình cao 86,4m, gồm 22 tầng lầu và 03 tầng hầm, có hố ñào sâu ñến 10m, ñã dùng phương án tường trong ñất ñể chắn giữ thành hố ñào Tường chắn liên tục này ñược thi công bằng phương pháp top – down

 Tường trong ñất dày 0,6m, sâu 22m ñược dùng ñể chắn giữ cho mặt bằng móng 53,45m×70,25m Tường trong ñất ở công trình này ñược thi công thành từng Panel, sau ñó ghép lại với nhau

 Cao ốc Harbour View số 35 Nguyễn Huệ, Quận 1, Tp Hồ Chí Minh là một cao ốc gồm 20 tầng lầu và 3 tầng hầm Diện tích ñất xây dựng 25m×27m

 Mặt bằng xây dựng chật hẹp, hai mặt bên của công trình tiếp giáp với hai tòa nhà 2 và 6 tầng ñã có sẵn, hai mặt còn lại tiếp giáp với hai ñường lớn thuộc trung tâm

TP Hồ Chí Minh

 Tầng hầm của công trình có chiều sâu là 9,61m, ñược chắn giữ bằng các mô

ñun pannel liên kết với nhau thành hệ tường khép kín Kích thước của một Mô ñun

pannel là: Bề rộng: 0,6m; Chiều dài: 2,8m; Chiều sâu tường: 22m

1.5. Một số nghiên cứu về hố ñào sâu

1.5.1 Thế giới

quanh hố ñào ñạt 1% chiều sâu ñào khi ñào trong cát và sét từ mềm ñến cứng, và hơn 2% cho sét yếu dầy Tuy nhiên, với phương pháp thiết kế mô phỏng tốt và những công nghệ thi công tạo những tường chắn cứng hơn như tường vây dầy và tường liên kết bởi các cọc nhồi

ñường kính lớn, ñộ lún xung quanh hố ñào giảm dần

Clough và O’Rourke [18] ñã dựa vào một số quan trắc về biến dạng của một số hố

ñào, ñã lập thành bảng, so sánh với ñộ cứng của tường chắn và tương quan giữa hệ số an

toàn với sự bùng nền ðối với hố ñào trong ñất sét mềm tới cứng vừa, Clough và O’Rourke

z

umax

4

h EI

γ

Hình 1-2: ðường cong thiết kế cho chuyển dịch tường lớn nhất

Trong ñó:

E là mô ñun ñàn hồi của tường

I là mô men chống uốn

H là khoảng cách trung bình giữa các thanh chống

Các ñường cong thể hiện quan hệ giữa các hệ số an toàn FS khác nhau với ñộ bùng nền

N Hệ số phụ thuộc vào kích thước móng

Theo Brian Brenner, David L Druss và Beatrice J Nessen [2] nghiên cứu về sự chuyển dịch ñất và ảnh hưởng của nó với công trình lân cận trong thi công ñào ñất ñã ñưa

ra nhận xét: Khi tổng chuyển vị của ñất nền t<[t 0 ]=0,2 in =5,08mm thì việc ñào ñất xem như không ảnh hưởng ñến tất cả các công trình hiện hữu

1.5.2 Việt Nam

Nguyễn Việt Tuấn: Dự báo sự chuyển dịch của ñất nền xung quanh hố ñào

Hoàng Thế Thao: Phân tích ứng xử giữa ñất và tường công trình trạm bơm kênh Nhiêu Lộc – Thị Nghè trong quá trình thi công ñào ñất

Hà Quốc Dũng [14] , phân tích ứng xử ñất và tường vây của hố ñào sâu trong ñiều

kiện ñất yếu ở TP Hồ Chí Minh ñã ñưa ra một số kết quả:

 Ứng xử về ứng suất – biến dạng giữa ñất và tường vây của công trình có hố

ñào sâu trên mô hình Cam Clay (Soft Soil Model) và Hardening Soil ñều cho kết quả

tốt, nhìn chung gần với thực tế

p z

s N

γ

tương ñồng nhau Về giá trị, chuyển vị của tường theo kết quả tính toán lớn hơn kết quả quan trắc thực tế từ 1,10-1,83 lần

 Khi thi công ở các giai ñoạn ñầu, chuyển vị lớn nhất xảy ra ở vùng ñỉnh tường Khi thi công ở các giai ñoạn sau, chuyển vị lớn nhất có xu hướng xảy ra ở vùng

có ñộ sâu từ 0,8H-1,2H Chuyển vị ngang lớn nhất của tường vây bằng 0,28-0,17% chiều sâu ñào, tỉ lệ này giảm khi ñáy hố ñào vào các lớp ñất tốt

Trần Thanh Tùng [15] ñã nghiên cứu phương pháp tính toán và kiểm tra ổn ñịnh công trình tường trong ñất bảo vệ hai tầng hầm của nhà 14 tầng, trên ñất yếu ở TP Hồ Chí Minh ñã ñưa ra ñược một số kết quả như sau:

 Khi tính chuyển vị tường trong ñất lấy mô ñun ñàn hồi của các ñất dính E=375cu (cu là lực dính ñơn vị không thoát nước), mô ñun ñàn hồi của lớp ñất cát E=766N (N là chỉ số SPT) thì kết quả tương ñối sát với quan trắc thực tế

 ðối với công trình tường trong ñất bảo vệ hai tầng hầm (ñộ sâu khoảng 8m), ở khu vực quận 7, TP Hồ Chí Minh, khi bề dày của tường trong ñất lớn hơn 0,8m thì khi tăng bề dày tường thu ñược chuyển vị ngang giảm ít hơn so với khi tường nhỏ hơn 0,8m Do vậy, với công trình tường trong ñất bảo vệ hai tầng hầm của nhà cao tầng nên chọn chiều dày tường là 0,8m ðưa ra ñược quan hệ giữa chuyển vị ngang của tường và chiều dày của tường

Hình 1-3: Biểu ñồ quan hệ giữa chuyển vị ngang và bề dày của tường

Chương 2 Cơ sở lý thuyết tính toán

2.1. Lý thuyết áp lực ñất chủ ñộng, bị ñộng

2.1.1 Phân loại áp lực ngang của ñất

Khi tính toán kết cấu chắn giữ, áp lực tác ñộng vào bề mặt tiếp xúc của kết cấu chắn giữ với thể ñất ñược gọi là áp lực ñất ðộ lớn và quy luật phân bố của áp lực ñất có liên quan mật thiết ñến các nhân tố hướng và ñộ lớn của chuyển vị ngang của kết cấu chắn giữ, tính chất của

ñất, ñộ cứng và ñộ cao của kết cấu chắn giữ Nhưng việc xác ñịnh áp lực ñất dựa theo các yếu

tố nêu trên nhìn chung là khá phức tạp, do vậy hiện nay người ta vẫn dùng lý thuyết của Coulomb với những hiệu chỉnh bằng số liệu thực nghiệm Áp lực ngang của ñất ñược phân thành các loại sau ñây:

Áp lực ñất tĩnh [5] : Nếu tường chắn ñất ñược duy trì ở trạng thái tĩnh tại bất ñộng (tường không dịch chuyển) thì áp lực ñất tác ñộng vào tường gọi là áp lực ñất tĩnh Hợp lực của áp lực ñất tĩnh tác dụng lên mỗi m dài tường chắn ñất ñược biểu thị bằng E0 (kN/m), cường ñộ áp lực ñất tĩnh biểu thị bằng p0 (kPa) Áp lực ñất tĩnh chính là ứng suất pháp có ñộ lớn tăng tuyến tính theo chiều sâu, chính là ứng suất do trọng lượng bản thân

Áp lực ngang của ñất có khuynh hướng ñẩy trượt kết cấu chắn giữ Và khi kết cấu chắn giữ bị trượt ra hay lấn vào khối ñất, khối ñất ñạt trạng thái cân bằng giới hạn dẻo và áp lực ngang tương ứng của ñất ñạt cực trị, ñược gọi là áp lực ngang của ñất ở trạng thái cân bằng phá hoại dẻo Có hai loại áp lực ngang cực trị là:

Áp lực ñất chủ ñộng [1] : Nếu tường chắn ñất dưới tác ñộng của áp lực ñất lấp mà lưng tường dịch chuyển theo chiều ñất lấp, khi ñó áp lực ñất tác ñộng vào tường sẽ từ giá trị áp lực

ñất ở trạng thái tĩnh mà giảm dần ñi Khi thể ñất ở sau lưng tường ñạt ñến trạng thái cân bằng, ñồng thời xuất hiện mặt trượt liên tục làm cho thể ñất trượt xuống, khi ñó áp lực ñất giảm ñến

giá trị nhỏ nhất, gọi là áp lực ñất chủ ñộng, biểu thị bằng EA (kN/m) và pa (kPa)

Áp lực ñất bị ñộng [1] : Nếu tường chắn ñất dưới tác dụng của ngoại lực di ñộng theo chiều ñất lấp, khi ñó áp lực của khối ñất phía sau lưng tường sẽ từ giá trị của áp lực ñất tĩnh

mà tăng dần lên, liên tục cho ñến khi thể ñất ñạt trạng thái cân bằng, ñồng thời xuất hiện mặt trượt liên tục, thể ñất ở phía sau lưng tường bị chèn ñẩy lên Khi ñó, áp lực ñất tăng ñến trị số lớn nhất, gọi là áp lực ñất bị ñộng, biểu thị bằng EP (kN/m) và pp (kPa)

Hình 2-1: Sự thay ñổi áp lực ngang của ñất theo ñộ dịch chuyển của tường chắn

2.1.1.1 ðối với ñất rời (c = 0)

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

Các vòng tròn Mohr biểu thị hai trạng thái cân bằng dẻo có thể có, ñều tiếp xúc với

ñường bao phá hoại bởi vì chúng ñều quan hệ với một ñiều kiện giới hạn

Các ñiểm A và C biểu thị trạng thái ứng suất hông tương ứng với trạng thái chủ ñộng và

bị ñộng:

OA = σ’ha – Áp lực hông chủ ñộng; Khi nở hông sẽ dẫn tới σ’ha < σ’v

OC = σ’hp – Áp lực hông bị ñộng; Khi nén hông sẽ dẫn tới σ’hp > σ’v

Hình 2-2: Các trạng thái cân bằng giới hạn dẻo của Rankine

Từ vòng tròn Mohr, mặt phá hoại ñược ñịnh hướng tương ứng bởi góc αa và αp:

)2

'45()'90(2

1)2(2

(2.1)

)2

'45()'90(180[2

1)2180(2

Quan hệ giữa áp lực hông giới hạn và ứng suất thẳng ñứng ñược biểu thị bằng hệ số áp lực ñất:

) 2

' 45 ( ' sin 1

' sin

) 2

' 45 ( '

sin 1

' sin

(a) ð iều kiện thoát nước

Lý thuyết ban ñầu của Rankine chỉ giải quyết áp lực trong vật liệu hạt (có ma sát) và không xem xét ñến lực dính Trong ñiều kiện không thoát nước và trong ñất quá cố kết, ñộ bền sức chống cắt ñược biểu diễn toàn bộ hay một phần bằng lực dính biểu kiến (cu hay c’) Dựa trên phương pháp Rankine, năm 1915, Bell công bố lời giải có lực dính thể hiện bằng một ñoạn trên trục ñộ bền sức chống cắt

Hình 2-3: Vòng tròn Mohr cho áp lực chủ ñộng trong ñất dính

trong trường hợp ñất không dính, ñiểm xuất phát là tỷ số của các ứng suất có hiệu:

v

ha

ctg c

ctg c PB

PA

' ' '

' ' '

σ ϕ

σ

ϕ +

+

=

(2.8) Mặt khác ta có:

a

K PF

FD

PF FD BF

PF

AF PF PB

PA

= +

−

= +

−

= +

−

=

' sin 1

' sin 1 /

1

/ 1

(b) ð iều kiện không thoát nước

Các phương trình trên ñược dùng khi ñất làm việc có thoát nước, biểu thị ñiều kiện lâu dài của cân bằng dẻo giới hạn Với bài toán cân bằng không thoát nước (tức thời) trong ñất bão hòa, góc ma sát ϕu =0, do ñó Ka=Kp=1 cho nên áp lực hông tổng bằng:

2.1.2.1 Áp lực chủ ñộng:

(a) ð iều kiện thoát nước (c’ = 0):

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

AC AB

2

1

θβ

=

(2.14)

Hình 2-4: Lý thuyết nêm của Coulomb a) Mặt cắt b) Các lực tác dụng lên nêm Trong ñó:

W là trọng lượng của nêm ñất (với ñất ñồng nhất);

Pa là cường ñộ áp lực ñất chủ ñộng tác dụng lên tường;

γ là trọng lượng ñơn vị của ñất;

Công thức tổng quát cho hệ số áp lực chủ ñộng Ka:

2

sin ( ') sin sin ( ' ) sin ( ' ) sin ( )

sin ( )

a

K

θ ϕ θ

' 45 ( ' sin 1

' sin

(b) ð iều kiện không thoát nước (ϕϕϕϕu =0):

ðiều kiện không thoát nước giả ñịnh xảy ra ở sau tường trong ñất sét bão hòa khi thời

gian thi công nhanh, ngắn ngày hoặc áp lực nước lỗ rỗng thặng dư chưa giảm trong một thời gian sau ñó Trong các trường hợp như thế, người ta xem xét sự ổn ñịnh ngắn ngày với ứng suất tổng và ñộ bền cắt không thoát nước của ñất, tức là τ = cu và ϕu =0 Nghiên cứu trường hợp không phức tạp của một tường nhám thẳng ñứng và mặt ñất nằm ngang Một mặt phẳng

ABTC duy trì ñược cân bằng bởi sáu lực:

cu là lực dính không thoát nước (và cũng chính là cường ñộ chống cắt của

ñất không thoát nước)

cw là lực dính không thoát nước giữa tường và ñất

ðộ lớn lực dính của tường cw biến ñổi từ 0,3cu cho ñất sét chặt tới bằng cu cho ñất sét yếu Khi có số liệu thực nghiệm cụ thể thường dùng giá trị là 0,45cu

Từ những biến ñổi toán học ta ñược:

u

w u

ha

c

c c

, ' 0

w u

u ha

c c

γ

q c

c c

0

(2.23)

2.1.2.2 Áp lực bị ñộng:

(a) ð iều kiện thoát nước (c’ = 0)

Lý thuyết Coulomb có thể dùng ñể thiết lập áp lực bị ñộng lên tường nhám có lưng tường nghiêng và ở nơi mặt ñất là mặt phẳng nghiêng ñều Việc phân tích theo cùng cách như cho áp lực chủ ñộng, ñể xác ñịnh ñược biểu thức tính sau:

2

2

1

H K

(2.24)

Trong ñó:

2 sin( ')

sin sin( ' )sin( ' ) sin( )

sin( )

p

K

θ ϕθ

ñánh giá cao sức kháng bị ñộng Một số phương pháp ñã ñược kiến nghị trong ñó phần cong ñược xem như cong tròn hoặc elip hoặc ñường xoắn ốc logarit

(b) ð iều kiện không thoát nước (ϕϕϕϕu = 0)

ðiều kiện không thoát nước có thể ñược chấp nhận trong ñất sét bão hòa khi thời gian

thi công ngắn và có thể cho rằng sự không giảm áp lực nước lỗ rỗng thặng dư là rất chậm Các phân tích ñược thực nghiệm trong ñiều kiện áp lực tổng Giống như khi phân tích trong trường hợp thoát nước, ảnh hưởng của sức kháng ma sát tiếp tuyến với mặt tường ñã tạo ra mặt trượt cong ở gần chân tường Tuy nhiên, trong trường hợp này sai số do giả ñịnh mặt trượt phẳng không lớn

Hình 2-5: Áp lực bị ñộng trong ñiều kiện thoát nước

Qua phân tích hình học và biến ñổi toán học, ta ñược:

(2.26)

pu u

u

w pu

2 sin

thì α = 150; góc của mặt trượt kề liền với tường tại B là

150 Tuy nhiên, cách xa tường ñộ bền kháng cắt thẳng ñứng của ñất tăng lên tới cu (giả thiết

ñộ bền ñẳng hướng), vì thế sin(2α) =1 tức là α = 450 tại cuối phần cong của mặt trượt Sự phân tích dựa trên dạng xác ñịnh của mặt trượt cong này cho giá trị KPC và

pc u

2.1.3 Lí thuyết cân bằng giới hạn ñiểm: Lời giải của Sokolovski [1]

Từ ñiều kiện cân bằng của một phân tố ñất ở trạng thái cân bằng tĩnh, hệ phương trình cân bằng có dạng như sau:

0

x z

x z

x zx

zx z

δ

δσδ

δτ

γδ

δτδ

δσ

(2.31)

Hình 2-6: Liên hệ vi phân ứng suất tại một phân tố ñất

Từ các ñiều kiện biên, Sokolovski thiết lập ñược hệ phương trình cân bằng như sau:

×+

+

0)2sin22

(cossin

2)

2cossin1(2sinsin

)2cos2

(sinsin

22

cossin)

2cossin

1

(

x z

x z

x z

x z

δ

δθθδ

δθθϕ

σδ

δσθϕδ

δσθϕ

γδ

δθθδ

δθθϕ

σδ

δσθϕδ

δσθϕ

(a) ðố i với ñất rời: C = 0:

Một vật liệu ñàn hồi lý tưởng khi ñược chất tải và dỡ tải trong miền ñàn hồi thì sự ứng

xử vật liệu của vật liệu chỉ phụ thuộc vào trạng thái của ứng suất ban ñầu và sau cùng của nó

mà không phụ thuộc vào quá trình chất tải và dỡ tải như thế nào Trong khi ñó, ứng xử của ñất thì không những phụ thuộc vào trạng thái ứng suất ban ñầu và sau cùng của nó mà còn phụ thuộc vào cách thức thay ñổi của ứng suất cũng như biến dạng và nó cũng phụ thuộc vào quá trình chất tải trước ñây Cho nên chúng ta cần phải theo dõi trạng thái của phân tố ñất trong suốt lịch sử chịu tải trọng của nó

Hình 2-7: Vòng tròn Mohr ứng suất ñiển hình và ñường bao sức chống cắt ở trạng thái giới

hạn cho các thí nghiệm UU, CU và CD trên các mẫu ñất sét quá cố kết

Hình 2-8: Ứng xử của ñất ở trạng thái giới hạn theo p’, q’, e

2.2.2 Nén 3 trục UU

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

Hình 2-10: Ứng suất(a), lộ trình ứng suất(b) và vòng tròn Mohr(c) cho thí nghiệm UU

Hình 2-11: Kết quả ñiển hình của thí nghiệm nén 3 trục không thoát nước trên

(Ortigao, 1995)

2.2.3 Lộ trình ứng suất [16]

Ứng xử của ñất thông thường ñược diễn tả dưới hai trạng thái là ứng xử không thoát

nước (khi phân tích ngắn hạn) hay ứng xử thoát nước (khi phân tích dài hạn) Trong phân tích, thông thường ứng xử thoát nước hay không thóat nước ñều ñược phân tích bằng ứng suất hữu hiệu Tuy nhiên, một số trường hợp ñối với sét, ứng xử không thóat nước ñược phân tích bằng

ứng suất tổng nhằm tránh việc dự báo áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong ñất sét và quá trình

thoát nước diễn ra không kịp Một ñiều quan trọng khác trong phân tích ổn ñịnh tổng thể hố

ñào là ứng xử không thóat nước an toàn hơn ứng xử thóat nước Theo Atkinson, các loại

móng, nền ñắp nếu xet theo thời gian thì cường ñộ tăng lên do thoát nước, còn tường chắn trong các hố ñào có hệ số an toàn giảm theo thời gian, hay nói cách khác, phân tích dài hạn với ứng xử thoát nước có hệ số an toàn ổn ñịnh tổng thể nhỏ hơn so với phân tích ngắn hạn

Hình 2-12: Lộ trình ứng suất trong hố ñào cho các ñiểm nằm gần (trên) mặt trượt

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

ứng với lộ trình A’- B’, ứng suất cắt tăng dần cho ñến khi vừa kết thúc giai ñoạn ñào tại B’ thì

áp lực nước lỗ rỗng ban ñầu tương ứng là u i Sau một thời gian cho thoát nước, lộ trinh B’- C’

biểu diển sự nở của ñất và áp lực nước lỗ rỗng bình ổn tương ứng tại C’ là u c lớn hơn so với

ap lực nước lỗ rỗng ban ñầu u i ðiều này chứng tỏ tồn tại một áp lực nước lỗ rỗng thặng dư

ban ñầu mang dấu âm Trong thời gian thoát nước, ứng suất tổng hầu như không thay ñổi trong khi áp lực nước lỗ rỗng ngày càng tăng lên, tường sẽ bị mất ổn ñịnh nếu lộ trình ứng suất của các phần tử trên mặt trượt chạm vào ñường tới hạn CSL

Trong trường hợp ñào không thoát nước, vẫn có phá hoại xảy ra nếu lộ trình A’-B’ chạm vào ñường CSL Nếu C’ chạm ñường CSL, ñiều này có nghĩa rằng phá hoại xảy ra sau khi hoàn tất quá trình ñào ðiều này cho thấy rằng, cần phải phân tích ổn ñịnh tổng thể của tường cả trường hợp ngắn hạn và dài hạn vì ñều có phá hoại xảy ra Tuy nhiên do lộ trinh B’-C’ dễ chạm ñường CSL hơn nên ổn ñịnh dài hạn bất lợi hơn ổn ñịnh ngắn hạn trong phân tích

ổn ñịnh tổng thể hố ñào Hay nói cách khác, ổn ñịnh tổng thể của hố ñào giảm dần theo thời

gian

Hình 2-13: Lộ trình ứng suất với gia tải có thoát nước [2]

Hình 2-14: Lộ trình ứng suất tổng và hữu hiệu với gia tải không thoát nước [17]

Hình 2-15: khuynh hướng thay ñổi ứng suất ứng với các phân tố trên hệ trục p,q [1]

2.2.3.1 Công thức của Lambe [17]

2

3

32'

p

q

q p

ñổi theo Roscoe và cộng sự

2.3. Vòng tròn Mohr ứng suất và biến dạng

Tổng hợp 1 số công thức quan trọng liên quan giữa ứng suất và biến dạng ñược phân tích trong trạng thai ứng suất phẳng

Hình 2-18: Minh họa các biến dạng thường gặp

Hình 2-19: Biến dạng trượt và ñồ thị quan hệ giữa biến dạng và ứng suất trượt

Hình 2-20: Vi phân chuyển vị

Từ hình học giải tích và các khái niệm cơ bản về cơ học ñất về chuyển vị, ta có mối quan hệ vi phân giữa các biến dạng và chuyển vị của phân tố ñược miêu tả như sau:

w ; ;

Khi ñào hố móng, do ñất trong hố bị ñào ñi nên làm biến ñổi trường ứng suất và trường biến dạng của nền ñất, có thể dẫn ñến mất ổn ñịnh nền ñất Ví dụ như nền ñất bị trượt, ñáy hố

bị vồng lên và cát chảy, …Do ñó, trong khi phân tích hố ñào, nhất thiết phải kiểm tra tính ổn

ñịnh của hố móng, khi cần thiết phải có thêm các biện pháp gia cường, làm cho tính ổn ñịnh

của nền ñất có ñộ an toàn nhất ñịnh

2.4.1 Phương pháp Terzaghi – Peck [1]

Terzaghi cho rằng, với mặt cắt nằm ngang ở ñáy hố móng, ñất ở hai bên hố móng giống như siêu tải phân bố ñều tác ñộng lên mặt cắt ấy Siêu tải này có xu hướng làm cho phần ñáy

hố móng không chịu siêu tải xảy ra hiện tượng vồng lên

Hình 2-22: Sơ ñồ tính chống trồi ñáy hố ñào theo phương pháp Terzaghi – Peck

Toàn bộ tải trọng gây ra hiện tượng vồng lên của ñáy hố ñào:

H Chiều sâu của hố ñào

Cường ñộ tải trọng pv của nó là:

ng trồi K là:

c biệt thích h ñến hình d

ớn và có mộ

ng pháp Terzaghi cải tiế

sâu D của tư

Phương pháp này ựã khắc phục ựược các yếu tố về hình dạng hố ựào, ựộ chôn sâu ảnh hưởng và tải ngoài tác dung mà phương pháp Terzaghi Ờ Peck không xét ựến

2.4.3 Phương pháp Caquot và Kerisel [24]

Nếu ựộ cắm sâu xuống ựất của tường chắn không ựủ, dù có áp lực nước hay không có thì ựáy móng vẫn có nguy cơ bị trồi lên đáy hố bị trượt theo dạng ựường cong tạo ra hiện tượng nâng cao ựáy hố lên Lấy mặt phẳng ựáy hố làm chuẩn, theo lý luận về ựường trượt, có thể dẫn ra là:

q1 = q2tg2(45o + ϕ/2)eπtgϕ= q2Kpeπtgϕ (2.50)

D = π ϕ

tg

p e K

Theo công thức trên ựây có thể thấy: khi góc ma sát trong rất lớn, ựộ cắm sâu cần thiết

sẽ rất nhỏ Theo phân tắch của Terzaghi, khi ϕ = 300, nếu ựộ sâu bằng 0 thì hệ số an toàn tương ứng là 8

Trên thực tế, ứng suất theo chiều ựứng ở ựiểm A bé hơn γH, bởi vì khi chảy dẻo xảy ra với một lượng lớn, lưng tường nhất ựịnh là có một dải ựất lún xuống, loại chuyển vị này sẽ gặp phải trở ngại là lực cản ma sát τ