BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC MỎ - ĐỊA CHẤT

ĐẶNG VĂN KIÊN

ĐẶNG VĂN KIÊN

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA CHẤN ĐỘNG NỔ MÌN

KHI THI CÔNG ĐƯỜNG HẦM

ĐẾN KẾT CẤU CÔNG TRÌNH NGẦM LÂN CẬN

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI– 2018

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC MỎ - ĐỊA CHẤT

ĐẶNG VĂN KIÊN

ĐẶNG VĂN KIÊN

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA CHẤN ĐỘNG NỔ MÌN

KHI THI CÔNG ĐƯỜNG HẦM ĐẾN

KẾT CẤU CÔNG TRÌNH NGẦM LÂN CẬN

Ngành: Kỹ thuật xây dựng Công trình ngầm

Mã số: 9580204

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

GS.TS.NGND.Võ Trọng HùngS.. Võ Trọng

Hùng

Hà Nội - 2018

i

MỤC LỤC

Nội dung Trang

Mục lục i

Lời cam đoan iv

Lời cảm ơn v

Danh mục các chữ viết tắt vi

Danh mục các bảng vii

Danh mục các hình vẽ ix

Mở đầu xv

Chương 1. Tổng quan về ảnh hưởng của chấn động nổ mìn thi công

đường hầm đến kết cấu chống các đường hầm lân cận 1

1.1. Tổng quan và định hướng nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ

mìn khi đào hầm đến công trình ngầm lân cận 1

1.2. Tổng quan tình hình nghiên cứu chấn động nổ mìn do đào hầm đến

công trình ngầm lân cận trên thế giới 5

1.3. Tổng quan tình hình nghiên cứu chấn động nổ mìn do đào hầm đến

công trình ngầm lân cận tại Việt Nam 9

1.4. Đánh giá chung về tình hình nghiên cứu trong nước và ngoài nước

về hướng nghiên cứu của luận án 14

1.5. Những vấn đề tập trung nghiên cứu của luận án 16

1.6. Kết luận Chương 1 18

Chương 2. Lý thuyết về truyền sóng trong môi trường đất đá và

phương pháp xác định sự ảnh hưởng của sóng nổ lên kết cấu đường

hầm lân cận

19

2.1. Tổng quan về các loại sóng chấn động gây ra do nổ mìn đào đường

hầm và đặc tính của chúng 19

2.2. Phương trình truyền sóng nổ trong môi trường đất đá đàn hồi, đồng

nhất và đẳng hướng 24

ii

2.3. Đặc tính tải trọng sinh ra do sóng nổ và đặc điểm làm việc của kết

cấu đường hầm dưới tác dụng của sóng nổ 28

2.4. Các phương pháp mô phỏng áp lực nổ khi nổ mìn tại gương hầm 31

2.5. Các thông số nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn 39

2.6. Kết luận Chương 2 40

Chương 3. Nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn thi công

đường hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn đến kết cấu đường hầm

lân cận thông qua phương pháp đo đạc thực nghiệm hiện trường

42

3.1. Tổng quan về sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn tới môi trường 42

3.2. Nghiên cứu đo PPV, biến dạng khi thi công đường hầm Croix-Rousse 44

3.3. Các phương pháp đánh giá chấn động nổ mìn đến công trình lân cận 49

3.4. Nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu đường

hầm lân cận khi nổ mìn tại gương hầm bằng phương pháp đo đạc thực tế 56

3.5. Khảo sát mối quan hệ giữa RMR của khối đá và các thông số K và

α trong công thức của Chapot 68

3.6. Kết luận Chương 3 79

Chương 4. Nghiên cứu các thông số động của khối đá và vỏ chống 81

4.1. Tổng quan về các thông số động của khối đá và vỏ chống 81

4.2. Phương pháp xác định các thông số động của khối đá và kết cấu chống 83

4.3. Xác định các thông số động của khối đá bằng thí nghiệm động SHPB 84

4.4. Kết quả thí nghiệm 90

4.5. Tính toán đặc tính động học của các thanh 94

4.6. Thí nghiệm SHBP trên mẫu đá granit 95

4.7. Phát triển mô hình số ba chiều 3D mô phỏng thí nghiệm SHPB 104

4.8. Kết luận Chương 4 109

Chương 5. Nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi đào

hầm đến kết cấu chống đường hầm lân cận bằng phương pháp số 110

5.1. Tổng quan 110

iii

5.2. Xây dựng mô hình số hai chiều 2D, mô hình ba chiều 3D khảo sát

ảnh hưởng của chấn động nổ mìn 111

5.3. Kiểm tra kích thước lưới và kiểm chứng mô hình số 116

5.4. Nhận xét 122

5.5. Khảo sát các thông số mô hình 123

5.6. Khảo sát sự ảnh hưởng của khoảng cách từ gương đường hầm đến

vị trí quan sát trong vỏ chống cố định của đường hầm cũ lân cận dọc

theo trục đường hầm

136

5.7. Đánh giá độ ổn định của vỏ chống bê tông của đường hầm cũ lân cận 139

5.8. Đánh giá độ ổn định của khối đá xung quanh đường hầm 141

5.9. Xây dựng công thức kinh nghiệm dự báo giá trị PPV trong vỏ chống

bê tông cố định của đường hầm cũ lân cận 142

5.10. Kết luận Chương 5 143

Kết luận và kiến nghị của luận án 144

Danh mục các công trình khoa học của tác giả 148

Tài liệu tham khảo 152

Phụ lục 163

iv

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi. Các số liệu,

kết quả nghiên cứu nêu trong luận án là trung thực và chưa từng được công bố

trong bất kỳ công trình nào khác.

Hà Nội, ngày 25 tháng 03 năm 2018

Tác giả luận án

Đặng Văn Kiên

v

LỜI CẢM ƠN

Chúng tôi xin chân thành cảm ơn tập thể lãnh đạo, các nhà khoa học, cán

bộ, chuyên viên Bộ môn Xây dựng Công trình ngầm và Mỏ, Khoa Xây dựng,

Trường Đại học Mỏ-Địa chất; tập thể Ban Lãnh đạo Khoa Xây dựng, Trường

Đại học Mỏ-Địa chất; tập thể Ban Giám hiệu, Phòng Đào tạo Sau Đại học,

Trường Đại học Mỏ-Địa chất, các giảng viên, cán bộ các phòng, ban chức năng

Trường Đại học Đại học Mỏ-Địa chất đã hết sức tạo điều kiện và giúp đỡ tận

tình trong quá trình thực hiện luận án với luận án "Nghiên cứu ảnh hưởng của

chấn động nổ mìn khi thi công đường hầm đến kết cấu công trình ngầm lân cận”.

Chúng tôi xin bày tỏ lòng cảm ơn chân thành về sự giúp đỡ đó.

Chúng tôi xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc tới GS.TS.NGND. Võ Trọng

Hùng - Người Thày đã dành nhiều tâm huyết trực tiếp hướng dẫn và chỉ bảo cho

Tôi hoàn thành luận án này.

Chúng tôi cũng xin cảm ơn TS. Đỗ Ngọc Anh đã hướng dẫn, giúp đỡ tôi

hoàn thiện phần nội dung nghiên cứu mô hình số.

Chúng tôi xin chân thành cảm ơn bạn bè, đồng nghiệp đã luôn động viên

tôi trong thời gian thực hiện luận án.

Xin cảm ơn Nguyễn Thị Phương, Đặng Gia Bảo, Đặng Gia Hân đã luôn

bên tôi động viên, khích lệ, tạo điều kiện và giúp đỡ tôi trong suốt quá trình thực

hiện và hoàn thành luận án này.

vi

DANH MỤC CÁC CHỮ VIẾT TẮT

BDI - Chỉ số phá hủy nổ mìn (Blast Damage Index)

BEM - Phương pháp phần tử biên (Boundary Element Method)

CAE - Môi trường đầy đủ của Abaqus (Complete Abaqus Evironment)

DAM - Chuyển vị của phần tử (Displacement or the amount of

movement)

DEM - Phương pháp phần tử riêng rẽ (rời rạc) (Distinct Element Method),

DDA - Phương pháp phân tích biến dạng không liên tục (Discontinuos

Deformation Analysis)

FCPV - Tần số dao động ứng với vận tốc dao động phần tử (Frequency

content of particle velocity)

FDM - Phương pháp sai phân hữu hạn (Finite Difference Method)

FE - Phần tử loại hữu hạn (Finite Element)

FEM - Phương pháp phần tử hữu hạn (Finite Element Method)

FEM-DEM - Phương pháp hỗn hợp phương pháp phần tử hữu hạn và

phần tử rời rạc (Finite-Discrete Element Method)

IE - Phần tử loại vô hạn (Infinite Element)

n.n.k - Những người khác

NRBC - Điều kiện biên không phản xạ (Non-Reflecting Boundary Condition)

PFC - Phương pháp dòng hạt (Particle Flow Code)

PPV - Vận tốc dao động phần tử đỉnh (Peak Particle Velocity)

PPA - Gia tốc phần tử lớn nhất (Peak Particle Acceleration)

SF - Tần số dao động riêng của kết cấu (Specific Frequency)

SHPB - Thí nghiệm động (Split Hopkinson Pressure Bar test)

vii

DANH MỤC CÁC BẢNG

Nội dung Trang

Bảng 2.1. Các thông số trong phương trình trạng thái của thuốc nổ TNT 38

Bảng 3.1. Trình tự nổ và số lượng các lỗ mìn trên gương 46

Bảng 3.2. Giá trị giới hạn của PPV với tỉ lệ khoảng cách tiêu chuẩn 50

Bảng 3.3. Tiêu chuẩn PPV theo AS 2187 (Tiêu chuẩn Úc) 51

Bảng 3.4. Tiêu chuẩn DIN 4150-3 (CHLB Đức) 52

Bảng 3.5. Tiêu chuẩn của Pháp 52

Bảng 3.6. Tiêu chuẩn của Thụy sĩ đánh giá mức độ chấn động của chấn

động nổ mìn đến các công trình lân cận (SN 640 312:1978) 52

Bảng 3.7. Tiêu chuẩn GB 6722-2003 của Trung Quốc về mức độ an

toàn của kết cấu công trình ngầm trên cơ sở giá trị cho phép của [PPV] 53

Bảng 3.8. Tiêu chuẩn Đức về mức độ an toàn của kết cấu công trình

ngầm trên cơ sở giá trị của [PPV] (DIN4150 1999-02) 53

Bảng 3.9. Hệ số tỉ lệ khoảng cách và [PPV] theo quy phạm 53

Bảng 3.10. Mối quan hệ giữa Dib và mức độ phá hủy trong khối đá bao

quanh và kết cấu chống giữ đường hầm (vỏ chống bê tông cũ) 56

Bảng 3.11. Kết quả đo chấn động gây ra bởi quá trình nổ mìn đường

hầm bởi cảm biến P với dải tần số thấp (f=130 Hz) 64

Bảng 3.12. Thông số cơ học của khối đá khảo sát 66

Bảng 3.13. Kết quả tính toán giá trị [PPV], mm/s 66

Bảng 3.14. Dự báo lượng thuốc lớn nhất cho một lần nổ, kg 67

Bảng 3.15. Vị trí của các khu vực nghiên cứu trong đường hầm 70

Bảng 3.16. Quan hệ giữa Ln(K), và RMR của cảm biến P với H>0 71

Bảng 3.17. Quan hệ giữa Ln(K), và RMR của cảm biến P với H<0 72

Bảng 3.18. Quan hệ giữa Ln(K), và RMR của cảm biến P với 0<H<45 m 73

Bảng 3.19. Quan hệ giữa Ln(K), K, α và giá trị RMR của cảm biến T 75

viii

Bảng 3.20. Quan hệ giữa Ln(K), K, α với RMR của cảm biến T khi H>0 75

Bảng 3.21. Quan hệ giữa Ln(K), α và RMR của cảm biến T với H<0 75

Bảng 4.1. Tổng hợp kích thước và các thông số cơ học của mẫu đá 92

Bảng 4.2. Các đặc tính cấu tạo của các thanh trong thí nghiệm SHPB 93

Bảng 4.3. Các mẫu đã tiến hành thí nghiệm 93

Bảng 4.4. Kết quả thí nghiệm trên mẫu N°38 95

Bảng 4.5. Số lượng phần tử cho mô hình nghiên cứu 108

Bảng 5.1. Các thông số động của khối đá, vỏ chống bê tông 115

Bảng 5.2. So sánh kết quả mô hình số và dữ liệu đo tại điểm A 122

Bảng 5.3. Sự ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị PPV trong vỏ

chống bê tông 126

Bảng 5.4. Sự ảnh hưởng của mô đun đàn hồi động Ed đến giá trị PPV 129

Bảng 5.5. Giá trị PPV (mm/s) đạt được trong phương pháp mô hình số

với các mô hình phá hủy vật liệu khác nhau và phương pháp đo đạc thực tế 131

Bảng 5.6. Kết quả nghiên cứu sự ảnh hưởng của vị trí gương đường

hầm đến chấn động đối với vỏ chống bê tông cũ của đường hầm lân cận 138

Bảng 5.7. Giá trị (Dib) tại một số điểm quan sát trên biên đường hầm

mới và đường hầm cũ 141

ix

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ

Nội dung Trang

Hình 1.1. Sự cố, phá hủy xảy ra trong một số đường hầm ở Việt Nam và

trên thế giới 2

Hình 1.2. Nổ mìn đào đường hầm gây nứt nhà dân tại dự án xây dựng

đường hầm cao tốc Đà Nẵng-Quảng Ngãi 3

Hình 1.3. Điều kiện khu vực xung quanh đường hầm 4

Hình 1.4. Sóng ứng suất truyền trong khối đá 4

Hình 1.5. Ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu công trình lân

cận: a - Kết cấu đường hầm lân cận; b - Kết cấu công trình bề mặt 5

Hình 1.6. Mô hình nghiên cứu ảnh hưởng của nổ mìn trong môi trường

san hô 13

Hình 2.1. Sơ đồ mô tả sự tác động của các loại sóng nổ gây ra bởi vụ nổ

đến kết cấu đường hầm lân cận 21

Hình 2.2. Sơ đồ tính toán tương đương kết cấu đường hầm do sự lan

truyền của sóng nổ gây ra 22

Hình 2.3. Sự hình thành các vùng xung quanh vụ nổ 23

Hình 2.4. Sơ đồ tính xung riêng tác dụng lên kết cấu đường hầm 30

Hình 2.5. Biểu đồ mô phỏng áp lực nổ mìn 30

Hình 2.6. Quá trình nổ của một khối thuốc nổ trong lỗ khoan 32

Hình 2.7. Biểu đồ áp lực nổ khối thuốc tác dụng lên thành lỗ khoan 34

Hình 2.8. Hình dạng xung áp lực nổ ứng với hai loại thuốc nổ khác nhau 35

Hình 2.9. Sơ đồ mô tả áp lực nổ mìn 37

Hình 2.10. Mô hình tải trọng tác dụng theo thời gian khi nổ nhiều đợt lỗ

mìn trên gương 37

Hình 2.11. Hàm áp lực nổ theo thời gian của loại nổ dạng 1 39

Hình 3.1. Mặt cắt dọc địa chất tuyến đường hầm 45

Hình 3.2. Mặt bằng vị trí tuyến hầm 45

Hình 3.3. Mặt cắt địa chất điển hình 45

x

Hình 3.4. Một mặt cắt địa chất gương hầm 45

Hình 3.5. Giá trị RMR của khối đá dọc tuyến đường hầm 45

Hình 3.6. Sơ đồ bố trí các lỗ mìn trên gương và trình tự nổ các lỗ mìn 46

Hình 3.7. Cấu tạo cảm biến Géophone 47

Hình 3.8. Vị trí các cảm biến trong vỏ chống bê tông của đường hầm cũ 48

Hình 3.9. Kết quả đo PPV, phổ vận tốc của cảm biến C100 tại PM100 48

Hình 3.10. Kết quả đo PPV và chuyển vị tại một vị trí của cảm biến

điển hình tại dự án hầm Croix-Rousse 49

Hình 3.11. Đồ thị mức độ an toàn chấn động nổ mìn 51

Hình 3.12. Biểu đồ quy định [PPV] cực trị ở dải tần số thấp theo 54

Hình 3.13. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) và tỉ lệ khoảng cách (D/ Q )

theo ba phương dựa trên dữ liệu đo của cảm biến T tại dự án hầm Croix-

Rousse

59

Hình 3.14. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) và tỉ lệ khoảng cách (D/ Q )

theo ba phương dựa trên dữ liệu đo của cảm biến A theo ba phương 59

Hình 3.15. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) thẳng đứng (V) và tỉ lệ

khoảng cách (D/ Q ) dựa trên dữ liệu đo của cảm biến P tại vị trí PM

220÷PM340

59

Hình 3.16. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) theo phương nằm ngang (H)

và tỉ lệ (D/ Q ) dựa trên dữ liệu đo của cảm biến P tại vị trí PM

220÷PM340

60

Hình 3.17. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) theo phương dọc trục hầm (L)

và (D/ Q ) dựa trên dữ liệu đo của cảm biến P tại vị trí PM

220÷PM340

60

Hình 3.18. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) theo phương dọc trục hầm và

(D/ Q ) dựa trên dữ liệu đo của cảm biến P tại vị trí PM 220÷PM340

theo ba phương

60

Hình 3.19. Quan hệ giữa ln(PPV) theo ba phương (V, H, L) và tỉ lệ

khoảng cách (D / Q ) theo kết quả ghi được của cảm biến T tại vị trí

PM1400

61

xi

Hình 3.20. Sơ đồ xác định khoảng cách giữa vị trí nổ mìn và điểm quan sát 62

Hình 3.21. Mối quan hệ giữa PPV và tỉ lệ lượng nạp SC 65

Hình 3.22. Giá trị RMR trong vùng nghiên cứu 1 70

Hình 3.23. Sơ đồ thể hiện khoảng cách tương đối H của vị trí đặt cảm

biến trong đường hầm 71

Hình 3.24. Quan hệ giữa RMR và ln(K) khi H>0 71

Hình 3.25. Quan hệ giữa RMR và K khi H>0 71

Hình 3.26. Quan hệ giữa RMR và α khi H>0 72

Hình 3.27. Quan hệ giữa RMR và ln(K) khi H<0 72

Hình 3.28. Quan hệ giữa RMR và K khi H<0 72

Hình 3.29. Quan hệ giữa RMR và α khi H<0 72

Hình 3.30. Quan hệ giữa RMR và ln(K) khi 0<H<45m 73

Hình 3.31. Quan hệ giữa RMR và K khi 0<H<45 m 73

Hình 3.32. Quan hệ giữa RMR và α khi 0<H<45 m 74

Hình 3.33. Các mối quan hệ giữa ln(K), RMR và RMR tại cảm biến P 74

Hình 3.34. Giá trị RMR trong vùng nghiên cứu thứ 2 75

Hình 3.35. Mối quan hệ giữa Ln(K), α và RMR ở vùng 2 75

Hình 3.36. Quan hệ giữa ln (K) và α theo RMR khi H<0 và H>0 m 76

Hình 3.37. Quan hệ giữa RMRvà ln(K) 76

Hình 3.38. Quan hệ giữa RMR và K 76

Hình 3.39. Quan hệ giữa RMR và 76

Hình 3.40. Quan hệ giữa RMR và ln(K) 76

Hình 3.41. Quan hệ giữa RMR và K 77

Hình 3.42. Quan hệ giữa RMR và 77

Hình 3.43. Quan hệ giữa RMR và ln(K) 77

Hình 3.44. Quan hệ giữa RMR và K 77

Hình 3.45. Quan hệ giữa RMR và α 77

Hình 3.46. So sánh quan hệ giữa ln(K), và RMR ở các vùng 1, vùng 2 77

xii

Hình 4.1. Ảnh hưởng của tốc độ biến dạng đến độ bền nén của bê tông 82

Hình 4.2. Ảnh hưởng của tốc độ biến dạng đến độ bền kéo của bê tông 82

Hình 4.3. Tần số, biên độ cho các tải trọng động khác nhau 83

Hình 4.4. Hệ thống thí nghiệm SHPB 85

Hình 4.5. Biến dạng trong thanh tới và thanh truyền 86

Hình 4.6. Đồ thị truyền sóng ứng suất trong thí nghiệm SHPB điển hình 86

Hình 4.7. Sơ đồ của một cầu Wheatstone 88

Hình 4.8. Sơ đồ tính toán mẫu hình trụ 89

Hình 4.9. Sơ đồ thiết bị thí nghiệm SHBP tại phòng thí nghiệm thuộc

INSA Lyon, Cộng hòa Pháp 91

Hình 4.10. Hệ thống khởi động của thanh chuyển động và vị trí mẫu

giữa hai thanh tới và thanh truyền 92

Hình 4.11. Vị trí cảm biến trên thanh 92

Hình 4.12. Các mẫu thí nghiệm đường kính 45,0 mm chiều cao 100,0 mm 92

Hình 4.13. Các tín hiệu trong thanh tới 94

Hình 4.14. Tín hiệu cảm biến vận tốc 96

Hình 4.15. Biến dạng trên thanh tới (cảm biến 5) và thanh truyền (cảm

biến 7) theo thời gian 96

Hình 4.16. Thời gian bổ sung: a - Hình tổng quan; b - Hình phóng to 98

Hình 4.17. Ứng suất trong thanh tới khi áp lực tác dụng lên thanh đánh

bằng 0,3 MPa 99

Hình 4.18. Ứng suất trong thanh truyền khi áp lực tác dụng lên thanh

đánh bằng 0,3 MPa 99

Hình 4.19. Vận tốc thanh tới tại khi áp lực tác dụng lên thanh đánh 0,3 MPa 100

Hình 4.20. Tốc độ biến dạng mẫu khi áp lực tác dụng lên thanh đánh

0,3 MPa 100

Hình 4.21. Ứng suất trong mẫu N038 (khi áp lực tác dụng lên thanh

đánh bằng 0,3 MPa) 100

Hình 4.22. Sơ đồ mô tả tín hiệu điện áp 101

xiii

Hình 4.23. Biến dạng trên thanh tới (cảm biến 5) và thanh truyền (cảm

biến 7) theo thời gian 101

Hình 4.24. Ứng suất trong thanh tới theo thời gian khi áp lực tác dụng

lên thanh đánh bằng 0,35 MPa 102

Hình 4.25. Ứng suất trong thanh truyền theo thời gian khi áp lực tác

dụng lên thanh đánh bằng 0,35 MPa 102

Hình 4.26. Vận tốc thanh tới theo thời gian 102

Hình 4.27. Ứng suất theo thời gian trong mẫu số N038 áp lực tác dụng

lên thanh đánh 0,35 MPa (tại thời điểm t14,0 ms) 102

Hình 4.28. Tốc độ biến dạng theo thời gian của mẫu đá với áp lực tác

dụng lên thanh đánh có giá trị khác nhau (0,30 MPa và 0,35 MPa) 103

Hình 4.29. Trình tự mô phỏng thí nghiệm SHPB 105

Hình 4.30. Kích thước mô hình thí nghiệm SHPB 105

Hình 4.31. Mô hình áp lực tác dụng lên thanh tới do thanh đánh tác dụng 105

Hình 4.32. Ứng suất trong mẫu với kích thước phần tử khác nhau 107

Hình 4.33. Sự thay đổi ứng suất trong mẫu theo kích thước phần tử của mẫu 108

Hình 4.34. Ứng suất trong mẫu trường hợp 2 108

Hình 4.35. Ứng suất trong mẫu trường hợp 3 108

Hình 5.1. Kích thước mô hình hai chiều 2D 113

Hình 5.2. Kích thước mô hình ba chiều (3D) 113

Hình 5.3. Mô hình áp lực nổ lên biên đường hầm 117

Hình 5.4. Các loại phần tử vô hạn được sử dụng trong mô phỏng 118

Hình 5.5. Sơ đồ xác định chiều dài phần tử vô hạn trong mô hình số 119

Hình 5.6. Kích thước mô hình số khảo sát 120

Hình 5.7. Sơ đồ đặt lực kiểm tra kích thước lưới 120

Hình 5.8. Cường độ của lực Tác dụng theo thời gian 120

Hình 5.9. Sự khác nhau về thời gian giữa hai điểm B và C 121

Hình 5.10. Các điểm quan sát khảo sát trong mô hình số 124

Hình 5.11. Ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị PPV tại điểm A 125

xiv

Hình 5.12. Ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị PPV tại điểm B 126

Hình 5.13. Tổng hợp sự ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị

PPV xuất hiện trong vỏ chống bê tông liền khối của đường hầm cũ tại B 127

Hình 5.14. Sơ đồ lựa chọn hệ số giảm chấn cho mô hình số B 128

Hình 5.15. Quan hệ giữa mô đun đàn hồi động Ed và PPV theo phương

thẳng đứng tại B 128

Hình 5.16. Quan hệ giữa mô đun đàn hồi động Ed và PPV theo phương

nằm ngang tại B 130

Hình 5.17. Tổng hợp sự ảnh hưởng của mô đun đàn hồi động Ed đến giá

trị PPV trong vỏ chống bê tông cố định của đường hầm cũ 131

Hình 5.18. Ảnh hưởng của mô hình phá hủy vật liệu đến PPV 133

Hình 5.19. Sự ảnh hưởng của chiều dài mô hình số đến chấn động nổ

mìn trong vỏ chống bê tông liền khối của đường hầm cũ 133

Hình 5.20. So sánh các PPV theo phương thẳng đứng (PPV1) trong vỏ

chống bê tông của đường hầm cũ khi chiều dài mô hình số thay đổi tại

điểm B

134

Hình 5.21. So sánh các giá trị PPV theo phương nằm ngang PPV2 trong

vỏ chống bê tông của đường hầm cũ khi chiều dài mô hình số thay đổi

tại điểm B

134

Hình 5.22. So sánh biên độ thay đổi của PPV tại điểm quan sát 136

Hình 5.23. Ảnh hưởng của khoảng cách giữa hai đường hầm đến giá trị

PPV trong vỏ chống bê tông cố định của đường hầm cũ 137

Hình 5.24. Sơ đồ nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn tại

gương hầm mới đến vỏ chống bê tông của đường hầm cũ lân cận theo

phương dọc trục hầm

138

Hình 5.25. Kết quả khảo sát ảnh hưởng của khoảng cách D- từ vị trí

quan sát trong vỏ chống đường hầm cũ tới mặt phẳng trùng với mặt

phẳng gương hầm mới đến giá trị PPV

140

Hình 5.26. Vùng phá hủy trong vỏ chống bê tông của hầm cũ lân cận 142

Hình 5.27. Vùng phá hủy của khối đá 143

xv

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của luận án nghiên cứu

Trong thời gian qua, cùng với sự phát triển kinh tế, cơ sở hạ tầng của Việt

Nam được từng bước được đầu tư xây dựng hoàn thiện, trong đó xuất hiện các

dự án hầm được đào mới, đào mở rộng ngay cạnh các dự án hầm đã được xây

dựng nhiều năm trước đó như dự án hầm Cổ Mã, hầm Hải Vân,…Do khoảng

cách giữa hai hầm thường có giá trị nhỏ (30,0 m), cho nên khi tại khi mở rộng

hầm lánh nạn bằng phương pháp khoan nổ mìn sẽ gây nên những ảnh hưởng xấu

của sóng nổ đến kết cấu vỏ chống chống giữ hầm chính. Do đó, việc nghiên cứu

sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu chống giữ của đường hầm lân

cận khi thi công đường hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn ở Việt Nam hiện

nay là hết sức cần thiết. Kết quả giải quyết vấn đề trên sẽ góp phần làm cơ sở cho

việc đánh giá chấn động nổ mìn đường hầm dân dụng, phục vụ công tác thiết kế

và thi công đường hầm nhằm hạn chế chấn động kết cấu đường hầm lân cận. Đây

là vấn đề còn hết sức mới mẻ ở Việt Nam. Do đó, các vấn đề tác giả đã lựa chọn

trong luận án nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi thi công đường

hầm đến kết cấu đường hầm lân cận để tiến hành nghiên cứu có tính thời sự và

mang tính cấp thiết.

2. Mục tiêu nghiên cứu của luận án

Mục tiêu nghiên cứu của luận án như sau:

➢ Xây dựng các mô hình số 2D, 3D cho phép phân tích, dự báo ảnh

hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu chống giữ của đường hầm lân cận khi

thi công đường hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn;

➢ Nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu chống giữ

của đường hầm lân cận trên các mô hình số 2D, 3D;

➢ Đánh giá được mức độ ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu

chống giữ của đường hầm lân cận dựa trên các số liệu đo đạc thực tế tại một số

xvi

dự án và kết quả nghiên cứu trên mô hình số 2D, 3D;

➢ Tìm ra một số quy luật thực nghiệm đánh giá mức độ ảnh hưởng của

chấn động nổ mìn đến kết cấu chống giữ của đường hầm

3. Đối tượng, phạm vi nghiên cứu của luận án

Đối tượng, phạm vi nghiên cứu của luận án như sau:

➢ Kết cấu chống giữ bê tong của đường hầm lân cận với đường hầm được

thi công bằng phương pháp khoan nổ mìn;

➢ Môi trường đất đá là đàn hồi tuyến tính và đồng nhất, chưa xét đến sự

ảnh hưởng của khe nứt và mặt phân cách trong khối đá đến sự truyền sóng;

➢ Mối liên kết giữa vỏ chống bê tông liền khối của đường hầm cũ với

khối đá là liên kết cứng liên tục. Lớp vỏ chống bê tông liền khối thỏa mãn được

coi là lớp lát hàn bám chặt vào đất đá và cùng dao động với đất đá.

4. Phương pháp tiếp cận nghiên cứu

Luận án tiếp cận các vấn đề nghiên cứu từ các góc độ sau đây:

➢ Phương pháp tiếp cận lý thuyết: tiếp cận các kết quả của các bài toán

động truyền sóng nổ trong môi trường đất đá đồng nhất, đẳng hướng;

➢ Phương pháp tiếp cận thực tế: tiếp cận các kết quả đo đạc chấn động

thực tế tại hầm Croix-Rousse, Lyon, Pháp;

➢ Phương pháp tiếp cận bằng cách sử dụng các thành tựu khoa học tiên

tiến của thế giới và trong nước: để lựa chọn các phương pháp đánh giá ảnh

hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu đường hầm lân cận thông qua các công

trình khoa học đã được công bố trên các tạp chí, các báo cáo tại các hội thảo,

kinh nghiệm của các nhà khoa học nhà quản lý tại các cơ sở nghiên cứu trong

lĩnh vực nghiên cứu của luận án trong nước và ngoài nước.

5. Phương pháp nghiên cứu

Luận án sử dụng các phương pháp nghiên cứu như sau:

➢ Phương pháp nghiên cứu phân tích tổng hợp: tiến hành thu thập các số

xvii

liệu đo đạc thực tế tại các dự án hầm thuộc phạm vi nghiên cứu của luận án;

➢ Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm: thí nghiệm trên các mẫu đá thu

được tại hiện trường tại phòng thí nghiệm;

➢ Phương pháp số: xây dựng các mô hình số đánh giá ảnh hưởng của

chấn động nổ mìn đến kết cấu đường hầm lân cận khi thi công đường hầm bằng

phương pháp khoan nổ mìn trên mặt phẳng đi qua gương hầm (2D) và dọc trục

đường hầm (3D).

6. Phạm vi nghiên cứu của luận án

Phạm vi nghiên cứu của luận án như sau:

➢ Môi trường đất đá là đàn hồi tuyến tính và đồng nhất, chưa xét đến sự

ảnh hưởng của khe nứt trong khối đá đến sự truyền sóng;

➢ Liên kết giữa vỏ chống bê tông liền khối của đường hầm cũ với khối đá

là liên kết cứng liên tục. Lớp vỏ chống bê tông liền khối thỏa mãn được coi là

lớp lát hàn bám chặt vào đất đá và cùng dao động với đất đá.

7. Đối tượng nghiên cứu của luận án

Đối tượng nghiên cứu của luận án là vỏ chống bê tông liền khối của

đường hầm cũ được xây dựng trước đó theo công nghệ truyền thống đổ tại chỗ

bằng ván khuôn di động hoặc ván khuôn lắp ghép có lớp bê tông lấp đầy và bám

chặt vào lớp đất đá (lớp lát hàn), do đó lớp vỏ chỉ được tính toán cho sóng nổ,

không tính cho áp lực đất đá.

8. Ý nghĩa khoa học và ý nghĩa thực tiễn của luận án

➢ Ý nghĩa khoa học của luận án: các kết quả nghiên cứu của luận án sẽ

góp phần làm cơ sở lý luận cho việc đánh giá chấn động nổ mìn khi thi công các

đường hầm dân dụng và công nghiệp;

➢ Ý nghĩa thực tiễn của luận án: các kết quả nghiên cứu của luận án sẽ

phục vụ cho các công tác thiết kế, công tác thi công đường hầm nhằm hạn chế sự

xviii

chấn động có hại của sóng nổ mìn đến kết cấu của các đường hầm lân cận ở Việt

Nam.

9. Những điểm mới của luận án

Luận án đạt được một số điểm mới như sau:

➢ Thực hiện thí nghiệm động SHPB và mô phỏng số để xác định các

thông số động của môi trường đất đá, kết cấu chống giữ; tìm ra các mối quan hệ

giữa ứng suất, biến dạng, tốc độ biến dạng theo thời gian của kết cấu chống giữ

dưới tác dụng của tải trọng động giống như áp lực nổ mìn trên thực tế;

➢ Xây dựng các công thức kinh nghiệm xác định giá trị PPV và lượng

thuốc nổ nạp lớn nhất khi nổ mìn thi công đường hầm; chỉ ra mối quan hệ giữa

RMR của khối đá, mức độ chấn động đến vỏ chống bê tông đường hầm lân cận

tại dự án hầm Croix-Rousse; xây dựng các công thức thực nghiệm xác định giá

trị PPV phụ thuộc vào RMR;

➢ Xây dựng, kiểm chứng mô hình số hai chiều 2D, ba chiều 3D; khảo sát

các thông số của các mô hình và tìm ra giá trị hệ số giảm chấn phù hợp bằng 5,0

%; xác định giá trị PPV tỉ lệ nghịch với hệ số giảm chấn của khối đá; xác định

chiều dài mô hình hợp lý; chỉ ra các vùng phá hủy của vỏ chống đường hầm cũ;

tìm ra các công thức thực nghiệm dự báo giá trị PPV cho các vị trí trong vỏ

chống đường hầm cũ; đề xuất phương pháp xem xét mức độ chấn động của nổ

mìn thi công đường hầm mới đến trạng thái của khối đá và kết cấu chống giữ bê

tông của đường hầm cũ lân cận.

10. Cấu trúc luận án

Luận án có kết cấu gồm 5 chương như sau:

➢ Chương 1. Tổng quan về ảnh hưởng của chấn động nổ mìn thi công

đường hầm đến kết cấu chống các đường hầm lân cận

➢ Chương 2. Lý thuyết về truyền sóng trong môi trường đất đá và

phương pháp xác định sự ảnh hưởng của sóng nổ lên kết cấu đường hầm lân cận

xix

➢ Chương 3. Nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn thi công

đường hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn đến kết cấu đường hầm lân

cậnthông qua phương pháp đo đạc thực nghiệm hiện trường

➢ Chương 4. Nghiên cứu các thông số động của khối đá và vỏ chống

➢ Chương 5. Nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi đào

hầm đến kết cấu chống đường hầm lân cận bằng phương pháp số

1

CHƯƠNG 1

TỔNG QUAN VỀ ẢNH HƯỞNG CỦA CHẤN ĐỘNG NỔ MÌN THI CÔNG

ĐƯỜNG HẦM ĐẾN KẾT CẤU CHỐNG CÔNG TRÌNH NGẦM LÂN CẬN

1.1. Tổng quan về ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi đào hầm đến công

trình ngầm lân cận và hướng nghiên cứu của luận án

Tại nước ta trong thời gian qua xuất hiện các dự án đường hầm được đào mới

ngay cạnh các dự án đường hầm đã được xây dựng trước đó nhiều năm như dự án

đường hầm Cổ Mã, dự án mở rộng hầm lánh nạn thuộc dự án hầm Hải Vân. Tại

đường hầm Cổ Mã thuộc dự án hầm đường bộ Đèo Cả, đường hầm chính đào gần

song song với đường hầm đường sắt số 24 (vị trí gần nhất 47,0 m, vỏ bê tông đường

hầm được Pháp thi công khoảng 100 năm trước đây) (Phụ lục 1). Công tác đảm bảo

an toàn cho kết cấu đường hầm đường sắt được yêu cầu nghiêm ngặt thông qua

công tác giám sát nổ mìn bằng cách đo thực nghiệm giá trị PPV nhằm điều chỉnh

lượng thuốc nổ lớn nhất cho một lần nổ để đảm bảo an toàn cho vỏ chống bê tông.

Đối với dự án hầm đường bộ qua đèo Hải Vân, khoảng cách giữa đường hầm

chính của Dự án đường hầm Hải Vân và đường hầm lánh nạn chỉ khoảng 30,0 m

(Phụ lục 1). Tuy nhiên, khi mở rộng đường hầm lánh nạn bằng phương pháp khoan

nổ mìn, vấn đề đánh giá dự báo ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đào hầm đến kết

cấu vỏ chống của hầm chính vẫn chưa được quan tâm đúng mức để có thể dự báo

chính xác sự ảnh hưởng nhằm đưa ra các giải pháp phù hợp khi thi công mở rộng

đường hầm lánh nạn. Ngoài ra, quá trình thi công mở rộng đường hầm lánh nạn còn

phải xét đến những nứt nẻ, phá hủy xuất hiện trong vỏ chống bê tông tại đường hầm

chính xuất hiện trước đó để có giải pháp xử lý phù hợp (Hình 1.1.a) [1]. Khi nổ mìn

thi công đường hầm, ngoài tác dụng phá vỡ khối đá trên gương đường hầm, năng

lượng sinh ra khi nổ mìn còn ảnh hưởng đến vùng khối đá xung quanh trong một

phạm vi nhất định. Các đường hầm ở trong phạm vi đó cần được đánh giá mức độ

tác động gây ra do nổ mìn khi đào đường hầm.

2

a) b)

Hình 1.1. Sự cố, phá hủy xảy ra trong một số đường hầm ở Việt Nam và trên thế

giới: a - Các vết nứt xuất hiện trong vỏ hầm chính của hầm Hải Vân [1], [23]; b - Vụ

nổ trong đường hầm lấy nước Port Huron tại Mỹ vào năm 1971 [2], [4]

Trong quá khứ, nhiều sự cố phá hủy các công trình do nổ mìn trong khu vực

lân cận đã được ghi nhận trên thế giới. Năm 1971, một vụ nổ đã xảy ra tại một đường

hầm được xây dựng 220 feet dưới bờ biển gần hồ Huron, Mỹ làm chết 21 người và

khiến 9 người bị thương [4]. Toàn bộ kết cấu trong đường hầm đã hoàn toàn bị phá

hủy sau vụ nổ (Hình 1.1.b). Sức công phá của vụ nổ mạnh đến mức làm cấu trúc

đường hầm bị hư hỏng nghiêm trọng. Năm 1980, đường hầm đường sắt Jiuguaidao,

Trung Quốc đã bị phá hủy nghiêm trọng do chấn động nổ mìn từ việc đào mái dốc

gần đó: 123,0 m đường hầm đã bị phá hủy 3000,0 m3 đất đá bên trong đường hầm bị

sạt lở. Chi phí khắc phục sự cố lên đến hàng tỉ đôla [67].

Trên thế giới hiện có rất nhiều dự án đường hầm đào bằng khoan nổ mìn cần

được giám sát chấn động nổ mìn cho các kết cấu công trình ngầm lân cận như dự án

đường hầm Croix-Rousse ở Lyon, Cộng hòa Pháp. Đường hầm Croix-Rousse là

một công trình đường hầm giao thông đô thị giữa sông Rhône và sông Saône. Chiều

dài của đường hầm là 1757,5 m; diện tích mặt cắt ngang bằng 84,10 m2 (Hình 1.2).

Vị trí đường hầm nằm ở khu vực rất đông dân cư, có nhiều tòa nhà gần đó [54].

Ngoài ra, có một đường hầm cũ có dạng vòm tường thẳng (bán kính vòm là 8,05 m,

chiều cao tường 1,0 m) nằm song song với đường hầm mới. Đường hầm đào mới

có dạng hình vòm móng ngựa, bán kính của vòm là 5,55 m. Khoảng cách giữa hai

trục đường hầm bằng 42,6 m. Do đường hầm đào hoàn toàn trong đất đá rắn cứng

với độ bền nén trên 120 MPa, cho nên nhà thầu (Công ty EGIS, Pháp) đã chọn

phương pháp khoan nổ mìn để thi công đường hầm. Khi thi công đường hầm, Công

3

ty EGIS đã sử dụng phương pháp đo đạc hiện trường kết hợp với tiêu chuẩn đánh

giá chấn động cho kết cấu vỏ chống đường hầm của Pháp để đánh giá mức độ chấn

động. Từ đây, lượng thuốc nổ lớn nhất được điều chỉnh cho mỗi lần nổ và cho cả

gương hầm để đảm bảo an toàn cho kết cấu vỏ chống của đường hầm cũ lân cận.

Các dự án đường hầm cao tốc Damaoshan, đường hầm đường sắt ở Xinjiang (Trung

Quốc),… cũng được tiến hành tương tự.

a)

b)

Hình 1.2. Điều kiện khu vực xung quanh đường hầm: a - Mặt cắt ngang

và khoảng cách hai đường hầm; b - Vị trí mặt bằng cửa đường hầm [54]

Vấn đề nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đào hầm đã được các

nhà khoa học trên thế giới quan tâm, nhiều công trình khoa học được công bố trong

thời gian gần đây. Tại Việt Nam do hạn chế về phương tiện đo đạc thực nghiệm,

thiếu các phần mềm chuyên dụng để mô phỏng trong tính toán thiết kế đối với các

công trình ngầm dân sự nên kết quả nghiên cứu vẫn còn nhiều hạn chế. Nhiều tác

giả đã quan tâm nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đối với các công trình

ngầm quân sự, tuy nhiên, tải trọng được xem xét trong các nghiên cứu chủ yếu do

áp lực nổ của bom đạn trên mặt đất hoặc lượng thuốc nổ đơn độc nằm nông so với

mặt đất. Việc nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số cơ học của đất đá, tính không

đồng nhất của môi trường, đặc tính áp lực nổ mìn, khoảng cách giữa hai đường

hầm, loại liên kết giữa đất đá và vỏ chống đường hầm đến mức độ chấn động của

kết cấu công trình ngầm cũng ít được chú ý.

Hiện nay, việc nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu

công trình ngầm lân cận được tiến hành theo các hướng chủ yếu sau: nghiên cứu sự

ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi nổ một lượng thuốc nổ đơn độc (đánh bom

4

khủng bố trong tàu điện ngầm, nổ do bom đạn...); khi nổ vi sai trong trong giai đoạn

thi công do nổ mìn tại gương hầm đến kết cấu công trình ngầm phía sau và xung

quanh gương hầm với kết cấu là bê tông phun, bê tông liền khối cùng với tuổi khác

nhau [7], [8], [9], [33], [40] (Hình 1.3).

Hình 1.3. Sóng ứng suất truyền trong khối đá: a - Mặt cắt ngang hầm;

b - Mặt bằng đường hầm [7], [8], [9], [33], [40]

a)

b)

Hình 1.4. Ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu công trình lân cận:

a - Kết cấu đường hầm lân cận; b - Kết cấu công trình bề mặt [42], [62], [63]

Hướng nghiên cứu đánh giá sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi đào

đường hầm bằng phương pháp nổ mìn đến kết cấu chống đường hầm lân cận đã

được đẩy mạnh nghiên cứu trong thời gian gần đây do số lượng các dự án đào

đường hầm mới, đào mở rộng bên cạnh tuyến đường hầm tăng nhanh nhằm đáp ứng

5

các yêu cầu về giao thông (Hình 1.4.a). Với các dự án đường hầm mới được đào

ngay dưới lòng thành phố (ví dụ đường hầm Croix-Rousse, Lyon) việc nghiên cứu

ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến các công trình bề mặt cũng rất được quan tâm

(Hình 1.4.b). Luận án tiến hành xây dựng các mô hình số cho phép nghiên cứu

đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến sự ổn định của vỏ chống bê tông của

đường hầm lân cận dựa trên các số liệu đo đạc hiện trường tại dự án Croix-Rousse

(Pháp). Việc nghiên cứu khảo sát các thông số của mô hình sẽ cho phép rút ra được

những kết quả cần thiết để có thể điều chỉnh các thông số khoan nổ mìn nhằm giảm

thiểu chấn động nổ mìn đến vỏ chống bê tông của đường hầm lân cận trong những

điều kiện xây dựng tương tự.

1.2. Tổng quan tình hình nghiên cứu chấn động nổ mìn đến kết cấu công trình

ngầm lân cận khi thi công đường hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn

Vấn đề nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động do nổ mìn khi thi công

đường hầm đến kết cấu chống giữ của đường hầm lân cận đã được nhiều tác giả trên

thế giới quan tâm và đã có nhiều kết quả được công bố. Các phương pháp nghiên

cứu đã được sử dụng trong các nghiên cứu bao gồm: phương pháp giải tích; phương

pháp nghiên cứu trên mô hình tương đương; phương pháp đo thực nghiệm hiện

trường; phương pháp nghiên cứu trên mô hình số.

1.2.1. Các phương pháp giải tích

Các phương pháp giải tích tương đối hiếm, chủ yếu thông qua phương pháp

tích phân và lý thuyết tia của Pao Y.H. (1983) [80]. Ngoài ra, Wersall C. (2008)

[92] sử dụng một giải pháp chuyển dạng kín cho trường hợp đường hầm hình tròn

chịu áp lực nổ. Tại đây, áp lực nổ được mô phỏng như một nguồn hữu hạn tác động.

Giải pháp đạt được bằng cách sử dụng toán tử Laplace cùng với mối quan hệ với

thời gian và toán tử Fourier cùng mối quan hệ với tọa độ. Các nghiên cứu của Li và

n.n.k [66] đã thể hiện một phương pháp giải tích đánh giá ứng xử của vỏ chống

đường hầm thông qua việc đánh giá giá trị của PPV và ứng suất phân bố. Sự ảnh

hưởng của sóng nổ lên đường hầm cũ lân cận đã được xem xét để đánh giá độ ổn

6

định của đường hầm. Thông thường, bài toán truyền sóng nổ trong môi trường khối

đất đá rất phức tạp. Vì vậy, hầu hết các phương pháp giải tích mới chỉ dừng lại ở

việc giải các bài toán đơn giản như biên đường hầm có dạng hình tròn, môi trường

khối đá là đàn hồi, đồng nhất và đẳng hướng. Khả năng ứng dụng của phương pháp

này bị hạn chế khi đường hầm có tiết diện ngang không phải hình tròn, môi trường

khối đất đá phân lớp, nứt nẻ,…

1.2.2. Các phương pháp nghiên cứu trên mô hình vật lý tương đương

Một số tác giả (Khosrow B., 1997 [52]; Smith P.D., 1998 [84]), đã sử dụng

mô hình vật lý tương đương để nghiên cứu chấn động nổ mìn lên một đường hầm

cũ. Smith và n.n.k [84] giới thiệu kết quả nghiên cứu thực nghiệm trên mô hình

đường hầm nhỏ khi sóng nổ truyền thẳng dọc theo đường hầm nhám được tạo ra

bằng các tấm lá thép có kích thước khác nhau, đặt dọc theo hai bên sườn đường

hầm. Mô hình đường hầm được chế tạo từ thép tấm với chiều dày bằng 3,0 mm.

Các kích thước chiều rộng, chiều cao, chiều dài của đường hầm bằng 150100500

mm. Tác giả đã sử dụng mô hình này để xác định giá trị áp lực nổ tác dụng lên

đường hầm khi thay đổi vị trí đặt khối thuốc nổ. Khosrow B. (1997) [52] đã nghiên

cứu sự ảnh hưởng của vi khe nứt và khe nứt nên sự phản ứng của đường hầm sử

dụng mô hình vật lý 1-G. Kết quả nghiên cứu cho thấy tồn tại sự phù hợp rất lớn

giữa nổ mìn đào đường hầm thực tế và việc giảm tỉ lệ thí nghiệm của mô hình. Từ

đây cho phép chỉ ra các ứng dụng của mô hình vật lý vào việc nghiên cứu tương tác

giữa thuốc nổ và công trình. Mặc dù phương pháp mô hình vật lý tương đương cho

phép mô phỏng các điều kiện phức tạp của môi trường truyền sóng và công trình,

tương tác giữa công trình với môi trường xung quanh khá giống so với điều kiện

thực tế, nhưng phương pháp có nhược điểm lớn là việc chế tạo mô hình phức tạp,

chi phí cao. Ngoài ra, do kích thước mô hình nhỏ cho nên không thể mô phỏng hết

các yếu tố ảnh hưởng. Điều này có ảnh hưởng không tốt đến kết quả bài toán nghiên

cứu.

7

1.2.3. Các phương pháp nghiên cứu đo đạc thực nghiệm tại hiện trường

Phương pháp đo đạc thực nghiệm cho phép thu được kết quả đo phản ảnh

gần nhất với thực tế. Chúng khắc phục những nhược điểm của các phương pháp giải

tích, thí nghiệm mô hình vật lý. Các thiết bị đo hiện trường sẽ xác định PPV và biến

dạng của các phần tử đất đá, vỏ chống đường hầm do tác động của sóng nổ mìn tại

gương đường hầm. Các dữ liệu đo cho phép tìm ra các quy luật, các công thức kinh

nghiệm thể hiện mối quan hệ giữa các thông số của vụ nổ, môi trường truyền nổ,

các biểu hiện của công trình chịu tác dụng của sóng nổ cho các loại môi trường địa

chất khác nhau. Chúng cho phép dự báo sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến

công trình. Theo hướng này đã có nhiều tác giả tiến hành nghiên cứu tại nhiều dự án

khác nhau (Ansell, 2004; Ahmed, A., 2011; Lin, D., 2011) [40], [42], [68]. Ví dụ,

Lin D. [68] đã tiến hành đo đạc chấn động tại 46 vụ nổ, kết hợp với 96 dữ liệu đo

đạc khác để rút ra công thức thực nghiệm tính khối lượng thuốc nổ cho phép lớn

nhất khi đào đường hầm không gây ảnh hưởng đến đường hầm cũ và các công trình

bề mặt nằm gần đó.

Phương pháp đo đạc thực nghiệm đơn giản nhưng đòi hỏi phải đầu tư các

thiết bị đo hiện đại có chi phí lớn, phải tiến hành nổ thử nghiệm tại hiện trường.

Ngoài ra, độ chính xác của kết quả đo đạc thực nghiệm sẽ giảm đi rất nhiều nếu

không có đầy đủ thông tin về môi trường khối địa chất sóng nổ truyền qua. Việc áp

dụng các kết quả đo đạc thực nghiệm thu được từ một công trình trước đó cho một

công trình khác đòi hỏi phải có nghiên cứu so sánh tỉ mỉ, cẩn thận.

1.2.4. Các phương pháp mô hình số

Cùng với sự phát triển của máy tính điện tử, phương pháp sử dụng mô hình số

đã, đang được sử dụng rộng rãi trên thế giới trong lĩnh vực nghiên cứu bài toán truyền

sóng nổ trong môi trường đất đá. Quá trình truyền sóng nổ trong đất đá là bài toán

không gian 3 chiều (3D). Tuy nhiên, do tính chất phức tạp của các mô hình 3D, thời

gian thực hiện các tính toán trên mô hình 3D kéo dài, cho nên các nghiên cứu ảnh

hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu đường hầm lân cận được tiến hành trên mô

8

hình 3 chiều (3D) chưa có nhiều. Các nghiên cứu theo hướng này có các tác giả [16],

[25], [29], [49], [70], [82], [88], [90], [93], [96],...

Liang và n.n.k [67] đã đánh giá ảnh hưởng của nổ mìn đào đường hầm đến

khối đá và kết cấu chống giữ của đường hầm cũ liền kề tại dự án đường hầm

Daomaoshan (Trung Quốc). Sự phá hủy của khối đá và hệ thống vỏ chống dưới các

tải trọng khác nhau sinh ra do nổ mìn đã được phân tích bằng dữ liệu đo thực

nghiệm và mô phỏng số. Kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng: mức độ phá hủy khối đá

xung quanh đường hầm tăng tuyến tính với sự gia tăng của giá trị PPV. Tác giả

cũng chỉ ra giá trị giới hạn của PPV đối với đường hầm cũ lân cận là 0,22 m/s. Xia

và n.n.k [93] đã nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn từ một đường hầm

đang đào tới đường hầm đường sắt cũ ở Xinjiang (Trung Quốc) bằng việc sử dụng

số liệu đo tại phòng thí nghiệm, hiện trường và mô hình số. Trong đó, các số liệu đo

từ các thí nghiệm và tại hiện trường đã được sử dụng để xác định các thông số động

cần thiết cho mô hình và làm cơ sở để so sánh với kết quả thu được từ mô hình số.

Trên cơ sở các kết quả đo đạc thực nghiệm và mô hình số, các tác giả đã chỉ ra giá

trị giới hạn của PPV. Tại đây, sự ảnh hưởng của ứng suất tĩnh trước khi nổ mìn và

ứng suất động hình thành do nổ mìn lên giá trị ứng suất tổng trong đường hầm cũ đã

được giới thiệu. Ahmed và Ansell [40] đã tiến hành nghiên cứu sự ảnh hưởng của

một khối thuốc nổ tập trung ở các vị trí khác nhau gần một đường hầm đến lớp vỏ

chống bê tông phun bên trong đường hầm đó. Các tác giả đã xây dựng được công

thức kinh nghiệm để tính các thông số động của bê tông phun; phát triển mô hình liên

kết giữa bê tông phun và khối đá là liên kết kiểu dầm-lò xo. Jong-Ho Shin và n.n.k

[49] đã nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến đường hầm cũ trong khu

vực thành phố và đưa ra đánh giá về vùng bảo vệ chịu sự tác dụng của chấn động nổ

mìn. Mô hình số 2D được sử dụng để mô hình đường hầm trong đá yếu. Áp lực nổ

mìn được mô phỏng trên cơ sở điều chỉnh công thức tính áp lực nổ dựa vào kết quả

đo. Sự ảnh hưởng tới vỏ đường hầm do chấn động khi nổ mìn được khảo sát theo giá

trị PPV, chuyển vị và ứng suất trong vỏ chống. Tại đây, tác giả cũng đưa ra một

hướng dẫn xác định vùng bảo vệ chấn động nổ mìn trên cơ sở các thông số như vị trí

9

nổ mìn, độ sâu đường hầm, khối lượng thuốc nổ. Zhao và n.n.k [96] đã tiến hành

nghiên cứu sự ảnh hưởng tới vỏ chống đường hầm cũ ở mức trên khi tiến hành đào hệ

thống đường hầm tàu điện ngầm ở mức dưới. Mô hình số phát triển dựa trên phần

mềm LS-DYNA. Kết quả đạt được bằng phương pháp số có thể so sánh với dữ liệu

đo đạc hiện trường theo giá trị biên độ, trạng thái của hàm PPV hoặc hàm biến dạng

hoặc so sánh giá trị biên độ của hai hàm trên. Cách so sánh kết quả đạt được của hai

phương pháp theo cả biên độ và trạng thái thường chỉ áp dụng cho việc nghiên cứu

các vụ nổ đơn độc như nổ mìn do khủng bố hoặc nổ mìn để thực nghiệm đơn thuần

(Lu, Y., et al, 2005 [70]; Saharan and Mitri, 2008 [85]; Wu, Ch., 2004 [92]). Việc so

sánh giá trị biên độ thường áp dụng cho vụ nổ với nhiều đợt khác nhau trong điều

kiện địa chất phức tạp (nổ mìn bãi lộ thiên, nổ mìn trên gương hầm,…). Các kết quả

nghiên cứu theo hướng này được nhiều tác giả đề cập (Jong-Ho Shin et al, 2011 [49];

Liang Q., 2013 [67]; Lua W. et al. [71], Saharan và Mitri, 2008 [85]; Yang J., 2012

[94]; Xia et al., 2013 [93]). Việc nghiên cứu chấn động nổ mìn bằng phương pháp

mô hình số được sử dụng nhiều do những ưu điểm sau: khả năng dễ dàng sử dụng;

cho phép thu được kết quả đáng tin cậy. Tuy nhiên, đây là một bài toán động học

phức tạp. Việc xây dựng mô hình số cần chú ý đến các thông số động đưa vào của

bài toán, kích thước mô hình phải đủ lớn hoặc sử dụng biên loại không phản xạ để

tránh hiện tượng sóng phản xạ lại tại biên mô hình làm ảnh hưởng đến kết quả khảo

sát trên mô hình. Ngoài ra, đến nay các kết quả nghiên cứu trên cũng chưa chú ý

nhiều đến ảnh hưởng của chủng loại liên kết giữa kết cấu chống trong công trình và

khối đất đá xung quanh, chưa chú ý nhiều đến tính phân lớp của đất đá, loại phần tử

biên sử dụng,… Những thông số trên có ảnh hưởng rất lớn đến kết quả nghiên cứu

của mô hình truyền sóng nổ trong môi trường đất đá và tác dụng của sóng nổ lên kết

cấu công trình. Do đó cần thiết phải có những nghiên cứu, đánh giá cụ thể thêm.

1.3. Tổng quan tình hình nghiên cứu chấn động nổ mìn do đào hầm đến công

trình ngầm lân cận tại Việt Nam

10

Tại Việt Nam, hướng nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi thi

công các đường hầm theo phương pháp thi công hở hoặc khai thác mỏ lộ thiên bằng

khoan nổ mìn đến các công trình lân cận trên bề mặt (nhà, các công trình công

nghiệp,…) đã được chú ý. Khoảng cách từ vị trí nổ mìn và khối lượng thuốc nổ

được quy định rất rõ theo Quy phạm [30]. Tuy nhiên, việc nghiên cứu ảnh hưởng

của chấn động nổ mìn đối với các kết cấu đường hầm ít được thực hiện. Các kết quả

nghiên cứu về PPV, khối lượng thuốc nổ lớn nhất cho phép chưa được xác định rõ

ràng. Số lượng các công trình nghiên cứu về ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đào

đường hầm đến các đường hầm lân cận rất hạn chế. Vấn đề này đã được một số tác

giả nghiên cứu và công bố kết quả.

Tác giả Hoàng Thị Hồng [6] đã sử dụng phương pháp giải tích để nghiên cứu

trường ứng suất, biến dạng xung quanh vị trí nổ với quan điểm coi đất đá là môi

trường có tính chất cơ lý phù hợp với mô hình lưu biến Kelvin, buồng nổ hình cầu,

mô hình lưu biến Poynting-Thomson, buồng nổ hình trụ (Phụ lục 2). Tác giả [6]

cũng nghiên cứu sự lan truyền sóng ứng suất và biến dạng xung quanh vị trí nổ mìn

với buồng nổ hình trụ. Kết quả nghiên cứu tìm ra giá trị ứng suất, biến dạng của

khối đá xung quanh buồng nổ bằng phương pháp giải tích, đồng thời giải thích được

sự lan truyền ứng suất, biến dạng trong đất đá xung quanh vị trí nổ có dạng sóng.

Kết quả tìm ra đã được so sánh với kết quả đo đạc thực nghiệm. Kết quả nghiên cứu

cũng xác định được ranh giới giữa ba vùng phá hoại xung quanh vị trí nổ mìn. Tuy

nhiên, kết quả nghiên cứu còn tồn tại một số điểm hạn chế như: môi trường đất đá

xung quanh buồng nổ được giả thiết là liên tục, đồng nhất, đẳng hướng, cho nên kết

quả chỉ đúng khi đất đá nguyên khối hoặc mức độ nứt nẻ không lớn, độ mở của các

khe nứt nhỏ.

Tác giả Nguyễn Xuân Mãn [27] đã tiến hành nghiên cứu bằng phương pháp

giải tích xác định bán kính phá hủy khi nổ một lượng thuốc nổ đơn độc với lời giải

gần đúng cho bài toán có dạng hình tròn. Bài toán được lập trên cơ sở xác định

trường ứng suất do sóng nổ phân bố trong môi trường. Nghiệm của bài toán được

xác định bằng việc giải phương trình phân bố sóng ứng suất trong môi trường đất đá

11

có giới hạn bền chịu kéo đã biết. Kết quả thực nghiệm cho thấy vùng phá hủy hình

xuất hiện xung quanh lượng thuốc nổ như phân tích lý thuyết.

Tác giả Lê Đình Tân [34] đã tiến hành khảo sát đường hầm đặt trong môi

trường đất đá chịu tác dụng của áp lực sóng nổ có xét đến: sự phân lớp của môi

trường, vật liệu đàn hồi tuyến tính, hệ kết cấu-môi trường làm việc theo mô hình

biến dạng phẳng, mặt sóng nén phẳng, song song với trục công trình và tác dụng lên

toàn bộ kết cấu một cách đồng thời. Tác giả đã xây dựng mô hình, phương pháp

tính động lực học đường hầm chịu tác dụng của tải trọng động do nổ mìn có kể đến

tính không đồng nhất của môi trường, hình dạng tùy ý của kết cấu và sự tương tác

sóng nổ-môi trường-kết cấu. Bài toán được giải theo phương pháp phần tử hữu hạn.

Tại đây, tác giả Lê Đình Tân [34] sử dụng thuật toán của phương pháp lặp không

gian con để giải bài toán dao động riêng và phương pháp tích phân trực tiếp

Newmark để giải bài toán dao động cưỡng bức của hệ. Tác giả cũng nghiên cứu sự

ảnh hưởng các đặc tính cơ học của môi trường và tải trọng đến trạng thái chịu lực

của đường hầm. Phương pháp mô hình tương đương được tiến hành trong [34] với

kết cấu đường hầm có dạng vòm tường thẳng được lắp ghép từ các thanh thép bản

chiều dày 2 mm, chiều rộng 2 cm, môi trường đất đá là san hô với kích thước

100100100 cm đặt trong một hộp kín bằng gỗ. Tải trọng động được tạo ra bởi lực

va chạm vào bề mặt môi trường bởi vật nặng 5 kG. Tác giả tiến hành đo biến dạng

và gia tốc tại các điểm đo trong mô hình.

Phương pháp đo đạc thực nghiệm được một số tác giả thực hiện. Tuy nhiên,

do điều kiện thực nghiệm nổ mìn phức tạp nên số lượng các công trình nghiên cứu

chưa nhiều [15], [34], [35]. Tác giả [15] tiến hành phân tích dữ liệu đo đạc với 54

vụ nổ khác nhau tại đường hầm Croix-Rousse, Lyon, Pháp. Kết quả rút ra các công

thức thực nghiệm dự báo khối lượng thuốc nổ lớn nhất cho một lần nổ nhằm giảm

thiểu ảnh hưởng đến đường hầm lân cận. Tác giả Lê Đình Tân [34] tiến hành đo đạc

thực nghiệm tại đường hầm Truông Khấp (Đô Lương, Nghệ An). Tác giả Nguyễn

Hữu Thế [35] tiến hành thí nghiệm nổ mìn trong môi trường đá san hô tại phía

Đông-Nam của đảo Sơn Ca thuộc quần đảo Trường Sa. Do những khó khăn của

12

phương pháp đo đạc thực nghiệm nên phương pháp sổ được sử dụng phổ biến hơn

trên thực tế [13], [15], [30], [32], [34], [35]. Nhìn chung các công trình chủ yếu

nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ bom, mìn trên bề mặt hay nằm gần mặt đất

đến kết cấu đường hầm quân sự (dạng công sự). Ví dụ, trong [34] đã nghiên cứu

ảnh hưởng của đường hầm quân sự dưới tác động của sóng nổ do bom mìn phía trên

bề mặt. Kết quả mô hình tính toán chưa chú ý nhiều đến ảnh hưởng của điều kiện

biên, loại phần tử biên được sử dụng. Các thông số động phục vụ cho việc tính toán

mô hình chưa được thí nghiệm để xác định; chưa xem xét bài toán trong trường hợp

nổ khối lượng thuốc nổ với nhiều đợt nổ khác nhau. Ngoài ra, các phần mềm được

viết dựa trên những thuật toán cụ thể nên chưa xem xét nhiều yếu tố ảnh hưởng cần

thiết.

Trong [13], tác giả Nguyễn Hải Hưng đã giới thiệu phương pháp giải bài

toán động lực học của kết cấu đường hầm quân sự với môi trường chịu tác dụng tải

trọng sóng nổ của bom đạn (cường độ mạnh, thời gian tác dụng ngắn) và đưa ra kết

quả tính toán ảnh hưởng thời gian tác dụng của sóng nổ đến trạng thái ứng suất-biến

dạng của kết cấu công trình. Vật liệu kết cấu giả thiết là đàn hồi tuyến tính, đồng

nhất đẳng hướng. Hệ kết cấu-môi trường làm việc theo sơ đồ biến dạng phẳng trong

điều kiện chuyển vị bé và biến dạng bé. Trong quá trình chất tải coi liên kết trên bề

mặt tiếp xúc giữa kết cấu và môi trường dạng liên tục, không có hiện tượng trượt

hay tách cục bộ. Bài toán được giải bằng phương pháp phần tử hữu hạn, hệ kết cấu-

môi trường được rời rạc hóa. Thuật toán để giải bài toán động là phương pháp tích

phân trực tiếp Newmark. Kết quả tính toán chỉ ra rằng khi kết cấu công trình chịu

tác dụng của tải trọng sóng xung kích lan truyền trên mặt đất thì chúng không chịu

sự ảnh hưởng nhiều như so với trường hợp chịu tải trọng do bom đạn nổ cục bộ lên

công trình. Tại đây, tác giả chỉ đề cập đến trạng thái ứng suất-biến dạng của kết cấu

mà chưa đề cập đến vận tốc sóng nổ lan truyền trong môi trường và kết cấu. Biên

được sử dụng là loại liên kết gối tựa nên có sự phản xạ của sóng nổ tại biên vào mô

hình gây ảnh hưởng đến kết quả mô hình. Với việc sử dụng phần mềm SAP2000,

tại đây các thông số của môi trường và vật liệu kết cấu chưa đề cập nhiều.

13

Tác giả [16] đã sử dụng mô hình số để nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn

động nổ mìn đến kết cấu vỏ chống bê tông của đường hầm lân cận trong hai trường

hợp: biên loại cố định; biên loại không phản xạ (được tạo ra bằng cách sử dụng loại

phần tử vô hạn). Kết quả so sánh với số liệu đo thực tế cho thấy: biên loại không

phản xạ cho kết quả tốt hơn. Tác giả kiến nghị sử dụng loại biên này để nghiên cứu

bài toán truyền sóng nổ trong môi trường đất đá. Tác giả [15] đã phát triển mô hình

2D để nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đào đường hầm đến vỏ chống

bê tông của đường hầm liền kề tại dự án Croix-Rousse, Lyon, Pháp. Từ mô hình

2D, tác giả đã tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng của hệ số giảm chấn của môi trường

đất đá và kết cấu đến kết quả mô hình.

Hình 1.5. Mô hình nghiên cứu ảnh hưởng của nổ mìn trong môi trường san hô [35]

Gần đây, tác giả Nguyễn Hữu Thế [35] đã nghiên cứu ảnh hưởng của sóng

nổ lên kết cấu công trình công sự đặt trong môi trường san hô. Phần thực nghiệm

được tiến hành tại đảo Sơn Ca thuộc quần đảo Trường Sa. Mô hình số hai chiều

(2D) được tiến hành mô phỏng thông qua phần mềm Plaxis và chương trình

MineBlast (Hình 1.5) của phần mềm Autodyn. Tác giả đã so sánh kết quả mô hình

khi xây dựng trên hai phần mềm khác nhau đồng thời so sánh kết quả thí nghiệm.

Tuy nhiên, trong nghiên cứu này các thông số của khối đá và vỏ chống đưa vào mô

hình số là các thông số tĩnh trong khi vỏ đường hầm làm việc ở trạng thái động nên

phần nào ảnh hưởng đến kết quả mô hình.

14

1.4. Kết luận chung về tình hình nghiên cứu trong nước và ngoài nước về

hướng nghiên cứu của luận án

Từ kết quả nghiên cứu trên đây, có thể rút ra một số nhận xét sau:

➢ Các phương pháp nghiên cứu lý thuyết có rất nhiều hạn chế, khó áp dụng

để nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn cho các đường hầm có tiết diện

không phải hình tròn. Phương pháp nghiên cứu trên mô hình vật lý tương đương đòi

hỏi thời gian chế tạo mô hình dài, phải có các trang thiết bị chuyên dụng nên cũng

khó sử dụng trong điều kiện Việt Nam;

➢ Phương pháp mô hình số và phương pháp đo đạc hiện trường đang được

sử dụng rất phổ biến và cho kết quả tin cậy. Do đó, luận án chọn sử dụng kết hợp

hai phương pháp trên để nghiên cứu. Trong đó, các dữ liệu đo đạc hiên trường lấy

từ dự án đường hầm Croix-Rousse, Cộng hòa Pháp được sử dụng để khẳng định

tính đứng đắn của mô hình số được xây dựng. Trên cơ sở đó, mô hình số sẽ được sử

dụng để nghiên cứu các thông số, từ đó đưa ra những đánh giá về sự ổn định của kết

cấu đường hầm do ảnh hưởng của chấn động nổ mìn;

➢ Việc nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu đường hầm

lân cận khi đào đường hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn ở Việt Nam chưa được

chú ý nhiều do cho đến nay mới chỉ bắt đầu có những dự án thi công đường hầm

song song hay được đào mở rộng gần đường hầm cũ;

➢ Các nghiên cứu chủ yếu mới chỉ chú ý xem xét sự ảnh hưởng đối với các

đường hầm quốc phòng đặt trên mặt đất hoặc gần mặt đất hay đặt ngầm trong môi

trường nước, san hô. Tại đây, tải trọng được đề cập chủ yếu là do áp lực nổ của bom

đạn trên mặt đất hoặc bom đạn nổ trong môi trường đất đá gần đường hầm quân sự

nằm gần mặt đất và kích nổ một lần;

➢ Trong các mô hình số đã xây dựng, nhiều tác giả vẫn sử dụng các thông số

tĩnh của khối đá, kết cấu chống giữ đường hầm để mô phỏng trong khi đây là những

thông số động phải xử lý cho bài toán động. Sự không phù hợp trên dẫn đến những

ảnh hưởng không tốt đến kết quả của mô hình số. Việc xem xét sự ảnh hưởng của

15

dao động riêng, dao động tắt dần (thể hiện qua hệ số giảm chấn) cũng chưa được

chú ý làm ảnh hưởng xấu đến kết quả, độ tin cậy của mô hình;

➢ Việc nghiên cứu sự ảnh hưởng của đặc tính không đồng nhất của môi

trường đất đá, đặc tính áp lực nổ mìn, phương pháp mô phỏng áp lực nổ, khoảng cách

giữa hai đường hầm, loại liên kết giữa đất đá và kết cấu chống giữ đến kết quả mô

hình ít được chú ý. Đa số các khảo sát mô hình số hiện nay mới chỉ thực hiện thông

qua các mô hình số hai chiều 2D. Tuy nhiên, mô hình 2D thường không thể hiện

được điều kiện thực tế do khi nổ mìn tại gương đường hầm một phần năng lượng nổ

được hấp thụ bởi khối đá và vỏ chống của đường hầm. Tại mô hình 2D năng lượng

nổ khi hấp thụ không đáng kể trên mặt phẳng. Vì vậy, mô hình 3D nên nghiên cứu sử

dụng cho phù hợp với điều kiện thực tế;

➢ Trong thời gian qua, một số ít các tác giả đã phát triển mô hình 3 chiều 3D

bằng các phương pháp khác nhau (phương pháp phần tử hữu hạn, phương pháp

phần tử biên, phương pháp phần tử rời rạc,...). Tuy vậy, các kết quả hầu hết mới chỉ

dừng lại ở việc xem xét sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến phần vỏ chống bê

tông liền khối của đường hầm lân cận trong phạm vi mặt cắt ngang trùng với mặt

cắt đi qua gương đường hầm mới;

➢ Kết quả nghiên cứu gần đây cho thấy chấn động mạnh nhất xuất hiện tại

mặt bên gần nhất với tâm khối thuốc được giả định đặt tại trung tâm gương hầm, chịu

sự ảnh hưởng bởi lượng thuốc lớn nhất khi nổ một lần nổ (thường trong khoảng 8,0

ms) lớn hơn sự ảnh hưởng của tổng lượng thuốc trên gương đường hầm [87]. Trong

khối đá rắn cứng có ít khe nứt thường xảy ra chấn động mạnh hơn so với trong khối

đá mềm chứa nhiều khe nứt. Kết quả này cho thấy, trong khối đá có chất lượng cao

thì các rủi ro gây ra do chấn động nổ mìn sẽ cao hơn;

➢ Các kết quả nghiên cứu đến nay chủ yếu mô phỏng trên mô hình số 2D

mới dừng lại ở việc đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến phần vỏ chống

đường hầm lận cận nằm trong cùng mặt phẳng với gương đường hầm mới; chưa có

những nghiên cứu đánh giá cụ thể trong miền vỏ chống bê tông phía trước, phía sau

16

mặt phẳng chứa gương đường hầm mới và đường hầm cũ lân cận. Đây là cơ sở để

luận án tập trung nghiên cứu đưa ra những kết quả mới.

1.5. Những vấn đề tập trung nghiên cứu của luận án

Từ các tổng hợp, phân tích và đánh giá ở trên, vấn đề nghiên cứu sự ảnh

hưởng của chấn động nổ mìn đến vỏ chống bê tông của đường hầm cũ lân cận khi

đào đường hầm mới bằng phương pháp khoan nổ mìn dọc trục đường hầm tập trung

vào một số hướng nghiên cứu chính như sau (Hình 1.6 và Hình 1.7):

Hình 1.6. Ảnh hưởng chấn động nổ mìn đào đường hầm đến các công trình lân cận

➢ Nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu đường hầm lân

cận bằng phương pháp đo đạc hiện trường tại dự án đường hầm Croix-Rousse,

Lyon: xây dựng mối quan hệ giữa PPV và tỉ lệ nạp thuốc, tỉ lệ khoảng cách cũng

như các thông số cơ lý của khối đá đường hầm đào qua (ví dụ như như RMR); xây

dựng các công thức thực nghiệm dự báo khối lượng thuốc nổ lớn nhất cho phép cho

một lần nổ trong đá granit để áp dụng cho các dự án thi công đường hầm trong

những điều kiện tương tự;

17

Hình 1.7. Sơ đồ thể hiện các bước nghiên cứu của luận án

➢ Nghiên cứu các thông số động học của khối đá bằng thí nghiệm động học

SHPB trên các mẫu đá làm dữ liệu đầu vào cho việc lập các mô hình số;

18

➢ Xây dựng, kiểm chứng và khảo sát thông số mô hình số bằng mô hình số

hai chiều 2D và ba chiều 3D theo trình tự sau đây:

Xây dựng các mô hình số hai chiều 2D và ba chiều 3D bằng phương pháp

phần tử hữu hạn thông qua sử dụng phần mềm Abaqus. Trong đó, biên mô hình là

loại điều kiện không phản xạ NRBC bằng cách sử dụng phần tử loại vô hạn IE dựa

trên dữ liệu đo đạc tại dự án đường hầm Croix-Rousse;

Khảo sát sự ảnh hưởng của tính chất cơ lý của khối đá và vỏ chống (mô

đun đàn hồi động, hệ số giảm chấn, mô hình phá hủy vật liệu,…) đến quá trình hoạt

động của mô hình;

Khảo sát ảnh hưởng của khoảng cách, vị trí đường hầm để tìm khoảng cách

tối thiểu cho phép đảm bảo an toàn cho vỏ chống cố định của đường hầm cũ;

Khảo sát sự ảnh hưởng của mô hình áp lực nổ, đánh giá sự ảnh hưởng vỏ

đường hầm cố định dưới tác dụng của áp lực nổ mìn;

➢ Sử dụng chỉ số phá hủy nổ mìn BDI (Blast Damage Index) để dự báo mức

độ phá hủy của khối đá và kết cấu đường hầm lân cận thông qua việc sử dụng kết

quả của mô hình số đã xây dựng và đã được kiểm chứng.

1.6. Kết luận Chương 1

Chương 1 đã tiến hành nghiên cứu tổng quan tình hình nghiên cứu trong

nước và trên thế giới về sự ảnh hưởng của chấn động gây ra do nổ mìn khi thi công

đường hầm đến kết cấu chống giữ của đường hầm lân cận. Trong đó, đặc biệt nhấn

mạnh về vai trò quan trọng của các phương pháp đo thực nghiệm tại hiện trường và

các phương pháp nghiên cứu trên mô hình số cho quá trình nghiên cứu bài toán.

Chương 1 đã đưa ra những nhận xét về tình hình nghiên cứu trong nước và ngoài

nước về hướng nghiên cứu, những điểm còn tồn tại của vấn đề nghiên cứu, từ đó đề

xuất những vấn đề nghiên cứu chính của luận án.

19

CHƯƠNG 2

CHƯƠNG 2. LÝ THUYẾT VỀ TRUYỀN SÓNG TRONG MÔI TRƯỜNG

ĐẤT ĐÁ VÀ PHƯƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH SỰ ẢNH HƯỞNG CỦA SÓNG

NỔ LÊN KẾT CẤU CÔNG TRÌNH NGẦM LÂN CẬN

2.1. Tổng quan về các loại sóng chấn động gây ra do nổ mìn đào đường hầm và

đặc tính của chúng

Khi nổ mìn đào đường hầm, khối thuốc trong các lỗ mìn được kích nổ sẽ giải

phóng năng lượng dưới dạng các sóng ứng suất truyền trong đất đá. Sóng chấn động

sinh ra do nổ mìn trong khối đất đá là một loại sóng địa chấn. Sóng địa chấn là

những dạng sóng năng lượng hình thành và lan truyền bởi sự va chạm của các phần

tử đất đá trong các lớp địa tầng khi xảy ra động đất hoặc nổ mìn. Sóng địa chấn có

nhiều dạng với nhiều cách lan truyền khác nhau. Trong đó, có thể phân ra hai nhóm

lớn: nhóm sóng khối (body wave); nhóm sóng bề mặt (surface wave). Sóng khối có

thể lan truyền trong các tầng đất phía sâu. Còn sóng bề mặt chỉ có thể lan truyền ở

lớp đất phía trên của vỏ quả đất.

2.1.1. Sóng khối

Khi nổ khối thuốc nổ, năng lượng được giải phóng dưới dạng các sóng, sóng

khối di chuyển xuyên qua các lớp đất và truyền lên mặt đất. Sóng khối có tần số cao

hơn và vận tốc lan truyền từ tâm chấn nhanh hơn sóng bề mặt. Có hai dạng sóng

khối chính: sóng sơ cấp P (sóng nén P); sóng thứ cấp (sóng S).

a. Sóng sơ cấp P (sóng nén P)

Sóng sơ cấp P là sóng địa chấn có vận tốc nhanh nhất và được ghi nhận sớm

nhất khi động đất xảy ra. Sóng P có thể di chuyển qua các lớp đá rắn và các lớp vật

chất lỏng trong vỏ quả đất, như lớp mắc ma, nước biển hay nước ngầm. Sóng P

truyền theo phương dọc, tương tự như sóng âm thanh. Sóng P còn được gọi là sóng

nén vì tác dụng đẩy và kéo lên lớp đất đá. Hướng chuyển động của các phần tử sóng

sóng với hướng truyền sóng.

20

b. Sóng thứ cấp (sóng S)

Vận tốc lan truyền của sóng S nhỏ hơn sóng P. Do đó, sóng S được ghi nhận

sau sóng P. Vì thế, chúng được gọi là sóng thứ cấp. Sóng S chỉ có thể lan truyền

trong lớp đá rắn mà không thể di chuyển qua các lớp vật chất lỏng. Dưới sự lan

truyền sóng S, các hạt vật chất chuyển động vuông góc với phương truyền sóng

(cũng là phương của sóng P).

2.1.2. Sóng bề mặt

Dạng sóng này có tần số thấp hơn so với sóng khối. Chúng chỉ di chuyển

trong lớp đất phía trên sát mặt đất. Mặc dù dạng sóng này đến sau sóng khối, nhưng

hầu như sóng bề mặt mới là nguyên nhân chính gây ra phá hoại nhà cửa trong các

trận động đất. Khi tâm chấn ở độ sâu lớn, thì cường độ sóng cũng như nguy cơ phá

hoại do sóng này gây ra mới giảm bớt.

a. Sóng Love

Sóng Love là dạng sóng đầu tiên của sóng bề mặt, được đặt tên theo nhà toán

học người Anh A.E.H. Love - Người đầu tiên đề xuất mô hình toán học cho kiểu

sóng này vào năm 1911. Dưới sự lan truyền của sóng Love, các hạt vật chất chuyển

động theo phương ngang và có tốc độ lan truyền nhanh nhất trong các sóng bề mặt.

Sóng Love là nguyên nhân chủ yếu gây nên chuyển động ngang của bề mặt vỏ quả

đất [5].

b. Sóng Rayleigh

Sóng Rayleigh là dạng thứ hai của sóng bề mặt, được đặt theo tên của Lord

Rayleigh - Người đã dùng công thức toán học tiên đoán sự tồn tại của dạng sóng

này vào năm 1885. Sóng Rayleigh cuộn tròn dọc theo mặt đất tương tự như sóng

nước cuộn trên mặt biển, cho nên mặt đất bị di chuyển lên xuống, qua lại theo

phương truyền của sóng này. Phần lớn sự rung lắc cảm nhận được trong các trận

động đất là từ sóng Rayleigh, với cường độ lớn hơn tất cả các dạng sóng địa chấn

khác. Khi nổ mìn, ngoài các sóng đàn hồi địa chấn kể trên, ở gần vùng nổ còn xuất

hiện các sóng va đập. Các sóng này khác với các sóng đàn hồi ở chỗ: biến dạng và

21

ứng suất do chúng gây ra vượt quá giới hạn đàn hồi và đạt đến độ bền của đá, kết

quả làm đá bị phá vỡ. Vận tốc lan truyền của sóng va đập cao hơn vận tốc của sóng

đàn hồi dọc.

Kết quả khảo sát cho thấy, khi nổ khối thuốc nổ các sóng sinh ra tác dụng lên

đường hầm lân cận gồm: sóng nén P, sóng cắt S, trong khi công trình bề mặt chịu

thêm sóng bề mặt Rayleigh (Hình 2.1). Trong một số trường hợp, khi tính toán kết

cấu đường hầm có kể đến ảnh hưởng của sóng địa chấn thường sử dụng phương

pháp tải trọng tĩnh tương đương khi xem xét sóng có bước sóng lớn. Đây là phương

pháp tính gần đúng cho phép tính toán kết cấu công trình chịu tải trọng ngắn hạn do

nổ gây ra thường áp dụng cho các công trình có kết cấu đơn giản, tính chất công

trình không đặc biệt quan trọng (Hình 2.2). Phương pháp này có những ưu điểm: có

khả năng đơn giản hóa việc tính toán; việc xác định tải trọng tác dụng lên công trình

không đòi hỏi độ chính xác cao. Tuy nhiên, tại đây kết quả tính toán thường lớn hơn

giá trị thực của tải trọng tác dụng lên công trình, cho nên chúng sẽ gây lãng phí vật

liệu chống giữ.

Hình 2.1. Sơ đồ mô tả sự tác động của các loại sóng nổ

gây ra bởi vụ nổ đến kết cấu đường hầm lân cận [77]

Với sự tác động của hai loại sóng chính ở trên, trong vỏ chống đường hầm

(bê tông phun, bê tông liền khối,...) sẽ xuất hiện cả ứng suất nén và ứng suất kéo.

Tuy nhiên, ứng suất gây phá hủy vỏ chống bê tông cốt thép liền khối chủ yếu là

thành phần ứng suất kéo. Đối với các công trình bề mặt: sóng nén P và sóng bề mặt

Rayleigh là hai loại sóng tác động chính đến công trình bề mặt. Thực tế cho thấy:

sóng gây ra phá hủy các công trình bề mặt là sóng bề mặt Rayleigh.

22

Hình 2.2. Sơ đồ tính toán tương đương kết cấu đường hầm

do sự lan truyền của sóng nổ gây ra [31]

2.1.3. Sự lan truyền sóng nổ trong môi trường đất đá khi nổ mìn đào hầm

Xét lượng nổ hình cầu trong môi trường đất đá vô hạn. Sau quá trình gây nổ,

sản phẩm nổ được nén ép với áp lực cao va chạm mạnh với các phần tử đất đá xung

quanh và tạo nên sóng xung kích trong đất đá. Khi vụ nổ xảy ra bên trong nền đất

đá, từ tâm nổ hình thành sóng chấn tâm lan truyền trong khối đá. Sản phẩm nổ được

hình thành có áp suất rất lớn tạo ra sóng xung kích trên bề mặt phân cách môi

trường và lượng nổ. Sóng xung kích là một nhiễu động mạnh, tức thời của môi

trường. Sự lan truyền của sóng xung kích gắn liền với sự tổn thất năng lượng. Đối

với lượng nổ thông thường vùng lan truyền của sóng xung chỉ xảy ra trong phạm vi

57 lần bán kính vùng nổ [77]. Trong trường hợp tổng quát, tại một điểm cách tâm

nổ một khoảng cách r nào đó, một phân tố môi trường chịu tác dụng nén của ứng

suất nén n, chịu tác dụng kéo của ứng suất kéo k. Trong vùng tác dụng của sóng

xung kính, ứng suất trên mặt sóng lớn, do đó môi trường rắn ở gần lượng nổ bị vỡ

vụn và chuyển sang trạng thái chảy, hình thành vùng biến dạng dẻo trong phạm vi

3÷7 lần bán kính nổ.

23

Trong quá trình lan truyền ở một cự ly nào đó tính từ tâm nổ, sóng xung kích

trong môi trường có tính dẻo sẽ chuyển thành sóng nén với thời gian tăng tải và

giảm tải của sóng. Sóng nén là nhiễu động không đàn hồi của môi trường. Các tham

số của chúng biến thiên một cách từ từ. Tốc độ lan truyền của sóng bằng tốc độ

sóng âm truyền trong môi trường. Trong vùng lan truyền của sóng nén, môi trường

có tính chất không đàn hồi, nó phát sinh biến dạng dư dẫn đến sự phá hoại liên kết

giữa các phần tử của môi trường. Kết quả sẽ hình thành hệ thống các vết nứt hướng

tâm và hình tròn. Vùng lan truyền biến dạng này có phạm vi khoảng 120÷150 lần

bán kính lượng nổ [77]. Hình ảnh vụ nổ trong môi trường rắn thể hiện trên Hình

2.3. Môi trường xung quanh lượng nổ hình thành bốn vùng rõ rệt: vùng nén ép;

vùng vỡ vụn; vùng long rời; vùng chấn động (Hình 2.3). Vùng nén ép chịu áp lực

lớn nhất của sóng xung kích. Tại vùng vỡ vụn: môi trường đất đá bị phá vỡ thành

từng mảng, nếu gần bề mặt đất đá sẽ bị văng đi. Trong vùng long rời: đất đá phá vỡ

thành từng mảng lớn, không văng được. Trong vùng chấn động đất đá chỉ bị chấn

động mà không bị phá vỡ.

Hình 2.3. Sự hình thành các vùng xung quanh vụ nổ [77]

Trong vùng nén ép, dưới tác dụng của áp suất, nhiệt độ rất lớn của sản phẩm

nổ, các lớp đá granit bị đập vụn, chuyển động mạnh theo hướng bán kính đồng thời

cũng đẩy các lớp đất đá sau tiếp theo. Do vậy, đất đá gần tâm nổ bị sản phẩm nổ đẩy

ra ngoài tạo thành lỗ rỗng. Trong phạm vi vùng vỡ trong, đá granit trong vùng này bị

phá hoại một phần dưới dạng các vết nứt xuyên tâm và tiếp tuyến [77]. Vùng chấn

24

động hay vùng biến dạng đàn hồi, trong đó đất đá không bị phá hoại về kết cấu nhưng

bị dao động do tác dụng của sóng nổ tạo thành chấn động trong đá granit. Do đặc

điểm cấu tạo của môi trường đất đá, sóng xung kích tồn tại duy trì một khoảng cách

thời gian và khoảng cách rất ngắn rồi nhanh chóng biến thành sóng nén. Các đặc

trưng cơ bản của sóng nén như sau: mặt sóng nén không thay đổi đột ngột và dốc

đứng như mặt sóng xung kích mà biến đổi từ từ, áp lực tăng từ 0 đến giá trị cực đại rồi

giảm từ giá trị cực đại về giá trị 0; thời gian tác dụng của tải trọng do sóng nén gây ra

lớn hơn nhiều so với thời gian lan truyền của sóng xung kích; trị số áp lực cực đại

khác nhau tại các khoảng cách khác nhau.

2.1.4. Các tham số sóng nén gây ra do nổ mìn

Khi nổ lượng thuốc nổ nằm trong môi trường đất đá, từ tâm nổ sẽ hình thành

sóng nổ lan truyền từ tâm nổ ra xung quanh gọi là sóng chấn tâm. Ở cự ly gần tâm

nổ sẽ là sóng xung kích, ở cự ly xa là sóng nén lan truyền trong môi trường. Các

tham số của sóng chấn tâm phụ thuộc vào các yếu tố sau: vị trí đặt lượng nổ; điều

kiện địa chất tại khu vực xây dựng công trình; tính chất cơ lý của đất đá; khoảng

cách từ tâm nổ đến vị trí khảo sát và công suất vụ nổ.

Áp suất, xung riêng của sóng nén truyền trong đá: khi nổ trong đất đá, sóng

xung kích được hình thành và lan truyền trên một khoảng cách ngắn so với tâm nổ

khoảng 37 lần bán kính nổ r0, sau đó chuyển nhanh thành sóng nén. Sóng nén khác

với sóng xung kích ở chỗ trên mặt sóng không có bước nhảy đột ngột, mà áp suất

tăng dần trong một khoảng thời gian nào đó, sau đó giảm dần. Các tham số của sóng

nổ bao gồm trị số áp lực cực đại, thời gian duy trì tải trọng, quy luật biến đổi theo

thời gian thường xác định bằng thực nghiệm.

2.2. Phương trình truyền sóng nổ trong môi trường đất đá đàn hồi, đồng nhất

và đẳng hướng

Khi nổ lượng thuốc nổ nhiệt độ môi trường đột ngột tăng lên dẫn tới thể tích

khí thải ra tăng; áp lực nổ tăng lên. Những hiệu ứng trên gây nên sóng ứng suất lan

25

truyền trong môi trường và gây ra hiện tượng va đập của các phần tử do đó nổ mìn

thường có tác dụng phá huỷ môi trường.

Nếu đặt vào khối đá giới hạn một tải trọng gây nên các ứng suất không vượt

quá giới hạn đàn hồi thì khối đá này sẽ di chuyển được một khoảng cách u theo

phương của các lực tác dụng. Bởi vì các phần tử đá liên kết chặt chẽ với nhau nên

biến dạng của một phần tử sẽ gây ra sự dịch chuyển của các phần tử khác ở xa hơn.

Như vậy là có sự truyền biến dạng đàn hồi (với một vận tốc xác định). Nếu không

có sự mất mát năng lượng do sự ma sát giữa các phần tử kề nhau, sự kích động đàn

hồi sẽ truyền đi trong khối đá.

Theo định luật thứ hai của Niutơn, tích khối lượng m của một thể tích phân

bố và gia tốc thì bằng tổng tất cả các lực F tác dụng vào thể tích đó [5]:

2

2

d um. dF.

dt

=

(2.1)

Trong đó: u - Biên độ dao động, là trị số độ chuyển dời tức thời của phần tử dao

động kể từ vị trí cân bằng; t - Thời gian.

Có thể biểu diễn tổng tất cả các lực dọc theo một trục tọa độ bất kì như tổng

của tất cả các ứng suất phân tố nhân với diện tích tương ứng và với các ứng suất đó.

Nếu thừa nhận lực thẳng góc (lực pháp tuyến) chỉ tác dụng dọc theo trục x, còn mẫu

đá là một thanh dài mảnh đến nỗi không có ứng suất tiếp thì [31]:

( )xdF / x . x. y. z . = (2.2)

Vì m=(.x.y.z) và =(/g) là khối lượng thể tích (mật độ) của đá, cho nên:

2x

2

u.

xt

=

(2.3)

Đây là phương trình chuyển động của một thể tích đá bất kỳ dọc theo trục x

khi không có các lực khác tác dụng vào phần đất đá trên. Để chuyển sang biến dạng

cần phải sử dụng phương trình của định luật Hook: x=(x.E). Thay thế biến dạng tỉ

đối x bằng độ dịch chuyển tương ứng dọc theo trục x [31]:

x=(u/x) (2.4)

26

chúng ta có phương trình sóng đơn giản (khi không có sự mất mát năng lượng):

2 2

2 2

u E u.g. .

t x

=

(2.5)

Phương trình (2.9) đặc trưng sự truyền sóng dọc phẳng theo trục x. Ngoài ra,

vận tốc lan truyền của sóng nén đàn hồi trong thanh đá được tính [31]:

( )tr E / .g. = (2.6)

Trong đá có kích thước lớn (trong khối nguyên) có các sóng khối lan truyền.

Chúng được đặc trưng bằng hệ thống phương trình vi phân sau [31]:

( )

( )

( )

22

2

22

2

22

2

u. ' G . G u;

xt

. ' G . G ;yt

w. ' G . G w;

zt

= + +

= + +

= + +

(2.7)

Trong đó: u, v, w - Các giá trị chuyển dời ứng với các trục tọa độ x, y, z; - Mức độ

dãn nở thể tích; - Toán tử Laplace; ’ - Hằng số Lame;

u u u

x y z

= + +

;

x y z

= + +

;

2. .G'

1 2

=

− . (2.8)

Có thể biểu diễn sự lan truyền của các biến dạng đàn hồi (bất kỳ kiểu nào)

trong đá bằng nghiệm của hệ thống phương trình vi phân (2.11).

Lý thuyết truyền sóng trong môi trường vật rắn đồng nhất, đẳng hướng được

các nhà khoa học như Stocks, Poisson, Rayleigh đề cập. Trong môi trường đàn hồi,

đồng nhất, đẳng hướng, phương trình mô tả sự truyền sóng có dạng [31]:

G.2u+(+G)GradDivu+X=u (2.9)

Trong đó: G, - Các hằng số Lamê; u - Chuyển vị; - Trọng lượng riêng của vật

chất trong môi trường truyền sóng (chẳng hạn là đá).

Trong môi trường đàn hồi-dẻo và thoả mãn điều kiện dẻo thì sóng biểu diễn

bởi phương trình [31]:

27

2 2t

2 2 2 2p

u u u 1 u2 2 2 .

r r rr r c t

+ − = +

(2.10)

Khi kể đến hiện tượng giảm bền của vật liệu (đá) thì các thành phần ứng suất

nén và ứng suất tiếp sẽ tuân theo quy luật [31]:

*r t i. . .

k

− = + −

(2.11)

Có thể viết (2.14) dưới dạng [31]:

( )2

rr 2

2 u. .

r r t

+ − =

. (2.12)

Trong các công thức trên: , r - Lần lượt là ứng suất vòng (ứng suất tiếp) và ứng

suất hướng tâm trong hệ toạ độ phẳng cực (r, ); ε - Biến dạng tương đối; χ - Hệ số

kể đến thay đổi dấu (khi kéo: χ=1; khi nén: χ=-1); i* - Hàm tái bền của vật liệu.

Khi tuyến tính hóa hàm tái bền, có thể viết phương trình sóng cầu trongđất đá đàn

hồi-dẻo bằng phương trình [31]:

2 2t1

2 2 2 21 p

u u u 1 E 1 u2 2 . 1 . .

r r r E 3K Er r c t

+ − = − +

+ (2.13

Trong đó: c - Tốc độ truyền sóng, xác định theo công thức:

1

1

K(1 E / E)c .

(1 E / 9K)

+=

− (2.14)

Tại đây: K - Mô đun nén thể tích; E - Mô đun tái bền của vật liệu theo hàm tái bền

được tuyến tính hóa.

Các phương trình truyền sóng trong môi trường đàn hồi, đồng nhất, đẳng

hướng trên đây là hướng đơn giản hóa để giải quyết vấn đề. Việc giải bài toán

truyền sóng nổ là bài toán động rất phức tạp, phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác nhau.

Ngoài ra, môi trường đá thực tế không phải là môi trường đàn hồi, đồng nhất, đẳng

hướng. Cho nên, để giải quyết bài toán truyền sóng trong môi trường đàn hồi nên sử

dụng phương pháp thực nghiệm hoặc xây dựng các mô hình số.

28

2.3. Đặc tính tải trọng sinh ra do sóng nổ và đặc điểm làm việc của kết cấu

đường hầm dưới tác dụng của sóng nổ

Đặc tính làm việc của phần kết cấu chịu sóng nổ phụ thuộc vào các yếu tố:

tính chất của môi trường đất đá xung quanh; phương pháp thi công; đặc điểm của kết

cấu [36]. Đối với kết cấu nguyên khối đường hầm chịu sóng nổ, trong tính toán có thể

xem như kết cấu nằm trong môi trường đàn hồi. Tại đây, có thể vận dụng các phương

pháp của lý thuyết đàn hồi để tính [36]. Kết cấu được chia ra các trường hợp tính toán

sau đây: trường hợp lớp lát hàn; trường hợp lớp lát lồng.

2.3.1. Trường hợp lớp lát hàn

Trong trường hợp này kết cấu được xem như hàn chặt vào đất đá và cùng

dao động. Lớp lát hàn phải thỏa mãn các điều kiện sau đây [36]:

➢ Thứ nhất: E0>E. Tại đây: E0 và E - Mô đun đàn hồi của đất đá và vật liệu

kết cấu. Điều kiện này cũng có nghĩa: đất đá xung quanh đường hầmcứng hơn vật

liệu kết cấu;

➢ Thứ hai: ()<[R]. Tại đây thỏa mãn điều kiện ổn định của khoảng trống

đường hầm không chống;

➢ Thứ ba: ()<[Rtr].

Trong đó: [R] - Giới hạn bền của đất đá; Rtr - Cường độ chống trượt; Rtr=(2Rk); Rk -

Cường độ chịu kéo của vật liệu kết cấu (thường là bê tông).

Lớp lát hàn phù hợp trong những trường hợp thi công vỏ chống đường hầm

bằng phương pháp đổ bê tông nguyên khối tại chỗ (công nghệ truyền thống), khe hở

còn lại giữa đất đá và vỏ chống được nhồi đầy bằng vữa bê tông hay thi công vỏ

đường hầm bằng neo kết hợp với lưới thép và vữa. Đối với lớp lát hàn chỉ tính toán

cho sóng nổ, không tính cho áp lực đất đá.

2.3.2. Trường hợp lớp lát lồng

29

Trường hợp lớp lát lồng áp dụng khi đất đá và kết cấu không có liên kết chặt

chẽ và thỏa mãn một trong ba điều kiện sau đây [36]:

➢ Thứ nhất: E0<E;

➢ Thứ hai: E0>E và đất đá nứt nẻ nhiều, phân lớp hay tồn tại lớp chống

thấm, hay có lớp lấp đầy (không nhồi khe hở thi công bằng vữa bê tông);

➢ Thứ ba: ()>[R]. Điều này có nghĩa: đất đá xung quanh đường hầm mềm

yếu hơn vật liệu kết cấu hay đường hầm không chống không ổn định.

Trong trường hợp này, do tồn tại sự chuyển dịch tương đối giữa đất đá và vỏ

đường hầm, cho nên tại đó xuất hiện các thành phần ứng suất tiếp xúc. Kết cấu lắp

ghép thường được tính toán theo trường hợp lát lồng trừ những trường hợp nó chỉ là

một bộ phận cấu thành nên kết cấu nhiều lớp. Trong các công thức trên đây đại

lượng () (ứng suất trên chu vi khoang không chống và khoang có lớp lát) được

xác định theo công thức [36]:

ntx

i i k d zmax ki 1

( ) (h ).K k . .k .

=

= +

(2.15)

Trong đó: hi, i - Chiều dày và trọng lượng thể tích các lớp đất đá phía trên khoang

đường hầm; Kktx - Hệ số tập trung ứng suất trên chu vi khoang dưới tác dụng của

trọng lượng bản thân đất đá (tự trọng) hay tải trọng tĩnh (hệ số tập trung ứng suất

thường xuyên); kd - Hệ số động trong tính toán có thể lấy gần đúng kd=1,2; kk - Hệ

số tập trung ứng suất dưới tác dụng của sóng nổ; zmax - Giá trị cực đại của tải

trọng động [36].

( )txk p qK = K + x.K . (2.16)

kk=[(cos2+sin2).KP+(sin2+cos2).Kq+(1-)sincos.Kpq]. (2.21)

Trong đó: - Góc giữa phương truyền sóng và trục thẳng đứng lấy ngược theo

chiều kim đồng hồ; - Hệ số áp lực hông của đất đá; Kp, Kq, Kpq - Các hệ số tập

trung ứng suất do các thành phần tải trọng động theo các phương thẳng đứng,

30

phương nằm ngang và phương tiếp tuyến gây ra; Kp, Kq phụ thuộc vào tỉ số (h/l)

và (f/h) có thể lấy theo bảng tính sẵn theo đồ thị (Phụ lục 14, [36]).

Các tham số của sóng nổ tác dụng lên đường hầm khi nổ khối thuốc nổ trong

đất đá bao gồm: xung riêng khi sóng nén truyền đến kết cấu đường hầm; tải trọng

tĩnh tương đương (Hình 2.4). Xung riêng khi sóng nén truyền đến kết cấu đường

hầm được xác định theo công thức gần đúng [36]:

.

2 / 32

1 2 2

Ci = K .K f( ), T/m

D (2.17)

Trong đó: C - Trọng lượng thuốc nổ, kg; D - Khoảng cách từ tâm nổ đến kết cấu, m;

K1 - Hệ số xét đến tính chất của đất; K1=0,14 cho đất sét; K2 - Hệ số xét tới điều

kiện vùi lấp; K2=1 khi hx≥(0,25.rp); f() - Hàm số xét tới ảnh hưởng của góc giữa

phương truyền sóng và chướng ngại vật; f()=1 khi D=[(0,751,25).rp];

f()=(0,3+0,7.cos) khi D=[(1,251,75).rp]; rp - Bán kính phá hoại của kết cấu chịu

sự tác dụng của sóng nổ, m. Các công thức trên chỉ đúng trong trường hợp C≤100

kg và D≤5 [36].

Hình 2.4. Sơ đồ tính xung riêng tác

dụng lên kết cấu đường hầm [36]

Hình 2.5. Biểu đồ mô phỏng

áp lực nổ mìn [36]

Tải trọng tĩnh tương đương do xung nổ tác dụng lên kết cấu đường hầm được

xác định theo công thức sau [36]:

( ) 1 2 2

2/3

td

CP i. K .K . .f ( ). ,

D= = T/m2. (2.18)

31

Trong đó: i - Xung riêng khi sóng nén truyền đến kết cấu đường hầm (xác

định theo công thức 2.22); ω - Hệ số kể đến loại thuốc nổ sử dụng.Khi lượng nổ và

khoảng cách lớn hơn tác dụng của nổ không phải là tức thời và phải tính theo sóng

nén. Các tham số của sóng nén gồm: áp lực cực đại, thời gian tác dụng nổ. Áp lực

của sóng nén khi nổ lượng thuốc nổ ở sâu (Hn>>rP) có thể được xác định theo công

thức thực nghiệm sau [36]:

n3

m

C= a.

D

, kG/cm2. (2.19)

Trong đó: C - Trọng lượng khối thuốc nổ, kg; D - Khoảng cách từ tâm nổ đến điểm

nghiên cứu, m; a, n - Các hệ số thực nghiệm; a=8, n=3,0 cho các loại đất đá á sét;

a=18, n=2,8 cho các loại đất đá sét.

Thời gian tác dụng của sóng nén (Hình 2.5) xác định theo công thức [36]:

( )3= c C + b.R , giây. (2.20)

Trong đó: c, b - Các hệ số thực nghiệm, với á sét thì c=1.10-2; b=1.10-2 [36].

Thời gian tăng tải xác định theo công thức [36]:

( )3

t1 a0

D - d C= -1 ,

a

giây. (2.21)

Trong đó: = (a0/a1); a0 - Tốc độ lan truyền sóng đàn hồi trong đất đá, m/s; d - Tốc

độ lan truyền sóng dẻo trong đất đá, m/s.

Việc tính toán kết cấu đường hầm chịu tải trọng động phụ thuộc vào nhiều

yếu tố: sơ đồ tính toán chưa phản ánh chính xác sự làm việc thực của vỏ chống

đường hầm cũng như tình trạng đất đá xung quanh đường hầm; hầu hết phương

pháp tính toán chỉ mang tính gần đúng (phụ thuộc vào mô hình áp lực nổ và mô

hình vật liệu); việc xác định các hệ số trong công thức gặp nhiều khó khăn do cần

thực hiện trên nhiều công trình khác nhau [36].

2.4. Các phương pháp mô phỏng áp lực nổ khi nổ mìn tại gương hầm

32

Mô hình tính áp lực nổ là yếu tố quan trọng trong phương pháp mô phỏng sự

ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi đào đường hầm. Việc chọn mô hình mô phỏng

áp lực nổ mìn có ảnh hưởng trực tiếp đến sơ đồ tính toán và kết quả bài toán. Các

phương pháp tính toán mô phỏng áp lực nổ mìn đã được chú ý nghiên cứu từ rất

sớm. Tuy nhiên, cho đến nay các kết quả mới chỉ mới dừng lại ở dạng gần đúng.

Các phương pháp tính toán lý thuyết, phương pháp sử dụng phương trình trạng thái

hay các công thức kinh nghiệm đều chỉ chú ý đến một vài yếu tố và chấp nhận một

số giả thuyết về môi trường và về chính thuốc nổ. Mỗi mô hình áp lực nổ đều có

những ưu điểm, nhược điểm nhất định, được áp dụng trong phạm vi nhất định và

cho các kết quả khác nhau. Việc lựa chọn được mô hình phù hợp trong từng điều

kiện là hết sức quan trọng và có ảnh hưởng trực tiếp đến kết quả nghiên cứu. Theo

kết quả tổng hợp, hiện có ba phương pháp tính và mô phỏng áp lực nổ mìn khi nổ

khối thuốc nổ tại gương hầm bao gồm:

➢ Phương pháp tính toán sử dụng các công thức kinh nghiệm;

➢ Phương pháp tính áp lực nổ mìn dựa trên tỉ lệ khoảng cách;

➢ Phương pháp sử dụng phương trình trạng thái cho khối đá, thuốc nổ;

2.4.1. Phương pháp tính sử dụng các công thức kinh nghiệm

Áp lực tác dụng lên thành lỗ khoan khi nổ khối thuốc nổ trong lỗ mìn được

thể hiện như Hình 2.6.

Hình 2.6. Quá trình nổ của một khối thuốc nổ trong lỗ khoan theo

Atlas (1987), Clark (1987), Khoshrou (1996) và Bhandari (1997) [85]

33

Các phương trình đơn giản dưới đây được sử dụng để xác định giá trị áp lực

do nổ khối thuốc nổ trong lỗ khoan của Atlas (1987); Clark (1987); Nie và Olsson

(2001) [85]. Cụ thể:

➢ Áp lực do lực tạo ra khi phát nổ khối thuốc nổ trong lỗ mìn:

2

dd

VP ,

4= Pa; (2.22)

➢ Áp lực do nổ mìn trong lỗ khoan:

2

d dc

P VP , Pa;

2 8= = (2.23)

➢ Áp lực nổ tác dụng lên thành lỗ khoan:

Pb=Pe.(rc)2, Pa. (2.24)

Trong đó: - Mật độ thuốc nổ, kg/m3; Vd - Vận tốc khởi nổ của thuốc nổ sử dụng, m/s;

rc - Hệ số chuyển đổi rc=(dt/dk); dt, dk - Đường kính thỏi thuốc và đường kính lỗ

khoan; Q - Nhiệt phát ra từ vụ nổ, kJ/kg; - Hệ số mũ adiabatic; =1,5 (Persson và

n.n.k, 1994) [77]; 2

d1 V / Q = + theo Pickett và Davis (1979) [85].

Áp lực tác dụng lên thành lỗ khoan có thể tính theo phương pháp củaDuvall

(1953) và được phát triển bởi Lima và n.n.k (2002) [60]:

( ).t .t

0P(t) P . e e .− −= −

(2.25)

Trong đó: , - Các hằng số của đá theo Aimone (1982) [60].

Ngoài ra, biên độ áp lực nổ sinh ra từ việc mở rộng các khí từ vụ nổ, có thể

được tính theo công thức của Konya và Walter (1991) [60]:

7 2

e ed

e

4,18 10 SG VP

1 0,8SG.

−

=+

(2.26)

Trong đó: Pd - Biên độ áp lực nổ, Pa; SGe - Mật độ của thuốc nổ, g/cm3; Ve - Vận

tốc truyền nổ của thuốc nổ, m/s.

34

Hình 2.7. Biểu đồ áp lực nổ khối thuốc tác dụng lên thành lỗ khoan [60]

Áp lực nổ (áp lực gây ra bởi một lượng thuốc nổ nạp trong lỗ khoan) thường

phải xét đến sự ảnh hưởng của khoảng trống giữa thỏi thuốc và thành lỗ khoan. Để

xét đến sự ảnh hưởng của khoảng trống giữa khối thuốc nổ và thành lỗ khoan, áp

lực sẽ được điều chỉnh theo công thức [60]:

2

cB d

h

dP = P .

d

(2.27)

Trong đó: PB - Đại lượng áp lực tác dụng lên thành lỗ khoan, Pa; dc, dh - Tương ứng

là đường kính thỏi thuốc và đường kính lỗ khoan, mm.

Áp lực nổ mìn tác dụng lên biên đường hầm khi nổ một lượng thuốc nổ tại

các thời điểm khác nhau (phân đợt nổ) được thể hiện bằng công thức [60]:

BP(t) P .f(t) , Pa.= (2.28)

Trong đó: f(t) - Hàm mô phỏng sự thay đổi của áp lực theo thời gian.

Hàm mô phỏng sự thay đổi của áp lực nổ theo thời gian được sử dụng để mô

phỏng sự tác động của áp lực nổ lên thành lỗ khoan. Hầu hết các nghiên cứu đã sử

dụng hàm mũ để mô hình hình dạng sóng áp lực nổ hoặc kết hợp của hàm mũ và

dạng hàm sin cho mô hình hàm áp lực. Ví dụ, hàm f(t) được sử dụng bởi Park và

các cộng sự có dạng như sau [79]:

t1

td

d

tf(t) e

t

− = (2.29)

35

Áp

lự

c

Trong đó: f(t) - Hàm mô phỏng sự thay đổi của áp lực theo thời gian; t - Thời gian

đánh giá, s; td - Thời gian đạt được áp lực lớn nhất; td=0,0003361 s.

Trong thực tế, có hai loại áp lực nổ mìn chính thường được chấp nhận để mô

phỏng quá trình nổ mìn cho môi trường đất đá gồm: áp lực nổ dạng 1; áp lực nổ

dạng 2. Áp lực nổ dạng 1 tương ứng với loại thuốc nổ nhũ tương có thời gian tăng

áp lực nổ là rất ngắn và đường giảm áp lực có độ dốc lớn. Áp lực nổ dạng 2 tương

ứng với chất nổ dạng ANFO có thời gian để áp lực nổ đạt giá trị lớn nhất là dài hơn;

đường giảm áp lực có độ dốc nhỏ hơn so với loại thuốc nổ nhũ tương (Hình 2.8)

[85].

Hình 2.8. Hình dạng xung áp lực nổ ứng với hai loại thuốc nổ khác nhau [85]

2.4.2. Phương pháp tính áp lực nổ mìn dựa trên tỉ lệ khoảng cách

Phương pháp tính áp lực nổ mìn dựa trên tỉ lệ khoảng cách đánh giá áp lực

do nổ mìn do một vụ nổ trên cơ sở tỉ lệ khoảng cách Z đã được nghiên cứu trong

các nghiên cứu trước đây. Đại lượng Z được định nghĩa theo biểu thức [86]:

Z=(D/W1/3). (2.30)

Trong đó: D - Khoảng cách từ tâm của khối thuốc tới điểm quan sát, m; W - Khối

lượng thuốc nổ tương đương với thuốc nổ TNT, kg. Khi sử dụng loại thuốc nổ khác

cần tính quy đổi về chủng loại thuốc nổ TNT theo công thức sau:

( )TNT x TNTW W Q /Q .= (2.31)

36

Trong đó: Qx, QTNT - Năng lượng riêng của thuốc nổ đang sử dụng và thuốc nổ

TNT, kJ/kg.

Theo Henrych (1979), áp lực nổ mìn tác dụng lên biên đường hầm xác định

theo các công thức [86]:

s 2 3 4

1407,2 554,0 35,7 0,625P , kPa

Z Z Z Z

= + − +

khi 0,05 Z 0,3; (2.32)

s 2 3

619,4 32,6 213,2P , kPa

Z Z Z

= − +

khi 0,3 Z 1,0; (2.33)

s 2 3

66,2 405 328,8P , kPa

Z Z Z

= + −

khi 1,0 Z 10,0. (2.34)

Trong đó: Z - Tỷ lệ khoảng cách, m/kg; Ps - Giá trị lớn nhất của áp lực.

Khi 0,005Z3, Henrych cũng đưa ra mối quan hệ giữa thời gian tác dụng

nổ và tỉ lệ khoảng cách theo công thức [86]:

( )3 2 3 4a

3

t10 . 0,107 0,444Z 0,264Z 0,129Z 0,0335Z

W

−= + + − +

(2.35)

Trong đó: ta - Thời gian khi nổ mìn, s; W - Khối lượng thuốc nổ, kg; Z - Tỉ lệ

khoảng cách. Khi thay Z và W vào công thức (2.40) ta có thể xác định được ta.

Theo tiêu chuẩn US Dept của Mỹ (1986), 10 % của thời gian này là thời gian

tăng áp lực tr, thời gian yêu cầu để đạt được áp lực cực đại (Ps). Sau khi có Ps, sóng

tiêu tán theo quy luật [86]:

a

t

tt 0P P .e

− = .

(2.36)

Trong đó: Pt - Áp lực nổ tại thời điểm t bất kỳ.

Khi xét đến khoảng cách và khối lượng thuốc nổ từ vụ nổ, áp lực nổ mìn có

thể tính theo công thức của (Wang, 1984) [67]:

max 2 3

139,97 844,81 2154P 0,8034 .

Z Z Z

= + + −

(2.37)

Trong đó: Z=(D/Q1/3) - Tỉ lệ khoảng cách; D - Khoảng cách từ khối thuốc nổ đến

điểm quan sát, m; Q - Khối lượng thuốc nổ nạp nổ trong cùng một thời điểm, kg.

37

Thời gian tăng áp lực tR và tổng thời gian tải trọng hình tam giác tS của tải

trọng hình tam giác có thể được tính toán theo công thức của (Wang, 1984). Theo

đó, thời tăng áp lực nổ tR và thời gian áp lực nổ hình tam giác tS lần lượt là 10 ms và

100 ms (Sun và Hou, 1991; Yang et al., 2005) [67]:

2- 0,05

R12 r Q

t =K

;

3 2- 0,2

S84 r Q

t =K

; r

ra

= . (2.38)

Trong đó: tR - Thời gian tăng của tải trọng hình tam giác, s; tS - Tổng thời gian của

áp lực hình tam giác, s; K - Mô đun áp lực thể tích của vùng, K=105, Pa; - Hệ số

Poisson của nền; a - Bán kính lỗ khoan, m; r - Bán kính tác dụng của áp lực nổ

mìn, được giả thuyết tác dụng lên biên trong của đường hầm mới. Từ đây, luận án

đã vẽ ra biểu đồ áp lực tác dụng lên biên đường hầm (Hình 2.9).

Hình 2.9. Sơ đồ mô tả áp

lực nổ mìn [67]

Hình 2.10. Mô hình tải trọng tác dụng theo thời gian

khi nổ nhiều đợt lỗ mìn trên gương [67]

2.4.3. Phương pháp sử dụng phương trình trạng thái

Phương trình trạng thái của Jones-Wilkins-Lee (JWL) đã được sử dụng rất

phổ biến để mô phỏng tương đối chính xác áp lực-thể tích-năng lượng ảnh hưởng

của thuốc nổ khi nổ. Phương pháp này sử dụng phổ biến nhất hiện nay và hầu như

có sẵn trong các phần mềm mạnh mô phỏng bài toán kỹ thuật như UDEC, FLAC,

Abaqus,... Phương trình được viết dưới dạng [64]:

1 2- r V -r V 01 2

1 2

EP = C (1- ).e + C (1- ).e +

r V r V V

. (2.39)

38

Trong đó: C1, r1, C2, r2, - Các hằng số vật liệu chọn theo từng loại thuốc, P - Áp

lực tạo ra bởi khối thuốc nổ; V - Thể tích tương đối: V=(0/); - Mật độ hiện tại

của thuốc nổ, 0 - Mật độ của thuốc nổ ở trạng thái tinh thể trước khi nổ; E0 - Năng

lượng ban đầu bên trong của thuốc nổ, Pa. Các thông số cho thuốc nổ (TNT) sử

dụng trong nghiên cứu này được thể hiện trong Bảng 2.1.

Bảng 2.1. Các thông số trong phương trình trạng thái của thuốc nổ TNT [64]

0 (kg/m3) C1(GPa) C2(GPa) DC-J (m/s) r1 r2 E0 (GPa)

1640,0 373,77 3,23 6930,0 4,15 0,95 0,30 7,0

Để mô phỏng vụ nổ bằng mô hình JWL: vật liệu nổ được mô hình hóa ở

dạng rắn; tình trạng trước nổ và chia lưới sử dụng một số phần tử. Sau khi nổ có sự

gia tăng nhanh chóng áp lực gây ra bởi các vật liệu nổ để mở rộng ra phía ngoài.

2.4.4. Lựa chọn phương pháp mô phỏng áp lực nổ mìn

Trên cơ sở ba phương pháp được giới thiệu ở trên, luận án chọn sử dụng

phương pháp thứ nhất tính toán mô hình áp lực nổ bằng công thức kinh nghiệm. Cụ

thể, tại đường hầm Croi-Rousse, do sử dụng thuốc nổ nhũ tương nên dạng áp lực 1

đã được chọn để sử dụng tính toán với sơ đồ đơn giản hóa thể hiện trên Hình

2.11.b. Sơ đồ bố trí các lỗ mìn trên gương bao gồm 8 nhóm lỗ mìn khác nhau: nhóm

đột phá; ba nhóm phá; hai nhóm tường; nhóm biên; nhóm nóc; nhóm nền. Từ hộ

chiếu khoan nổ mìn của đơn vị thi công hầm Croix-Rousse (Công ty EGIS-Pháp),

các lỗ mìn trên gương hầm được nổ thành 8 đợt nổ vi sai, trong mỗi đợt nổ bao gồm

các lỗ mìn nổ đồng thời gồm: Nhóm đột phá, nhóm phá 1 phía trên nhóm đột phá,

nhóm phá 2 và nhóm phá 3 ở hai bên sườn nhóm đột phá, 2 nhóm lỗ mìn tường,

nhóm nóc và nhóm nền (Xem hình 2.11.a). Do vậy, áp lực nổ mìn tại gương hầm

có thể mô phỏng đơn giản hóa là 8 tải trọng độc lập cùng với biên độ áp lực lên biên

đường hầm mới là PB và thời gian chậm nổ tương ứng với thời điểm áp lực cực đại,

hàm thời gian f(t) thể hiện sự thay đổi áp lực nổ theo thời gian được mô phỏng như

Hình 2.11b.

39

Hình 2.11. Hàm áp lực nổ theo thời gian của loại nổ lý tưởng [77]

a - Các đợt nổ trên gương hầm; b - Hàm số mô phỏng áp lực

2.5. Các thông số nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn

Hiện nay, có rất nhiều các thông số để đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ

mìn đến kết cấu các công trình lân cận như các đường hầm lân cận, các công trình

bề mặt,... Để đánh giá chấn động nổ mìn khi đào đường hầm bằng phương pháp

khoan nổ mìn thường sử dụng các thông số cơ bản sau đây [31]:

➢ PPV - Vận tốc dao động phần tử đỉnh (Peak Particle Velocity);

➢ PPA - Gia tốc phần tử lớn nhất (Peak Particle Acceleration);

➢ SF - Tần số dao động riêng của kết cấu (Specific Frequency);

➢ DAM - Chuyển vị của phần tử (Displacement or the Amount of

Movement);

Thực tế cho thấy PPV và SF là hai thông số được sử dụng nhiều hơncả trên

thực tế [40], [42], [54], [60], [64], [79], [85], [86], [91].

2.5.1. Thông số PPV

PPV được định nghĩa là tốc độ di chuyển lớn nhất của một phần tử đất đá

hoặc kết cấu chống khi chịu ảnh hưởng của một lực gây ra bởi sóng chấn động do

nổ mìn đào hầm. Giá trị PPV có thể xác định bằng phương pháp đo đạc trực tiếp

hoặc các công thức xây dựng trên cơ sở đo đạc thực tế (công thức kinh nghiệm).

2.5.2. Tần số dao động riêng SF của công trình

40

Theo kết quả các công trình nghiên cứu và quan sát thực tế, chấn động nổ

mìn gây ra đối với một công trình lân cận nói chung và đường hầm nói riêng ở tần

số thấp nguy hiểm hơn so với chấn động gây ra ở tần số cao. Ví dụ, theo Cengiz

[44] các phá hủy kết cấu ở phạm vi tần số thấp (<40 Hz) là cao hơn phá hủy này ở

tần số cao (>40 Hz). Đối với các công trình đánh giá chấn động thì tần số dao động

riêng cần được quan tâm. Đối với các công trình trên bề mặt, tần số dao động riêng

SF được xác định theo công thức kinh nghiệm của Green, (1980) [9]:

0,05.HSF .

B

=

(2.40)

Trong đó: H - Chiều cao của công trình, m; B - Chiều rộng của công trình theo

hướng chấn động, m.

Đối với việc truyền sóng trong các lớp đất đá cần quan tâm tới tần số cộng

hưởng của các lớp đất đá. Khi có ít nhất một lớp đá (hoặc đất) tần số sẽ được

khuyếch đại, được gọi là tần số chính hoặc tần số cộng hưởng, trong khi những lớp

khác sẽ được giảm chấn, tùy thuộc vào tính chất của môi trường. Mối quan hệ giữa

vận tốc truyền sóng cắt CS chiều dày lớp Hl và tần số khuếch đại f được xác định

bởi công thức kinh nghiệm của Dowding (1996) có dạng như sau [31]:

S

l

Cf .

4.H

=

(2.41)

Trong nghiên cứu này, luận án chọn sử dụng thông số PPV như là tiêu chí

chính để nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đào hầm đến kết

cấu công trình ngầm lân cận.

2.6. Kết luận Chương 2

Từ các kết quả nghiên cứu trên, có thể rút ra một số kết luận sau:

➢ Khi nổ mìn đào đường hầm, sóng nổ gây phá hủy vỏ chống và khối đá

xung quanh là sóng xung kích và sóng nén. Hai loại sóng trên là nguyên nhân sinh

ra ứng suất kéo trong vỏ chống và là nguyên gây phá hủy vỏ chống;

41

➢ Có nhiều phương pháp tính toán, mô phỏng áp lực nổ mìn khi tiến hành

nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn. Việc lựa chọn mô hình áp lực nổ ảnh

hưởng trực tiếp đến kết quả mô hình;

➢ Việc lựa chọn mô hình mô phỏng có thể dưạ trên các yếu tố khác nhau

như các dữ liệu đầu vào, các kết quả đo đạc thực tế hoặc dựa trên việc có sẵn các

mô-đun trong các phần mềm chuyên dụng. Do vậy hướng lựa chọn phương pháp

mô phỏng áp lực nổ như sau:

Khi có các kết quả đo đạc chuẩn xác, việc mô phỏng áp lực nổ có thể sử

dụng công thức (2.32)(2.37).

Khi tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đào đường

hầm, thuốc nổ trên gương đường hầm được chia thành nhiều đợt nổ. Trong trường

hợp thuốc nổ trên gương đường hầm nổ thành nhiều đợt khác nhau (thời gian vi sai

lớn hơn 8 ms) nên chọn mô hình áp lực nổ theo công thức (2.42) (Wang, 1984)

[67]. Công thức này do cho phép biểu diễn áp lực theo số đợt nổ trên gương. Trong

phần sau của luận án tác giả sử dụng công thức trên để mô phỏng áp lực nổ mìn.

42

CHƯƠNG 3

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA CHẤN ĐỘNG NỔ MÌN ĐẾN KẾT CẤU

ĐƯỜNG HẦM LÂN CẬN KHI THI CÔNG ĐƯỜNG HẦM BẰNG PHƯƠNG

PHÁP KHOAN NỔ MÌN THÔNG QUA PHƯƠNG PHÁP ĐO ĐẠC THỰC

NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG

3.1. Đặt vấn đề

Đo đạc thực nghiệm hiện trường là phương pháp được sử dụng trong nghiên

cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn và các vấn đề khác nhằm khắc phục những

nhược điểm của các phương pháp giải tích, phương pháp mô hình vật lý tương

đương,... Phương pháp đo đạc thực nghiệm cho phép thu được kết quả đo phản ảnh

gần nhất với thực tế, có độ tin cậy cao khi thiết bị tốt và người đo làm chủ được

thiết bị cũng như có sự phân tích đánh giá đúng điều kiện địa chất khu vực đo. Đây

cũng là phương pháp được sử dụng phổ biến và là yêu cầu cần thiết để giám sát

chấn động nổ mìn trong quá trình đào hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn. Kết

quả của phương pháp có thể được sử dụng để kiểm chứng độ chính xác và phù hợp

của các mô hình số cũng như các phương pháp khác. Khi giám sát chấn động nổ

mìn, các thiết bị đo sẽ đo các thông số cơ bản như PPV; tần số dao động FCPV ứng

với PPV; gia tốc phần tử lớn nhất PPA; chuyển vị của phần tử DAM. Tuy nhiên,

thực tế cho thấy các thông số PPV, phổ vận tốc và chuyển vị phần tử DAM là các

thông số cơ bản trong các dữ liệu đo. Việc phân tích các dữ liệu đo cho phép tìm ra

các quy luật chung, các công thức kinh nghiệm thể hiện quan hệ giữa các thông số

của vụ nổ, môi trường truyền nổ và biểu hiện của công trình chịu tác dụng của sóng

nổ. Từ đó điều chỉnh vụ nổ một cách hợp lý, tránh những tác động tiêu cực đến

công trình.

Phương pháp đo thực nghiệm đã được nhiều tác giả trên thế giới sử dụng để

nghiên cứu như: Ahmed, L., Ansell, A. (2011) [40], Ansell A., (2004) [42], Cengiz

Kuzu (2008) [44]; Nateghi R. (2011) [75]; Singh T.N. (2010) [87]; Zhao, J., Li HB.

(2000) [97];… Tuy nhiên, phần lớn các nghiên cứu mới chỉ tập trung nghiên cứu

43

ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi khai thác các mỏ lộ thiên đến các công trình

xung quanh. Phương pháp đo đạc thực nghiệm sử dụng để nghiên cứu chấn động nổ

mìn khi đào đường hầm đến công trình lân cận còn hạn chế. Qua khảo sát, Ansell A.

(2004) [42] đã đo đạc sóng chấn động do nổ mìn khi đào đường hầm trong vỏ

chống bê tông phun gần gương. Từ đó đánh giá mức độ ảnh hưởng của chấn động

đến vỏ chống này, đồng thời điều chỉnh khối lượng thuốc nổ để đảm bảo an toàn

cho vỏ chống bê tông phun. Lin (2011) [68] đã tiến hành đo đạc dữ liệu chấn động

tại 46 vụ nổ, kết hợp với 96 dữ liệu đo đạc khác. Từ đó tác giả đã rút ra một số công

thức thực nghiệm tính toán khối lượng thuốc nổ cho phép lớn nhất khi đào đường

hầm không gây ảnh hưởng đến đường hầm cũ và các công trình bề mặt nằm gần

đường hầm mới đang thi công.

Tại Việt Nam, vấn đề này chưa được nghiên cứu nhiều, kết quả đạt được

còn hạn chế, trong đó phải kể đến các công trình nghiên cứu của các tác giả

như Võ Trọng Hùng [7], Nguyễn Hải Hưng [13], Vũ Đình Lợi [26], Lê Đình

Tân [34], Nguyễn Hữu Thế [35],... Tuy nhiên, các nghiên cứu này mới chỉ đề

cập đến nổ mìn cho một khối thuốc nổ tập trung do bom mìn trên mặt đất hoặc

trong lòng đất mà chưa nghiên cứu đến nổ mìn khi đào đường hầm. Cũng trong

thời gian qua, khi thi công đường hầm Cổ Mã, Hội Kỹ thuật Nổ mìn Việt Nam đã

tiến hành đo đạc, đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu đường hầm

đường sắt bên cạnh được xây dựng trước đó khoảng 100 năm. Tuy nhiên, kết quả

nghiên cứu mới chỉ dừng lại ở việc đo chấn động, so sánh giá trị tốc độ PPV với các

tiêu chuẩn hiện hành mà chưa có những nghiên cứu đánh giá cụ thể. Phương pháp

đo đạc thực nghiệm đơn giản nhưng đòi hỏi phải đầu tư các thiết bị đo hiện đại với

chi phí lớn. Ngoài ra, giá trị của kết quả đo thực nghiệm sẽ giảm đi rất nhiều nếu

không có đầy đủ thông tin về môi trường khối đất đá sóng nổ truyền qua. Đây cũng

là lý do việc sử dụng các kết quả đo thực nghiệm thu được từ một công trình cho

một công trình khác đòi hỏi phải có những nghiên cứu tỉ mỉ, cẩn thận tiếp theo.

Hiện tại, công ty Cổ phần Đầu tư Đèo Cả cùng với Tư vấn Nippon Koei (Nhật Bản)

đã thực hiện thi công mở rộng đường hầm phụ Hải Vân vào đầu tháng 5 năm 2017.

44

Một trong các hướng nghiên cứu ưu tiên hiện nay là nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng

của chấn động nổ mìn đến kết cấu chống của đường hầm chính. Hiện nay chủ đầu

tư đã thuê Hội Kỹ thuật Nổ mìn Việt Nam theo dõi đo đạc, đánh giá chấn động

nhằm điều chỉnh lượng thuốc nổ theo từng loại đất đá, góp phần giảm thiểu chấn

động nổ mìn đến vỏ chống cố định. Tuy nhiên phương pháp này khá thụ động vì

phụ thuộc lớn vào trang thiết bị đo và người sử dụng máy.

Khi khối lượng đào chưa nhiều việc sử dụng phương pháp kinh nghiệm dựa

trên kết quả nghiên cứu đã có để đánh giá dự báo gặp nhiều hạn chế. Ngoài ra, có

thể dựa trên kết quả đo đạc hiện có xây dựng các mô hình số cho các loại đá khác

nhau cho phép dự báo chấn động khi đường hầm đào qua các loại đá đó trong thời

gian tới. Hướng nghiên cứu ảnh hưởng của các đặc tính khối đá (thể hiện qua một

số chỉ số đánh giá chất lượng khối đá như RMR, Q,...) chấn động khối đá và kết cấu

chống đường hầm lân cận cũng nên áp dụng cho các công trình trong điều kiện

tương tự. Kết quả nghiên cứu hiện nay cho thấy: hiện tại mới chỉ có một số tác giả

chú ý đến hướng nghiên cứu sự ảnh hưởng của đặc tính khối đá thông qua chỉ số

RQD, GSI đến giá trị PPV. Tuy nhiên, tại đây sự ảnh hưởng của các chỉ số khác của

khối đá như RMR, Q hầu như chưa được đề cập. Vì vậy, việc đi sâu nghiên cứu

theo hướng này là cần thiết do các chỉ số này thường được thể hiện khá chi tiết

trong các báo cáo địa chất.

3.2. Nghiên cứu đo PPV, biến dạng khi thi công đường hầm Croix-Rousse

3.2.1. Hình dạng, vị trí, điều kiện địa chất tuyến đường hầm Croix-Rousse

Đường hầm giao thông đô thị Croix-Rousse nằm ở thành phố Lyon, Pháp,

giữa sông Rhône và sông Saône. Các thông số đường hầm đã được giới thiệu tại

Chương 1 của luận án. Khối đá, trong đó đường hầm đào qua, bao gồm đá granit và

đá gơnai có độ bền nén đơn trục lớn hơn 120,0 MPa. Giá trị trung bình của

RQD=68,0, RMR=70,0÷80,0. Đá liền khối ít nứt nẻ, khoảng cách trung bình các khe

nứt 0,6÷2,0 m [45]. Độ sâu đặt đường hầm trung bình là 100,0 m. Mặt cắt dọc địa

chất và mặt bằng tuyến đường hầm được thể hiện trên các Hình 3.1, Hình 3.2 [45],

45

[54], mặt cắt địa chất gương đường hầm điển hình, một mặt cắt gương thực tế thể

hiện trên các Hình 3.3, Hình 3.4 [45]. Giá trị RMR của khối đá dọc tuyến đường

hầm được thể hiện trên Hình 3.5 [59].

Hình 3.1. Mặt cắt dọc địa chất tuyến đường hầm Hình 3.2. Mặt bằng vị trí tuyến hầm

Hình 3.3. Mặt cắt địa chất điển hình Hình 3.4. Một mặt cắt địa chất gương hầm

Hình 3.5. Giá trị RMR của khối đá dọc tuyến đường hầm [59]

46

3.2.2. Phương pháp đào và các thông số khoan nổ mìn

Đường hầm Croix-Rousse chạy dưới lòng thành phố Lyon (Hình 3.2), cách

mặt đất khoảng 100,0 m. Do đường hầm đào qua đá rắn cứng đến rất rắn cứng nên

phương pháp khoan nổ mìn vẫn được chọn để thi công nhằm giảm giá thành xây

dựng. Phương pháp nổ mìn tạo biên được sử dụng khi đào đường hầm nhằm hạn

chế chấn động đến khối đá. Các lỗ mìn có đường kính 51,0 mm và 48,0 mm được

nạp thuốc nổ nhũ tương loại Emulsion Reelle. Ví dụ về vị trí các lỗ mìn trên gương

và trình tự nổ mìn được thể hiện trên Hình 3.6 và Bảng 3.1.

Hình 3.6. Sơ đồ bố trí các lỗ mìn trên gương và trình tự nổ các lỗ mìn [54]

Bảng 3.1. Trình tự nổ và số lượng các lỗ mìn trên gương [54]

Nhó

m đ

ột p

há

SP

.25 m

s N0

V VII IX XI XIII XV XVII XIX

Số

lượ

ng

1 1 1 1 1 1 1 1

Chậm

nổ L

P.1

00 m

s

N0

6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Số

lượ

ng

2 2 3 0 3 0 6 0 8 0 13 0 12 0 11

N0

25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75

Số

Lượ

ng

9 8 7 7 4 11 12 12 6 2 0

Hộ chiếu mẫu khoan nổ mìn được sử dụng trong đá granit có các thông số

như: tổng khối lượng thuốc nổ cho một lần nổ khoảng 364,0 kg với chiều dài lỗ

47

khoan 3,3 m; 409,0 kg với chiều dài 3,5 m. Theo đó các lỗ khoan đột phá nổ đầu tiên

với thời gian chậm nổ là 25 ms. Tiếp theo là đến các lỗ khoan phía ngoài với thời

gian chậm nổ là 100 ms, gương hầm có tám nhóm với tám đợt nổ khác nhau.

3.2.3. Cảm biến đo PPV và biến dạng tại đường hầm Croix-Rousse

Các cảm biến để đo PPV là loại Géophone (Hình 3.7). Loại cảm biến này

dùng để đo PPV và biến dạng, chúng được gắn vào một tấm và được gắn vào kết

cấu cần theo dõi để đo PPV. Kích thước gồm: cảm biến 1655050 mm, tấm đỡ

1107012 mm, cáp khoảng 1,5 m, khối lượng 1,8 kg. Cảm biến có độ nhạy 42,0

mV/(mm/s) ±10 %. Thông số PPV được đo bằng các cảm biến đặt trong vỏ chống bê

tông liền khối của đường hầm cũ và một số tòa nhà quan trọng trên bề mặt.

Vị trí các cảm biến: các cảm biến đo PPV và chuyển vị được đặt trong vỏ

chống bê tông của đường hầm cũ (cảm biến A, P, T, C), bố trí dọc trục đường hầm

cũ với khoảng cách 60,0 m (Hình 3.8). Trên mặt đất, các cảm biến được đặt tại bề

mặt các tòa nhà quan trọng như các trường học, tòa nhà công cộng, tên cảm biến là

S được bố trí như Hình 3.8. PPV được đo theo ba phương (V, T, L) cùng với tần số

thay đổi giữa 1,0 và 250,0 Hz trong thời gian 10 s, biểu đồ quang phổ vận tốc như

Hình 3.9.

a) b)

Hình 3.7. Cấu tạo cảm biến Géophone: 1, 2, 3, 4 - Các lỗ để gắn cảm biến trên

bảng; 5 - Géophne đo theo phương thẳng đứng; 6 - Géophone đo theo phương

nằm ngang 2; 7 - Géophone nằm ngang 1; 8, 9 - Lỗ để gắn trên tường; 12, 13 -

Đầu bắt vào các phương tiện (H, V) [54]

48

a) b)

Hình 3.8. Vị trí các cảm biến trong vỏ chống bê tông của đường hầm cũ:

a - Trên mặt cắt ngang; b - Tại các tòa nhà trên bề mặt [54]

Hình 3.9. Kết quả đo PPV, phổ vận tốc của cảm biến C100 tại PM100: a - PPV theo

phương thẳng đứng; b - Phổ vận tốc theo phương thẳng đứng; c - PPV theo phương

nằm ngang; d - Phổ vận tốc theo phương nằm ngang; e - PPV theo phương dọc

trục đường hầm; f - Phổ vận tốc theo phương dọc trục đường hầm [54]

49

Các phương đo PPV gồm: phương V - Phương thẳng đứng; phương L -

Phương nằm ngang vuông góc với trục dọc đường hầm; phương H - Phương dọc

trục đường hầm. Ngoài PPV, tại đây cũng sử dụng các cảm biến để đo biến dạng tại

những vị trí quan trọng. Hình 3.10 thể hiện kết quả kết quả đo PPV và giá trị biến

dạng lớn nhất thu được từ các cảm biến.

Nhận xét: các dữ liệu đo thực nghiệm tại dự án hầm Croix-Rousse đã được

tiến hành đo đạc và điều chỉnh lượng thuốc nổ nhằm giảm chấn động đến khối đá.

Các dữ liệu đo đã được kiểm chứng và có độ tin cậy. Trên cơ sở đó, dữ liệu được sử

dụng để phân tích ngược tìm ra những quy luật sự phụ thuộc của PPV vào các yêu

tố môi trường hay xây dựng các công thức kinh nghiệm cho phép dự báo khối lượng

thuốc nổ lớn nhất có thể nổ mà không ảnh hưởng đến kết cấu vỏ chống hầm lân cận.

Ngoài ra dữ liệu đo đạc là cơ cở quan trọng giúp kiểm chứng mô hình số và so sánh

các kết quả của mô hình.

Hình 3.10. Kết quả đo PPV và chuyển vị tại một

vị trí của cảm biến điển hình tại dự án hầm Croix-Rousse [54]

3.3. Các phương pháp đánh giá chấn động nổ mìn đến công trình lân cận

50

Hiện nay, trên thế giới để đánh giá chấn động nổ mìn có thể tiến hành theo

một số phương pháp như sau:

❖ Phương pháp 1 - Tiêu chuẩn giới hạn PPV. Tiêu chuẩn này yêu cầu mỗi

vụ nổ được giám sát bởi một thiết bị đo chấn động có khả năng giám sát PPV. Theo

đó giá trị của PPV phải nằm dưới mức giá trị quy định tại Bảng 3.2;

❖ Phương pháp 2 - Tiêu chuẩn tỉ lệ khoảng cách. Tiêu chuẩn này đòi hỏi các

nhà thầu khi thiết kế các vụ nổ với tỉ lệ khoảng cách thỏa mãn theo Bảng 3.2. Với

phương pháp này có thể không cần phải sử dụng thiết bị giám sát nổ mìn;

❖ Phương pháp 3 - Tiêu chuẩn đồ thị mức độ chấn động nổ mìn. Phương

pháp này cho phép nhà thầu sử dụng giới hạn PPV với các tần số khác nhau như

minh họa trên Hình 3.11 (tiêu chuẩn của Mỹ). Yêu cầu của phương pháp: phải tiến

hành phân tích tần số của sóng chấn động nổ mìn cũng như PPV đo được cho mỗi

lần nổ. Phương pháp này thể hiện tốt nhất khả năng đánh giá thiệt hại đến công trình

cũng như những phiền toái của con người do nổ mìn. Bất kỳ dữ liệu chấn động với

bất kỳ thành phần của PPV (theo chiều dọc, ngang và thẳng đứng) ở một tần số cụ

thể nằm phía dưới đường liền trên biểu đồ Hình 3.11 được đánh giá là an toàn.

Ngược lại, bất kỳ giá trị nằm trên bất kỳ phần nào của đường liền nét sẽ tăng khả

năng phá hủy các công trình, gây phiền toái cho con người.

Bảng 3.2. Giá trị giới hạn của PPV với tỉ lệ khoảng cách tiêu chuẩn [69], [73]

Khoảng cách từ vị trí

nổ mìn đến điểm quan

sát, m

Phương pháp 1 - Giá

trị PPV cho phép,

mm/s

Phương pháp 2 - Tỉ lệ khoảng

cách được sử dụng (không cần

đo đạc chấn động)

0÷91,44 m 31,75 mm/s 50,0

91,75÷152,4 m 25,40 mm/s 55,0

152,4 và lớn hơn 19,05 mm/s 65,0

3.3.1. Các tiêu chuẩn quy phạm hiện hành trên thế giới

51

Tiêu chuẩn của Hội đồng Môi trường Úc - AS 2187 thể hiện trong Bảng 3.3.

Tiêu chuẩn giới thiệu giá trị giới hạn lớn nhất cho mức độ chấn động nền trong đất

gần nền móng của công trình. Một số tiêu chuẩn đánh giá mức độ phá hủy công

trình của các nước được thể hiện trên Bảng 3.4, Bảng 3.5, Bảng 3.6 và Bảng 3.7.

Hiện nay, các tiêu chuẩn đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến vỏ

chống bê tông của đường hầm lân cận hầu như ít được đề cập. Nội dung tiêu chuẩn

của Trung Quốc và của Đức thể hiện trên Bảng 3.7 và Bảng 3.8. Sự khác nhau giữa

các tiêu chuẩn phá hủy của một kết cấu do các chấn động nền khi nổ mìn phụ thuộc

chính vào bản chất của công trình, điều kiện địa chất cũng như đặc tính của chấn

động.

a)

b)

Hình 3.11. Đồ thị mức độ an toàn chấn động nổ mìn:

a - Theo tiêu chuẩn USBM (Mỹ); b - Theo tiêu chuẩn OSM (Mỹ) [69], [73]

Bảng 3.3. Tiêu chuẩn PPV theo AS 2187 (Tiêu chuẩn Úc) [69], [73]

[PPV], mm/s Loại công trình và kết cấu

25 Trung tâm thương mại, nhà công nghiệp hoặc kết cấu gia cường

bê tông hoặc kết cấu thép

10 Công trình khu dân cư thấp tầng

2 Tòa nhà lịch sử, tượng đài hoặc công trình có ý nghĩa đặc biệt

52

Trong đó: [PPV] - giá trị giới hạn, giá trị lớn nhất cho phép; mm/s

Bảng 3.4. Tiêu chuẩn DIN 4150-3 (CHLB Đức) [69], [73]

Loại kết cấu

[PPV], mm/s

Nền móng công trình Trần nhà của tầng

cao nhất của tòa nhà

<10 Hz 1050 Hz 50100 Hz Tất cả các tần số

Công trình thương

mại, công nghiệp 20,0 20,040,0 40,050,0 40,0

Công trình khu dân cư 5,0 5,015,0 15,020,0 15,0

Công trình nhạy cảm 3,0 3,08,0 8,010,0 8,0

Bảng 3.5. Tiêu chuẩn của Pháp [69], [73]

Chủng loại

kết cấu công trình

[PPV], mm/s

48 Hz 830 Hz 30100 Hz

Dân cư 8,0 12,0 15,0

Nhạy cảm 6,0 9,0 12,0

Rất nhạy cảm 4,9 6,0 9,0

Bảng 3.6. Tiêu chuẩn của Thụy sĩ đánh giá mức độ chấn động của chấn động

nổ mìn đến các công trình lân cận (SN 640 312:1978) [69], [73]

Chủng loại kết cấu [PPV], mm/s

1030 Hz 3060 Hz

Công trình thương mại, công nghiệp bao

gồm duy trì các tường 12,0 12,018,0

Nền các tường và các tầng xây dựng từ bê

tông và khối xây 8,0 8,012,0

Các nền và nền móng bê tông các tầng 5,0 5,08,0

53

đường hầm. Tường gạch

Công trình đặc biệt nhạy cảm 3,0 3,05,0

Bảng 3.7. Tiêu chuẩn GB 6722-2003 của Trung Quốc về mức độ an toàn của

kết cấu công trình ngầm trên cơ sở giá trị cho phép của [PPV] [50]

Đối tượng bảo vệ

[PPV], mm/s

f10 Hz 10 Hz<f 5 0 Hz f>50 Hz

Đường hầm thủy điện 70,080,0 80,0100,0 100,0 150,0

Đường hầm giao thông 100,0120,0 120,0150,0 150,0200,0

Đường hầm mỏ 50,0180,0 180,0250,0 200,0300,0

Bảng 3.8. Tiêu chuẩn Đức về mức độ an toàn của kết cấu công trình ngầm

trên cơ sở giá trị của [PPV] (DIN4150 1999-02) [39]

Thông số [PPV], mm/s

Tần số (Hz) 110 1050 50100 100

Kết cấu chống 40 4080 80100 Nhỏ nhất 100

3.3.2. Tiêu chuẩn quy phạm hiện hành của Việt nam

Hiện nay, ở nước ta khi đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn thường sử

dụng Quy phạm QCVN 02-2008-BCT của Bộ Công Thương. Theo đó, hệ số tỉ lệ

khoảng cách SD và giá trị của [PPV] để đảm bảo công trình an toàn được đưa ra

như trong Bảng 3.9.

Bảng 3.9. Hệ số tỉ lệ khoảng cách và [PPV] theo quy phạm [30]

Khoảng cách từ vị trí nổ mìn

đến công trình gần nhất

Hệ số tỷ lệ

cho phép SD

Giá trị

[PPV]

Từ 0,0 đến 91,4 m SD22,6 31,75 mm/s

54

Từ 92,0 m đến 1524,0 m SD24,9 25,40 mm/s

1524,0 m trở lên SD29,4 19,00 mm/s

Hình 3.12. Biểu đồ quy định [PPV] cực trị ở dải tần số thấp theo [30]

Ngoài ra, có thể áp dụng đồ thị Hình 3.9 để xác định mức cho phép của PPV

cực trị ở dải tần số thấp thay cho Bảng 3.9. Kết quả xem xét đánh giá, so sánh các

biểu đồ Hình 3.11.a và Hình 3.12 cho thấy: biểu đồ tiêu chuẩn của Việt Nam giống

hoàn toàn với biểu đồ tiêu chuẩn USBM của Mỹ về giá trị giới hạn PPV cũng như

dải tần số thấp được khảo sát f=1,0÷100,0 Hz.

Trên cơ sở các kết quả tổng hợp ở trên có thể rút ra một số nhận xét sau:

➢ Khi thiết kế các đường hầm mới lân cận với các đường hầm cũ thường

được thiết kế theo kinh nghiệm, chưa chú ý nhiều đến mức độ chấn động của nổ

mìn (Nan Jiang, Chuanbo Zhou, 2012 [74]) do sự phức tạp của cơ chế nổ mìn trong

đất đá, các điều kiện cấu tạo, cấu trúc của khối đá, các tiêu chuẩn an toàn về chấn

động nổ mìn đối với khối đá và đường hầm;

➢ Hầu hết các quy phạm tiêu chuẩn mới đưa ra ngưỡng PPV tại dải tần số

thấp (thường 100,0 Hz) mà chưa đề cập ở tần số lớn hơn. Trong khi đó, các cảm

biến địa chấn có thể đo PPV ở tần số cao. Do đó, các tiêu chuẩn có thể mở rộng việc

đánh giá chấn động nổ mìn ở tần số cao để có được đánh giá toàn diện hơn;

55

➢ Các quy phạm ít đề cập đến ngưỡng PPV cụ thể cho vỏ chống bê tông của

đường hầm. Đây là loại kết cấu đặc biệt nằm hoàn toàn trong lòng đất và là đối

tượng cần được bảo vệ khi tiến hành nổ mìn gần khu vực bố trí đường hầm;

➢ Tại Việt Nam chưa có tiêu chuẩn cụ thể về đánh giá ảnh hưởng của chấn

động nổ mìn cho vỏ chống đường hầm nên khi thiết kế hoặc giám sát ảnh hưởng

của chấn động nổ mìn thường tham khảo các tiêu chuẩn của thế giới (ở đây có thể

tham khảo hai bộ tiêu chuẩn của Trung Quốc và Đức theo Bảng 3.7 và Bảng 3.8).

Tuy nhiên, Việt Nam cần phải xây dựng tiêu chuẩn riêng để áp dụng cho phù hợp

với điều kiện thực tế tại Việt Nam trong thời gian tới;

➢ Mức độ khó khăn phức tạp khi xác định các thông số: việc đánh giá chấn

động, đo đạc chấn động dựa trên các thiết bị cảm biến có thể được tiến hành tuy

nhiên đòi hỏi chi phí lớn, người đo phải có trình độ khoa học công nghệ nhất định.

Do đó, việc giám sát chấn động nên được tiến hành theo phương pháp 2 trong Bảng

3.2;

➢ Các thiết bị sử dụng trong đo đạc chấn động các thông số như PPV,... cho

phép sử dụng xác định dễ dàng. Tuy nhiên, các nhà thầu của Việt Nam thường

không có các loại thiết bị đặc chủng này, cho nên thông thường khi phải giám sát

chấn động thường phải thuê một đơn vị thứ ba. Hiện tại ở Việt Nam mới chỉ có Hội

kỹ thuật nổ mìn có thiết bị và thực hiện các dịch vụ đo đạc.

3.3.3. Tiêu chuẩn mới đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn thông qua chỉ

số đánh giá phá hủy nổ mìn BDI Dib

Tiêu chuẩn mới đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn thông qua chỉ số

đánh giá phả hủy nổ mìn BDI (Blasting Damage Index) thường được ký hiệu là Dib

được định nghĩa bằng tỉ số giữa ứng suất kéo gây ra do sóng chấn động gây nên sau

khi nổ mìn và độ bền kéo động của khối đá.

Chỉ số không thứ nguyên Dib có giá trị thay đổi trong khoảng Dib=0÷2. Hiện

nay, chỉ số Dib được sử dụng như một chỉ số để xác định mức độ thiệt hại từ chấn

động nổ mìn đào đường hầm đến khối đá xung quanh. Chỉ số Dib được Yu và

56

Vongpaisal (1996) định nghĩa; sau đó được Sóng và n.n.k (2006), Kaushik Dey và

n.n.k (2012) phát triển theo công thức [50], [69], [95]:

-8r Pib

r td

PPV.ρ .CD = .10

K .σ. (3.1)

Trong đó: ρr - Mật độ của khối đá, kg/m3; CP - Vận tốc truyền sóng dọc khi nổ mìn,

m/s; td - Độ bền kéo động của khối đá hoặc vỏ chống, MPa.

Mối quan hệ giữa chỉ số Dib và mức độ phá hủy của khối đá xung quanh

đường hầm và kết cấu chống giữ được thể hiện trên Bảng 3.10. Chỉ số Dib có thể

được sử dụng như một tiêu chuẩn mới để đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn

rất hiệu quả qua một số nghiên cứu của các tác giả trên thế giới [39], [58], [69],

[95]. Tuy nhiên, chỉ số này hầu như chưa được nghiên cứu và áp dụng ở Việt Nam.

Luận án sẽ tiến hành sử dụng chỉ số Dib ở các phần nghiên cứu tiếp theo như là một

tiêu chuẩn đánh giá mức độ chấn động nổ mìn.

Bảng 3.10. Mối quan hệ giữa Dib và mức độ phá hủy trong khối đá bao

quanh và kết cấu chống giữ đường hầm (vỏ chống bê tông cũ) [95]

N0 Dib Đặc điểm phá hủy của kết cấu chồng giữ và khối đá

1 ≤0,125 Không phá hủy

2 0,250 Phá hủy không nhìn thấy

3 0,500 Phá hủy nhỏ và xuất hiện các khe nứt bên tường bên

4 0,750 Phá hủy trung bình và xuất hiện các khe nứt bên tường bên

5 1,000 Phá hủy ở mức độ lớn và xuất hiện các khe nứt ở tường bên

6 1,500 Phá hủy nghiêm trọng xảy ra trong khối đá

7 ≥2,000 Phá hủy quy mô rất lớn

3.4. Nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu đường hầm lân

cận khi nổ mìn tại gương hầm bằng phương pháp đo đạc thực tế

Để xác định giá trị của PPV có thể sử dụng rất nhiều công thức kinh nghiệm

của các tác giả khác nhau. Phần dưới luận án sử dụng một số công thức thực nghiệm

hay được áp dựng nhiều trong thực tế trên thế giới, sử dụng trong các bộ tiêu chuẩn:

57

➢ Công thức xác định PPV theo Xađôvski M.A. [95]:

( )m

31PPV = K . Q / D , m/s. (3.2)

Trong đó: m=1÷3 - Hệ số phụ thuộc vào khoảng cách từ điểm đo đến vị trí nổ; K1

=50÷600 - Hệ số phụ thuộc vào tích chất của môi trường, các thông số đặc tính nổ

và công nghệ nổ mìn; Q - Khối lượng thuốc nổ được kích nổ đồng thời, hoặc các

lượng thuốc nổ giãn cách trong một khoảng thời gian nhỏ hơn 8,0 ms được coi là nổ

tức thời [87], kg; D - Khoảng cách từ vị trí lượng thuốc nổ đến điểm đo, m.

➢ Công thức tính PPV theo Dowding (1985) [69]:

PPV=(K.SD-α). (3.3)

Trong đó: SD - Tỉ lệ khoảng cách tính theo công thức [69]:

( )SD D/ Q= . (3.4)

➢ Công thức tính PPV theo Chapot (1980) [69]:

( )α

PPV K. D/ Q−

= . (3.5)

➢ Công thức tính PPV theo tiêu chuẩn USBM của Mỹ, Trung Quốc [69]:

( ) 1α

1PPV K Q / D= . (3.6)

➢ Công thức tính PPV theo tiêu chuẩn của Ấn Độ [69]:

( ) 2α

2/32PPV K Q / D= . (3.7)

Trong các công thức trên: K, K1, K2 - Các hệ số phụ thuộc và điều kiện địa chất, các

thông số nổ mìn và các yếu tố khác; , 1, 2 - Hệ số thể hiện sự tắt dần của chấn

động gây ra do nổ mìn; D - Khoảng cách từ nguồn nổ đến vị trí quan sát (m); Q -

Khối lượng thuốc nổ lớn nhất tức thời, kg.

Để nghiên cứu chấn động dựa trên các dữ liệu đo đạc hiện trường có thể tiến

hành theo nhiều phương pháp khác nhau. Tuy nhiên, phương pháp phân tích các số

liệu đo đạc theo các công thức kinh nghiệm, tìm ra các hệ số thực nghiệm cho từng

công trình cụ thể, được sử dụng phổ biến hơn. Trong luận án tác giả tiến hành theo

cách trên để nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn tại dự án đường hầm

58

Croix-Rousse. Tại đây, tác giả sử dụng công thức của Chapot (1980) để khảo sát

mối quan hệ giữa PPV, lượng nạp và khoảng cách từ vị trí nạp đến vị trí nổ mìn

[30]:

( )-α

nPPV=K. D / Q (3.14)

Trong đó: PPV, m/s; K và α - Các thông số phụ thuộc vào đặc tính cơ lý của đất đá

và loại thuốc nổ; D - Khoảng cách từ gương đường hầm đến vị trí quan sát, m; Q -

Khối lượng thuốc nổ lớn nhất đồng thời; kg; n - Hệ số thường được chọn n=0,5. Khi

n=0,5 công thức (3.14) có dạng như sau (công thức Chapot) [30]:

( )-

PPV = K. D/ Q .

(3.15)

Ở đây: ( )D/ Q - Tỉ lệ khoảng cách.

3.4.1. Khảo sát mối quan hệ giữa PPV và tỉ lệ khoảng cách dựa trên dữ liệu đo

của cảm biến T

Bằng cách sử dụng công thức (3.16) kết hợp với các dữ liệu ghi được của

cảm biến T tại dự án hầm Croix-Rousse, tác giả tiến hành vẽ biểu đồ mối quan hệ

giữa ln(PPV) và tỉ lệ khoảng cách ( )D/ Q (Hình 3.13Hình 3.18). Trên cơ sở các

biểu đồ, tác giả tìm được hàm gần đúng cũng như các giá trị K và với dạng biểu

đồ thu được. Kết quả đưa ra được các công thức kinh nghiệm dự báo PPV gần đúng

cho dự án hầm Croix-Rousse theo các công thức:

➢ Theo phương thẳng đứng (V): ( )1,82

PPV 19,4 D/ Q−

= (3.16)

➢ Theo phương dọc trục đường hầm (H): ( )1.56

PPV 1,93 D/ Q−

= (3.17)

➢ Theo phương vuông góc với trục hầm (L): ( )2,01

PPV 28,5 D/ Q−

= (3.18)

➢ Tổng hợp theo ba phương: ( )1,08

PPV 16,44 D/ Q−

= . (3.19)

59

Hình 3.13. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) và tỉ lệ khoảng cách (D/ Q ) theo

ba phương dựa trên dữ liệu đo của cảm biến T tại dự án hầm Croix-Rousse

Hình 3.14. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) và tỉ lệ khoảng cách (D/ Q )

theo ba phương dựa trên dữ liệu đo của cảm biến A theo ba phương

Hình 3.15. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) thẳng đứng (V) và tỉ lệ khoảng

cách (D/ Q ) dựa trên dữ liệu đo của cảm biến P tại vị trí PM 220÷PM340

60

Hình 3.16. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) theo phương nằm ngang (H) và

tỉ lệ (D/ Q ) dựa trên dữ liệu đo của cảm biến P tại vị trí PM 220÷PM340

Hình 3.17. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) theo phương dọc trục hầm (L) và

(D/ Q ) dựa trên dữ liệu đo của cảm biến P tại vị trí PM 220÷PM340

Hình 3.18. Kết quả quan hệ giữa ln(PPV) theo phương dọc trục hầm và (D/ Q )

dựa trên dữ liệu đo của cảm biến P tại vị trí PM 220÷PM340 theo ba phương

61

Hình 3.19. Quan hệ giữa ln(PPV) theo ba phương (V, H, L) và tỉ lệ khoảng cách

(D / Q ) theo kết quả ghi được của cảm biến T tại vị trí PM1400 [17]

Ngoài ra, khi tiến hành khảo sát mối quan hệ giữa PPV và tỉ lệ khoảng cách

( )D / Q qua phân tích số liệu các lần nổ mìn thi công đường hầm khác tại đường

hầm Croix-Rousse, Lyon, Pháp được ghi lại bởi cảm biến T tại vị trí PM1400 ta thu

được biểu đồ mối quan hệ giữa giá trị PPV và tỉ lệ khoảng cách thể hiện trên biểu

đồ Hình 3.19. PPV theo ba phương V, H, L của cảm biến T1400 được dự báo theo

công thức kinh nghiệm (3.20) [17]:

( )1,68

PPV 340 D/ Q−

= . (3.20)

3.4.2. Khảo sát mối quan hệ giữa PPV và tỉ lệ lượng nạp dựa trên dữ liệu của

cảm biến P

Tỉ lệ lượng nạp được định nghĩa bởi tỉ số giữa khối lượng thuốc nổ nạp tối

đa tức thời Q (kg) và khoảng cách từ các điểm quan sát đến vị trí nổ mìn D (m).

Giá trị SC được xác định tại mỗi nước là khác nhau. Theo công thức của Chapot

(1980) thì SC=(Qn/D); với n - Hệ số phụ thuộc vào điều kiện địa chất và loại

thuốc nổ.

a. Phương trình thực nghiệm đơn giản

Chấn động gây ra bởi nổ mìn có thể chia thành hai nhóm dựa trên dải tần số:

tần số cao với f >25 Hz và tần số thấp phạm vi f=8,0÷25,0 Hz [54]. Điểm khảo sát

(vị trí đặt cảm biến) đặt tại lớp vỏ chống bê tông cố định của đường hầm cũ. Sau đó

tiến hành phân tích dữ liệu thu được từ cảm biến P với 52 lần nổ mìn tại gương

62

đường hầm với khối lượng thuốc nổ (Q) và khoảng cách (D) từ gương đến điểm đo

như Bảng 3.11. Khoảng cách (D) giữa các vị trí nổ và điểm quan sát (vị trí đặt cảm

biến) được xác định theo sơ đồ trên Hình 3.20. Từ tam giác vuông ở sơ đồ Hình

3.20, khoảng cách (D) từ gương hầm đến vị trí nổ mìn có thể tính theo công thức

(3.22):

2 2 2

avD L (PMC PM )= + − , m. (3.21)

Trong đó: L - Khoảng cách giữa hai đường hầm, m; PMC - Khoảng cách từ cửa

đường hầm đến vị trí đặt cảm biến, m; PMav - Khoảng cách trung bình của gương

đường hầm (vị trí nổ mìn), m.

Hình 3.20. Sơ đồ xác định khoảng cách giữa vị trí nổ mìn và điểm quan sát [15]

Giá trị PPV có thể tính theo công thức [46], [58], [65]:

2 2 2

V H LPPV = PPV + PPV + PPV , m/s. (3.22)

Trong đó: PPVV, PPVH, PPVL - Các thành phần PPV theo phương thẳng đứng

(V), phương dọc trục (H) và phương vuông góc nằm ngang (L) so với trục đường

hầm.

Từ công thức của Chapot (1980) về mối quan hệ giữa PPV, lượng nạp và

khoảng cách từ vị trí nạp đến vị trí nổ mìn [58]:

-

n

DPPV = K×

Q

hay ( )n

C

QPPV = K× K× S .

D

=

(3.23)

63

Tại đây: SC=(Qn/D) - Gọi là tỉ lệ lượng nạp; n, - Các hệ số phụ thuộc vào điều

kiện địa chất và đặc tính thuốc nổ.

Giá trị của PPV được dự báo trong nhiều tài liệu tham khảo của các nhà

nghiên cứu. Công thức (3.24) là phương trình kinh nghiệm thường được sử dụng để

phân tích chấn động gây ra bởi nổ mìn [58]:

( )α

CPPV K.S= . (3.24)

Trong đó: K - Hệ số liên quan đến địa chất, các thông số nổ mìn, và các yếu tố

khác; α - Hệ số suy giảm; SC - Tỉ lệ lượng nạp được xác định bởi khối lượng nạp tối

đa cho mỗi lần nổ Q (kg) và khoảng cách từ các điểm quan sát đến vị trí nổ mìn D

(m). Các dữ liệu chấn động bởi nổ mìn được phân tích bởi các giá trị SC theo các

tiêu chuẩn khác nhau tại các nước khác nhau [58]:

➢ Theo công thức kinh nghiệm của Sodev (Nga):

( )3C1S = Q /D . (3.25)

➢ Theo công thức tính PPV trong tiêu chuẩn của Nhật bản:

( )34C2S = Q /D . (3.26)

➢ Theo công thức tính PPV trong tiêu chuẩn của Ấn Độ:

( )3 2

C3S = Q/ D . (3.27)

➢ Theo công thức tính PPV của Chapot (1980):

( )C4S = Q /D . (3.28)

Các công thức trên sẽ được sử dụng để khảo sát mối quan hệ giữa PPV và SC.

Để thuận lợi phân tích, lấy logarit cơ số 10 hai vế công thức (3.24):

lg(PPV)=lgK+.lg(SC). (3.29)

Trong đó: SC có thể xác định theo công thức (3.26)÷(3.29) với 52 dữ liệu đo chấn

động nổ mìn đo bởi cảm biến P thu được tại hầm Croix-Rousse thể hiện trên Bảng

3.11.

64

Bảng 3.11. Kết quả đo chấn động gây ra bởi quá trình nổ mìn đường hầm bởi

cảm biến P với dải tần số thấp (f=130 Hz) [89]

Q, kg H, m PPV, mm/s Q, kg H, m PPV, mm/s Q, kg H, m PPV, mm/s

422 75,18 7,24 571 44,70 7,76 581 36,67 52,43

363 72,13 7,24 619 47,18 7,89 621 38,81 51,36

438 66,99 10,53 622 49,86 8,83 706 40,36 50,68

465 61,61 12,83 422 75,18 9,25 571 42,32 64,62

465 59,00 12,91 363 72,13 6,56 571 44,70 47,16

501 56,08 16,87 438 66,99 8,13 619 47,18 97,07

406 51,27 39,80 465 61,61 10,34 622 49,86 53,27

425 48,84 24,34 465 59,00 12,27 654 52,53 49,09

430 46,54 36,34 422 75,18 7,24 629 55,51 31,69

430 44,70 39,73 501 56,08 14,57 589 58,02 24,14

611 42,72 51,88 406 51,27 24,32 650 61,21 33,93

556 40,82 22,84 425 48,84 26,74 648 64,48 22,87

628 39,40 27,48 430 46,54 23,26 637 67,84 18,90

259 36,10 13,44 430 44,70 24,20 493 71,26 13,51

581 36,67 13,78 611 42,72 37,51 462 74,74 10,54

621 38,81 13,15 556 40,82 30,64 547 78,05 9,99

706 40,36 8,79 628 39,40 41,22 501 56,08 14,57

571 42,32 10,38 259 36,10 39,11 406 51,27 24,32

Các dữ liệu được phân tích bằng phần mềm Excel. Kết quả mối quan hệ giữa

PPV và tỉ lệ lượng nạp SC được thể hiện trên Hình 3.21. Từ mối quan hệ giữa PPV

cho phép và tỉ lệ nạp thuốc (SC) tác giả có thể xác định giá trị PPV theo biểu đồ thể

hiện trên Hình 3.21 [58]:

( )1,5261

3PPV = 344,349× Q / D , R²=0,300; (3.30)

( )1,2267

34PPV = 8,214× Q / D , R²=0,287; (3.31)

( )1,0186

3 2PPV =1681,899× Q/ D , R²=0,293; (3.32)

( )1,4172

PPV = 64,92 Q / D , R²=0,300. (3.33)

65

Kết quả cho thấy rằng bốn phương trình kinh nghiệm sử dụng để dự báo PPV

gây ra bởi nổ mìn đào hầm có hệ số tương quan R2 khác nhau. Trong trường hợp

này, phương trình kinh nghiệm với hệ số tương quan lớn nhất tại công thức (3.33)

được lựa chọn để tính toán.

a) b)

c) d)

Hình 3.21. Mối quan hệ giữa PPV và tỉ lệ lượng nạp SC: a - Theo công thức

Sodev; b - Theo công thức của Nhật Bản; c - Theo công thức của Ấn Độ; d -

Theo công thức Chapot (Châu Âu) [58]

b. Xác định chi phí thuốc nổ lớn nhất cho mỗi lần chậm nổ

Phương trình thực nghiệm (3.34) cho thấy sự phụ thuộc của giá trị PPV vào

tỉ lệ lượng nạp tại đường hầm Croix-Rousse. Sau khi biến đổi tương đương, phương

trình (3.34) có thể chuyển sang dạng dưới đây [15]:

( )1,4172

PPV = 64,92 Q /D . (3.34)

66

Sử dụng phương pháp Ln hai vế và biến đổi ta đưa ra công thức xác định lượng

thuốc nổ lớn nhất phụ thuộc vào giá trị ngưỡng [PPV] và khoảng cách D từ vị trí nổ

mìn đến vị trí quan sát:

2 1,4112

maxQ = 0,002768×D ×[PPV] , m/s. (3.35)

Trong đó: [PPV] - Giá trị ngưỡng của PPV.

Sau khi biết ngưỡng [PPV] có thể xác định được lượng thuốc nạp lớn nhất

cho mỗi lần chậm nổ theo công thức (3.36). Giới hạn giá trị ngưỡng [PPV] có thể

được xác định theo các tiêu chuẩn dựa trên các điều kiện cụ thể của vị trí công trình,

bao gồm cả cấu trúc địa chất và tính chất tự nhiên của đá.

c. Xác định giá trị PPV dựa trên chỉ số phá hủy nổ mìn BDI

Do đường hầm mới đào bằng khoan nổ mìn gần với đường hầm cũ nên cần

giảm thiểu những ảnh hưởng tiêu cực của chấn động nổ mìn đến vỏ chống của

đường hầm cũ. Chỉ số phá hủy nổ mìn BDI được sử dụng trong nghiên cứu này để

đánh giá mức độ nguy hiểm đến đường hầm hiện có do chấn động gây ra bởi nổ

mìn được tính theo công thức (3.1) [95]. Căn cứ vào công thức (3.1), tác giả có thể

xác định giá trị ngưỡng [PPV]. Giá trị [PPV] trên tường của đường hầm cũ tương

ứng với ngưỡng giới hạn của Dib. Các thông số cơ học của khối đá khảo sát thể hiện

trên Bảng 3.12. Kết quả khảo sát thể hiện trong Bảng 3.13 tương ứng với giá trị R:

Dib=0,125; Dib=0,25.

Bảng 3.12. Thông số cơ học của khối đá khảo sát [15]

Loại đá Mật độ, kg/m3 C, m/s σk, MPa Kr

Granit 2700 3500 15 0,96

Bảng 3.13. Kết quả tính toán giá trị [PPV], mm/s [15]

Loại đá Dib=0,125 Dib=0,25

Granit 12,698 mm/s 25,396 mm/s

d. Khối lượng nạp thuốc cho mỗi lần chậm nổ khi đào đường hầm

Tổng khối lượng nạp của mỗi lần chậm nổ và số lượng lần chậm nổ có thể

67

xác định dựa trên tổng lượng nạp trên gương và lượng nạp tối đa cho mỗi lần chậm

nổ. Để giảm thiểu thiệt hại nên tăng số lượng lần chậm nổ, giảm khối lượng thuốc

nổ tức thời và làm giảm các tác động tiêu cực của chấn động nổ mìn. Theo phương

pháp tính Qmax theo ngưỡng giá trị giới hạn [PPV]=15,0 mm/s [69] và theo tiêu

chuẩn của Pháp, từ công thức (3.35), ta có [15]:

Qmax1=0,126D2. (3.36)

Trong đó: D - Khoảng cách nhỏ nhất từ vị trí quan sát đến vị trí nổ mìn, m.

Theo phương pháp tính Qmax theo ngưỡng giới hạn DBI’’ và khoảng cách từ

gương đường hầm đến đường hầm đang tồn tại (L). Khối lượng nạp cho mỗi lần

chậm nổ có thể tính theo công thức (3.1) dựa trên công thức (3.35) [15]:

1,4112

5 2s tmax 2

k σQ 286,63 10 L

ρ.C

=

. (3.37)

Trong đó L - Khoảng cách giữa hai đường hầm, m.

Theo kết quả trên, tác giả có thể xác định khối lượng nạp tối đa cho mỗi lần

chậm nổ khi đào đường hầm theo hai lựa chọn từ công thức [15]:

Qmax=Min(Qmax1; Q max2). (3.38)

Từ khoảng cách giữa hai đường hầm, khoảng cách từ gương đường hầm đến

vị trí quan sát, đặc tính cơ lý của các lớp đất đá đường hầm đào qua, lượng nạp lớn

nhất Qmax cho mỗi lần chậm nổ được tính toán và đưa ra trên Bảng 3.14 theo các

công thức (3.36)÷(3.38).

Bảng 3.14. Dự báo lượng thuốc lớn nhất cho một lần nổ, kg [15]

Giá trị thuốc nổ

giới hạn, kg

Khoảng cách giữa hai đường hầm L, m

40,0 50,0 60,0 70,0 80,0

Qmax1, kg 201,6 315 453,6 617,4 806,4

Qmax2, kg 283,4 442,8 637,6 867,9 1133,6

Qmax, kg 201,6 315 453,6 617,4 806,4

Từ những kết quả nghiên cứu trên đây có thể rút ra một số nhận xét sau:

68

➢ Khi sử dụng phương pháp khoan nổ mìn để đào đường hầm Croix-Rousse

trong đất đá rắn cứng, các tác động tiêu cực của chấn động nổ mìn đến các tòa nhà,

đường hầm đang tồn tại, nằm gần đường hầm mới phải đảm bảo nhỏ hơn giá trị

ngưỡng quy định;

➢ Kết quả đo đạc thực địa, phân tích thống kê sự phân bố của các tần số

chấn động và phương trình kinh nghiệm của chấn động nổ mìn gây ra với đường

hầm cũ cho thấy: hầu hết các chấn động nguy hiểm có tần số dưới 30,0 Hz;

➢ Theo đặc tính tần số của chấn động nổ mìn, kết hợp với tình hình thực tế

của đường hầm và các tòa nhà gần đó, chấn động gây ra bởi nổ mìn được xem xét

[PPV]=15,0 mm/s và ngưỡng giới hạn thiệt hại Dib=0,125 lần lượt được lựa chọn

tính toán để tránh những tác động tiêu cực chấn động nổ mìn đến sự ổn định của

đường hầm đang tồn tại lân cận;

➢ Khối lượng nạp thuốc nổ tối đa Qmax cho mỗi lần chậm nổ được xác định

từ các thông số: khoảng cách D từ điểm quan sát đến gương đường hầm; khoảng

cách L từ gương đường hầm đến đường hầm đang tồn tại; tính chất cơ lý của các

loại đá đường hầm đào qua. Khi đào đường hầm mới có thể điều chỉnh giá trị Qmax

cho mỗi lần chậm nổ theo phương pháp trên đây để có thể giảm thiểu các tác động

tiêu cực của chấn động nổ mìn đến đường hầm đang tồn tại gần đó.

3.5. Khảo sát mối quan hệ giữa RMR của khối đá và các thông số K và α trong

công thức của Chapot

Việc đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu đường hầm lân

cận đã được nghiên cứu theo hướng khối thuốc nổ đặt cùng mức với trục đường

hầm cũ lân cận theo các phương án: khối thuốc nổ đặt bên sườn đường hầm; khối

thuốc nổ đặt phía trước gương đường hầm. Ngoài ra, một số tác giả còn nghiên cứu

sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn trong các trường hợp sau: ảnh hưởng của vụ nổ

khối thuốc nổ đặt ngay trong đường hầm (các vụ nổ do khủng bố,…); ảnh hưởng

của vụ nổ khối thuốc nổ đặt trên mặt đất đến các đường hầm; ảnh hưởng của vụ nổ

bom đạn tại bề mặt đến các công sự. Phần tiếp theo của luận án sử dụng kết quả đo

69

đạc chấn động tại dự án hầm Croix-Rousse, thành phố Lyon, Pháp để nghiên cứu.

Đặc điểm về dự án hầm Croix-Rousse đã được giới thiệu trong các bài báo [16],

[17], [18], [19].

Khi nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn, việc sử dụng các chỉ số

chất lượng khối đá để đánh giá mức độ ảnh hưởng của chấn động nổ mìn là hướng

nghiên cứu mới chưa được nhiều nhà khoa học chú ý nghiên cứu. Một vài tác giả

trên thế giới đã chú ý đến việc nghiên cứu ảnh hưởng của chỉ số RQD theo Cilsal

Murat (2006) [8], chỉ số GSI để đánh giá mức độ chấn động của kết cấu chống giữ

công trình ngầm chịu tác dụng của sóng nổ thông qua tốc độ PPV [8]. Công thức

Chapot (1980) trong bộ tiêu chuẩn của Pháp thường được sử dụng để đánh giá chấn

động nổ mìn trên thế giới có dạng như công thức (3.14) [69], khi n=0,5, công thức

(3.14) có dạng như sau [69]:

( )α

PPV = K. D / Q-

(3.39)

Ở đây: D/Q1/2 - Tỉ lệ khoảng cách.

Để tạo thuận lợi phân tích, sau khi lấy logatit cơ số e cho hai vế công thức

(3.39), chúng ta có công thức tương đương:

( )Ln(PPV) = Ln(K) Ln D / Q .- . (3.40)

Phương trình (3.41) có dạng hàm bậc nhất tuyến tính:

y=ax+b. (3.41)

Tại đây: y= ln(PPV); a=(-); x=ln(D/Q1/2) và b=ln(K).

Giá trị các thông số K và có thể tìm ra sau khi khảo sát mối quan hệ giữa

logarit cơ số e của PPV Ln(PPV) và tỉ lệ khoảng cách D/Q1/2 dựa trên dữ liệu đo đạc

hiện trường từ các cảm biến. Để xét đến chỉ tiêu RMR của khối đá bổ sung vào công

thức Chapot (3.39), chúng tôi đã sử dụng các dữ liệu đo tại hầm Croix-Rousse [15],

[24], [28]. Khu vực nghiên cứu được chia thành ba vùng tương ứng theo chiều dài dọc

trục đường hầm như Bảng 3.15. Giá trị chỉ tiêu chất lượng RMR của khối đá tại các

đoạn được thể hiện trên Hình 3.22. Các dữ liệu địa cơ học trong vùng 1 (khối đá

70

granit), vùng 2 (khối đá gơnai), các thông số đường hầm đào qua được sử dụng làm các

số liệu đầu vào để nghiên cứu.

Bảng 3.15. Vị trí của các khu vực nghiên cứu trong đường hầm [59]

Khu vực

nghiên cứu Từ PM Tới PM

Chiều dài vùng

nghiên cứu, m Loại đá

1 200 600 400 Granit

2 640 750 110 Gơnai

3 750 1430 680 Granit

Hình 3.22. Giá trị RMR trong vùng nghiên cứu 1 [59]

3.5.1. Nghiên cứu cảm biến P trong vùng 1 (PM200PM600)

Công tác khảo sát bắt đầu ở khu vực 1. Các giá trị kết quả đo không phù hợp

của các cảm biến sẽ được loại bỏ trước khi tìm kiếm mối quan hệ giữa các thông số K,

(trong công thức của Chapot) và giá trị RMR của khối đá. Tại mỗi lần nổ mìn ở

gương đường hầm, chấn động sinh ra do nổ mìn sẽ được đo bằng cảm biến đặt phía

trước và phía sau của gương đường hầm với khoảng cách tương đối là H. Ta quy định:

các cảm biến đặt phía trước gương đường hầm mới có H>0; các cảm biến đặt phía sau

gương đường hầm mới có H<0 (Hình 3.23). Các mối quan hệ giữa ln(K), và giá trị

RMR của cảm biến P thể hiện trong các Bảng 3.16, Bảng 3.17, Bảng 3.18, Bảng 3.19 và

các hình từ Hình 3.24 đến Hình 3.32 [12].

71

Hình 3.23. Sơ đồ thể hiện khoảng cách tương đối H

của vị trí đặt cảm biến trong đường hầm [12], [23], [58], [59]

Bảng 3.16. Quan hệ giữa ln(K), và RMR của cảm biến P với H>0 [12]

Các hệ số Chỉ số chất lượng khối đá RMR

67 72 77 80

ln(K) 8,837 8,195 7,187 6,652

K 6883 3622 1322 774

1,901 1,578 1,256 1,843

Hình 3.24. Quan hệ giữa RMR và ln(K)

(Bảng 3.16) khi H>0 [12]

Hình 3.25. Quan hệ giữa RMR và K

(Bảng 3.16) khi H>0 [12]

Từ Hình 3.24 ta có mối quan hệ (khi H>0) [12]:

ln(K)=(3958.e-0,022.RMR); R2=0,9846. (3.42)

Từ Hình 3.25 ta có mối quan hệ (khi H>0) [12]:

K=(7.108.e-0,171.RMR); R2=0,9909. (3.43)

72

Hình 3.26. Quan hệ giữa RMR và

(Bảng 3.16) khi H>0 [12]

Hình 3.27. Quan hệ giữa RMR và

ln(K) (Bảng 3.17) khi H<0 [12]

Bảng 3.17. Quan hệ giữa ln(K), và RMR của cảm biến P với H<0 [12]

Các hệ số Chỉ số chất lượng khối đá RMR

67 72 77 80

ln(K) 16,889 1,073 9,134 12,820

K

4,919 0,739 1,728 3,106

Hình 3.28. Quan hệ giữa RMR

và K (Bảng 3.17) khi H<0 [12]

Hình 3.29. Quan hệ giữa RMR

và (Bảng 3.17) khi H<0 [12]

Từ Hình 3.26 ta có mối quan hệ (khi H>0) [12]:

=(2,4991.RMR3-539,79.RMR2+38736.RMR-921961). R2=1,0. (3.44)

Từ Hình 3.27 ta có mối quan hệ (khi H<0) [12]:

ln(K)=(-81,511.RMR3+18084.RMR2-106.RMR+3.107); R2=1,0. (3.45)

73

Từ Hình 3.28 ta có mối quan hệ (khi H<0) [12]:

K=[-107.ln(RMR)+4.107]; R2=0,5543. (3.46)

Từ Hình 3.29 ta có mối quan hệ (khi H<0) [12]:

=(92,43.RMR2-13686.RMR+506799); R2=0,9221. (3.47)

Bảng 3.18. Quan hệ giữa ln(K), và RMR của cảm biến P với 0<H<45 m [12]

Các hệ số Chỉ số chất lượng khối đá RMR

67 72 77 80

ln(K) 9,143 8,215 6,707 13,869

K 9347 3694 818 1054946

1,932 1,595 1,080 3,292

Hình 3.30. Quan hệ giữa RMR và ln(K)

(Bảng 3.18) khi 0<H<45m [12]

Hình 3.31. Quan hệ giữa RMR và K

(Bảng 3.18) khi 0<H<45 m [12]

Từ Hình 3.30 ta có mối quan hệ (khi 0<H<45 m) [12]:

ln(K)=(-0,0404.RMR3+9,2086.RMR2-697,17.RMR+17547); R2=1,0. (3.48)

Từ Hình 3.31 ta có mối quan hệ (khi 0<H<45 m) [12]:

K= (-108.ln(RMR)+5.108); R2=0,6766. (3.49)

Từ Hình 3.32 ta có mối quan hệ (khi 0<H<45 m) [12]:

=(-0,0054.RMR3+1,2779.RMR2-99,635.RMR+2579,4); R2=1,0. (3.50)

74

Hình 3.32. Quan hệ giữa RMR

và (Bảng 3.18) khi 0<H<45 m [12]

Hình 3.33. Các mối quan hệ giữa ln(K), và

RMR tại cảm biến P [12]

Từ đây, chúng tôi tổng hợp sự phụ thuộc của các thông số Ln(K), trong

công thức Chapot vào chỉ số RMR tại cảm biến P trên Hình 3.33. Từ các kết quả

trên, chúng tôi rút ra các công thức thực nghiệm dự báo giá trị PPV xuất hiện trong

khối đá khi đường hầm đào trong khối đá granit như sau [12]:

➢ Khi H>0:

( ) ( )2,4991.RMR -539,79.

8 -0,171.RMR

RMR+-

+38736.RMR-9219617.10 .PPV = . D Qe /

3 2

; (3.51)

➢ Khi H<0:

( ) ( )( )- 92,43.RMR -13686.RMR+57 7 06799

P 10 .ln RMR + 4PV = - /. Q10 . D

2

; (3.52)

➢ Khi 0<H<45 m:

( ) ( )-0,0054.RMR +1,2779.RMR ---99,635.RMR+2579,48 810 .ln RMR +5.10PPV = - . D/ Q

3 2

. (3.53)

3.5.2. Nghiên cứu cảm biến T trong vùng 2 (PM 640PM750)

Giá trị RMR của khối đá tại vùng 2 thể hiện ở Hình 3.34. Mối quan hệ giữa

RMR và thông số K qua (ln(K)), α ở công thức Chapot thông qua dữ liệu đo đạc của

cảm biến T thể hiện trên Bảng 3.19, Bảng 3.20, Bảng 3.21 và Hình 3.35, Hình 3.36.

75

Hình 3.34. Giá trị RMR

trong vùng nghiên cứu thứ 2 [12]

Hình 3.35. Mối quan hệ giữa

ln(K), α và RMR ở vùng 2 [12]

Bảng 3.19. Quan hệ giữa ln(K), K, α và giá trị RMR của cảm biến T [12]

Các hệ số Chỉ số chất lượng khối đá RMR

4050 5055 5560 6065 6575

ln K 6,234 7,635 6,706 8,461 7,713

K 510 2070 818 4726 2237

α 1,189 1,578 1,302 2,002 1,722

Bảng 3.20. Quan hệ giữa ln(K), K, α với RMR của cảm biến T khi H>0 [12]

Các hệ số Chỉ số chất lượng khối đá RMR

4050 5055 5560 6065 6575

ln K 6,287 10,368 6,706 9,092 8,998

K 537 31825 817 8880 8084

α 1,157 2,527 1,311 2,203 2,163

Bảng 3.21. Quan hệ giữa ln(K), α và RMR của cảm biến T với H<0 [12]

Các hệ số Chỉ số chất lượng khối đá RMR

4050 5055 5560 6065 6575

ln K 7,933 9,714 0,467 7,022 8,802

K 2788 16549 2 1120 6644

α 1,857 2,465 0,844 1,531 2,247

76

Hình 3.36. Quan hệ giữa ln(K) và α theo RMR khi H<0 và H>0 m [12]

Từ các số liệu tại các Bảng 3.19, Bảng 3.20, Bảng 3.21, chúng tôi đã xây

dựng các mối quan hệ phụ thuộc giữa ln(K), K, và chỉ số RMR (từ Hình 3.37 đến

Hình 3.45) cho cảm biến T: cho trường hợp chung (Bảng 3.19); cho trường hợp khi

H>0 (Bảng 3.20); cho trường hợp khi H<0 (Bảng 3.21).

Hình 3.37. Quan hệ giữa RMR

và ln(K) (Bảng 3.19) [12]

Hình 3.38. Quan hệ giữa RMR

và K (Bảng 3.19) [12]

Hình 3.39. Quan hệ giữa RMR

và (Bảng 3.19) [12]

Hình 3.40. Quan hệ giữa RMR

và ln(K) (Bảng 3.20) [12]

77

Từ Hình 3.37, Hình 3.38, Hình 3.39 (theo Bảng 3.19) tìm ra các mối quan

hệ giữa ln(K), K, α và giá trị RMR bởi cảm biến T như sau [12]:

ln(K)= 0,9315.RMR0,5098 ; R2=0,4999; (3.54)

K=0,0007.RMR3,6295; R²=0,481; (3.55)

=0,0367.RMR0,9236; R²=0,547. (3.56)

Hình 3.41. Quan hệ giữa RMR

và K (Bảng 3.20) [12]

Hình 3.42. Quan hệ giữa RMR

và (Bảng 3.20) [12]

Hình 3.43. Quan hệ giữa RMR

và ln(K) (Bảng 3.21) [12]

Hình 3.44. Quan hệ giữa RMR

và K (Bảng 3.21) [12]

Hình 3.45. Quan hệ giữa RMR

và (Bảng 3.21) [12]

Hình 3.46. So sánh quan hệ giữa ln(K),

và RMR ở các vùng 1, vùng 2 [12]

78

Từ Hình 3.40, Hình 3.41, Hình 3.42 (theo Bảng 3.20) tìm ra các mối quan hệ

giữa ln(K), K, α với RMR của cảm biến T khi H>0 như sau [12]:

l(K)=0,6659.RMR0,6196; R²=0,2352; (3.57)

K=5E-05xRMR4,4823; R²=0,19; (3.58)

=0,0173.RMR1,1472; R²=0,3075. (3.59)

Từ Hình 3.43, Hình 3.44, Hình 3.45 (theo Bảng 3.21) tìm ra các mối quan

hệ giữa ln(K), K, α với RMR của cảm biến T khi H>0 như sau [12]:

ln(K)=-1,157.ln(RMR)+11,463; R²=0,0028; (3.60)

K=-4278.ln(RMR)+22705; R²=0,0115; (3.61)

=2,4002RMR-0,089; R²=0,0012. (3.62)

Từ đây, chúng tôi rút ra các công thức thực nghiệm dự báo giá trị PPV xuất

hiện trong khối đá khi đường hầm đào trong khối đá gơnai ở khu vực 2 [12]:

➢ Trong trường hợp chung (Bảng 3.19):

( )( )0,0367.RMR3,6295PPV = 0,0007.RMR . D/ Q

0,9236

; (3.63)

➢ Trong trường hợp H>0 (Bảng 3.20):

( )( )0,0173.RMR4,4823PPV = 0,00005.RMR . D/ Q

1,11472

; (3.64)

➢ Trong trường hợp H<0 (Bảng 3.21):

( ) ( )( )- 2,4002.RMR

.ln RMR + 227PPV = -4278 5 . D/ Q0

-0,089

. (3.65)

3.5.3. So sánh kết quả khảo sát vùng 1 và vùng 2

So sánh sự phụ thuộc của các thông số Ln(K), trong công thức Chapot vào

chỉ số RMR của vùng nghiên cứu 1 và vùng nghiên cứu 2 được thể hiện trên Hình

3.46 cho thấy: các mối quan hệ phụ thuộc này mang đặc tính phi tuyến rất phức tạp;

quy luật biến đổi của chúng có đặc tính tương tự nhau cho các khu vực đất đá khác

nhau ở những đoạn đường hầm khác nhau. Tổ hợp các công thức (3.51)÷(3.53) và

(3.63)÷(3.65) cho phép dự báo giá trị của PPV xuất hiện trong các loại đá granit và

đá gơnai, kết cấu chống giữ trong những điều kiện xây dựng đường hầm tương tự

79

dự án đường hầm Croix-Rousse (Lyon, Pháp) dựa trên khối lượng thuốc nổ Q và

khoảng cách D từ gương đường hầm đến vị trí quan sát. Các công thức

(3.51)÷(3.53) và (3.65)÷(3.67) đã xét tới một số tính chất của khối đá thông qua chỉ

số chất lượng khối đá RMR. Tuy nhiên, những kết quả nghiên cứu này mới chỉ là

bước đầu, thể hiện những quy luật định lượng sơ bộ. Những kết quả nghiên cứu này

vẫn phải hoàn thiện thêm trong tương lai [12]. Từ kết quả nghiên cứu tổng hợp,

chúng tôi rút ra công thức thực nghiệm chung để dự báo giá trị PPV xuất hiện trong

khối đá ở dự án đường hầm Croix-Rousse (Lyon, Pháp) như sau:

➢ Trong vùng nghiên cứu số 1 đường hầm đào trong đá granit, các hệ số

thực nghiệm trong công thức Chapot được xác định là: α=1,601 và K=1846;

( )1,601

PPV 1846 D/ Q .−

= (3.66)

➢ Trong vùng nghiên cứu 2 đường hầm đào trong đá gơnai, các hệ số thực

nghiệm xác định được là α=2,263 và K=8084:

( )2,263

PPV 8084 D/ Q .−

= (3.67)

Các công thức (3.66), (3.67) cho phép xác định, dự báo giá trị của PPV cho

hai loại đá granit và gơnai trong các điều kiện tương tự dựa trên khối lượng thuốc

và khoảng cách từ vị trí gương hầm đến vị trí quan sát. Kết quả nghiên cứu trên đây

cho phép rút ra một số nhận xét sau:

➢ Việc nghiên cứu sự ảnh hưởng của chỉ số chất lượng khối đá RMR đến

PPV làm cơ sở cho việc đánh giá mức độ ổn định của kết cấu chống công trình

ngầm lân cận, là hướng đi rất mới;

➢ Kết quả cho phép đưa ra các mối quan hệ giữa chỉ số RMR và các thông

số Ln(K),K, trong công thức tính PPV của Chapot;

➢ Nghiên cứu đã phát triển, đề xuất một số dạng mới của công thức Chapot có

xét đến sự ảnh hưởng của chỉ số chất lượng khối đá RMR đến tốc độ PPV.

3.6. Kết luận Chương 3

Hiên nay, việc nghiên cứu sự ảnh hưởng của tính chất cơ lý của khối đá xung

quanh đường hầm đến PPV chưa được chú ý. Số lượng các công trình công bố chưa

80

nhiều, kết quả còn hạn chế, do đó việc tập trung nghiên cứu ảnh hưởng của các chỉ số

phân loại khối đá đến PPV là một hướng đi mới khi số lượng các đường hầm đào mới,

đào mở rộng cạnh các đường hầm cũ sẽ tăng nhanh. Chương 3 đã phân tích ngược các

số liệu đo đạc tại dự án đường hầm Croix-Rousse, Lyon, Pháp. Kết quả phân tích cho

phép đưa ra mối quan hệ giữa PPV với tỉ lệ khoảng cách và tỉ lệ lượng nạp, đồng thời

tìm ra các công thức thực nghiệm cho phép xác định giá trị PPV tại một số loại đá như

granit và gơnai. Từ ngưỡng giá trị PPV, tác giả tìm ra công thức thực nghiệm cho phép

xác định khối lượng thuốc nổ lớn nhất cho một lần nổ để đảm bảo an toàn cho vỏ

chống bê tông của đường hầm cũ lân cận trong hai loại đá granit và gơnai. Các công

thức này cho phép áp dụng cho các dự án có điều kiện địa chất tương tự để dự báo sự

ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến vỏ chống của đường hầm lân cận mà không phải

tiến hành đo đạc hiện trường,... trong những điều kiện tương tự. Các kết quả nghiên

cứu trong Chương 3 cũng cho thấy những kết quả bước đầu về sự ảnh hưởng của đặc

tính khối đá (thông qua RMR) đến PPV do chấn động nổ mìn đào hầm. Thông qua việc

khảo sát chỉ số RMR của đá với các thành phần ln(K) và trong công thức thực

nghiệm của Chapot có thể cho phép đưa ra được công thức gần đúng xác định giá trị

của PPV cho đá granit và gơnai có thể áp dụng cho các đường hầm khác trong điều

kiện tương tự. Kết quả phương pháp đo đạc đã được xử lý và chọn lọc sử dụng các giá

trị phù hợp nhất sẽ làm cơ sở để kiểm chứng với các mô hình số ở phần sau của luận

án.

81

CHƯƠNG 4

NGHIÊN CỨU XÁC ĐỊNH CÁC THÔNG SỐ ĐỘNG CỦA KHỐI ĐÁ VÀ

VỎ CHỐNG BẰNG THÍ NGHIỆM ĐỘNG HỌC

4.1. Đặt vấn đề

Khi nổ mìn đào hầm, thuốc nổ được giải phóng dưới dạng các sóng tác

dụng lên phần đất đá trên gương hầm và khối đá xung quanh đường hầm. Thông

thường, trên gương các lỗ mìn được bố trí thành các nhóm nên thuốc nổ được nổ

thành nhiều đợt. Do đó, biên độ và thời gian tác dụng của áp lực thay đổi theo

thời gian. Trong các mô hình tính toán, các thông số cơ lý của đất đá và vỏ

chống phải là thông số động nhằm đảm bảo sự làm việc của đất đá và vỏ chống

giống như trong điều kiện chịu tải trọng động của nổ mìn trên thực tế.

Khi nghiên cứu ảnh hưởng của kết cấu chịu tác động của tải trọng động, một

số công trình nghiên cứu tại Việt Nam vẫn sử dụng các thông số tĩnh của vật liệu

kết cấu để đưa vào mô hình khảo sát [13], [27], [34], [35], [37]. Do đó, mô hình

thường không phù hợp với thực tế hoặc không phản ảnh đúng bản chất thực tế làm

việc của kết cấu dưới tác dụng của tải trọng động. Việc sử dụng các thông số đặc

tính của đất đá, kết cấu chống ở trạng thái động là cần thiết vì kết cấu làm việc ở

trạng thái động dưới tác dụng của sóng nổ mìn. Vỏ chống bê tông liền khối của

đường hầm cũ là đối tượng nghiên cứu của luận án. Khi nổ mìn vỏ chống bê tông

chịu ảnh hưởng của tải trọng động nên việc xem xét đặc tính biến dạng của loại vỏ

chống này dưới tải trọng động là cần thiết. Kết quả khảo sát cho thấy sự ảnh hưởng

của tốc độ biến dạng đến độ bền nén của bê tông (Hình 4.1) và độ bền kéo của bê

tông (Hình 4.2). Hình 4.3 thể hiện tần số, biên độ dao động với các tải trọng động

khác nhau theo Lamis Ahmed, (2015) [52], trong đó có tải trọng sinh ra do nổ mìn.

Những đánh giá trên cho thấy: đặc tính làm việc của kết cấu dưới tác động

của áp lực lên thanh đánh động rất khác so với chịu tải trọng tĩnh (Hình 4.1, Hình

4.2). Theo kết quả trên độ bền nén và kéo sẽ tăng lên khi tốc độ biến dạng tăng

82

lên. Do đó, khi nghiên cứu sự làm việc của kết cấu dưới tác động của tải

trọngđộng, các thông số của khối đá và kết cấu nhất thiết phải sử dụng thông số

động.

Hình 4.1. Ảnh hưởng của tốc độ biến dạng đến độ bền nén của bê tông [52]

Hình 4.2. Ảnh hưởng của tốc độ biến dạng đến độ bền kéo của bê tông [52]

83

Hình 4.3. Tần số, biên độ cho các tải trọng động khác nhau (Lamis Ahmed, 2015) [52]

4.2. Phương pháp xác định các thông số động của khối đá và kết cấu chống

Hiện nay trên thế giới, các phương pháp chính để xác định các thông số

động của khối đá và kết cấu chống bao gồm:

➢ Sử dụng các thí nghiệm động học - Thí nghiệm SHPB;

➢ Sử dụng búa đập lên mẫu bê tông xác định các thông số động;

➢ Sử dụng các công thức thực nghiệm chuyển đổi các thông số tĩnh sang

các thông số động.

Phương pháp sử dụng các công thức thực nghiệm chỉ được áp dụng trong

các dự án có những điều kiện tương tự trên thực tế. Cho nên, các phương pháp

này có phạm vi áp dụng nhỏ. Ví dụ, Wang (1980) đưa ra mối quan hệ giữa các

thông số động của khối đá và các thông số tĩnh qua dữ liệu đo đạc tại 20 dự án

khác nhau ở Trung Quốc như sau [83]:

➢ Với đá nguyên khối: Et=[(0,25.(Ed)1,3]; (4.1)

➢ Khối đá và đá bị phá hủy: Et=[(0,025.(Ed)1,7]; (4.2)

➢ Khối đá trong vùng sụt lở, bãi thải: Et=[(0,0025.(Ed)2,0]; (4.3)

➢ Hệ số Poisson: d=(0,8.t). (4.4)

Trong đó: Ed, d và Et, t - Lần lượt là mô đun đàn hồi, hệ số Poisson động và

tĩnh của khối đá. Từ các công thức trên có thể xác định được mô đun đàn hồi, hệ

số Poisson động của khối đá thông qua giá trị mô đun đàn hồi, hệ số Poisson tĩnh

đã xác định được trong phòng thí nghiệm.

84

Những kết quả nghiên cứu trên đây cho thấy giá trị thông số động là khác

với giá trị các thông số tĩnh. Do vậy, việc sử dụng các thông số động trong các

mô hình số là hết sức cần thiết để đảm bảo trong mô hình khối đá và kết cấu

công trình ngầm làm việc giống như trong điều kiện thực tế.

Trong các phương pháp xác định thông số động của khối đá trình bầy trên

đây, phương pháp thí nghiệm động SHPB được thực hiện khá phổ biến trên thế

giới, cho kết quả có độ tin cậy. Tuy nhiên hiện tại ở nước ta thí nghiệm này vẫn

còn mới và chưa từng được thực hiện.

4.3. Xác định các thông số động của khối đá bằng thí nghiệm động SHPB

4.3.1. Mục đích của thí nghiệm

Trong thực tế khi nổ mìn, khối đá bị phá hủy dưới áp lực nổ mìn trong

một khoảng thời gian rất ngắn (ms), cho nên không thể thực hiện việc xác định

trực tiếp các thông số của khối đá. Thí nghiệm SHPB được sử dụng để xác định

gián tiếp tính chất cơ học của mẫu đá dưới sự tác động của tải trọng động khi bị

phá hủy gần giống với sự phá hủy của khối đá do tác dụng của áp lực nổ mìn.

4.3.2. Cấu tạo thiết bị thí nghiệm

Hệ thống SHPB bao gồm hai thanh đồng trục (thanh tới, thanh truyền) và

một thanh chuyển động (thanh đánh) được truyền động nhờ áp lực của một máy

nén khí có gắn đồng hồ báo giá trị áp lực khi mở van. Hình 4.4 thể hiện sơ đồ

tổng thể các thiết bị của thí nghiệm SHPB. Mẫu đá hình trụ được đặt giữa hai

thanh. Trong thí nghiệm SHPB, các phép đo được thực hiện gián tiếp: các cảm

biến được gắn trên các thanh mà không gắn trực tiếp trên mẫu thí nghiệm. Các

cảm biến đưa ra giá trị của các phép đo biến dạng của thanh tới và thanh truyền

gây ra bởi sóng tới, sóng phản xạ và sóng truyền trong thanh truyền.

85

Hình 4.4. Hệ thống thí nghiệm SHPB [72]

4.3.3. Thiết bị tải trọng

Thanh đánh được phóng bởi một sự giải phóng đột ngột của khí nén hoặc

khí gas trong một bình lưu trữ áp lực và tăng tốc trong nòng súng dài cho đến khi

nó tác động đến đầu của thanh tới. Vận tốc thanh đánh được đo bằng quang học

hoặc bằng từ tính ngay trước khi tác động bởi cảm biến vận tốc. Đây là loại cơ

cấu thanh đánh phóng tạo ra một tác động điều khiển và lặp lại trên thanh tới.

Tốc độ đập vào có thể được điều chỉnh đơn giản bằng cách thay đổi áp lực của

khí nén hoặc độ sâu của các thanh đánh bên trong nòng súng. Khoảng thời gian

chất tải tỉ lệ thuận với chiều dài thanh đánh.

4.3.4. Thành phần các thanh

Một thí nghiệm SHPB điển hình bao gồm một thanh tới, một thanh truyền

và một thiết bị chặn động lực ở cuối. Thông thường, tất cả các thanh được chế

tạo từ chất liệu và đường kính tương tự, vật liệu thanh là đàn hồi tuyến tính với

độ bền cao. Để đảm bảo truyền sóng một chiều trong các thanh, các thanh phải

thẳng tự nhiên, tự do di chuyển trong sự hỗ trợ và giảm thiểu ma sát. Hệ thống

toàn bộ thanh phải đồng trục để đảm bảo tính truyền lực. Thanh tới nên dài hơn

ít nhất hai lần so với thanh đánh để tránh chồng chéo các tín hiệu đến và phản xạ.

Mẫu bị kẹp giữa thanh đến và thanh truyền như trên Hình 4.4. Trục của mẫu

thẳng với trục của các thanh. Khi thanh đánh có cùng chất liệu và đường kính

86

như thanh tới, ứng suất (hoặc biến dạng) biên độ của xung tới I (hoặc biến dạng

I) tạo ra do tác động thanh đánh phụ thuộc vào vận tốc của thanh đánh Vst [72]:

( )B B st0,5.ρ .C .υI = hoặc ( )1 st Bε 0,5.υ /C= . (4.4)

Trong đó: B và CB - Mật độ và vận tốc truyền sóng trong thanh.

Xung đến và phản xạ được đo bởi cảm biến biến dạng trên thanh tới. Các

xung truyền được đo bằng thiết bị đo biến dạng trên thanh truyền (Hình 4.5).

Hình 4.5. Biến dạng trong thanh tới và thanh truyền [48]

4.3.5. Thu thập dữ liệu và hệ thống dữ liệu

Hai cảm biến thường được gắn đối xứng trên bề mặt chắn ngang đường

kính thanh. Các tín hiệu từ các thiết bị đo được điều hòa với một cầu Wheatstone.

Trong một thí nghiệm SHPB, điện áp từ cầu Wheatstone có biên độ nhỏ, thường

yêu cầu của milli-volt (Hình 4.6).

Hình 4.6. Đồ thị truyền sóng ứng suất trong thí nghiệm SHPB điển hình [48]

Trong một thí nghiệm thanh nén SHPB điển hình, sóng ứng suất được tạo

ra bởi tác động của các thanh đánh trên thanh tới. Hình 4.6 thể hiện sơ đồ (X-t)

87

truyền sóng ứng suất trong các thanh. Khi sóng nén trong thanh tới truyền đến bề

mặt giữa thanh tới và mẫu, một phần của nó phản xạ trở lại thanh tới, phần còn

lại truyền vào mẫu [48].

4.3.6. Chuẩn bị thí nghiệm

Đối với mỗi thí nghiệm SHPB các dữ liệu sau đây được xác định và ghi

lại: thông số hình học của mẫu trước khi tiến hành thí nghiệm; sơ đồ thí nghiệm;

khoảng cách của mỗi cặp cảm biến đo biến dạng từ bề mặt tiếp xúc thanh

tới/mẫu; hướng của các cặp đo biến dạng (hướng trục hay vòng tròn); chiều dài

của thanh đánh; giá trị tăng của mỗi bộ khuếch đại; thời gian chuyển động của

thanh đánh trong nòng súng; hình ảnh các thanh mẫu trước và sau khi thí

nghiệm; ghi chú bổ sung bao gồm cả cảm biến bị hư hỏng và khoảng cách phá

hủy; áp lực của súng bắn tác dụng lên thanh đánh. Các mẫu được đặt thẳng hàng,

cần sử dụng một đèn cao áp để hỗ trợ ánh sáng có thể được nhìn thấy ở giao

diện. Các dữ liệu được thiết lập số lượng các kênh khác nhau để đọc. Cần có một

camera tốc độ cao để ghi lại sự phá hủy mẫu.

4.3.7. Tính toán các thông số trong thí nghiệm

a. Thời gian chu kỳ của sóng phản xạ

Sóng tới rời khỏi thiết bị đo biến dạng gần trung tâm của thanh tới và tiếp

tục tới giao diện giữa thanh tới và mẫu đá. Tại giao diện, một phần của sóng

được chuyển đến mẫu và một phần khác được phản xạ trở lại thanh tới. Do đó

trong một kênh dữ liệu sẽ chứa dữ liệu cả sóng tới và sóng phản xạ. Thời gian

chu kỳ của sóng phản xạ (t) là thời gian cần thiết để sóng di chuyển từ cảm

biến tới giao diện và quay lại. Thời gian chu kỳ của sóng ứng suất đến được tính

theo công thức (4.5) [72]:

t=(2.l/CB). (4.5)

Trong đó: CB - Vận tốc truyền sóng ứng suất của thanh tới; L - Khoảng cách từ

trung tâm cặp cảm biến biến dạng trên thanh tới tới giao diện giữa thanh tới và mẫu.

88

Kết quả thí nghiệm xác nhận: vận tốc sóng ứng suất trong thanh tới hoặc

mẫu có quan hệ với mô đun đàn hồi và mật độ của thanh hoặc mẫu [48]:

B dC E /ρ= . (4.6)

Trong đó: Ed - Mô đun đàn hồi động của thanh hoặc mẫu, MPa; - Mật độ của

thanh hoặc mẫu, kg/m3.

Từ mối quan hệ (4.6) chúng ta có thể tính mô đun đàn hồi động của các

thanh và mẫu bằng việc sử dụng công thức [48]:

( )2

d BE ρ.C= . (4.7)

b. Chuyển đổi điện áp thành biến dạng

Mục tiêu của thí nghiệm là nghiên cứu ảnh hưởng động của vật liệu dưới

tốc độ biến dạng cao, cho phép đưa ra các đường cong ứng suất-biến dạng của

tín hiệu tại đầu ra của mỗi cảm biến. Trên thực tế, cảm biến biến dạng sử dụng

một cầu Wheatstone và được đặc trưng bởi một hệ số cảm biến k (Hình 4.7).

Hình 4.7. Sơ đồ của một cầu Wheatstone [48]

Mối quan hệ giữa điện trở và biến dạng dọc của thanh thể hiện bằng công

thức [13]:

R/R=(k.1). (4.8)

Biến dạng dọc của thanh được tính qua tín hiệu điện áp đo được bằng các

cảm biến theo công thức [13]:

out1

ex

2 V= .

( +1).k V

(4.9)

89

Trong đó: l - Biến dạng dọc của các thanh; Vout - Điện áp ra (đo bằng cảm biến);

Vex - Điện áp kích thích (200,1 V); k - Hệ số cảm biến; k=2,115 cho hầu hết

các cảm biến; - Hệ số Poisson.

c. Biến dạng và tốc độ biến dạng của mẫu

Giả sử các sóng ứng suất truyền trong cả thanh tới và thanh truyền không

phân tán. Khi đó, vận tốc của thanh tới và thanh truyền tính qua biến dạng của

các thanh tính theo theo công thức sau [48]:

(t)ε(t)ε.C(t)V R1B1 −= ; (4.10)

(t)ε.C(t)V TBT = . (4.11)

Ở đây các kí hiệu I, R và T thể hiện xung đến, phản xạ và truyền tương

ứng. Tốc độ biến dạng trung bình, biến dạng trong mẫu tính theo công thức [48]:

.

T I Bm I R T

S S

V (t) V (t) Cε ε (t) ε (t) ε (t)

L L

−= = − − . (4.12)

t

tB

m I R T0

S0

Cε εdt ε (t) ε (t) ε (t) dt

L= = − − . (4.13)

Trong đó: LS - Chiều dài của mẫu.

d. Ứng suất trong mẫu

Ứng suất trung bình trong mẫu có thể thể hiện qua lực tác dụng tại mỗi bề

mặt của mẫu. Biểu đồ các lực tác dụng vào mẫu được thể hiện trên Hình 4. 5.

Hình 4.8. Sơ đồ tính toán mẫu hình trụ [48]

Khi mẫu bị tác dụng bởi các lực của các thanh; gọi lực F1(t) và F2(t) là các

lực tác dụng lên mẫu có đường kính DS. Lực trung bình tác dụng lên mẫu xác

định bằng công thức sau [48], [61]:

( )avg 1 2F (t) 0,5. F (t) F (t) .= + (4.14)

90

Do đó, ứng suất trung bình của mẫu hình trụ được xác định bằng lực trung

bình tác dụng lên mẫu thông qua công thức [48], [61]:

avgavg 2

S

F (t)σ .

π.D / 4= (4.15)

Ứng suất tại vị trí tiếp xúc bề mặt mẫu và thanh tới hoặc thanh truyền có

thể được tính bằng công thức [48]:

(t)ε(t)ε.E(t)σ RIbI += ; (4.16)

(t)ε.E(t)σ TbT = . (4.17)

Trong đó: 1(t) - Biến dạng được tạo ra bởi sóng đến; R(t) - Biến dạng được tạo

ra bởi sóng phản xạ; T(t) - Biến dạng được tạo ra bởi sóng truyền tới; EB - Mô

đun đàn hồi của thanh tới hoặc thanh truyền. Các lực F1(t) và F2(t) tác dụng lên

bề mặt mẫu do áp lực các thanh được tính qua ứng suất tại vị trí tiếp xúc giữa

mẫu và thanh [61]:

21 I I I R bF (t) A .σ (t) E ε (t) ε (t) .πD / 4;= = + (4.18)

22 T T T bF (t) A .σ (t) Eε (t).πD / 4.= = (4.19)

Sau khi thay công thức (4.18), (4.19) vào phương trình (4.14), tìm ra biểu

thức tính ứng suất trung bình trong mẫu theo biến dạng các thanh [48]:

2b

avg I R T2S

EDσ (t) ε (t) ε (t) ε (t) .

2.D= + + (4.20)

Trong đó: Db - Đường kính của các thanh áp lực; Ds - Đường kính của mẫu.

4.4. Kết quả thí nghiệm

4.4.1. Thí nghiệm động học không phá hủy

Mẫu được tiến hành thí nghiệm động học không phá hủy trước khi tiến

hành thí nghiệm phá hủy động học SHPB. Các thông số cơ bản của mẫu (kích

thước, trọng lượng thể tích,…) được tiến hành đo trước tiên. Phương pháp thí

nghiệm động đơn giản được tiến hành theo phương pháp địa chấn để xác định

91

mô đun đàn hồi và hệ số biến dạng ngang (tham số động) của khối đá. Giữa các

tham số cơ học của khối đá và vận tốc lan truyền sóng âm qua khối đá có mối

quan hệ theo các công thức dưới đây [48]:

p SE (1 ν) E 1

V ; V .ρ (1 ν)(1 2ν) ρ 2(1 ν)

−= =

+ − + (4.21)

Trong đó: VP - Tốc độ lan truyền sóng dọc; VS - Tốc độ lan truyền sóng ngang

hay sóng cắt; - Khối lượng thể tích (mật độ) của khối đá.

Trên cơ sở đo được VP, Vs và sẽ xác định được hệ số biến dạng ngang

động d, mô đun đàn hồi động Ed theo các công thức [48]: 2

p sp 2

p s

(V /V ) 2V

2.(V /V ) 2

−=

− và d cE 2.V . .(1 ) .= + (4.22)

Kết quả thí nghiệm các mẫu thu được các thông số thể hiện trên Bảng 4.1.

4.4.2. Thí nghiệm động SHPB

Chúng tôi tiến hành thí nghiệm động SHPB trên mẫu đá granit thu được

tại đường hầm Croix-Rousse bằng các thiết bị thí nghiệm của Phòng thí nghiệm

của Viện Nghiên cứu và ứng dụng quốc gia (INSA de Lyon). Các thiết bị thí

nghiệm thể hiện trên Hình 4.9.

Hình 4.9. Sơ đồ thiết bị thí nghiệm SHBP tại phòng thí nghiệm thuộc INSA

Lyon, Cộng hòa Pháp [20], [61]

a) b)

92

Hình 4.10. Hệ thống khởi động của thanh chuyển động và vị trí mẫu giữa

hai thanh tới và thanh truyền: a - Sơ đồ các thiết bị trong hệ thống SHBP;

b - Vị trí mẫu kẹp giữa hai thanh [20], [53]

Hình 4.11. Vị trí cảm biến trên thanh [20], [53]

Hình 4.12. Các mẫu thí nghiệm đường kính 45,0 mm chiều cao 100,0 mm [53]

Bảng 4.1. Tổng hợp kích thước và các thông số cơ học của mẫu đá [20], [53]

Mẫu

N°

Đường

kính,

mm

Chiều

dài,

mm

Trọng

lượng,

g

Mật

độ,

kg/m3

Mô đun

đàn hồi

tĩnh E, GPa

Vận tốc

sóng P

Vp, m/s

Vận tốc

sóng S

Vs, m/s

Mẫu đường kính 45,0 mm chiều cao 100,0 mm

0 44,95 100,5 405,2 2541,7 5,29 2668,549 1443

1 44,93 101,3 410,3 2555,2 7,78 3236,213 1745

2 44,90 100,8 404,1 2532,9 10,56 3770,330 2045

25 44,93 99,6 393,3 2491,0 18,56 4998,461 2730

27 44,94 99,55 392,2 2484,0 2,12 1689,333 924

29 44,97 99,46 403,9 2556,7 2,55 1852,753 999

32 44,93 98,52 388,6 2487,7 10,82 3816,462 2086

34 44,95 99,41 397,2 2518,1 15,58 4579,637 2487

93

35 44,86 99,95 399,8 2530,3 7,55 3188,018 1727

37 44,92 100,1 390,5 2460,9 6,04 2851,450 1567

38 44,87 100,7 403,2 2531,8 18,56 4998,461 2730

39 44,95 99,76 398,7 2518,9 12,11 4037,564 2193

42 44,96 98,57 392,7 2509,4 9,85 3641,375 1981

43 44,93 100 389,7 2457,8 9,2 3519,178 1903

44 44,95 100 403,3 2540,8 1,72 1521,639 823

Mẫu đường kính 45,0 mm chiều cao 50,0 mm

13-1 44,95 47,69 183 2418,1 - - -

13-2 44,83 46,66 186 2525,5 - - -

24-1 44,94 47,69 188 2485,4 - - -

24-2 44,93 47,32 187 2492,1 - - -

28-1 45,02 47,33 187 2482,2 - - -

28-2 44,90 47,41 197 2623,9 - - -

31-1 44,86 47,87 192 2538,0 - - -

31-2 44,82 48,22 194 2549,6 - - -

Bảng 4.2. Các đặc tính cấu tạo của các thanh trong thí nghiệm SHPB [53]

Đặc tính Thanh đánh:

thép

Thanh tới: hợp

kim nhôm

Thanh truyền:

hợp kim nhôm

Mô đun đàn hồi E, Pa 2e11 7,363e11 7,363e11

Mật độ, kg/m3 7700 2810 2810

Hệ số Poisson 0,30 0,30 0,30

Đường kính, m 0,05 0,05 0,05

Chiều dài, m 0,90 3,00 2,00

Bảng 4.3. Các mẫu đã tiến hành thí nghiệm [53]

N° Đường

kính,

mm

Chiều

dài,

mm

Khối

lượng,

g

Mật

độ,

kg/m3

Mô

đun

đàn hồi,

E, GPa

Vận

tốc sóng

P, Vp,

m/s

Vận

tốc

sóng S,

Vs, m/s

Vận tốc

của thanh

đánh,

m/s

Áp

lực lên

thanh

đánh, bar

Mẫu có đường kính 45,0 mm chiều cao 100,0 m

2 44,9 100,8 404,1 2532,9 10,56 3770,33 2045 28,57(90) 1,8

32 2,5

94

25 44,93 99,6 393,3 2491 18,56 4998,461 2730 38,46(90) 3,0

27 44,94 99,55 392,2 2484 2,12 1689,333 924 40(90) 3,5

34 44,95 99,41 397,2 2518,1 15,58 4579,637 2487 59 2,5

48,4(50) 3,5

37 44,92 100,1 390,5 2460,9 6,04 2851,45 1567

38 44,87 100,7 403,2 2531,8 18,56 4998,461 2730

16,85 3,5

15,34 3,0

17,34 3,5

Mẫu có đường kính 45,0 mm chiều cao 50,0 mm

28-1 45,.02 47,33 187 2482,2 - - - 4,0

4.5. Tính toán đặc tính động học của các thanh

Thí nghiệm đầu tiên được thực hiện không mẫu, thanh ở trạng thái tự do

với mục đích để xác định các thông số động của các thanh. Áp lực mở van tác

động lên thanh đánh là 0,10 MPa. Kết quả biến dạng trong thanh tới được thể

hiện trên Hình 4.13. Chúng ta có thể đo được khoảng thời gian giữa xung đến và

xung phản xạ khi thanh tới bị tác động bởi thanh đánh là t =1,17 ms. Vận tốc

truyền xung động trong thanh tới được tính theo công thức dưới đây [53]:

CB=(2.L/t). (4.23)

Trong đó: L - Chiều dài thanh tới, L=3,0 m; t - Thời gian của sóng truyền, giá

rị của vận tốc sóng truyền trong thanh tới là: CB=[23,0/(1,1710-3)]=5128 m/s.

Hình 4.13. Các tín hiệu trong thanh tới [20], [53]

95

Từ công thức lý thuyết: c E /= , chúng ta có thể tính giá trị mô đun

đàn hồi động của thanh trên cơ sở kết quả thí nghiệm CB=5128 m/s như sau:

89,73.102,81.5128ρCE 62B

2

d === − GPa.

4.6. Thí nghiệm SHBP trên mẫu đá granit

Thí nghiệm tiến hành trên mẫu N038 với áp lực tác dụng lên thanh đánh

tăng tương ứng từ 0,10 MPa đến 0,35 MPa. Kết quả mẫu N038 bị phá hủy tại áp lực

tác dụng lên thanh đánh bằng 0,35 MPa. Kết quả thí nghiệm thể hiện trên Bảng 4.4.

Bảng 4.4. Kết quả thí nghiệm trên mẫu N°38 [20], [53]

Áp lực, bar 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5

Hiện

tượng

Không

phá

hủy

Vỡ vụn

nhỏ ở

hai đầu

Những

mảnh vỡ

hai đầu

Những

mảnh nhỏ

hai đầu

Vỡ vụn

lớn hai

đầu

Phá

hủy

Hình ảnh

4.6.1.Thí nghiệm SHBP trên mẫu N038 với áp lực tác dụng lên thanh đánh

0,30 MPa

Mỗi cảm biến thu được khoảng 60.000 tín hiệu khác nhau. Hình 4.14 thể

hiện các tín hiệu dạng điện áp đo được bằng các cảm biến. Chúng ta có thể tính

toán vận tốc của thanh đánh dựa trên khoảng cách hai cảm biến vận tốc và thời

gian thanh đánh chuyển qua.

Theo kết quả trên Hình 4.14, thời gian thanh đánh chuyển động qua hai

cảm biến là ∆t=3,26 ms. Khoảng cách giữa hai cảm biến S=50,0 mm nên vận tốc

thanh đánh tính theo công thức [53]:

Vst=S /∆t=0,05/(3,26.10-3)=15,34 m /s.

96

Hình 4.14. Tín hiệu cảm biến vận tốc [20], [53]

Hình 4.15. Biến dạng trên thanh tới (cảm biến 5) và thanh truyền (cảm biến 7)

theo thời gian (mẫu N038, áp lực tác dụng lên thanh đánh bằng 0,3 MPa) [53]

Theo kết quả hình Hình 4.15 có thể tính toán thời gian truyền sóng giữa

cảm biến số 5 trên thanh tới và cảm biến số 7 trên thanh truyền: ∆t=0,564 ms.

Trong thời gian này, sóng đã truyền trong thanh tới với độ dài 1,5 m, chiều dài

mẫu 0,1007 m và 1,0 m trong thanh truyền. Do vận tốc của sóng truyền trong các

thanh là 5128 m/s (tính ở phần trên), cho nên thời gian sóng truyền trong mẫu:

3

s_ 0

1,5 1Δt Δt 10 0,076 ms.

5128

+= − =

Từ đây, chúng ta có thể tính được vận tốc truyền trong mẫu:

97

s

SS_ 0

t

L 100,7C 1325 m/s.

Δ 0,076= = =

Cùng với mật độ của mẫu, =2351,8 kg/m3 (Bảng 4.1), chúng ta có thể

tính toán Ed của mẫu số N038:

Ed=[.(Cs0)2])=(2351,813252)=4,129 GPa.

Giá trị này là nhỏ hơn so với giá trị trong điều kiện thực tế. Lý do cho sự

khác nhau này là do sóng phản xạ tại thanh tới trước khi tiếp xúc với mẫu.

Chúng ta sẽ phân tích lại và tính toán mô đun đàn hồi động của mẫu với chú ý có

thời gian tăng thêm này. Bằng cách phóng to biểu đồ Hình 4.16.a ta có biểu đồ

Hình 4.16.b và có thể đo được thời gian tăng thêm là: t=0,044 m. Từ đó có thể

tính toán tính toán thời gian thực tế truyền ứng suất qua mẫu:

S S_ 0 ttΔt Δt Δt 0,076 0,044 0,032= − = − = ms; SS

S

L 100,7C 3146,87

Δt 0,032= = = m/s.

Từ đó, chúng ta tính được mô đun đàn hồi động của đá:

Ed=[.(Cs0)2])=(2351,83146,872)=23,29 GPa.

a)

b)

98

Hình 4.16. Thời gian bổ sung: a - Hình tổng quan; b - Hình phóng to [53]

Giá trị này phù hợp hơn giá trị đã đạt được trước đó (4,129 GPa). Do một

số tín hiệu sai lệch, thời gian tiếp xúc tại giao diện giữa mẫu và thanh tới không thể

xác định một các chính xác, cho nên không thể xác định chính xác thời gian sóng

truyền qua mẫu. Một lý do khác sự suy giảm chất lượng mẫu trước khi thí nghiệm

phá hủy do những thí nghiệm trước tích lũy lại (tại áp lực lên thanh đánh 0,10; 0,15;

0,20 và 0,25 MPa) và kích thước mẫu chưa tối ưu theo kinh nghiệm. Giá trị đạt

được không thực sự phù hợp với giá trị mô đun đàn hồi động của đá. Mặc dù sự

khác biệt này do sự phá hủy mẫu, cho nên cần thực hiện một thí nghiệm trên mẫu

khác. Theo kinh nghiệm của Wang et al. (1980) [83], giá trị mô đun đàn hồi động

có thể tính qua giá trị mô đun đàn hồi tĩnh áp dụng cho hầu hết các loại đá:

E=0,025(Ed)1,7. Suy ra: 1,7

0,025lglgE

d 10E

−

= . Với mô đun đàn hồi tĩnh, kết quả thí nghiệm

được thể hiện trên Bảng 4.1 đạt giá trị 18,56 GPa. Thay vào công thức trên ta được:

Ed= 48,75 GPa. Tuy nhiên, giá trị tính ở trên vẫn nhỏ hơn giá trị trong thực tế.

Thông thường, giá trị này có thể lựa chọn khoảng 60,0 GPa cho đá granit.

Sử dụng các tín hiệu đo bằng cảm biến, kết hợp các phương trình trên,

chúng ta cũng có thể tính biến dạng dài, biến dạng tạo ra bởi sóng đến I(t), biến

dạng tạo ra bởi sóng phản xạ R(t), biến dạng tạo ra bởi sóng truyền T(t) trong

99

các thanh trên cơ sở công thức (4.6). Từ những kết quả này, ứng suất trong các

thanh tại bề mặt tiếp xúc I(t), T(t) và ứng suất trung bình trên mẫu được tính

bằng công thức (4.13), công thức (4.14) và công thức (4.17). Từ các giá trị vận

tốc lớn nhất tại điểm cuối thanh tới, thanh truyền VI(t), VT(t), chúng ta có thể xác

định tốc độ biến dạng trung bình và các giá trị biến dạng của mẫu bằng việc sử

dụng công thức (4.9) và (4.10). Biểu đồ ứng suất-thời gian và tốc độ biến biến

dạng-thời gian trong các thanh và mẫu được thể hiện trên Hình 4.17, Hình 4.18,

Hình 4.19. Hình 4.20 thể hiện vận tốc của thanh tới với áp lực tác dụng lên

thanh đánh 0,3 MPa. Ta có thể quan sát thấy ứng suất lớn nhất trong thanh tới là

khoảng 140,0 MPa, giá trị này trong thanh truyền là khoảng 100,0 MPa. Đường

cong ứng suất/thời gian trong mẫu được thể hiện trên Hình 4.21 (cho giá trị áp

lực lên thanh đánh 0,3 MPa).

4.6.2. Thí nghiệm SHPB trên mẫu số 38 tại áp lực 0,35 MPa

Tại áp lực lên thanh đánh 0,35 MPa, mẫu bị phá hủy. Các tín hiệu đo bằng

các cảm biến bao gồm hơn 60.000 giá trị.

Hình 4.17. Ứng suất trong thanh tới

khi áp lực tác dụng lên thanh đánh

bằng 0,3 MPa [20], [53]

Hình 4.18. Ứng suất trong thanh

truyền khi áp lực tác dụng lên thanh

đánh bằng 0,3 MPa [20], [53]

100

Hình 4.19. Vận tốc thanh tới tại khi áp lực

tác dụng lên thanh đánh 0,3 MPa [53]

Hình 4.20. Tốc độ biến dạng mẫu khi áp lực

tác dụng lên thanh đánh 0,3 MPa [53]

Hình 4.21. Ứng suất trong mẫu N038 (khi áp lực

tác dụng lên thanh đánh bằng 0,3 MPa) [20], [53]

Hình 4.22 thể hiện tín hiệu điện áp tại các cảm biến khi áp lực tác dụng

lên thanh đánh 0,35 MPa. Hình 4.23 thể hiện biến dạng trên thanh tới (cảm biến

5) và thanh truyền (cảm biến 7) theo thời gian (mẫu N038, khi áp lực tác dụng

lên thanh đánh 0,35 MPa). Theo kết quả trên Hình 4.22 có thể tính toán vận tốc

của thanh đánh dựa trên khoảng thời gian thanh đánh chuyển động qua cảm biến

vận tốc và khoảng cách hai cảm biến. Có thể đo được thời gian vượt hai cảm

biến ∆t=2,88 ms, khi biết khoảng cách giữa hai cảm biến S=50,0 mm và có thể

tính toán vận tốc va chạm Vst=(S/∆t)=17,34 m/s. Ứng suất-thời gian trong các

thanh thể hiện trên Hình 4.24, Hình 4.25.

101

Hình 4.22. Sơ đồ mô tả tín hiệu điện áp [53]

Vận tốc thanh tới thể hiện trên Hình 4.26. Kết quả ứng suất lớn nhất trong

thanh tới là khoảng 144,0 MPa. Giá trị này trong thanh truyền là khoảng 110,0

MPa. Tại thời điểm t14,0 ms, vận tốc thanh giảm một cách đột ngột tương ứng

với thời điểm phá hủy của mẫu. Hình 4.27 thể hiện quan hệ ứng suất biến dạng

trong mẫu áp lực tác dụng lên thanh đánh 0,35 MPa. Tốc độ biến dạng của mẫu

với hai giá trị áp lực tác dụng lên thanh đánh là 0,3 MPa và 0,35 MPa thể hiện

trên Hình 4.28.

Hình 4.23. Biến dạng trên thanh tới (cảm biến 5) và thanh truyền (cảm biến 7)

theo thời gian (mẫu số 38, áp lực tác dụng lên thanh đánh bằng 0,35 MPa) [53]

102

Hình 4.24. Ứng suất trong thanh tới theo

thời gian khi áp lực tác dụng lên thanh

đánh bằng 0,35 MPa [53]

Hình 4.25. Ứng suất trong thanh truyền

theo thời gian khi áp lực tác dụng lên

thanh đánh bằng 0,35 MPa [53]

Hình 4.26. Vận tốc thanh tới theo thời gian [53]

Hình 4.27. Sự thay đổi của ứng suất theo thời gian trong mẫu số N038 với

103

áp lực tác dụng lên thanh đánh 0,35 MPa (tại thời điểm t14,0 ms) [53]

Hình 4.28. Tốc độ biến dạng theo thời gian của mẫu đá với áp lực tác dụng

lên thanh đánh có giá trị khác nhau (0,30 MPa và 0,35 MPa) [51], [81]

4.6.3. Một số nhận xét

Mẫu N038 bị phá hủy khi áp lực tác dụng lên thanh đánh đạt 0,35 MPa.

Kết quả cho thấy, giá trị độ bền của mẫu nhỏ hơn giá trị thực tế. Lý do cho kết

quả này là do mẫu đã tiến hành thí nghiệm nhiều lần trước đó với nhiều áp lực

khác nhau (0,10 MPa; 0,15 MPa; 0,20 MPa; 0,25 MPa; 0,30 MPa) cho đến khi bị

phá hủy. Vì vậy, chất lượng mẫu đã bị giảm xuống sau mỗi lần thí nghiệm.

Ngoài ra, một số nguyên nhân khác cũng ảnh hưởng đến kết quả thí nghiệm như:

➢ Đường kính DS, chiều cao LS của mẫu là không thực sự phù hợp với

đường kính các thanh DB; (theo kinh nghiệm để có kết quả tốt thì đường kính

mẫu DS= (0,8.DB), chiều cao (LS/DS)=1,0);

➢ Mẫu số N037 và N038 đã tiến hành thí nghiệm nhiều lần với nhiều áp

lực lên thanh đánh khác nhau trước khi mẫu bị phá hủy dẫn đến giảm độ bền;

➢ Số lượng mẫu tiến hành thí nghiệm là không nhiều. Do đó, cần tiến

hành thí nghiệm với nhiều mẫu khác để có kết quả tốt hơn;

➢ Bằng thí nghiệm SPHB chúng tôi đã xác định được mối quan hệ giữa

ứng suất-biến dạng và tốc độ biến dạng theo thời gian khi mẫu chịu áp lực lên

thanh đánh giống như áp lực lên thanh đánh sinh ra do nổ mìn trong thực tế.

104

4.7. Phát triển mô hình số ba chiều 3D mô phỏng thí nghiệm SHPB

Việc mô hình số thí nghiệm SHPB cho phép mô phỏng thí nghiệm trong

các loại đá khác nhau dựa trên kết quả thí nghiệm. Mô hình số được tiến hành

theo sơ đồ Hình 4.29.

4.7.1. Kích thước mô hình mô phỏng

Hình dạng kích thước mẫu, các thanh cùng mô hình được thể hiện trên

Hình 4.30. Kích thước các thanh và đặc tính vật liệu được thể hiện trên Bảng 4.2.

4.7.2. Mô hình áp lực tác dụng lên thanh đánh, loại phần tử và mô hình tiếp xúc

Áp lực tác dụng lên thanh đánh có biên độ phụ thuộc vào vận tốc chuyển

động, vật liệu chế tạo của thanh đánh và được tính theo công thức 4.24. Giá trị

áp lực phụ thuộc vào thời gian với biểu đồ dạng hình thang Hình 4.31 [53]:

f(t).PP strmax = với ( )tr b stP 0,5.ρ.S .C.V= . (4.24)

Trong đó: ρ - Mật độ thanh đánh, kg/m3; Sb - Diện tích mặt cắt ngang thanh

đánh, m2; C - Vận tốc truyền trong thanh đánh, m/s; Vst - Vận tốc chuyển động

của thanh đánh, m/s.

Trong biểu đồ: tA=99,0 µs, tB=101,0 µs, tC=200,0 µs, T=200,0 µs. Loại

phần tử được lựa chọn để sử dụng là loại C3DR8 (3D stress, explicit) gồm 8 nút.

Mô hình tiếp xúc giữa các thanh và mẫu là loại được lựa chọn là loại tiếp xúc

trực tiếp kiểu bề mặt-bề mặt (surface to surface).

105

Hình 4.29. Trình tự mô phỏng thí nghiệm SHPB [53]

Hình 4.30. Kích thước mô hình thí nghiệm SHPB [53]

Hình 4.31. Mô hình áp lực tác dụng lên thanh tới do thanh đánh tác dụng [53]

106

4.7.3. Các trường hợp nghiên cứu

Quá trình mô phỏng số được tiến hành với 3 trường hợp gồm:

➢ Trường hợp 1: mô hình phá hủy vật liệu của mẫu là mô hình đàn hồi

tuyến tính với các thông số cơ học cơ bản: =2451; kG/m3; Eđ =26,5; MPa, hệ số

Poisson =0,3.

Mô hình được tiến hành với nhiều trường hợp bằng cách thay đổi kích

thước lưới. Việc so sánh kết quả của các trường hợp này sẽ cho phép chọn kích

thước lưới phù hợp cho mô hình để nghiên cứu cho các trường hợp khác;

➢ Trường hợp 2: sử dụng mô hình phá hủy vật liệu mẫu đàn-dẻo với ứng

suất nén trong mẫu là 117,312 MPa (chọn giá trị ứng suất nén trung bình của đá

granit bằng 94% giá trị ứng suất của đá granit trong thí nghiệm tĩnh);

➢ Trường hợp 3: sử dụng mô hình phá hủy Mohr-Coulomb cho mẫu đá,

các thông số cho mẫu đá gồm: =53,990; góc dãn nở =40; lực dính kết

C=23,07596 MPa.

4.7.4. Kết quả nghiên cứu trên mô hình

➢ Trường hợp 1: ứng suất trong mẫu với kích thước lưới khác nhau được

thể hiện trên hình 4.32. So sánh giá trị ứng suất lớn nhất trong mẫu được thể hiện

trên Hình 4.33.

Từ Hình 4.33 ta thấy giá trị ứng suất lớn nhất trong mẫu không thay đổi khi

kích thước trung bình của phần tử trong khoảng 0,003÷0,004 mm. Từ kết quả trên

ta chọn kích thước trung bình của phần tử là 0,0035 mm cho mẫu để mô phỏng

cho các mô hình tiếp theo.

➢ Trường hợp 2 và trường hợp 3. Số lượng phần tử của mô hình được thể

hiện trên Bảng 4.5. Kết quả ứng suất trong mẫu cho trường hợp 2 được thể hiện

trên Hình 4.34. Hình 4.35 thể hiện quan hệ ứng suất-biến dạng trong mẫu

trường hợp 2.

Trong trường hợp 3, ứng suất trong mẫu được thể hiện trên Hình 4.36,

quan hệ ứng suất-biến dạng được thể hiện trên Hình 4.37.

107

a) b)

c) d)

e) g)

h)

Hình 4.32. Ứng suất trong mẫu với kích thước phần tử khác nhau [53]

108

Hình 4.33. Sự thay đổi ứng suất trong mẫu theo kích thước phần tử của mẫu [53]

Bảng 4.5. Số lượng phần tử cho mô hình nghiên cứu [53]

Thông số Thanh tới Mẫu Thanh truyền Tổng

Số lượng phần tử 46400 19430 29000 94.830

Kích thước phần tử 0,01 0,0035 0,010 -

Số lượng nút 52644 21330 32964 106.938

Hình 4.34. Ứng suất trong mẫu trường hợp 2 [53]

Hình 4.35. Ứng suất trong mẫu trường hợp 3 [53]

109

Những kết quả nghiên cứu trên đây cho phép rút ra một số nhận xét:

➢ Giá trị ứng suất lớn nhất thay đổi theo từng mô hình. Trong đó, giá trị

ứng suất lớn nhất của mô hình đàn hổi dẻo lớn hơn mô hình phá hủy Mohr-

Coulomb;

➢ Kết quả của mô hình số so với kết quả thí nghiệm vẫn có sự khác nhau

đáng kể;

➢ Lý do của sự khác nhau có thể là do sự khác nhau của mô hình áp lực

trong mô hình và áp lực tác dụng lên thanh tới trong thực tế;

➢ Một lý do khác là do trong mô hình số, điều kiện biên là chuyển vị của

thành truyền được giả thiết là bằng 0,0 còn trên thực tế không hoàn toàn như vậy.

4.8. Kết luận Chương 4

Việc nghiên cứu các thông số động của khối đá và vỏ chống cố định

đường hầm thông qua phương pháp thí nghiệm và mô phỏng số cho phép rút ra

một số kết luận sau:

➢ Thí nghiệm SHPB là thí nghiệm mới chưa từng được thực hiện tại Việt

Nam, thí nghiệm được NCS thực hiện tại phòng thí nghiệm thuộc INSA Lyon,

Cộng hòa Pháp;

➢ Kết quả thí nghiệm đã được kiểm chứng so với các kết quả đạt được

trước đó nên có độ tin cậy;

➢ Thí nghiệm SHBP cho thấy sự làm việc của mẫu đá dưới áp lực của áp

lực động giống như áp lực tạo ra do quá trình nổ mìn. Kết quả nghiên cứu đưa ra

mối quan hệ giữa ứng suất và biến dạng, cũng như phản ảnh thay đổi của biến

dạng theo thời gian;

➢ Các kết quả thí nghiệm SHPB cho phép xác định được các thông số

động của khối đá và vỏ chống. Giá trị của các thông số này được sử dụng làm kết

quả đầu vào của mô hình số trong các phần nghiên cứu tiếp theo của luận án;

➢ Phần mô hình số 3D đã đạt được các kết quả bước đầu như kiểm chứng

được sự hội tụ của lưới, sau khi so sánh với kết quả thí nghiệm có thể sử dụng để

nghiên cứu các thông số của mẫu, sự tiếp xúc của mẫu và thanh đến kết quả thí

nghiệm trong các điều kiện tương tự.

110

CHƯƠNG 5

XÂY DỰNG MÔ HÌNH SỐ NGHIÊN CỨU SỰ ẢNH HƯỞNG CỦA

CHẤN ĐỘNG NỔ MÌN KHI THI CÔNG HẦM ĐẾN KẾT CẤU CHỐNG

CÔNG TRÌNH NGẦM LÂN CẬN

5.1. Đặt vấn đề

Việc giải các bài toán động thường rất phức tạp, khó tiến hành bằng phương

pháp giải tích khi tải trọng thay đổi và hình dạng đường hầm không tròn. Các phương

pháp số được sử dụng để mô phỏng các bài toán động trong đó có nghiên cứu ảnh

hưởng của chấn động nổ mìn bao gồm các phương pháp vi phân, phương pháp tích

phân và phương pháp phần tử rời rạc.

➢ Phương pháp vi phân bao gồm: phương pháp phần tử hữu hạn FEM; phương

pháp sai phân hữu hạn FDM. Trong các phương pháp này: môi trường nghiên cứu

được chia cắt theo một mạng các phần tử có kích thước hữu hạn, tiếp xúc với nhau bởi

các nút; việc giải một hệ các phương trình vi phân được đưa về dạng giải một hệ các

phương trình đại số; các lực tại các nút liên kết với các chuyển vị nút thể hiện thông qua

ma trận độ cứng. Các hàm số hình dạng, nội suy được áp dụng để diễn tả các thành phần

ứng suất, biến dạng của từng phần tử;

➢ Phương pháp tích phân hiện nay được phát triển với tên gọi là phương pháp

phần tử biên BEM. Tại đây, miền nghiên cứu chỉ phải chia theo mạng phần tử tại

biên, nhằm thực hiện được các điều kiện trên biên. Điều kiện áp dụng của phương

pháp BEM: phải tồn tại lời giải chính xác cho bài toán nêu ra cho một trường hợp tải

trọng cơ bản nhất định. Trong đó, các điều kiện cân bằng, liên tục của biến dạng phải

được thoả mãn;

➢ Phương pháp phần tử rời rạc hay những giải pháp cho môi trường không

liên tục bao gồm: phương pháp phần tử riêng rẽ (rời rạc) DEM, phương pháp phân

tích biến dạng không liên tục DDA, phương pháp dòng hạt PFC. Các phương pháp

này có điểm khác với cơ học môi trường liên tục: chúng phân chia đối tượng nghiên

cứu thành các khối, các hạt riêng rẽ, có liên kết nhất định và tác động tương hỗ lẫn

111

nhau. Tại đây, nhiều thuật toán đã được phát triển, nhưng nói chung đều phải thoả

mãn các điều kiện sau: phải kiểm soát được các điểm tiếp xúc hoàn toàn tự động; phải

mô tả đầy đủ mọi điều kiện động học (chuyển động quay, dịch chuyển, các quá trình

biến mất hay thiết lập mới các điểm tiếp xúc). Các khối riêng rẽ lại được phân chia

theo mạng lưới các phần tử nhằm chú ý đến đặc tính biến dạng của các khối đó. Như

vậy, các quá trình xảy ra trong các khối lại được nghiên cứu bằng phương pháp FEM

hay phương pháp FDM.

Nhìn chung các phương pháp số đều có những ưu điểm nhất định. Các phương

pháp vi phân có ưu điểm: có thể xét đến các đặc điểm phi tuyến, tính không đồng

nhất, không liên tục của môi trường.

Phương pháp tích phân BEM có ưu điểm hơn so với các phương pháp vi phân

ở chỗ giảm được việc phân chia phần tử (chỉ ở trên biên); với bài toán phẳng chỉ cần

sử dụng phần tử dạng thanh (một chiều); với bài toán không gian chỉ cần sử dụng

phần tử phẳng (hai chiều). Đối với các bài toán đơn giản, thời gian tính của phương

pháp BEM thường ngắn hơn so với phương pháp FEM. Ngoài ra, trong cơ học đá

phương pháp BEM cho kết quả phù hợp nhất đối với các bài toán bán không gian vô

hạn. Nhược điểm của phương pháp BEM so với các phương pháp vi phân là: không

hoặc hạn chế khả năng xem xét các đặc tính không tuyến tính, không đồng nhất,

không đẳng hướng của môi trường. Các phương pháp phần tử rời rạc có ưu điểm

chính trong việc giải các bài toán cho môi trường không liên tục hay môi trường rời

(như khối đá nứt nẻ, môi trường cát, sỏi, cuội). Ngoài ra, phương pháp này cho phép

minh hoạ các điều kiện phá huỷ sát với thực tế hơn. Thực tế cho thấy: hai phương

pháp số được sử dụng chủ yếu là phương pháp phần tử hữu hạn FEM trên nền các

phần mềm ANSYS/LS-DYNA, Phase, AUTODYN 2D/3D, ABAQUS,... và phương

pháp phần tử riêng rẽ (rời rạc) DEM dựa trên các phần mềm LS-DYNA và UDEC,...

Khái quát chung về các kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn

đến kết cấu công trình ngầm lân cận bằng phương pháp số xem Phụ lục 3.

5.2. Xây dựng mô hình số hai chiều 2D, mô hình ba chiều 3D khảo sát ảnh hưởng

của chấn động nổ mìn

112

Mô hình số được xây dựng để khảo sát sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi

đào đường hầm mới bằng phương pháp khoan nổ mìn đến đường hầm đang tồn tại.

5.2.1. Giới thiệu phần mềm Abaqus

Abaqus là một bộ phần mềm lớn dùng để mô phỏng các công trình, kết cấu

dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn, trong đó phần mềm có khả năng tính những

bài toán tĩnh và tính toán động. Phạm vi giải quyết của phần mềm có thể từ phân tích

tuyến tính vấn đề tương đối đơn giản đến vấn đề mô phỏng phi tuyến phức tạp. Ngoài

ra, Abaqus có kho phần tử phong phú có thể mô phỏng hình dạng phẩn tử bất kỳ.

Đồng thời, thư viện mô hình vật liệu có thể mô phỏng đại đa số tính năng vật liệu,

kết cấu điển hình. Trong đó, bao gồm kim loại, cao su, vật liệu cao phân tử, vật liệu

phúc hợp, bê tông cốt thép,… Phần mềm Abaqus không chỉ giải quyết vấn đề trong

phân tích kết cấu (ứng suất, chuyển vị) mà còn có khả năng mô phỏng, nghiên cứu

vấn đề trong lĩnh vực khác như truyền đẫn nhiệt, phân tích âm thanh, điện tử, phân tích

cơ học môi trường điện áp,... Ở Việt Nam phần mềm này còn hết sức mới mẻ mới chỉ áp

dụng để tính toán một số kết cấu của thủy điện nên tiềm năng khai thác sử dụng chúng

rất lớn [38].

5.2.2. Kích thước mô hình

Với chiều rộng trung bình của đường hầm là 16,0 m theo kinh nghiệm chọn

chiều rộng mô hình bằng 5D (D0 - Đường kính của đường hầm) về một phía (chiều

rộng mô hình là 160,0 m). Mô hình được xây dựng gồm khối đá có kích thước

160160 m trong đó hai đường hầm được bố trí ở trung tâm của mô hình, phần này

sử dụng phần tử hữu hạn. Để tạo ra biên loại không phản xạ sử dụng phần tử vô hạn

có chiều dài 160,0 m tại ba mặt bên của mô hình, phần trên cùng của mô hình để tự

do như vậy tạo ra được mô hình có kích thước tổng thể là 480480 m như Hình 5.1.

Như vậy, mô hình xây dựng bao gồm ba phần: khối đá bao quanh công trình rộng

160,0 m, cao 160,0 m, vỏ chống của đường hầm cũ với chiều dày trung bình 0,7 m và

phần biên của mô hình được tạo ra từ các phần tử vô hạn với chiều dài 160,0 m. Như

vậy kích thước mô hình rộng tổng cộng 480,0 m, cao 320,0 m. Trên cơ sở kết quả của

mô hình được trình bày trong [85], tác giả tiến hành xây dựng mô hình 3D. Với mô

113

hình 3 chiều (3D) kích thước mặt cắt ngang như mô hình 2 chiều (2D) tuy nhiên độ sâu

của mô hình (L) thay đổi.

Hình 5.1. Kích thước mô hình

hai chiều 2D [21]÷[23], [52]÷[56], [76]

Hình 5.2. Kích thước mô hình

ba chiều (3D) [57], [59]

Theo khảo sát trong [79]: khi chiều dài mô hình đạt 42,0 m trở lên hoàn toàn

loại bỏ được sự ảnh hưởng của chiều dài mô hình đến kết quả mô hình. Trong trường

hợp này tác giả tiến hành xây dựng mô hình với chiều dài 102,0 m (xem Hình 5.2)

trong đó luôn bảo đảm gương đường hầm đặt ở giữa mô hình, chiều sâu lỗ mìn trung

bình để mô phỏng là 4,0 m. Tác giả tiến hành kiểm chứng mô hình ba chiều (3D)

bằng cách thay đổi chiều dài mô hình (L) và lựa chọn chiều dài mô hình hợp lý ứng

với chiều dài đó kết giá trị vận tốc giao động phần tử phù hợp với giá trị đo đạc đồng

thời khối lượng tính toán là ít nhất.

5.2.3. Cơ sở lý thuyết của phương pháp

Phân tích số hai chiều được thực hiện trên mô hình phần tử hữu hạn xây dựng

trên phần mềm Abaqus phiên bản 6.10-2. Cơ sở lý thuyết của phương pháp dựa trên

phương pháp phần tử hữu hạn đã được trình bày rất cụ thể trong [85]. Phương trình

động học cơ bản của phương pháp có dạng [85]:

[𝑀]{𝑢}̈ + [𝐶]{�̇�} + [𝐾]{𝑢} = {𝑃(𝑡)}. (5.3)

Trong đó: u - Chuyển vị; {�̇�}- Vận tốc; {𝑢}̈- Gia tốc.

Ma trận khối lượng được tính toán theo công thức [85]:

T

v

M = r N N dV . (5.4)

114

Trong đó, - Trọng lượng thể tích của vật liệu; [N] - Ma trận hình dạng của kết cấu.

Ma trận giảm chấn [C] tính cho giảm chấn Rayleigh tính theo công thức [85]:

C = M + K . (5.5)

Ở đây: và - Hằng số xác định trước. Ma trận độ cứng [K] phụ thuộc vào thời gian

và được tính toán theo công thức [85]:

T

v

K = B D B dV . (5.6)

Với: [D] và [B] - Ma trận cấu tạo và ma trận ứng suất-biến dạng tương ứng. Các vec

tơ lực tại các nút của phần tử do lực kéo bề mặt [q(t)] và lực thể tích [f(t)] được tính

toán theo công thức [85]:

T T

S V

P(t) = N q(t)S+ N f(t)V . (5.7)

Khi đó phương trình (5.5) có thể viết dưới dạng:

[𝑀]{𝑢}̈ = {𝑓𝑒𝑥𝑡} − {𝑓𝑖𝑛𝑡} (5.8)

Ở đây: extf = P(t) và {𝑓𝑖𝑛𝑡} = [𝐶]{�̇�} + [𝐾]{𝑢} (5.9)

Phương trình (5.3) và (5.9) có thể được giải quyết bằng cách phương pháp

explicit (một trong những phổ biến nhất là phương pháp sai phân trung tâm) hoặc

bằng phương pháp dạng ẩn (thuật toán Nemark hoặc Hubolt). Khi xác định được gia

tốc của phần tử theo phương trình (5.6) ta hoàn toàn có thể tính được các thành phần

khác như vận tốc dao động, chuyển vị của phần tử.

5.2.4. Ma trận giảm chấn

Phương pháp giảm chấn loại Rayleigh được sử dụng trong nghiên cứu này,

trong đó ma trận giảm chấn của hệ thống được giả thiết là sự kết hợp tuyến tính của

ma trận khối lượng và ma trận độ cứng [36]:

[C] = α.[M]+β.[K] (5.10)

Trong đó: α và β - Các hằng số giảm chấn phụ thuộc vào năng lượng giảm chấn, tính

chất của vật liệu, có thể được tính theo công thức [36]:

115

1 2 1 2 2 1 1 2 2 12 2 2 22 1 2 1

2ω ω (ξ ω ξ ω ) 2(ξ ω ξ ω )α ; β .

ω ω ω ω

− −= =

− −

(5.11)

Ở đây: ω1 - Tần số chấn động đầu tiên và ω2 - Tần số chấn động lớn nhất của tần số

quan trọng quan tâm (thường f1=ω1/2 π và f2=ω2/2π). Các hệ số của mô hình giảm

chấn ξ1 và ξ2 tương ứng với tần số ω1 và ω2. Hệ số giảm chấn kết hợp với chế độ chấn

động j được xác định thông qua công thức [36]:

2

jβω

jω2

αjξ += . (5.12)

5.2.5. Mô hình vật liệu

Theo tài liệu khảo sát địa chất, khối đá xung quanh đường hầm Croix-Rousse là

đá granit và gơnai. Trong mô hình, khối đá được giả định là vật liệu đàn hồi-dẻo cùng

với quá trình tăng ứng suất-biến dạng tuân theo mô hình Mohr-Coulomb.

Bảng 5.1. Các thông số động của khối đá, vỏ chống bê tông [54], [55], [76]

Tên thông số Giá trị

Đơn vị Đá Vỏ bê tông

Trọng lượng thể tích 2650 2400 kG/m3

Mô đun đàn hồi động 60,0 35,0 GPa

Hệ số Poisson 0,25 0,20 -

Góc ma sát trong 53,99 - Độ

Góc dãn nở 4,0 - Độ

Lực dính kết 23,0 - MPa

Độ bền nén 120,0 35,0 MPa

Độ bền kéo 5,7 2,9 MPa

Vỏ chống bê tông đường hầm được mô phỏng sử dụng mô hình phá hủy dẻo

có sẵn trong phần mềm Abaqus. Các thông số động của đá và bê tông sử dụng cho

mô hình bao gồm: mô đun đàn hồi động, hệ số Poisson động, mật độ, độ bền nén, độ

bền kéo, góc dãn nở, lực dính kết,… được lấy từ kết quả thí nghiệm SHPB (Chương

4). Giá trị các thông số được thể hiện trên Bảng 5.1.

116

5.3. Kiểm tra kích thước lưới và kiểm chứng mô hình số

5.3.1. Mô hình áp lực nổ mìn

Theo lập luận và lựa chọn ở Chương 1, mô hình áp lực nổ được chọn tương

ứng với thuốc nổ nhũ tương. Áp lực nổ sinh ra từ việc mở rộng các khí từ vụ nổ, có

thể được tính theo công thức của Konya và Walter (1991) [79]:

2

ed

e

449,93.SG .VODP = .

1+ 0,8.SG

(5.13)

Trong đó: Pd - Đại lượng áp lực nổ, Pa; SGe - Mật độ của thuốc nổ, g/cm3; VOD -

Vận tốc truyền sóng nổ của thuốc nổ trong đất đá, m/s.

Áp lực nổ PB là áp lực gây ra bởi một lượng thuốc nổ nạp đầy lỗ khoan. Phương

trình xác định áp lực nổ PB sau đây được sử dụng để xét đến sự ảnh hưởng của khoảng

trống giữa cột thuốc nổ và thành lỗ khoan (trong trường hợp này là giữa khối thuốc

nổ giả định và biên đường hầm mới) [79]:

2

h

cdB

d

dPP

= (5.14)

Trong đó: PB - Đại lượng áp lực lên thành lỗ khoan, Pa; dc, dh - Tương ứng là đường

kính thỏi thuốc và đường kính lỗ khoan, mm.

Thuốc nổ sử dụng loại Emulsion Reelle với (dc/dh=0,9). Áp lực nổ được tính

từ phương trình (5.14), kết quả PB=7,478 GPa. Áp lực nổ mìn tác dụng lên biên đường

hầm mới được thể hiện bằng phương trình [54], [55], [56], [76]:

BP(t) P .f(t) 7,478.f(t) , GPa.= = (5.15)

Trong đó: f(t) - Hàm áp lực theo thời gian.

Hàm hình dạng đã được sử dụng để tìm quan hệ giữa áp lực nổ và thời gian.

Hầu hết các nghiên cứu đã sử dụng hàm mũ để mô hình hình dạng sóng áp lực nổ

hoặc kết hợp của hàm mũ và dạng hình sin cho hàm áp lực. Ví dụ, hàm mũ thể hiện

quan hệ với thời gian được Park và các cộng sự sử dụng để mô phỏng hàm áp lực nổ

[79]:

117

d

t1

t

d

tf(t) e

t

−

= (5.16)

Trong đó: f(t) - Phương trình mô phỏng hình dạng áp lực nổ; t - Thời gian khảo sát,

s; td - Thời gian đạt được áp lực lớn nhất, s; td=0,0003361 s [79].

Tại đường hầm Croi-Rousse, do sử dụng thuốc nổ loại nhũ tương nên dạng nổ

dạng 1 (như Hình 2.8, chương 2) đã được chọn sử dụng để tính toán. Sơ đồ đơn giản

hóa áp lực nổ với các khoảng thời gian được thể hiện trên Hình 2.11.

5.3.2. Lựa chọn phần tử sử dụng cho mô hình

Bài toán truyền sóng trong môi trường đất đá là bài toán động phức tạp. Kết quả

bài toán ảnh hưởng nhiều bởi môi trường truyền sóng, các tính chất cơ lý của đất đá, kích

thước mô hình. Với bài toán động, biên mô hình nên sử dụng là loại biên không phản xạ

cho phép tạo ra biên không phản xạ sẽ cải thiện đáng kể kết quả mô hình. Trong nghiên

cứu này, chúng tôi sử dụng loại phần tử vô hạn có tác dụng tạo ra biên loại không phản

xạ NRBC, khi đó năng lượng và sóng truyền qua biên như trong mô trường thực tế. Do

đó, kích thước vùng khối đá chọn không làm ảnh hưởng đến kết quả mô hình. Các mô

hình số 2D và 3D lần lượt sử dụng cặp phần tử hữu hạn FE và phần tử vô hạn IE. Với

mô hình 2D, phần tử hữu hạn tuyến tính hình chữ nhật loại CPE4R và phần tử vô hạn

loại CINPE4 được chọn mô phỏng khối đá xung quanh công trình ngầm và vỏ chống bê

tông liền khối. Với mô hình 3D cặp phần tử hữu hạn và vô hạn tương ứng là C3D8R và

CIN3D8 (Hình 5.3).

Hình 5.3. Các loại phần tử vô hạn được sử dụng trong mô phỏng: a - Phần tử

CINPE trong mô hình 2D; b - Phần tử CIN3D8 trong mô hình 3D [36]

Tác dụng của phần tử vô hạn là tạo ra biên mô hình ở dạng không phản xạ

(Non-reflecting) nhờ tạo ra tác dụng sóng truyền qua biên như trong điều kiện thực

tế. Với biên này sóng không bị phản xạ trở lại, năng lượng không bị giảm tại bề mặt

118

biên mô hình. Do đó, kích thước vùng khối đá chọn không làm ảnh hưởng đến kết quả

mô hình. Cơ sở lý thuyết phần tử vô hạn xem các tài liệu [36].

5.3.3. Kiểm tra kích thước lưới của mô hình

Lưới của mô hình ảnh hưởng đến số lượng phần tử, số lượng nút và mức độ chính

xác của mô hình cũng như sự hội tụ của phương pháp tính toán do đó cần xác định

kích thước lưới cho phù hợp.

a. Mô tả kích thước mô hình số

Kích thước của mô hình được thể hiện trên Hình 5.4. Trên cơ sở kích thước

của các đường hầm được mô tả ở phần 2.1, mô hình khảo sát khối đá bao quanh công

trình có chiều rộng kích thước là B0=160,0 m, chiều cao vùng khối đá nghiên cứu

H0=160,0 m.

Hình 5.4. Sơ đồ xác định chiều dài phần tử vô hạn trong mô hình số [79]: 1 -

Vùng phần tử vô hạn; 2 - Biên mô hình giữa hai miền phần tử vô hạn và hữu

hạn; 3 - Biên của vùng phần tử vô hạn; L0 - Chiều dài phần tử vô hạn; B0 - Chiều

rộng mô hình; H0 - Chiều cao mô hình.

Theo kinh nghiệm, phần tử biên loại vô hạn thường được chọn có chiều dài

phần tử bằng chiều rộng của vùng khối đá nghiên cứu. Tức là L0=B0 [36],

119

cho nên chiều dài của phần tử vô hạn sẽ được lựa chọn là 160,0 m. Do đó, kích thước

tổng cộng của mô hình có chiều rộng (gồm chiều rộng phần khối đá, chiều dài phần

tử vô hạn về 2 bên) sẽ là H=480,0 m, chiều cao tổng thể H=320,0 m (Hình 5.5).

Hình 5.5. Kích thước mô hình số khảo sát [79]

b. Kiểm tra kích thước lưới mô hình

Phần tử hữu hạn FE trong vùng nghiên cứu được lựa chọn là loại CPE4R (phần

tử chữ nhật loại biến dạng phẳng tuyến tính, giảm khối lượng tích phân), phần tử vô

hạn được chọn sử dụng là loại CINPE4 (phần tử tuyến tính 4 nút, một chiều). Kích

thước trung bình của phần tử được lựa chọn là 0,5 m. Như vậy tổng số lượng phần tử

là 103360 (trong đó gồm 102400 phần tử tuyến tính loại CPE4R và 960 phần tử vô

hạn loại CINPE4). Trong phần này tác giả sử dụng phương pháp tính vận tốc sóng

Rayleigh để xác định sự phù hợp kích thước của lưới. Giả sử có một lực phụ thuộc

thời gian tác dụng tại một điểm trên bề mặt mô hình trong đó khoảng cách từ điểm

đó đến biên mô hình là 5,0 m (Hình 5.6). Biên độ của lực là 1500,0 GPa, mối liên hệ

giữa cường độ áp lực và thời gian được thể hiện trên Hình 5.7. Các thông số của vật

liệu của khối đá gồm: mô đun đàn hồi động Ed =73,0 GPa, hệ số Poatxông νd=0,33,

mật độ d =2650 kg/m3 ([54]÷[56]):

F(t)=[1,5.1012.f(t)]. (5.17)

Để mô phỏng sóng bề mặt, vận tốc sóng Rayleigh được xem xét và đánh giá,

kết quả vận tốc sóng tại điểm B và điểm C được thể hiện trên Hình 5.8.

120

Hình 5.6. Sơ đồ đặt lực

kiểm tra kích thước lưới [59]

Hình 5.7. Cường độ của lực

Tác dụng theo thời gian [55], [56]

Hình 5.8. Sự khác nhau về thời gian giữa hai điểm B và C [55], [56]

Hình 5.8 cho thấy thời gian vận tốc đạt cực trị khác nhau giữa hai điểm B và C

là t=0,00600117 giây, trong khi khoảng cách giữa chúng là S=18,5 m. Từ đó ta có thể

tính được vận tốc sóng Rayleigh VR truyền giữa hai điểm VR=S/t=3082,72968 m/s. Mặt

khác, vận tốc sóng Rayleigh được tính theo phương pháp lý thuyết bằng công thức của

Bergmann-Viktorov (E.G. Nesvijski, 2000) [76]:

0,87 +1,12.V = .V ,R S1+

m/s. (5.18)

Trong đó: - Hệ số Poisson; VS - Vận tốc sóng S, m/s.

Vận tốc sóng ngang S được đưa ra bởi công thức [76]:

121

G EV = = , m/s.S 2(1+ )

, (5.19)

Thay các giá trị cần thiết vào công thức (5.18) và (5.19), chúng ta tính được:

VS=3218 m/s và VR=2999 m/s. Sự sai khác về vận tốc giữa hai phương pháp là 2,71%.

Sai số giữa hai phương pháp không lớn, do vậy kích thước lưới được xem là phù hợp,

đảm bảo tính hội tụ của mô hình và có thể được sử dụng trong mô hình để mô phỏng

chấn động nổ mìn đào đường hầm.

Nhận xét: Với kích thước phần tử 0,5 m được xem là phù hợp để sử dụng cho

mô hình số mô phỏng ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi đào đường hầm đến vỏ

chống bê tông của đường hầm cũ lân cận. Kích thước lưới cũng đã được kiểm tra theo

điều kiện quan hệ giữa bước sóng và kích thước phần tử bằng công thức của Lysmer

và Kuhlemeyer, 1969 [36].

[Vp/(10.f)] (5.20)

Trong đó: l - Kích thước phần tử; f - Tần số của tải trọng; Vp - Tốc độ sóng nén P.

Phạm vi tần số thông thường của chấn động gây ra bởi nổ mìn công trình ngầm

dao động trong khoảng (50÷100) Hz (theo Dowing, 1996) và (Yang và n.n.k, 2003) [36].

Kết quả cho thấy kích thước phần tử hoàn toàn thỏa mãn điều kiện trên.

5.3.4. Kiểm chứng mô hình số

Để kiểm chứng mô hình, tác giả lấy dữ liệu của mô hình số so sánh với dữ liệu

đo đạc thực tế. Điểm quan sát gồm điểm A trùng với vị trí cảm biến A; điểm B trùng

với vị trí cảm biên P; điểm C trùng với vị trí cảm biến T đặt trong vỏ chống bê tông

của hầm cũ thuộc dự án hầm Croix-Rousse, Lyon, Pháp như Hình 5.9..

Hình 5.9. Các điểm quan sát khảo sát trong mô hình số [16], [18], [19], [56], [57], [59]

122

Kết quả mô hình số với trường hợp thời gian t=1,0 giây khi so sánh với dữ liệu

đo tại điểm A được thể hiện trên Bảng 5.2. Kết quả cho thấy, sai số trung bình giữa

hai phương pháp là 14,73 % không lớn có thể chấp nhận được nên mô hình số xây

dựng có độ tin cậy

Bảng 5.2. So sánh kết quả mô hình số và dữ liệu đo tại điểm A

N0 t (s)

Mô hình số

PPV1 (mm/s)

Phương pháp đo

đạc

PPV1(mm/s) , %

1 0,0064010 9,8949041 9,230 6,710

2 0,0336001 9,0867624 7,179 20,99

3 0,0608001 8,3239946 9,523 14,40

4 0,1616008 9,4726295 10,10 6,62

5 0,2640003 10,9205880 8,058 26,21

6 0,3664009 10,5836970 12,161 14,90

7 0,5680007 11,3409950 9,816 13,44

8 0,7696010 10,3974300 10,246 14,56

Trung bình sai khác tb 14,73

5.4.Nhận xét

Các kết quả nghiên cứu trên cho phép rút ra một số nhận xét sau đây:

➢ Với điều kiện biên loại không phản xạ việc sử dụng loại phần tử vô hạn có

thể cải thiện kết quả của mô hình tính [14];

➢ Kết quả tính toán vận tốc truyền sóng Rayleigh bằng mô hình số với kích

thước lưới lựa chọn là phù hợp với kết quả tính toán giá trị vận tốc này theo phương

pháp giải tích. Do vậy, mô hình số 2 chiều (2D) và 3 chiều (3D) được xây dựng ở

trên đã được kiểm chứng. Kết quả nghiên cứu mô hình đảm bảo hội tụ và là cơ sở để

sử dụng để nghiên cứu thông số ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến các công trình

lân cận ở phần sau.

123

5.5. Khảo sát các thông số mô hình

Trên cơ sở các mô hình đã xây dựng ở phần trên, chúng tôi tiến hành khảo

sát sự ảnh hưởng của các thông số khác nhau của mô hình theo ba nhóm sau:

➢ Khảo sát sự ảnh hưởng của các thông số cơ lý của khối đá và vỏ chống

(mô đun đàn hồi động, hệ số giảm chấn, mô hình phá hủy vật liệu,…);

➢ Khảo sát sự ảnh hưởng của khoảng cách giữa các đường hầm, vị trí đường

hầm và tìm ra giá trị khoảng cách tối thiểu cho phép nhằm đảm bảo an toàn cho

vỏ chống cố định của đường hầm cũ;

➢ Khảo sát sự ảnh hưởng của mô hình áp lực nổ để đánh giá sự ảnh hưởng

của áp lực nổ mìn đến mức độ chấn động của vỏ chống cố định của đường hầm.

Trên cơ sở kết quả khảo sát các thông số kết hợp với giá trị các thông số

mô hình theo các tiêu chuẩn hiện hành cho phép đánh giá sự ảnh hưởng của các

thông số này đến mức độ chấn động của vỏ chống. Từ đó tìm ra các giá trị thích

hợp của các thông số nhằm điều chỉnh các thông số nhằm giảm thiểu ảnh hưởng

của chấn động nổ mìn đến kết cấu chống đường hầm. Các điểm khảo sát của mô

hình tương ứng với vị trí đặt cảm biến. Do đó, kết quả khảo sát bằng mô hình sẽ

có cơ sở để so sánh với kết quả đo đạc thực nghiệm.

5.5.1. Khảo sát sự ảnh hưởng tính chất cơ lý của khối đá và vỏ chống

a. Khảo sát sự ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến PPV

Đối với các vật liệu địa chất (đất, đá,…), thông thường hệ số giảm chấn

thay đổi từ 2,0 % đến 5,0 %. Đối với hệ thống kết cấu công trình, giá trị thay

đổi từ 2,0 % đến 10,0 % [43]. Dựa vào quang phổ vận tốc được trình bày trong

Hình 3.9 (Chương 3), hai tần số f=10,0 Hz và f=100,0 Hz dẫn đến quang phổ

của PPV đạt giá trị lớn nhất được chọn sử dụng để xác định hệ số giảm chấn .

124

Hình 5.10. Ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị PPV tại điểm A:

a - PPV theo phương thẳng đứng b - PPV theo phương nằm ngang [57]

Khảo sát sự ảnh hưởng của hệ số giảm chấn của đá đến kết quả vận hành

của mô hình được thực hiện dựa trên việc thay đổi giá trị hệ số giảm chấn tương ứng

với bốn trường hợp: =3,0 %; =4,0 %; =5,0 %; =6,0 % cho đá. Đối với vỏ chống

bê tông của đường hầm cũ, tác giả chọn giá trị hệ số giảm chấn cố định =4,0 %.

Hình 5.10 mô tả sự ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị PPV xuất hiện tại

điểm A: a - PPV theo phương thẳng đứng b - PPV theo phương nằm ngang. Hình

5.11 mô tả sự ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị PPV xuất hiện tại điểm B:

a - PPV theo phương thẳng đứng; b - PPV theo phương nằm ngang.

125

Hình 5.11. Ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị PPV tại điểm B:

a - PPV theo phương thẳng đứng; b - PPV theo phương nằm ngang [57]

Các quy luật biến đổi giá trị PPV trên Hình 5.10, Hình 5.11 cho thấy: giá

trị PPV tại một số điểm quan sát tỉ lệ nghịch với hệ số giảm chấn . Vận tốc PPV

đạt giá trị lớn nhất khi hệ số giảm chấn là nhỏ nhất (=3,0 %). Vận tốc PPV đạt

giá trị nhỏ nhất khi hệ số giảm chấn là lớn nhất (=6,0 %). Bảng 5.3 và Hình

5.12 thể hiện kết quả nghiên cứu tổng hợp sự ảnh hưởng của hệ số giảm chấn

(%) đến giá trị PPV đo được trong vỏ chống bê tông liền khối của đường hầm cũ.

Tuy nhiên, do giá trị PPV đạt được cùng với các giá trị =3,0 %, và =4,0 % khác

nhiều so với giá trị PPV đạt được bằng thực nghiệm nên kết quả được tập trung so

sánh cùng với =5,0 %, và =6,0 % như trên Hình 5.12.

126

Bảng 5.3. Sự ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị PPV trong vỏ

chống bê tông [57], [59]

Thời

gian t, s

Giá trị PPV xuất hiện trong vỏ chống, mm/s

DLD =3 % , % =4 % , % =5 % , % =6 % , %

0,0064 9,23 16,54 44,22 13,50 31,67 11,42 19,19 9,89 6,71

0,033 7,17 15,75 54,44 12,65 43,26 10,61 32,39 9,08 20,99

0,061 9,52 15,27 37,65 11,99 20,61 9,81 2,980 8,32 14,42

0,163 10,10 14,66 31,11 11,30 10,62 9,16 10,20 7,71 30,98

0,264 8,05 17,08 52,82 14,96 46,17 12,58 35,97 10,92 26,21

0,366 12,16 18,75 35,15 14,70 17,29 12,40 1,980 10,58 14,91

0,568 9,81 15,78 37,81 14,59 32,75 13,17 25,50 11,34 13,45

0,771 10,24 17,35 40,97 13,546 24,36 10,298 0,500 8,348 22,74

Trung bình sai khác tb 41,76 - 28,34 - 16,09 - 18,90

Ghi chú: DLD - Dữ liệu đo đạc thực tế; - Sự sai khác giữa giá trị dữ liệu

đo thực tế và giá trị PPV thu được trên mô hình số.

Hình 5.12. Tổng hợp sự ảnh hưởng của hệ số giảm chấn đến giá trị PPV

xuất hiện trong vỏ chống bê tông liền khối của đường hầm cũ tại B [16], [57], [59]

127

Kết quả nghiên cứu so sánh các giá trị PPV đạt được bằng mô hình số và

kết quả đạt được bằng phương pháp đo đạc thực tế DLD trên Hình 5.13 cho

thấy: khi giá trị hệ số giảm chấn =5,0% thì sự sai khác giữa hai phương pháp

đạt giá trị nhỏ nhất (sự sai khác trung bình tb=16,09 %). Do vậy, giá trị hệ số

giảm chấn cho khối đá =5,0 % được xem là phù hợp và sẽ được chọn để sử

dụng cho các bước tính toán tiếp theo trên mô hình khảo sát.

Hình 5.13. Sơ đồ lựa chọn hệ số giảm chấn cho mô hình số B [16], [60], [57]

b. Khảo sát sự ảnh hưởng của mô đun đàn hồi động Ed đến PPV

Để tiến hành khảo sát sự ảnh hưởng của mô đun đàn hồi động Ed đến

mức độ chấn động của vỏ chống bê tông đường hầm cũ khi nổ mìn, chúng tôi

tiến hành thay đổi giá trị Ed trong khoảng Ed=30,0÷70,0 GPa với biên độ thay

đổi 10,0 GPa. Mô hình phá hủy khối đá được sử dung Mohr-Coulomb.

Các mô Các thông số khác của mô hình được giữ nguyên. Kết quả sự ảnh

hưởng của mô đun đàn hồi động Ed của khối đá đến giá trị PPV trong vỏ chống

bê tông liền khối được thể hiện trên các Hình 5.14, Hình 5.15.

128

Hình 5.14. Quan hệ giữa mô đun đàn hồi động Ed và PPV theo phương thẳng đứng tại B [57]

Hình 5.15. Quan hệ giữa mô đun đàn hồi động Ed và PPV theo phương nằm ngang tại B [57]

Từ kết quả thể hiện trên các Hình 5.14 và Hình 5.15 có thể rút ra một số

nhận xét về mối quan hệ giữa mô đun đàn hồi động Ed và PPV như sau:

➢ Mối quan hệ giữa mô đun đàn hồi động Ed và PPV theo phương thẳng

đứng và theo phương nằm ngang có đặc tính thay đổi hoàn toàn khác nhau;

➢ Giá trị mô đun đàn hồi động Ed khác nhau (Ed=30,0÷70,0 GPa) gần như không gây

những tác động lớn đến sự thay đổi về quy luật biến đổi và giá trị của PPV;

➢ Sự thay đổi giá trị của PPV trong khoảng thời gian từ 0,0 ÷1,0; giây có

đặc tính xung rõ rệt: số lượng xung nhiều nhất xuất hiện ở thời điểm ngay sau khi

129

nổ mìn và giảm dần theo thời gian, giá trị biên độ xung lớn nhất đột ngột tăng lên

trong thời điểm ngay sau khi nổ mìn, sau đó giảm xuống chút ít và đạt tới giá trị

lớn nhất trong khoảng 0,6÷0,8, giây và cuối cùng sẽ giảm dần. Sự ảnh hưởng của

mô đun đàn hồi động Ed đến sự biến đổi của PPV xuất hiện trong vỏ chống bê

tông của đường hầm cũ thể hiện trong Bảng 5.4 và Hình 5.15.

Bảng 5.4. Sự ảnh hưởng của mô đun đàn hồi động Ed đến giá trị PPV [59]

Thời

gian t,

s

Giá trị PPV xuất hiện trong vỏ chống, mm/s

DLD Ed=40

GPa

,

%

Ed=50

GPa

,

%

Ed=60

GPa

,

%

Ed=70

GPa

,

%

0,0064 9,23 5,84 36,72 11,72 21,24 11,42 19,18 9,63 4,15

0,033 7,17 7,22 0,69 12,386 42,11 10,61 32,42 8,5 15,65

0,061 9,52 9,7 1,86 12,48 23,72 9,81 2,96 7,43 28,13

0,163 10,10 13,8 26,81 12,56 19,59 9,16 10,26 6,5 35,64

0,264 8,05 1,23 84,72 9,7 17,01 12,58 36,01 11,29 28,69

0,366 12,16 4,16 65,79 13,1 7,18 12,4 1,94 10,3 15,29

0,568 9,81 -0,047 100,48 8,36 14,78 13,17 25,51 11,85 17,21

0,771 10,24 14,73 30,48 14,41 28,94 10,29 0,49 7,73 24,51

Trung bình sai khác tb 43,44 - 21,82 - 16,09 - 21,16

Ghi chú: DLD - Dữ liệu đo đạc thực tế; - Sự sai khác giữa giá trị dữ liệu

đo thực tế và giá trị PPV thu được trên mô hình số.

Kết quả nghiên cứu thu được trên biểu đồ Hình 5.14, Hình 5.15, Hình 5.16

và các số liệu trong Bảng 5.4 cho thấy:

➢ Giá trị PPV trong vỏ chống bê tông cố định của đường hầm cũ tỉ lệ nghịch

với mô đun đàn hồi động của khối đá xung quanh đường hầm;

➢ Giá trị PPV đạt được bằng phương pháp khảo sát mô hình số khi mô

đun đàn hồi động Ed=60,0 GPa có kết quả tương đối giống với giá trị đạt được

bằng phương pháp đo đạc thực tế (sự sai khác trung bình giữa hai phương pháp

130

tb=16,09 %). Do đó, giá trị mô đun đàn hồi động Ed=60,0 GPa đạt được từ thí

nghiệm SHPB đủ độ tin cậy và được sử dụng cho những nghiên cứu dưới đây.

Hình 5.16. Tổng hợp sự ảnh hưởng của mô đun đàn hồi động Ed

đến giá trị PPV trong vỏ chống bê tông cố định của đường hầm cũ

c. Khảo sát sự ảnh hưởng của mô hình phá hủy vật liệu

Việc chọn mô hình phá hủy của vật liệu có thể gây nên sự ảnh hưởng lớn

đến kết quả vận hành của mô hình số. Trong phần dưới đây luận án tiến hành

nghiên cứu ảnh hưởng của mô hình phá hủy của vật liệu đến giá trị PPV của vỏ

chống bê tông của đường hầm cũ. Hai mô hình phá hủy vật liệu được lựa chọn cho

khối đá là: mô hình đàn hồi tuyến tính và mô hình Mohr-Coulomb. Các giá trị PPV

(mm/s) đạt được với hai mô hình phá hủy vật liệu khác nhau được lựa chọn ở trên

và theo phương pháp đo đạc hiện trường thể hiện trên Bảng 5.5 và Hình 5.17. Kết

quả cho thấy có một sự phù hợp về giá trj của PPV giữa kết quả mô hình số khi sử

dụng mô hình Mohr-Coulomb và dữ liệu đo đạc. Ngược lại, giá trị PPV trong vỏ

chống bê tông đạt được khi sử dụng mô hình đàn hồi tuyến tính cao hơn khoảng

50,0 % so với dữ liệu đo đạc (Hình 5.17). Đây là cơ sở quan trọng để khẳng định

rằng: mô hình đàn hồi tuyến tính không đủ phức tạp và không đủ khả năng sử

131

dụng để nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn. Vì vậy, tại đây tác giả sử

dụng mô hình Mohr-Coulomb để nghiên cứu các thông số của mô hình số.

Bảng 5.5. Giá trị PPV (mm/s) đạt được trong phương pháp mô hình số với

các mô hình phá hủy vật liệu khác nhau và phương pháp đo đạc thực tế [59]

Thời

gian

(s)

Mô hình

đàn hồi

tuyến tính

Mô hình

Mohr-

Coulomb

Sự khác nhau

giữa hai mô

hình (%)

Phương

pháp

đo đạc

Sự khác nhau

giữa hai phương

pháp (%)

(0) (1) (2) (1)/(2) (3) (3)/(2)

0,0064 22,743 11,422 49,77 9,230 19,19

0,033 20,713 10,619 48,73 7,179 32,39

0,061 19,291 9,816 49,11 9,523 2,98

0,163 24,342 10,543 56,68 10,100 4,20

0,264 29,168 12,584 56,85 8,058 35,96

0,366 27,617 12,407 55,07 12,161 1,98

0,568 37,356 13,176 64,72 9,816 25,50

0,771 50,356 11,422 49,77 10,246 10,29

Hình 5.17. Ảnh hưởng của mô hình phá hủy vật liệu

đến PPV của vỏ chống bê tông [59]

132

d. Nhận xét chung

Các kết quả nghiên cứu các thông số của khối đá và vỏ chống bằng mô hình

số cho thấy:

➢ Tính chất cơ lý của khối đá và vỏ chống đường hầm cũ có ảnh hưởng lớn

đến mức độ chấn động của vỏ chống đường hầm cũ;

➢ Giá trị của PPV tỉ lệ nghịch với hệ số giảm chấn của khối đá xung

quanh đường hầm. So sánh kết quả thực hiện trên mô hình số với kết quả đo thực

tế cho thấy: khi giá trị hệ số giảm chấn của khối đá =5,0 % và giá trị hệ số giảm

chấn của kết cấu chống vỏ đường hầm bê tông liền khối =4,0 %, giá trị PPV đạt

được bằng mô hình số gần với giá trị đo đạc tại hiện trường;

➢ Giá trị PPV tỉ lệ nghịch với giá trị mô đun đàn hồi động Ed của khối đá

xung quanh đường hầm. Nghĩa là: khi mô đun đàn hồi động Ed của khối đá tăng

lên thì giá trị PPV sẽ giảm xuống và ngược lại;

➢ Mô hình phá hủy vật liệu có ý nghĩa lớn cho độ chính xác của kết quả

vận hành mô hình số. Kết quả so sánh hai mô hình phá hủy (mô hình đàn hồi tuyến

tính và mô hình phá hủy Mohr-Coulomb) được chọn sử dụng cho khối đá cho

thấy: mô hình đàn hồi tuyến tính không có khả năng áp dụng cho mô hình số bài

toán nghiên cứu chấn động nổ mìn tác dụng lên kết cấu chống giữ đường hầm do

kết quả thu được trong mô hình số có những sai khác lớn so với các kết quả đo

đạc trên thực tế; ngược lại, mô hình phá hủy Mohr-Coulomb cho kết quả tốt hơn

và sẽ được sử dụng trong việc nghiên cứu các thông số của mô hình số.

5.5.2. Khảo sát sự ảnh hưởng của chiều dài của mô hình số

Sau khi tiến hành chạy với ba mô hình số có chiều dài khác nhau (L1=28,0

m; L2=42,0 m; L3=84,0 m) sẽ thu được giá trị PPV, gia tốc dao động phần tử lớn

nhất, ứng suất và biến dạng tại các điểm bất kỳ trong vỏ chống. Sự ảnh hưởng của

chiều dài mô hình số đến kết quả khảo sát mô hình có thể quan sát ở các điểm tại

mặt phẳng của vỏ chống đường hầm cũ trùng với mặt phẳng gương đường hầm

mới (Hình 5.18).

133

a)

b)

c)

Hình 5.18. Sự ảnh hưởng của chiều dài mô hình số đến chấn động

nổ mìn trong vỏ chống bê tông liền khối của đường hầm cũ [18]

Hình 5.19. So sánh các PPV theo phương thẳng đứng (PPV1) trong vỏ chống

bê tông của đường hầm cũ khi chiều dài mô hình số thay đổi tại điểm B [18]

134

Hình 5.20. So sánh các giá trị PPV theo phương nằm ngang PPV2 trong vỏ chống

bê tông của đường hầm cũ khi chiều dài mô hình số thay đổi tại điểm B [18]

Hình 5.21. So sánh biên độ thay đổi của PPV tại điểm quan sát [18]

135

Giá trị PPV được sử dụng để so sánh kết quả nghiên cứu trên các mô hình

với chiều dài khác nhau là các đại lượng PPV1 (PPV theo phương thẳng đứng),

PPV2 (PPV theo phương nằm ngang). Giá trị của PPV theo ba phương được thể

hiện trên Hình 5.21. Kết quả so sánh giá trị và quy luật biến đổi của PPV trong ba

mô hình số (Hình 5.21) cho thấy: dạng biểu đồ và điểm đạt giá trị PPV giống

nhau. Biên độ lớn nhất của PPV đạt được khi mô hình số có chiều dài ngắn nhất

L1=28,0 m; biên độ này nhỏ nhất ứng với mô hình số có chiều dài lớn nhất L3=84,0

m. Sự khác nhau trên do nguyên nhân: trong mô hình 3D có sự tiêu hao một phần

năng lượng nổ trong khối đá và vỏ chống tại mô hình có dạng khối; do đó, khi mô

hình số có chiều dài càng lớn thì sự tiêu hao này càng nhiều dẫn đến giá trị PPV

càng nhỏ. Ngoài ra, khi chiều dài mô hình thay đổi trong khoảng 42,084,0 m thì

giá trị PPV trong vỏ chống bê tông không thay đổi. Vì vậy, có thể kết luận: chiều

dài 42,0 m (khoảng 4.D) được coi đủ độ chính xác cần thiết để có thể loại bỏ sự

ảnh hưởng của điều kiện biên đến kết quả khảo sát trên mô hình số.

Các kết quả nghiên cứu trên cho phép rút ra một số nhận xét sau đây:

➢ Khi mô phỏng số sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu đường

hầm lân cận trên mô hình 3D, chiều dài mô hình số có ảnh hưởng trực tiếp đến kết

quả khảo sát trên mô hình. Kết quả nghiên cứu ba trường hợp với chiều dài

L1=28,0 m, L2=42,0 m tức bằng (1,5L1) m, và L3=84,0 m tức là bằng (2L2) m

cho thấy: giá trị PPV tại điểm quan sát càng giảm khi mô hình số có chiều dài càng

lớn và ngược lại. Sự hấp thụ năng lượng của phần khối đá xung quanh vụ nổ chính

là nguyên nhân dẫn đến sự khác nhau trên;

➢ Chiều dài mô hình số L=42,0 m (L≥ 4.DN; với DN là chiều rộng khi đào

của đường hầm mới đang đào) đủ lớn để có thể loại bỏ sự ảnh hưởng của điều kiện

biên đến kết quả mô hình và đủ độ chính xác cần thiết khi sử dụng mô hình để mô

phỏng sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn. Các nghiên cứu tiếp theo có thể dùng

giá trị độ dài của mô hình số để nghiên cứu.

136

5.5.3. Khảo sát sự ảnh hưởng khoảng cách giữa hai đường hầm

Khoảng cách giữa hai đường hầm là yếu tố cơ bản ảnh hưởng trực tiếp đến

mức độ chấn động của vỏ chống đường hầm lân cận. Việc lựa chọn chọn vị trí

đường hầm mới sẽ quyết định khoảng cách giữa hai đường hầm. Cùng với lượng

thuốc nổ Q được giữ không đổi, việc thay đổi khoảng cách giữa hai đường hầm

cho thấy sự ảnh hưởng của chúng tới đại lượng khoảng cách đảm bảo an toàn cho

kết cấu chống đường hầm cũ (Hình 5.22).

Hình 5.22. Ảnh hưởng của khoảng cách giữa hai đường hầm đến

giá trị PPV trong vỏ chống bê tông cố định của đường hầm cũ [19]

Theo một số tiêu chuẩn an toàn đã đề cập tại Mục 3.3 trong Chương 3, các

giá trị PPV đã tìm ra cho thấy: khi khoảng cách giữa hai đường hầm là 32,50 m

thì đường hầm sẽ an toàn.

5.6. Khảo sát sự ảnh hưởng của khoảng cách từ gương đường hầm đến vị trí

quan sát trong vỏ chống cố định của đường hầm cũ lân cận dọc theo trục

đường hầm

Luận án tập trung nghiên cứu sự ảnh hưởng của khoảng cách từ gương

đường hầm mới tới vị trí quan sát trong vỏ chống cố định của đường hầm cũ lân

137

cận (H) đến mức độ chấn động của vỏ chống bê tông liền khối của đường hầm cũ

lân cận theo phương dọc trục đường hầm theo sơ đồ Hình 5.23. Trong đó H là

khoảng cách từ vị trí gương thi công đường hầm mới (nơi tiến hành vụ nổ mìn)

đến vị trí mặt cắt ngang của đường hầm cũ tính theo phương dọc trục đường hầm.

Khoảng cách H sẽ thay đổi tùy theo vị trí khảo sát tại đường hầm cũ so với gương

thi công đường hầm mới. Đối với các điểm trong vỏ chống cố định nằm phía trước

mặt phẳng chứa gương thi công đường hầm mới thì H<0. Ngược lại, đối với các

điểm trong vỏ chống cố định nằm phía sau mặt phẳng chứa gương thi công đường

hầm mới thì H>0 (Hình 5.23).

Hình 5.23. Sơ đồ nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn tại

gương hầm mới đến vỏ chống bê tông của đường hầm cũ lân cận theo

phương dọc trục hầm [59]

Bằng cách khảo sát mô hình 2D và 3D đã được xây dựng và kiểm chứng ở

ở phần trên, giá trị PPV đạt được tại vỏ chống bê tông cố định của đường hầm cũ

lân cận thông qua mô hình số và được so sánh với các kết quả đo đạc trong thực

tế thể hiện trên Bảng 5.6 và Hình 5.24.

138

Bảng 5.6. Kết quả nghiên cứu sự ảnh hưởng của vị trí gương đường hầm

đến chấn động đối với vỏ chống bê tông cũ của đường hầm lân cận [59]

Stt

H (m)

Mô hình

số 3D

(mm/s)

Phương pháp

đo đạc

(mm/s)

Sự khác nhau giữa

hai phương pháp

(%)

Mô hình

2D

(mm/s)

1 -12,0 2,78 3,58 22,22 -

2 -8,0 6,24 8,99 30,56 -

3 -4,0 14,96 12,12 23,43 -

4 0,0 15,53 15,36 1,12 17,35

5 4,0 8,09 10,08 19,70 -

6 8,0 7,19 7,21 0,27 -

7 12,0 5,62 5,69 1,16 -

Hình 5.24. Kết quả khảo sát ảnh hưởng của khoảng cách D- từ vị trí quan sát

trong vỏ chống đường hầm cũ tới mặt phẳng trùng với mặt phẳng gương hầm

mới đến giá trị PPV [59]

Từ kết quả so sánh hai phương pháp số (thông qua mô hình số 2D và 3D)

và phương pháp đo đạc tại hiện trường cho phép rút ra một số nhận xét sau:

139

➢ Các giá trị PPV đạt được bằng mô hình số phù hợp với kết quả đo đạc

thực nghiệm;

➢ Giá trị PPV tỉ lệ nghịch với khoảng cách từ gương đường hầm đến điểm

quan sát trong vỏ chống theo phương trục đường hầm cũ;

➢ Khi điểm quan sát nằm trong mặt phẳng trùng với mặt phẳng gương thi

công đường hầm mới thì PPV đạt giá trị lớn nhất trong vỏ chống đường hầm cũ.

5.7. Đánh giá độ ổn định của vỏ chống bê tông của đường hầm cũ lân cận

Để đánh giá trạng thái phá hủy của vỏ chống đường hầm dưới sự ảnh hưởng

của chấn động nổ mìn, thông thường hai tiêu chuẩn được chọn sử dụng như sau:

(1) giới hạn của PPV hoặc (2) độ bền kéo của vỏ chống. Ngưỡng giá trị PPV theo

tiêu chuẩn DIN4150 (LB Đức) được sử dụng rộng rãi tại Châu Âu. Giá trị PPV

cho phép phụ thuộc vào chủng loại kết cấu đường hầm, đặc biệt trong các tiêu

chuẩn thiết kế của Tiêu chuẩn DIN4150, phần 3, năm 1986. Tần số phổ biến trong

phạm vi của các kết cấu đường hầm chịu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn

thường thay đổi trong khoảng 50,0100,0 Hz. Theo tiêu chuẩn đó, ngưỡng giá trị

PPV dao động từ 40,0 đến 100,0 mm/s cùng với tần số dao động từ 1,0 đến 100,0

Hz. Trong nghiên cứu này, giá trị PPV lớn nhất đo được bằng cảm biến là 15,53

mm/s, nhỏ hơn giới hạn được đề cập trong Bảng 5.6. Ngoài ra, giá trị độ bền kéo

trong vỏ chống do chấn động nổ mìn tạo ra bằng khoảng 2,69 MPa, cũng nhỏ hơn

giá trị cho phép là 2,9 MPa sử dụng cho vật liệu bê tông (do Chong Zhang đề xuất,

2013) [78]. Vì vậy, tại đây kết cấu vỏ chống sẽ bền vững và ổn định dưới sự tác

động của chấn động nổ mìn từ phía đường hầm mới.

Để đánh giá các tham số ảnh hưởng là nguyên nhân phá hủy vỏ chống bê

tông của đường hầm cũ lân cận, áp lực nổ mìn tác dụng lên biên của chu vi đường

hầm mới được điều chỉnh tăng dần từ giá trị áp lực thực tế tại đường hầm Croix-

Rousse tới khi xuất hiện các phá hủy trong vỏ chống bê tông xuất hiện. Bằng cách

giữ nguyên hàm thời gian tăng giá trị biên độ trong công thức tính áp lực nổ mìn

140

(công thức (5.15)), chúng tôi nhận thấy: khi giá trị biên độ áp lực tăng thêm 1,5

lần so với giá trị trước đó, trong vỏ chống bê tông đường hầm cũ bắt đầu xuất hiện

các vùng nguy hiểm có khả năng phá hủy.

Kết quả với sự tăng thêm biên độ áp lực, chúng ta có thể quan sát các phần

tử phá hủy trong mặt cắt sóng sóng với gương hầm và hai bên tường hầm như trên

Hình 5.25. Theo đó, các vùng nguy hiểm nhất trong vỏ chống bê tông cùng với

mật độ cao các phần tử phá hủy nằm trong mặt cắt sóng sóng với gương đường

hầm mới. Kết quả nghiên cứu cũng chỉ ra các vùng phá hủy trong vỏ chống bê

tông phía sau gương hầm mới. Các phần tử phá hủy được quan sát chủ yếu tại phía

tường đường hầm. Tại đây, các phần tử phá hủy quan sát thấy tập trung tại vai

vòm và thậm chí tại phần dưới của đường hầm. Sự khác nhau này có thể liên quan

tới ảnh hưởng của quá trình truyền sóng nổ từ đường hầm mới đến đường hầm tồn

tại trong khối đá dọc theo hướng trục đường hầm mới (Hình 5.25).

Hình 5.25. Vùng phá hủy trong vỏ chống bê tông của hầm cũ lân cận khi

t=0,00332 s: a - Vị trí hai đường hẩm; b - Ví trí tường bên đối diện với

gương hầm; c - Ví trí tường bên không đối diện với gương hầm [59]

141

5.8. Đánh giá độ ổn định của khối đá xung quanh đường hầm

Hiện nay trên thế giới thường sử dụng phương pháp thực nghiệm trên cơ sở

các tiêu chuẩn mới để đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn, trong đó có chỉ

số phá hủy nổ mìn BDI Dib. Giá trị của chỉ số phá hủy nổ mìn BDI Dib để đánh giá

ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đào đường hầm đến khối đá xung quanh đường

hầm mới và đường hầm cũ được xác định theo công thức (3.1) (Chương 3). Trên

cơ sở các chỉ số Dib đã tính, sự phá hủy trong khối đá và kết cấu chống giữ có thể

được dự báo như trong Bảng 5.7.

Bảng 5.7. Giá trị (Dib) tại một số điểm quan sát trên biên đường hầm mới

và đường hầm cũ [59]

N0 PPV, mm/s Dib Đánh giá mức độ phá hủy

Khối đá xung quanh đường hầm mới

1 142,75 3,318 Phá hủy quy mô rất lớn

2 21,80 0,506 Phá hủy nhỏ và xuất hiện các khe nứt bên tường bên

3 80,81 1,878 Phá hủy nghiêm trọng xảy ra trong khối đá

4 85,87 1,996 Phá hủy nghiêm trọng xảy ra trong khối đá

5 132,26 3,074 Phá hủy quy mô rất lớn

Khối đá xung quanh đường hầm cũ lân cận

6 5,55 0,155 Phá hủy không nhìn thấy

7 3,19 0,077 Phá hủy không nhìn thấy

8 5,30 0,131 Phá hủy không nhìn thấy

9 7,82 0,203 Phá hủy không nhìn thấy

Bề mặt đất

S22 7,39 0,171 Phá hủy không nhìn thấy

Kết quả khảo sát của các mô hình số đưa ra trên Bảng 5.7 cho thấy: khối

đá xung quanh đường hầm mới bị phá hủy mạnh do sự tác dụng của năng lượng

142

nổ mìn (Hình 5.26.a). Trong khi đó, không có những phá hủy rõ ràng xuất hiện

trên biên của đường hầm cũ (Hình 5.26.b).

Hình 5.26. Vùng phá hủy của khối đá: a - Trên biên của đường hầm mới

đang đào và trên mặt đất; b - Giá trị PPV tại biên đường hầm cũ (tại thời

điểm t=0,00332 s) [59]

6.9. Xây dựng công thức kinh nghiệm dự báo giá trị PPV trong vỏ chống bê

tông cố định của đường hầm cũ lân cận

Trên cơ sở kết quả các dữ liệu đo đạc từ thực tế và các kết quả đạt được từ

quá trình khảo sát các mô hình số trên đây, luận án tiến hành xây dựng mối tương

quan giữa giá trị PPV và khoảng cách tính từ gương đường hầm đến các điểm

khảo sát (H) dọc theo trục đường hầm như biểu đồ Hình 5.27. Trên cơ sở đó, luận

án tiến hành xây dựng các công thức thực nghiệm dự báo giá trị PPV trong vỏ

chống bê tông của đường hầm cũ lân cận trong khối đá granit.

Theo đó, giá trị PPV trong vỏ chống bê tông của đường hầm cũ lân cận cho

các điểm phía trước gương hầm có thể dự báo gần đúng bằng công thức (5.21),

ngược lại các điểm phía sau gương hầm trong môi trường khối đá granit có thể dự

báo gần đúng bằng công thức công thức (5.22), cụ thể:

➢ Các điểm phía trước gương đường hầm:

PPV=(-0,0002H3+0,0237H2-0,9252H+15,4487); R²=0,9991 (5.21)

➢ Các điểm phía sau gương đường hầm:

PPV=(0,00035H3+0,03349H2-1,08508H+15,20692); R²=0,9955 (5.22)

143

Việc sử dụng các công thức (6.1) và (6.2) có thể cho phép dự báo giá trị của

PPV xuất hiện trong khối đá granit trong cùng những điều kiện tương tự (ví dụ như

trong những điều kiện thi công mở rộng dự án hầm Hải Vân, hầm Cổ Mã).

a)

b)

Hình 5.27. Mối quan giữa giá trị PPV và khoảng cách tính từ gương

đường hầm đến các điểm khảo sát (H)

5.9. Kết luận Chương 5

Chương 5 sử dụng mô hình số 2D đã được kiểm chứng để tiến hành khảo sát

3 nhóm thông số chính (các thông số cơ lý của khối đá, vỏ chống; khoảng cách giữa

144

hai đường hầm, vị trí đường hầm, tìm ra giá trị khoảng cách tối thiểu cho phép để

đảm bảo an toàn cho vỏ chống cố định của đường hầm cũ; thông số mô hình tính áp

áp lực nổ mìn tại gương hầm để đánh giá sự ảnh hưởng của áp lực nổ mìn đến mức

độ chấn động của vỏ chống cố định của đường hầm). Trên cơ sở kết quả khảo sát các

thông số tìm được các thông số phù hợp bằng mô hình 2D như hệ số giảm chấn,…,

luận án tiến hành sử dụng mô hình 3D để khảo sát sự ảnh hưởng của chấn động nổ

mìn khi đào hầm đến sự ổn định của các vùng vỏ chống trước, sau gương hầm mới.

Cùng với việc so sánh các dữ liệu đo đạc, việc khảo sát mô hình số đã đưa ra được

mối quan hệ giữa PPV và một số thông số cơ lý của đất đá và vỏ chống, mô hình vật

liệu. Kết quả nghiên cứu mô hình 3D cho phép chỉ ra sự ảnh hưởng của các vùng vỏ

chống của đường hầm cũ lân cận phía trước, sau mặt cắt trùng với mặt cắt gương hầm

mới. Phần cuối của Chương 5 luận án tìm ra các công thức thực nghiệm dự báo giá

trị PPV cho các điểm trong các vùng bê tông phía trước và sau mặt cắt của đường

hầm cũ lân cận của dự án hầm Croix-Rousse đào trong đá granit. Các công thức có

độ hội tụ và tin cậy cho phép áp dụng trong các điều kiện tương tự như hầm Hải Vân

đào trong đá granit.

145

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. Kết luận

Các kết quả nghiên cứu của luận án cho phép rút ra những kết luận sau:

➢ Việc nghiên cứu các thông số động của khối đá, vỏ chống dưới tác

dụng của tải trọng động (áp lực nổ) là hết sức cần thiết khi tiến hành nghiên cứu

ảnh hưởng của chấn động nổ mìn. Bằng việc sử dụng các thí nghiệm SHPB, luận

án đã xác định được các thống số động của khối đá, vỏ chống; đưa ra các mối

quan hệ của khối đá và vỏ chống dưới tác dụng của tải trọng động. Các thông số

này được sử dụng làm dữ liệu đầu vào của các mô hình số. Chúng là cơ sở đảm

bảo độ chính xác của quá trình vận hành của mô hình số;

➢ Luận án đã tiến hành phân tích các dữ liệu đo đạc tại dự án hầm Croix-

Rousse, đưa ra mối quan hệ thực nghiệm, xây dựng các công thức kinh nghiệm

để xác định giá trị PPV và lượng thuốc nạp lớn nhất cho phép Q tại dự án hầm

Croix-Rousse dựa trên việc khảo sát mối quan hệ giữa tỉ lệ khoảng cách, tỉ lệ

lượng nạp với giá trị PPV;

➢ Trên cơ sở giá trị RMR trong vùng nghiên cứu, luận án đã đưa ra mối

quan hệ giữa giá trị RMR của khối đá và mức độ chấn động đến vỏ chống bê

tông của đường hầm cũ lân cận; luận án đã đề xuất một số phương án phát triển

công thức Chapot có xét đến chỉ tiêu chất lượng khối đá RMR;

➢ Luận án đã ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn và phần mềm

Abaqus xây dựng kiểm chứng mô hình số hai chiều 2D và ba chiều 3D. Kết quả

so sánh mô hình số với các dữ liệu đo đạc thực nghiệm hiện trường tại dự án

hầm Croix-Rousse, Lyon, Pháp, cho thấy có sự phù hợp giữa kết quả nghiên cứu

trên mô hình số và các dữ liệu đo đạc. Điều này chứng tỏ: mô hình số xây dựng

đã được kiểm chứng có độ tin cậy và sẽ được sử dụng để khảo sát các thông số

của mô hình số;

➢ Luận án đã tiến hành sử dụng bộ mô hình số theo các nhóm đặc tính,

146

thông số khác nhau để khảo sát ảnh hưởng chấn động nổ mìn đào hầm đến vỏ

chống bê tông cũ của đường hầm tồn tại lân cận tại các vị trí khác nhau trong

khối đá granit và rút ra một số nhận xét sau:

Giá trị PPV tỉ lệ nghịch với hệ số giảm chấn của khối đá. Trên cơ sở so

sánh các giá trị PPV khi thay đổi giá trị hệ số giảm chấn đá granit kết hợp với dữ

liệu đo đạc cho phép chọn giá trị giảm chấn phù hợp cho mô hình là 5,0 %;

Mô hình phá hủy của khối đá là đàn hồi tuyến tính không thực sự phù

hợp để sử dụng cho mô phỏng số ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu

công trình ngầm lân cận trong khi đào hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn;

Mô hình số 3D phù hợp hơn so với dữ liệu đo đạc thực nghiệm do phản

ánh gần đúng sự thoát năng lượng nổ vào vùng khối đá xung quanh công trình

ngầm, trong khi đó tại mô hình số hai chiều 2D năng lượng này chỉ được hấp thụ

bởi mặt phẳng chứa gương hầm. Vì vậy, mô hình số hai chiều 2D không phù hợp

để mô phỏng đầy đủ sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến vỏ chống công

trình ngầm lân cận khi đào hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn;

Giá trị PPV tỉ lệ nghịch với chiều dài mô hình số 3D. Tại đây luôn tồn

tại một giá trị chiều dài mô hình số có thể loại trừ hoàn toàn sự ảnh hưởng của

chiều dài mô hình đến kết quả khảo sát trên mô hình số. Đối với trường hợp tại

hầm Croix-Rousse, giá trị đó bằng 42,0 m;

Kết quả khảo sát của mô hình số 3D chỉ ra rằng: PPV trong vỏ chống

bê tông đạt giá trị lớn nhất tại mặt cắt ngang đường hầm cũ trùng với mặt cắt

ngang vị trí nổ mìn trên gường đường hầm mới;

Các phần tử phá hủy chủ yếu xuất hiện phía tường hầm trong vỏ chống

bê tông phía sau gương hầm của đường hầm mới; các phần tử phá hủy tập trung

tại vai vòm và thậm chí tại phần dưới của đường hầm tại vùng vỏ chống bê tông

phía trước gương thi công đường hầm;

Vỏ chống bê tông đường hầm cũ ổn định dưới tác động của chấn động

nổ mìn của lượng thuốc nổ lớn nhất Q tại dự án hầm Croix-Rousse. Các phá hủy

147

trong vỏ chống bê tông bắt đầu xuất hiện khi biên độ áp lực nổ tăng tới 1,5 lần so

với giá trị biên độ lớn nhất. Khối đá trên biên đường hầm mới bị phá hủy mạnh,

trong khi đó: phá hủy xảy ra không đáng kể tại biên đường hầm cũ và bề mặt-

khu vực phía trên đường hầm mới;

➢ Luận án đã tìm ra các công thức thực nghiệm dự báo giá trị PPV cho các

điểm trong các vùng bê tông phía trước và sau mặt cắt của đường hầm cũ lân cận

của dự án hầm Croix-Rousse đào trong đá granit. Các công thức có độ hội tụ và tin

cậy cao cho phép áp dụng trong các điều kiện tương tự như hầm Hải Vân đào trong

đá granit.

2. Kiến nghị

Để phát triển luận án nên triển khai theo các hướng nghiên cứu sau đây:

➢ Luận án mới dừng lại ở việc khảo sát hai đường hầm đào sóng sóng

cùng một mức. Vì vậy, nên tiếp tục nghiên cứu ảnh ảnh hưởng của chấn động nổ

mìn đến vỏ chống hầm cũ lân cận ở các vị trí khác nhau. Từ đó chỉ ra vị trí tốt

nhất cho thiết kế hai đường hầm nằm gần nhau;

➢ Nên xem xét sự ảnh hưởng của các mặt phân lớp trong các khối đá khác

nhau, mối liên kết giữa vỏ chống đường hầm và đất đá hay lớp vỏ gia cố tạm

xung quanh vỏ chống bê tông trong quá trình khảo sát mô hình số.

148

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC CỦA TÁC GIẢ

LIÊN QUAN ĐẾN NỘI DUNG LUẬN ÁN

1. Dang Van Kien, Huang Ge-Jia, Vu Xuan Hong, Frederic Pellet

(2012), Experimental and numerical investigations of the Split Hopkinson test on

granit rock, Proceedings of the 2nd international conference on Advances in Mining

and Tunneling, Publishing house for science and technology. HaNoi, VietNam.

2012. ISBN: 978-604-913-081-6, pp.263-271.

2. Dang V.K., V.K. Limam A., Surin D., Humbert E. (2013), Blast vibration

induced during tunnel excavation in urban areas: Numerical simulation and measure

results, Proceedings of conference Franco-Vietnamienne CIGOS 2013 Construction et

Developpement Durable, Lyon, France, 2013, pp.1-8.

3. Keshavarz M., Dang V.K., Amini Hosseini K., Pellet F.L., (2013), AE

thresholds and compressive strength of different crystalline rocks subjected to

static and dynamic loadings, 1st International Conference on Rock Dynamics and

Applications. Lausanne-Switzerland, 06-08 June 2013, Taylor & Francis Group,

London, ISBN 978-1-138-00056-8, pp.213-218.

4. Pellet F.L., Dang V.K., Baumont C., Dusseux M., Huang G.J., (2013),

Determination of dynamic rock strength to assess blasting efficiency, International

conference on Rock Mechanics for Resources, Energy, and Environment- Eurock

2013, 21-26 September 2013, Wroclaw, Poland. DOI:10.1201/b15683-129,

pp.757-762.

5. Đặng Văn Kiên (2014), Ảnh hưởng của loại phần tử biên đến điều kiện biên và

kết quả mô hình số trong việc phân tích chấn động nổ mìn khi đào hầm bằng

phương pháp khoan nổ mìn ở khu vực thành phố, Tuyển tập Báo cáo Hội nghị

Khoa học lần thứ 21, Đại học Mỏ-Địa chất, tr.88-96.

149

6. Đặng Văn Kiên (2014), Đánh giá ảnh hưởng của chấn động do nổ mìn đào hầm

ở khu vực thành phố: Đường hầm Croix-Rousse, Lyon, Cộng Hòa Pháp. Tuyển tập

Báo cáo Hội nghị Khoa học lần thứ 21, Đại học Mỏ-Địa chất. 11/2014, tr. 97-104.

7. Đặng Văn Kiên (2014), Khảo sát chấn động nổ mìn khi đào hầm bằng phương

pháp khoan nổ mìn ở khu vực thành phố bằng mô hình 2D, Tạp chí Công nghiệp

Mỏ, (6), 2014, tr. 7-12.

8. Dang Van Kien (2015), The Effect of Element Type to Use the Boundary

Condition And Result of a Model in Analysis the Blast Vibration, International conference

on Numerical Analysis in Geotechnics-NAG2015. 20 August 2015, Hanoi, pp.1-8.

9. Đặng Văn Kiên (2015), Các tiêu chuẩn quy phạm đánh giá ảnh hưởng của chấn

động nổ mìn khi đào hầm đến kết cấu công trình lân cận, Tạp chí Công nghiệp

Mỏ, (5), tr. 7-13.

10. Đặng Văn Kiên (2016), Ảnh hưởng của độ dài của mô hình ba chiều (3D) đến kết

quả mô hình khi nghiên cứu chấn động nổ mìn đến kết cấu công trình ngầm lân cận do

đào hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, (2), tr. 32-37.

11. Dang Van Kien (2016), Numerical Simulation of Wave Propagation in Rock

Media: The Effect of Element Type on the Boundary Condition and the Analysis

Result in a Model of Blast Vibration, Journal of Mining and Earth Sciences, ISSN

1859-1469, 54, (3), pp. 17-25.

12. Đặng Văn Kiên (2016), Nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết

cấu công trình ngầm lân cận bằng hai phương pháp đo đạc hiện trường và phương

pháp số, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, (3), tr. 17-21.

13. Van Kien Dang, Trong Hung Vo, Ngoc Anh Do (2016), 2D/3D numerical

simulation the effect of blast vibration on the existing tunnel during tunnel excavation by

blasting method. Proceedings of the international conferences on earth sciences and

sustainable geo-resources development (ESASGD), ISBN: 978-604-76-1171-3, pp:

339-346.

150

14. Van Kien Dang, Trong Hung Vo, Ngoc Anh Do (2016), The estimation of the

vibration effects caused by tunnel blasts: a case study in croix-rousse tunnel,

Proceedings of the international conferences on earth sciences and sustainable geo-

resources development (ESASGD), ISBN: 978-604-76-1171-3, pp: 339-346.

15. Đặng Văn Kiên (2016), Sử dụng thí nghiệm động Split Hopkinson pressure bar

để xác định các thông số động của đá, Tuyển tập các công trình khoa học kỷ niệm 50

năm thành lập Bộ môn "Xây dựng Công trình ngầm và Mỏ" 1996-2016, NXB Khoa

học Tự nhiên và Công nghệ, ISBN:978-604-913-445-6, Hà Nội, tr.179-191.

16. Đặng Văn Kiên (2016), Nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết

cấu vỏ hầm lân cận khi đào hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn, Tuyển tập các

công trình khoa học kỷ niệm 50 năm thành lập Bộ môn "Xây dựng Công trình

ngầm và Mỏ" 1996-2016, NXB Khoa học Tự nhiên và Công nghệ, ISBN: 978-604-

913-445-6, Hà Nội, tr.167-178.

17. Đặng Văn Kiên (2016), Nghiên cứu các thông số đánh giá ảnh hưởng của

chấn động nổ mìn đến kết cấu công trình ngầm lân cận khi đào hầm bằng phương

pháp khoan nổ mìn. Hội thảo Khoa học Công nghệ Mỏ Toàn Quốc, Cửa lò. 2016.

ISBN: 978-604-931-201-4, tr.353-359.

18. Đặng Văn Kiên (2017), Nghiên cứu đánh giá ản hưởng của chấn động nổ mìn

đến kết cấu cỏ chống của đường hầm chính tại dự án hầm Hải Vân khi tiến hành

mở rộng hầm lánh nạn bằng phương pháp khoan nổ mìn, Tạp chí Công nghiệp

Mỏ, (2), tr. 33-40.

19. Đặng Văn Kiên, Võ Trọng Hùng, Đỗ Ngọc Anh (2017), Nghiên cứu ảnh hưởng

của chấn động nổ mìn đến kết cấu vỏ chống của đường hầm lân cận khi tiến hành thi

công hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn, Tạp chí Xây dựng Việt Nam, (7), tr. 203-

207.

151

20. Trần Tuấn Minh, Đặng Văn Kiên và nnk (2017), Ảnh hưởng của chấn động nổ

mìn khi thi công một đường hầm mới dến độ ổn định của đường hầm cũ bên cạnh.

Tạp chí Công nghiệp Mỏ, (4), tr.53-59.

21. Võ Trọng Hùng, Đặng Văn Kiên (2017), Một hướng nghiên cứu mới về ảnh

hưởng của chấn động nổ mìn thi công đường hầm đến kết cấu chống đường hầm

lân cận, Tại chí Công nghiệp Mỏ, (4), tr. 78-84.

22. Dang V.K., Dias D., Do N.A., Vo T.H., (2018), Impact of Blasting at

TunnelFace on an Existing Adjacent Tunnel. International Journal of GEOMATE,

July, 2018 Vol.15, Issue 47, pp.22-31 Geotec., Const. Mat. & Env., ISSN: 2186-

2982 (Print), 2186-2990 (Online), Japan

DOI:https://doi.org/10.21660/2018.47.04640.

23. Võ Trọng Hùng, Đặng Văn Kiên (2018), Nghiên cứu đề xuất phương pháp

đánh giá mức độ chấn động nổ mìn thi công đường hầm mới đến trạng thái của

đường hầm cũ lân cận, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, (2), tr. 1-7.

24. Võ Trọng Hùng, Đặng Văn Kiên (2018), Nghiên cứu sử dụng chỉ số “RMR” để

đánh giá chấn động do nổ mìn đào hầm đến kết cấu đường hầm lân cận thông qua

vận tốc PPV, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, (3), tr. 1-9.

152

DANH MỤC CÁC TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tiếng Việt

[1]. https://baomoi.com/ham-hai-van-xuat-hien-nhieu-vet-nut-toac-nghiem-trong/c/

23673347.epi.

[2]. http://blogs.detroitnews.com/history/1998/09/16/horror-in-a-port-huron-water-

intaketunnel/Michigan History-The Detroi.

[3]. http://dantri.com.vn/su-kien/nha-dan-bi-nut-tien-den-bu-khong-mua-noi-cai-keo-

1433027892.htm.

[4]. http://www.detroitnews.com/story/news/local/michigan-history/2016/09/17/deadly-

lake-huron-water-tunnel-explosion/90522336/.

[5]. https://vi.wikipedia.org/wiki/Sóng_địa_chấn.

[6]. Hoàng Thị Hồng (1985), Trường ứng suất và biến dạng xung quanh vị trí nổ mìn

với quan điểm coi khối đá là môi trường có tính chất lưu biến, buồng nổ hình cầu,

hình trụ, Hội thảo Cơ học các công trình phục vụ sản xuất và quốc phòng, Học viện

Kỹ thuật Quân sự, Vĩnh yên, Vĩnh Phú, Tháng 3 năm 1985, tr.22-25.

[7]. Võ Trọng Hùng, (2010), Nghiên cứu sự tác động của sóng nổ mìn đến kết

cấuchống giữ đường hầm, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, số 6, tr.1-4.

[8]. Võ Trọng Hùng, (2012), Ảnh hưởng của công tác khoan nổ mìn đến sự hình thành

vùng phá hủy xung quanh đường hầm, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, số 1, tr.5-9.

[9]. Võ Trọng Hùng, (2013), Bảo vệ môi trường trong xây dựng công trình ngầm và

mỏ, Nhà xuất bản Khoa học Tự nhiên và Công nghệ, Hà Nội, 560 tr.

[10]. Võ Trọng Hùng, Đặng Văn Kiên (2017), Một hướng nghiên cứu mới về ảnh

hưởng của chấn động nổ mìn thi công đường hầm đến kết cấu chống đường hầm lân

cận, Tại chí Công nghiệp Mỏ, (4), tr.78-84.

[11]. Võ Trọng Hùng, Đặng Văn Kiên (2018), Nghiên cứu đề xuất phương pháp đánh

giá mức độ chấn động nổ mìn thi công đường hầm mới đến trạng thái của đường hầm

cũ lân cận, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, (2), tr. 1-7.

153

[12]. Võ Trọng Hùng, Đặng Văn Kiên (2018), Nghiên cứu sử dụng chỉ số “RMR” để

đánh giá chấn động do nổ mìn đào hầm đến kết cấu đường hầm lân cận thông qua vận

tốc PPV, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, (3), tr. 1-9.

[13]. Nguyễn Hải Hưng và n.n.k (2014), Ảnh hưởng của thời gian tác dụng nổ đến kết

cấu đường hầm quân sự, Tuyển tập báo cáo Hội nghị Khoa học lần thứ 21, Đại học

Mỏ-Địa chất, Hà Nội, 14/11/2014, tr.81-86.

[14]. Đặng Văn Kiên (2014), Ảnh hưởng của loại phần tử biên đến điều kiện biên và

kết quả mô hình số trong việc phân tích chấn động nổ mìn khi đào hầm bằng phương

pháp khoan nổ mìn ở khu vực thành phố, Tuyển tập Báo cáo Hội nghị Khoa học lần

thứ 21, Đại học Mỏ-Địa chất, tr.88-96.

[15]. Đặng Văn Kiên (2014), Đánh giá ảnh hưởng của chấn động do nổ mìn đào hầm

ở khu vực thành phố: Đường hầm Croix-Rousse, Lyon, Cộng Hòa Pháp, Tuyển tập

Báo cáo Hội nghị Khoa học lần thứ 21, Đại học Mỏ-Địa chất. 11/2014, tr.97-104.

[16]. Đặng Văn Kiên (2014), Khảo sát chấn động nổ mìn khi đào hầm bằng phương

pháp khoan nổ mìn ở khu vực thành phố bằng mô hình 2D, Tạp chí Công nghiệp

Mỏ, (6), tr.7-12.

[17]. Đặng Văn Kiên (2015), Các tiêu chuẩn quy phạm đánh giá ảnh hưởng của chấn

động nổ mìn khi đào hầm đến kết cấu công trình lân cận, Tạp chí Công nghiệp

Mỏ, (5), tr.7-13.

[18]. Đặng Văn Kiên (2016), Ảnh hưởng của độ dài của mô hình ba chiều (3D) đến kết quả

mô hình khi nghiên cứu chấn động nổ mìn đến kết cấu công trình ngầm lân cận do đào hầm

bằng phương pháp khoan nổ mìn, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, (2), tr. 32-37.

[19]. Đặng Văn Kiên (2016), Nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết

cấu công trình ngầm lân cận bằng hai phương pháp đo đạc hiện trường và phương

pháp số, Tạp chí Công nghiệp Mỏ, (3), tr.17-21.

[20]. Đặng Văn Kiên (2016), Sử dụng thí nghiệm động Split Hopkinson pressure bar

để xác định các thông số động của đá, Tuyển tập các công trình khoa học kỷ niệm 50

154

năm thành lập Bộ môn "Xây dựng Công trình ngầm và Mỏ" 1996-2016, Nhà xuất bản

Khoa học Tự nhiên và Công nghệ, ISBN: 978-604-913-445-6, Hà Nội, tr.179-191.

[21]. Đặng Văn Kiên (2016), Nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn đến kết cấu

vỏ hầm lân cận khi đào hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn, Tuyển tập các công trình

khoa học kỷ niệm 50 năm thành lập Bộ môn "Xây dựng Công trình ngầm và Mỏ" 1996-

2016, Nhà xuất bản Khoa học Tự nhiên và Công nghệ, ISBN: 978-604-913-445-6, Hà

Nội, tr.167-178.

[22]. Đặng Văn Kiên (2016), Nghiên cứu các thông số đánh giá ảnh hưởng của chấn

động nổ mìn đến kết cấu công trình ngầm lân cận khi đào hầm bằng phương pháp

khoan nổ mìn. Hội thảo Khoa học Công nghệ Mỏ Toàn quốc, Cửa Lò. ISBN: 978-604-

931-201-4, tr.353-359.

[23]. Đặng Văn Kiên (2017), Nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của chấn động nổ mìn

đến kết cấu vỏ chống của đường hầm chính tại dự án hầm Hải Vân khi tiến hành mở

rộng hầm lánh nạn bằng phương pháp khoan nổ mìn, Tạp chí Công nghiệp

Mỏ, (2), tr.33-40.

[24]. Đặng Văn Kiên, Võ Trọng Hùng, Đỗ Ngọc Anh (2017), Nghiên cứu ảnh hưởng

của chấn động nổ mìn đến kết cấu vỏ chống của đường hầm lân cận khi tiến hành thi

công hầm bằng phương pháp khoan nổ mìn, Tạp chí Xây dựng Việt Nam, (7), tr.203-

207.

[25] Nguyễn Tương Lai (2005), Nghiên cứu sự tương tác động lực học phi tuyến của

kết cấu với nền biến dạng, Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật, Học viện Kỹ thuật Quân sự.

2005. Hà Nội.

[26]. Vũ Đình Lợi (2002), Truyền sóng và áp lực nổ, Bài giảng Cao học ngành “Xây

dựng Công trình Đặc biệt”. Viện Kỹ thuật Công trình Đặc biệt. Học viện Kỹ thuật

Quân sự.

[27] Nguyễn Xuân Mãn và n.n.k (2010), Xác định bán kính phá hủy khi nổ một lượng

thuốc nổ đơn độc trong khối đá, Tuyển tập báo cáo Hội nghị Khoa học lần thứ 19, Đại

học Mỏ-Địa chất, Hà Nội. 11/11/2010, tr.21-25.

155

[28]. Trần Tuấn Minh, Đặng Văn Kiên và nnk (2017), Ảnh hưởng của chấn động nổ

mìn khi thi công một đường hầm mới đến độ ổn định của đường hầm cũ bên cạnh. Tạp

chí Công nghiệp Mỏ, (4), tr.53-59.

[29]. Vũ Ngọc Quang (2006), Tính toán động lực học kết cấu nhà có tầng đường hầm

chịu tác dụng của tải trọng nổ, Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật, Học viện Kỹ thuật Quân sự.

[30]. QCVN 02-2008-BCT (2008), Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về an toàn trong bảo

quản, vận chuyển, sử dụng và tiêu hủy vật liệu nổ công nghiệp, Bộ Công Thương,

2008.

[31]. Rjevxki V.V., Novik G.Ya., (1971). Cơ sở vật lý đá. Lê Mạnh Chiến, Đoàn

Phương dịch. Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật. Hà Nội.

[32]. Nguyễn Trí Tá (2006), Nghiên cứu sự tương tác giữa kết cấu công sự và môi

trường dưới tác dụng của tải trọng bom đạn có xét đến tính phi tuyến của môi trường,

Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật, Học viện Kỹ thuật Quân sự.

[33]. Lê Đình Tân, Võ Trọng Hùng, Nguyễn Tiến Khiêm (1999). Xác định lượng

thuốc nổ phá đá ngầm đảm bảo an toàn cho các tuynen Truông Khấp, Tạp chí Công

nghiệp Mỏ, số 1, tr.9-11.

[34]. Lê Đình Tân, (2000), Tính toán động lực học đường hầm chịu tác dụng của sóng

nổ, Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật, Học viện Kỹ thuật Quân sự.

[35]. Nguyễn Hữu Thế (2015), Nghiên cứu sóng nổ trong môi trường San hô và tác

động của sóng nổ lên kết cấu công trình, Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật, Học viện Kỹ thuật

Quân sự.

[36]. Đỗ Như Tráng (1996), Giáo trình đường hầm, Phần II, Áp lực đất đá và tính

toán kết cấu đường hầm, Học viện Kỹ thuật Quân sự.

[37]. Nguyễn Duy Túy (2009), Nghiên cứu phương pháp tính toán tải trọng tácdụng

lên công trình ngầm đặt trong môi trường đất đá bão hòa nước do sóng nổ gây ra,

Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật, Học viện Kỹ thuật Quân sự.

Tiếng Anh

[38]. ABAQUS User’s Examples and Theory Manual, Version 6.10, Simulia,

156

Providence, 2011.

[39]. Agne Rustan, (2011), Mining and Rock Construction Technology Desk Reference

Rock mechanics, drilling and blasting, © 2011 Taylor & Francis Group, London, UK.

[40]. Ahmed, L., Ansell, A. (2011), Structural dynamic and stress wave models for the

analysis of shotcrete on rock exposed to blasting, Engineering Structures, 2011, 35:

pp.11-17.

[41]. Amichai Mitelman, Davide Elmo, (2014), Modelling of blast-induced damage in

tunnels using a hybrid finite-discrete numerical approach, Journal of Rock Mechanics

and Geotechnical Engineering 6 (2014), pp.565-573.

[42]. Ansell A., (2004), In situ testing of young shotcrete subjected to vibration from

blasting, Tunneling and Underground Space Technology, 2004, 19: pp.587-593.

[43]. Biggs J.M., (1964), Introduction to Structural Dynamics, New York, McGraw-

Hill.

[44]. Cengiz Kuzu, (2008), The mitigation of the vibration effects caused by tunnel

blasts in urban areas: a case study inIstanbul, Environ Geol 54: pp.1075-1080.

[45]. Clayton E., Soler B., Voiron J., (2011), Renovation of Croix. Rousse tunnel

Specific points of the technical design, AFTES. Congrès International, Lyon 1, page

135.

[46]. Deković Z. et al., Measurement of blasting seismic effects during the excavation

of the Frukov Krč Tunnel, European Federation of Explosives Engineers, ISBN 978-0-

9550290-1-1.

[47]. Deng X.F., UDEC-AUTODYN Hybrid Modeling of a Large-Scale

Underground Explosion Test, Rock Mech Rock Eng.

[48]. Jeffrey Craig Johnson (2010), The Hustrulid bar-A dynamic strength test and its

application to the cautions blasting of rock, Thesis doctor of Philosophy, Department

of Mining Engineering, The University of Utah, August 2010.

[49]. Jong-Ho Shin et al., Effect of blast-induced vibration on existing tunnels in soft

rocks, Tunnelling and Underground Space Technology 26 (2011), pp.51-61.

157

[50]. Kaushik Dey et al, (2012), Prediction of blast-induced overbreak from

uncontrolled burn-cut blasting in tunnels driven through medium rock class.

Tunnelling and Underground Space Technology, No28, pp.49-56.

[51]. Keshavarz M., Dang V.K., Amini Hosseini K., Pellet F.L., (2013), AEthresholds

and compressive strength of different crystalline rocks subjected to static and dynamic

loadings, 1st International Conference on Rock Dynamics and Applications. Lausanne-

Switzerland, 06-08 June 2013, Taylor & Francis Group, London, ISBN 978-1-138-

00056-8, pp.213-218..

[52]. Khosrow Bakhtar, Impact of joints and discontinuities on the blast-response of

responding tunnels studied under physical modeling at 1-g. Int. J. Rock

[53]. Dang Van Kien, Huang Ge-Jia, Vu Xuan Hong, Frederic Pellet, (2012),

Experimental and numerical investigations of the Split Hopkinson test on granite

rock, Proceedings of the 2nd international conference on Advances in Mining and

Tunneling, Publishing house for science and technology. HaNoi, VietNam. 2012.

ISBN: 978-604-913-081-6, pp.263-271.

[54]. Dang V.K., Limam A., Surin D., Humbert E. (2013), Blast vibration induced

during tunnel excavation in urban areas: Numerical simulation and measure

results, Proceedings of Conference Franco-Vietnamienne CIGOS 2013 Construction et

Developpement Durable, Lyon, France. pp.1-8.

[55]. Dang Van Kien (2015), The Effect of Element Type to Use the Boundary Condition

And Result of a Model in Analysis the Blast Vibration, International conference on

Numerical Analysis in Geotechnics - NAG2015. 20 August 2015, Hanoi.pp.1-8.

[56]. Dang Van Kien (2016), Numerical Simulation of Wave Propagation in Rock

Media: The Effect of Element Type on the Boundary Condition and the Analysis Result

in a Model of Blast Vibration, Journal of Mining and Earth Sciences, ISSN 1859-

1469, 54, (3), pp.17-25.

[57]. Van Kien Dang, Trong Hung Vo, Ngoc Anh Do (2016), 2D/3D numerical

simulation the effect of blast vibration on the existing tunnel during tunnel excavation

158

by blasting method. Proceedings of the International Conferences on Earth Sciences

and Sustainable Geo-resources Development (ESASGD), ISBN: 978-604-76-1171-3,

pp.339-346.

[58]. Van Kien Dang, Trong Hung Vo, Ngoc Anh Do (2016), The estimation of the

vibration effects caused by tunnel blasts: a case study in croix-rousse tunnel,

Proceedings of the International Conferences on Earth Sciences and Sustainable Geo-

resources Development (ESASGD), ISBN: 978-604-76-1171-3, pp.339-346.

[59]. Dang V.K., Dias D., Do N.A., Vo T.H. (2018), Impact of Blasting at Tunnel

Face on an Existing Adjacent Tunnel. International Journal of GEOMATE, July, 2018

Vol.15, Issue 47, pp.22-31 Geotec., Const. Mat. & Env., ISSN: 2186-2982 (Print),

2186-2990 (Online), Japan DOI:https://doi.org/10.21660/2018.47.04640.

[60]. Konya C.J., Walter E.J., 1991, Rock blasting and overbreak control, FHWA-HI-

92-00, National Highway Institute, 5 pp.

[61]. Lal Ninan, Tsai J., Sun C.T., (2001), Use of split Hopkinson pressure bar for

testing off axis Composites, International Journal of Impact Engineering 25 (2001),

pp.291-313.

[62]. Lamis Ahmed, Anders Ansell, (2014), Vibration vulnerability of shotcrete on

tunnel walls during construction blasting, Tunnelling and Underground Space

Technology 42 (2014), pp.105-111.

[63]. Lamis Ahmed, (2015), Models for analysis of young cast and sprayed concrete

subjected to impact-type loads, Doctoral Thesis. Stockholm, Sweden.

[64]. Lee E., JWL equation of stat coefficients for high explosives, Technical Report.

Orig. Receipt Date: 31-DEC-73. awrence Livermore National Lab. (LLNL),

Livermore, CA (United States).

[65]. Lee In-Mo, (1996), Transient groundmotion in an elastic homogeneous halfspace to

blasting loading, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 15 pp.151159.

159

[66]. Li Haibo, Tingting Liu, Yaqun Liu, Jianchun Li, Xiang Xia, Bo Liu, Numerical

Modeling of Wave Transmission Across Rock Masses with Nonlinear Joints, Rock

Mech Rock Eng, Volume 49, Issue 3, pp 1115-1121.

[67]. Liang, Q. et al., (2013), Effect of Blast-Induced Vibration from New Railway

Tunnel on Existing Adjacent Railway Tunnel in Xinjiang, China, Rock Mech Rock.

Eng, pp.19-39.

[68]. Lin D., (2011), The mitigation negative effect of tunnel-blasting-induced

vibrations on existing tunnel and buildings, Journal of coal science & engineering,

Vol.17 No.1 Mar. 2011. pp.28-33.

[69]. Lin Da-neng, (2011), The mitigation negative effect of tunnel-blasting-induced

vibrations on existing tunnel and buildings, Journal of coal science & engineering.

Vol.17 No.1 Mar. 2011. Pp.28-33.

[70]. Lu, Y., et al., (2005), A comparative study of buried structure in soil subjected to

blast load using 2D and 3D numerical simulations, Soil Dynamics and Earthquake

Engineering, 25: pp.275-288.

[71]. Lua W., Yang J., Chen M., Zhou C., Yi Luo, Jin L., (2012), Dynamic response of

rock mass induced by the transient release of in-situ stress, Rock Mech. Rock Engng,

53: pp.129-141.

[72]. Michael Adam Kaiser (1998), Advancements in the Split Hopkinson Bar Test,

Master of Science in Mechanical Engineering - Blacksburg, Virginia, May 1, 1998.

[73]. Mostafa Tantawy Mohamed, Vibration Control, Mining and Metallurgical

Department Faculty of Engineering, Assiut University, Egypt.

[74]. Nan Jiang, Chuanbo Zhou, (2012), Blasting vibration safety criterion for a tunnel

liner structure, Tunnelling and Underground Space Technology 32, pp.52-57.

[75]. Nateghi, R., (2011), Prediction of ground vibration level induced by blasting at

different rock units, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences 48,

pp.899-908.

160

[76]. Nesvijski, E. G., (2009), On a Possibility of Rayleigh Transformed Sub-Surface

Waves Propagation, The e-Journal of Nonde-structive Testing & Ultrasonics. Issue

Vol. 5,No9. (https://www.ndt.net/article/v05n09/nesvi/nesvi.htm)

[77]. Olsson M., Nie S., Bergqvist I., Ouchterlony F., (2001), What causes cracks in

rock blasting? In: Proc. EXPLO2001. Hunter valley, NSW, Australia, pp.191-196.

[78]. Par Chong Zhang, (2013), Seismic Safety Evaluation of Concrete Dams: A

Nonlinear Behavioral Approach, USA.

[79]. Park, D., Byungkyu Jeon, Seokwon Jeon, (2009), A Numerical Study on the

Screening of Blast-Induced Waves for Reducing Ground Vibration, Rock Mech Rock

Eng 42, pp.449-473.

[80]. Pao Y.H., (1983), Elastic waves in solids. Journal of Applied Mechanics 50 (4),

pp.1152-1164.

[81]. Pellet F.L., Dang V.K., Baumont C., Dusseux M., Huang G.J., (2013), Determination of

dynamic rock strength to assess blasting efficiency, International conference on Rock

Mechanics for Resources, Energy, and Environment- Eurock 2013, 21-26. September 2013,

Wroclaw, Poland. DOI:10.1201/b15683-129, pp.757-762.

[82]. Qingguo Liang, Yafang An, Lei Zhao, (2011), Comparative Study on Calculation

Methods of Blasting Vibration Velocity, Rock Mech Rock Eng 44: pp.93-101.

[83]. Qingguo Liang et al., (2013), Effect of Blast-Induced Vibration from New

Railway Tunnel on Existing Adjacent Railway Tunnel in Xinjiang, China, Rock Mech

Rock Eng 46: pp.19-39.

[84]. Smith P.D., Vismeg P., Teo L.C., Tingey L., (1998), Blast wave transmission

along rough-Walled tunnels, Int. J. Impact Engng Vol. 21, No. 6, pp.419-432.

[85]. Saharan M. R. and Mitri H.S., (2008), Numerical Procedure for Dynamic

Simulation of Discrete Fractures Due to Blasting, Rock Mech. Rock Engng, 41,

Issue 5, pp.641-670.

[86]. Shahnazari1 H. et al., (2010), Simulating the Effects of Projectile Explosion on a

Jointed Rock Mass Using 2D DEM: A Case Study of Ardebil-Mianeh Railway Tunnel,

161

International Journal of Civil Engineering. Vol.8, No.2, 2010. pp.125-133.

[87]. Singh P.K., (2002), Blast vibration damage to underground coal mines from

adjacent open-pit blasting, International Journal of Rock Mechanics & Mining

Sciences 39 (2002) 959973, pp. 959-973.

[88]. Wang Z.L. et al., (2009), Coupled finite element and discrete element method for

underground blast in faulted rock masses, Soil Dynamics and Earthquake Engineering,

29: pp.939-945.

[89]. Wang Z.L. and Konietzky H., (2009), Modelling of blast-induced fractures in

jointed rock masses, Engineering Fracture Mechanics, 76: pp.1945-1955.

[90]. Wenbo Lu, Jianhua Yang, Ming Chen, Chuangbing Zhou, (2011), An

equivalentmethod for blasting vibration simulation, Simulation Modelling Practice and

Theory 19, pp.2050-2062.

[91]. William Higgins, Development of a High Strain-Rate Constitutive Model for

Sands and its Application in Finite Element Analysis of Tunnels Subjected to Blast,

Master's Theses. University of Connecticut Graduate School.

[92]. Wu Ch., Lu Y. and Hao H., (2004), Numerical prediction of blast-induced stress

wave from large-scale underground explosion, Int. J. Numer. Anal. Meth. Geomech,

28: (DOI: 10.1002/nag.328) pp.93-109.

[93]. Xia X., Li H.B., Li J.C., Liu B., Yu C., (2013), A case study on rock damage

prediction and control method for underground tunnels subjected to adjacent

excavation blasting, Tunnelling and Underground Space Technology, No 35, pp.1-7.

[94]. Yang J., Lu W., Chen M., Zhou Ch., (2012), Microseism Induced by

TransientRelease of In Situ Stress During Deep Rock Mass Excavation by Blasting, Rock

Mech Rock Eng, DOI 10.1007/s00603-012-0308-0. July 2013, Volume 46, Issue 4, pp

859-875.

[95]. Yu T.R., Vongpaisal S., (1996), New blast damage criteria for underground

blasting, CIM Bulletin 89 (2), pp.139-145.

162

[96]. Zhao Hua-bing et al., Experimental and Numerical Investigation of the Effect of

Blast-induced Vibration from Adjacent Tunnel on Existing Tunnel, KSCE Journal of

Civil Engineering (0000) 00(0): pp.1-9.

[97]. Zhao, J., Li H.B., Li, T.J., (1999), Triaxial compression tests on a granite at

different strain rates and confining pressures, International Journal of Rock

Mechanics and Mining Sciences 1999; 36: pp.1057-1063.

[98]. Zeinab Aliabadian, Wave and fracture propagation in continuum and faulted

rock masses: distinct element modeling, Arabian Journal of Geosciences December

2014, Volume 7, Issue 12, pp 5021-5035.

163

PHỤ LỤC 1

HIỆN TRẠNG MỘT SỐ ĐƯỜNG HẦM Ở VIỆT NAM

Hình 1. Hiện trạng dự án hầm Cổ Mã

Hình 2. Hiện trạng dự án hầm đường bộ qua đèo Hải Vân

PHỤ LỤC 2

MÔ HÌNH BUỒNG NỔ

a)

b)

Hình 1. Mô hình buồng nổ: a - Buồng nổ hình cầu; b - Buồng nổ hình trụ [6]

164

PHỤ LỤC 3

KHÁI QUÁT CHUNG VỂ KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA

CHẤN ĐỘNG NỔ MÌN ĐẾN KẾT CẤU CÔNG TRÌNH NGẦM LÂN CẬN

BẰNG PHƯƠNG PHÁP SỐ

1. Phương pháp phần tử rời rạc

Phương pháp mô hình sử dụng phương pháp phần tử rời rạc được sử dụng

rất hiệu quả khi nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn với môi trường đất

đá có chứa khe nứt hoặc bị phân lớp. Wang Z.L. và Konietzky (2009) [89] đã mô

phỏng sự xuất hiện khe nứt xung quanh lỗ khoan khi nổ khối thuốc nổ trong lỗ

khoan. Trong các nghiên cứu trên đây, các tác giả sử dụng hai phần mềm khác

nhau là LS-DYNA và UDEC (Hình 1),… với khối đá có hai hệ thống khe nứt trực

giao. Tác giả tiến hành khảo sát các thông số: cấu trúc khe nứt với hai loại khe nứt

khác nhau; ảnh hưởng của khối lượng thuốc nổ trong lỗ khoan (thể hiện mật độ tải

trọng). Từ đó, rút ra kết luận: khối lượng thuốc càng lớn thì giá trị lớn nhất của

sóng nén cao hơn, giá trị lớn nhất của sóng cắt (tiêu cực) có cùng xu hướng. Số

lượng các vết nứt xung quanh lỗ khoan nạp thuốc cũng tăng lên khi tăng mật độ tải

trọng. Ngoài ra, tác giả cũng tiến hành khảo sát ảnh hưởng của trạng thái ứng suất

trước (với các đường hầm nằm ở độ sâu lớn) khi giả thiết lỗ khoan đặt ở độ sâu lớn

và ảnh hưởng bởi bề mặt tự do gần đó. Kết quả cho thấy: các vết nứt xuất hiện do

nổ mìn sắp xếp theo hướng ứng suất chính (phương có ứng suất ban đầu lớn hơn),

(trong mô hình là hướng thẳng đứng).

Sau đó, tác giả tiến hành khảo sát sự hình thành hệ thống khe nứt xung

quanh lỗ khoan theo các điều kiện khác nhau: ảnh hưởng của cấu trúc khe nứt

trong khối đá, mật độ thuốc nổ nạp trong lỗ khoan khác nhau; điều kiện ứng suất

ban đầu xung quanh lỗ khoan khác nhau (Hình 2, Hình 3).

Haibo Li (2015) [66] đã nghiên cứu sự truyền sóng nổ vượt qua khe nứt của

đá bằng phương pháp phần tử riêng rẽ thông qua phần mềm UDEC (Hình 4);

nghiên cứu truyền sóng trong môi trường có một hệ khe nứt (Hình 4.a). trong môi

trường khe nứt có hai hệ khe nứt giao nhau (Hình 4.b).

165

Hình 1. Mô hình số bằng phần mềm UDEC [89]: a - Mô hình truyền sóng nổ

trong khối đá liên tục; b - Mô hình truyền sóng nổ trong khối đá phân lớp [89]

Hình 2. Sự hình phát triển của các khe nứt hướng tâm trong khối đá [89]

Hình 3. Sự xuất hiện của các vết nứt khi thay đổi mật độ tải trọng [89]

166

a) b)

Hình 4. Mô hình nghiên cứu truyền sóng qua khe nứt:

a - Mô hình với một khe nứt; b - Mô hình với hai hệ khe nứt [66]

Hình 5. Mô hình nghiên cứu sự lan truyền sóng

bằng phương pháp phần tử rời rạc [98]

a)

b)

Hình 6. Kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của khe nứt đến sự truyền sóng: a -

Ảnh hưởng của khe nứt khi truyền sóng; b - Ảnh hưởng của của khoảng cách

từ lỗ khoan đến khe nứt trong mô hình có và không có khe nứt [98]

Kết quả nghiên cứu cho thấy: góc nghiêng khe nứt có ảnh hưởng đáng kể

167

đến sự truyền sóng qua khe nứt. Zeinab Aliabadian (2013) [98] nghiên cứu sự lan

truyền sóng nổ khi tiến hành nổ khối thuốc nổ trong lỗ khoan đường kính 38,0 mm

trong môi trường có hai khe nứt nghiêng 450 và thẳng đứng. Tác giả tiến hành

nghiên cứu sự ảnh hưởng của mật độ khe nứt đến sự lan truyền sóng trong đất đá

bằng cách so sánh hai mô hình khi chưa có khe nứt và khi có khe nứt (Hình 5,

Hình 6).

Amichai Mitelman, Davide Elmo (2014) [41] sử dụng phương pháp hỗn hợp

giữa phương pháp phần tử hữu hạn và phần tử rời rạc FEM-DEM để nghiên cứu sự

phá hủy do nổ mìn trong một đường hầm hình tròn. Việc sử dụng các kết quả đo

đạc trước đó để kiểm chứng mô hình số cho thấy: mô hình số phù hợp với các số

liệu thí nghiệm đã được công bố trước đó khi nổ mìn trong buồng nổ tiết diện lớn.

Tác giả sử dụng mô hình đã xây dựng để khảo sát đặc tính độ bền của đá yếu (đá

cát kết) và đá rắn cứng (đá granit) đến độ bền của kết cấu chống đường hầm dưới

tác dụng của vụ nổ. Kết quả nghiên cứu cho thấy: khi đá có độ bền càng cao sẽ làm

tăng sức chống lại của đường hầm dưới tác dụng của áp lực, mặt khác làm giảm.

Đặc biệt tác giả có sử dụng mô hình phá hủy cho khối đá là loại Hooke-Brown

(Hình 7 và Hình 8).

Hình 7. Mô hình khảo sát ảnh hưởng phá hủy đường hầm với bốn vùng: a -

Vùng 1 (tổng biến dạng); b - Vùng 2 (phá hủy mạnh); c - Vùng 3 (phá hủy

vừa phải); d - Vùng 4 (phá hủy nhẹ) [41]

168

Hình 8. Kết quả khảo sát mô hình số theo [41]

Hình 9. Mô hình số trên phần mềm

Autodyn [47]

Hình 10.Mô hình số trên phần mềm

UDEC [47]

Hình 11. Mối quan hệ giữa PPV1 và

khoảng cách theo phương thẳng đứng

từ buồng nổ [47]

Hình 12. Mối quan hệ giữa PPV và

khoảng cách theo phương nằm

ngang từ buồng nổ [47]

169

Deng X.F. (2014) [47] đã nghiên cứu sự ảnh hưởng của chấn động nổ mìn

trong đường hầm tiết diện lớn bằng thuốc nổ TNT thông qua mô hình số. Mô hình

được xây dựng dựa trên hỗn hợp hai phương pháp phần tử hữu hạn FEM và phần

tử rời rạc DEM dựa trên code hai phần mềm UDEC và AUTODYN. Kết quả khảo

sát mô hình số đã được so sánh với công thức kinh nghiệm và kết quả đo đạc

(Hình 9, Hình 10, Hình 11, Hình 12).

Quá trình nổ và truyền sóng xung kích được mô phỏng bằng phần mềm

AUTODYN và kiểm chứng thông qua các số liệu đo đạc thực tế, các công thức

kinh nghiệm. Kết quả mô hình sử dụng phần mềm AUTODYN được sử dụng làm

số liệu đầu vào cho mô hình khi chạy bằng phần mềm UDEC. Các kết quả nghiên

cứu mô hình UDEC-AUTODYN được so sánh với các công thức kinh nghiệm, dữ

liệu thực nghiệm cho thấy: chúng hoàn toàn nằm trong giới hạn cho phép của giá

trị PPV. Tuy nhiên, giá trị PPV tính bằng phần mềm AUTODYN lớn hơn các dữ

liệu đo. Điều đó dẫn tới sự nâng cao mức độ bảo vệ do chấn động nổ mìn và có thể

làm tăng chi phí xây dựng công trình. Tuy nhiên PPV tính bằng hỗn hợp phương

pháp UDEC-AUTODYN lại có thể chấp nhận được với các dữ liệu đo hiện trường

(do tại đây có xem xét các khe nứt trong khối đá). Như vậy: hỗn hợp phương pháp

UDEC-AUTODYN phù hợp để mô phỏng quá trình nổ mìn trong buồng và cho

phép sóng truyền qua một hệ thống khe nứt.

Mặc dù mô hình đã xét đến sự có mặt của các khe nứt, đặc điểm nổi bật của

khối đá và kết quả đạt được khá tin cậy, sóng các vụ nổ mới chỉ dừng lại ở việc

xem xét khối thuốc nổ một lần tức thời. Trong khi đó nổ mìn đào đường hầm cần

nổ thành nhiều đợt nên phương pháp này còn hạn chế.

Một số nhận xét: phương pháp phần tử rời rạc DEM cho phép mô phỏng các

mô hình có kể đến sự ảnh hưởng của đặc tính không liên tục của khối đá thông qua

các khe nứt tồn tại trong các mô hình tính. Mặc dù một số lượng lớn các công trình

nghiên cứu khoa học đã thưc hiện, sóng các kết quả mới chỉ dừng lại ở việc nghiên

cứu quá trình truyền sóng nổ từ một lỗ khoan đơn độc hay một khối thuốc nổ nổ

trong một lỗ khoan. Kết quả nghiên cứu cũng chỉ mới dừng lại cho mô hình đường

hầm kích thước nhỏ với một hoặc hai khe nứt do tính phức tạp của bài toán và sự

170

giới hạn về kích thước của mô hình. Đa số các nghiên cứu số mới chỉ tiến hành trên

mô hình 2D do tính phức tạp của mô hình số. Ngoài ra, kết quả chưa nghiên cứu xem

xét hết được sự tổn thất năng lượng nổ do khối đất đá xung quanh hấp thụ.

2. Phương pháp phần tử hữu hạn

Saharan và Mitri (2008) [85] đã nghiên cứu vùng phá hủy hình thành xung

quanh lỗ khoan có đường kính 38,0 mm trong môi trường khối đá khi tiến hành nổ

một lượng thuốc nổ trong lỗ khoan. Trong nghiên cứu, hai loại hình tải trọng được

sử dụng là áp lực "lý tưởng" và áp lực "không lý tưởng" (Hình 13.b) tương ứng

với đặc tính hai loại thuốc nổ khác nhau (thuốc nổ ANFO, thuốc nổ nhũ tương).

Dạng nổ "lý tưởng" với chất nổ nhũ tương thể hiện: thời gian tăng áp lực nổ

là rất ngắn và đường giảm áp lực có độ dốc lớn. Dạng nổ "không lý tưởng" với

chất nổ ANFO thời gian để áp lực nổ đạt giá trị lớn nhất dài hơn; đường giảm áp

lực có độ dốc nhỏ hơn (so với loại thuốc nổ nhũ tương). Tác giả đã tiến hành

nghiên cứu sự ảnh hưởng của các thông số khối đá cũng như điều kiện ứng suất

ban đầu, loại hình áp lực nổ đến sự hình thành các vết nứt xung quang lỗ khoan.

Phương pháp số được sử dụng khá hiệu quả trong nghiên cứu này thông qua phần

mềm Abaqus. Nan Jiang (2012) [74] đã tính toán, phân tích sự ảnh hưởng của chấn

động nổ mìn lên kết cấu đường hầm lân cận khi nổ mìn phía trên bề mặt. Tác giả

đã tính toán, phân tích giá trị PPV và ứng suất ảnh hưởng lên vỏ chống đường hầm

và khối đá xung quanh do chấn động nổ mìn bằng phương pháp phần tử hữu hạn

thông qua phần mềm LS-DYNA trên cơ sở dữ liệu đo đạc của một dự án đường

hầm gần đường hầm đường sắt (Hình 14). Nghiên cứu chỉ ra: những khác biệt của

PPV giữa vỏ chống bên trong đường hầm và khối đá xung quanh mối quan hệ giữa

ứng suất động và giá trị PPV. Tiêu chuẩn PPV được đưa ra từ lý thuyết độ bền kéo

lớn nhất và các kết quả nghiên cứu của mô hình số đã được kiểm chứng bằng dữ

liệu đo. Từ đó cung cấp tài liệu tham khảo quan trọng cho các dự án tương tự.

Nghiên cứu chỉ ra ngưỡng vận tốc giới hạn cho vỏ chống bê tông bằng 11,0 cm/s

và đưa ra công thức thực nghiệm xác định giá trị độ bền kéo k dựa trên giá trị

PPV [74]:

171

( )k 7,7164 PPV 0,3230 = + cho vỏ chống; (1)

( )k 7,7164 PPV 0,3230 = + cho khối đá. (2)

a) b)

Hình 13. Mô hình số trong nhiên cứu của Saharan và Mitri (2008):

a - Kích thước mô hình nghiên cứu; b - Mô hình áp lực nổ [85]

a) b)

Hình 14. Mô hình của Nan Jiang, Chuanbo Zhou (2012): a - Mô hình số;

b - Mối quan hệ giữa PPV và ứng suất tiếp trong khối đá và vỏ chống [74]

Qingguo Liang (2013) [83] đã tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng của chấn

động nổ mìn khi đào đường hầm đến vỏ chống của đường hầm lân cận thông qua

nghiên cứu thực nghiệm và mô hình số tại dự án đường hầm đường sắt của Trung

Quốc gồm hai đường hầm đào sóng sóng (trong đó đường hầm mới liền kề với

đường hầm cũ). Nghiên được tiến hành từ việc xác định các thông số động của

172

khối đá để phục vụ cho việc mô hình hóa thông qua thí nghiệm động tại phòng thí

nghiệm (Hình 5.15).

a) b)

c) d)

Hình 15. Mô hình của Qingguo Liang (2013): a-Đường hầm trong thực tế; b-

Kích thước mô hình; c-PPV từ mô hình; d-So sánh giá trị PPV giữa mô hình

2D và mô hình 3D [83]

Bằng mô hình số và phương pháp đo đạc thực nghiệm, nghiên cứu tiến hành

so sánh giá trị PPV giữa hai mô hình hai chiều 2D và ba chiều 3D. Kết quả so sánh

cho thấy: giá trị PPV trong mô hình 3D nhỏ hơn so với mô hình 2D. Đồng thời, tác

giả cũng đưa ra giải pháp giảm chấn động đến vỏ chống của đường hầm cũ bằng

cách điều chỉnh hộ chiếu khoan nổ mìn. Tuy nhiên, do viêc mô phỏng ảnh hưởng

của chấn động nổ mìn đến kết cấu chống đường hầm lận cận là một bài toán phức

tạp có số lượng các phần tử rất lớn, cho nên việc kiểm chứng mô hình rất phức tạp.

Nghiên cứu của Qingguo Liang đã bỏ qua bước kiểm chứng mô hình. Hua-bing

Zhao (2015) [96] đã nghiên cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi đào đường

hầm đến vỏ chống bê tông của đường hầm lân cận ở mức trên thông qua mô hình

173

số bằng cách sử dụng các số liệu đo đạc để làm các thông số đầu vào (ví dụ: áp lực

nổ mìn tính qua vận tốc sóng dài; vận tốc chấn động) (Hình 16).

a) b) c)

Hình 16. Mô hình của (Zhao, 2015): a - Kích thước thực tế của dự án;

b - Kích thước mô hình số; c - Kết quả so sánh mô hình số và kết quả đo [96]

Bằng các số liệu đo đạc, nghiên cứu đã chỉ ra tần số dao động nguy hiểm

của vỏ chống đường hầm cũ lân cận và áp lực nổ mìn lên biên đường hầm mới.

Bằng phương pháp phần tử hữu hạn FEM, tác giả xây dựng mô hình số để nghiên

cứu ảnh hưởng của chấn động nổ mìn và so sánh với kết quả đo thực tế. Tuy nhiên,

biên mô hình là loại phản xạ cho nên ít nhiều đã ảnh hưởng đến kết quả mô hình.

A. Ansell (2007), Lamis, Ahmed (2012, 2014) [40], [62] đã nghiên cứu sự

ảnh hưởng của chấn động nổ mìn khi đào đường hầm đến kết cấu vỏ chống bê tông

phun phía sau gương và đường hầm lân cận bằng phương pháp thực nghiệm và

phương pháp mô hình số.

Bằng thực nghiệm hiện trường, các tác giả xác định được tần số dao động

ảnh hưởng chủ yếu đối với vỏ chống bê tông phun cũng như xác định mô đun đàn

hồi động của khối đá làm dữ liệu đầu vào cho mô hình số. Phương pháp số được

nghiên cứu bằng phương pháp phần tử hữu hạn.

Đặc biệt, các tác giả đã nghiên cứu sự ảnh hưởng của liên kết giữa bê tông

phun-khối đá. Trong đó, giả định tại đây tồn tại liên kết hệ lò xo và liên kết dầm-lò

xo. Tác giả cũng đã nghiên cứu ảnh hưởng của nổ mìn đến lớp bê tông mới phun,

từ đó đưa ra khuyến cáo tránh nổ mìn trong vòng 12 giờ đầu tiên sau khi phun. Đây

là nghiên cứu khá điển hình cho xem xét ảnh hưởng của liên kết giữa lớp bê tông

phun và khối đá [57].

174

3. Nhận xét

Cùng với sự phát triển máy tính điện tử, các phương pháp số được ứng dụng

nhiều trong các lĩnh vực, đặc biệt là nghiên cứu truyền sóng và ảnh hưởng của

chấn động nổ mìn. Trong đó phương pháp phần tử hữu hạn đã được sử dụng sớm

và rất phổ biến do những ưu điểm vượt trội: thuật toán đơn giản; tốc độ giải bài

toán nhanh; độ hội tụ; độ chính xác của phương pháp cao; phản ánh khá đầy đủ

điều kiện thực tế. Phương pháp này đặc biệt có hiệu quả khi môi trường là đồng

nhất hoặc đào trong đất đá đồng nhất hoặc nhiều lớp đất đá có tính chất cơ lý giống

nhau. Trong luận án, tác giả chọn sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn thông qua

phần mềm Abaqus vì các lí do: bài toán động có thời gian tính toán rất lớn, đặc biệt

cho các mô hình 3D có số lượng phần tử lớn; kết quả nghiên cứu mô hình có độ tin

cậy nên phù hợp để sử dụng trong trường hợp này.