VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI MIỀN NAM tao/2019/Toan van... · Cảm ơn ThS. Nguyễn Hữu Uy Vũ và cộng sự tại phòng thí nghiệm địa kỹ thuật Bros (Las 1136)

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

VIỆN KHOA HỌC THUỶ LỢI VIỆT NAM

VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI MIỀN NAM

NGÔ ĐỨC TRUNG

NGHIÊN CỨU SỰ THAY ĐỔI MỘT SỐ ĐẶC TRƯNG

CƠ LÝ CỦA ĐẤT YẾU THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

THEO CÁC LỘ TRÌNH ỨNG SUẤT DỠ TẢI

TRONG TÍNH TOÁN HỐ ĐÀO SÂU

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

TP. HỒ CHÍ MINH - NĂM 2019

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

VIỆN KHOA HỌC THUỶ LỢI VIỆT NAM


NGÔ ĐỨC TRUNG

NGHIÊN CỨU SỰ THAY ĐỔI MỘT SỐ ĐẶC TRƯNG

CƠ LÝ CỦA ĐẤT YẾU THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

THEO CÁC LỘ TRÌNH ỨNG SUẤT DỠ TẢI


Chuyên ngành: Địa Kỹ thuật Xây dựng

Mã số ngành: 9 58 02 11

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1. PGS.TS. VÕ PHÁN

2. GS.TS. TRẦN THỊ THANH

TP. HỒ CHÍ MINH - NĂM 2019

Công trình được hoàn thành tại:


Người hướng dẫn khoa học:

1. PGS.TS. VÕ PHÁN

2. GS.TS. TRẦN THỊ THANH

Phản biện 1: PGS.TS. TRẦN TUẤN ANH

Phản biện 2: TS. NGUYỄN VIỆT TUẤN

Luận án đã được bảo vệ thành công trước Hội đồng đánh giá Luận án cấp Cơ

sở, họp tại: Viện Khoa học Thủy lợi Miền Nam, số 658 Đại lộ Võ Văn Kiệt,

Phường 1, Quận 5, Tp. Hồ Chí Minh vào hồi 8 giờ 30 ngày 31 tháng 08 năm

2018.

Có thể tìm hiểu Luận án tại:

- Thư viện Quốc gia Việt Nam

- Thư viện Viện Khoa học Thủy lợi Miền Nam

- Thư viện Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam

i

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình khoa học do chính tôi nghiên cứu và

thực hiện. Các kết quả, số liệu trong luận án là trung thực và chưa được công

bố trong bất kỳ công trình khoa học nào khác. Tác giả hoàn toàn chịu trách

nhiệm về tính xác thực và nguyên bản của luận án.

Tác giả luận án

NGÔ ĐỨC TRUNG

ii

LỜI CẢM ƠN

Xin bày tỏ lòng biết ơn chân thành và sâu sắc tới PGS.TS. Võ Phán và

GS.TS. Trần Thị Thanh đã tận tình hướng dẫn tác giả hoàn thành luận án này.

Tác giả trân trọng gửi lời cảm ơn tới GS. TSKH. Nguyễn Văn Thơ đã có

những góp ý rất quí báu trong suốt quá trình thực hiện luận án.

Trân trọng cảm ơn Quý lãnh đạo, các thầy cô trong Viện Khoa học Thủy

lợi Việt Nam, Viện khoa học Thuỷ lợi Miền Nam đã tạo điều kiện thuận lợi và

góp ý tận tình cho tôi trong quá trình học tập và nghiên cứu.

Tác giả trân trọng và biết ơn những đóng góp giá trị của PGS.TS. Lê Bá

Vinh, PGS.TS. Trần Tuấn Anh, PGS.TS. Tô Văn Lận và các nhà khoa học ở

trường Đại học Bách Khoa TP. HCM, trường Đại học Kiến trúc TP. HCM.

Cảm ơn ThS. Nguyễn Hữu Uy Vũ và cộng sự tại phòng thí nghiệm địa

kỹ thuật Bros (Las 1136) đã hỗ trợ thiết bị và giúp đỡ kỹ thuật để tác giả có thể

hoàn thành dữ liệu thí nghiệm cho luận án.

Xin tri ân tình cảm từ gia đình, sự hỗ trợ giúp đỡ của anh chị em đồng

nghiệp, bạn bè.

iii

TÓM TẮT LUẬN ÁN

Ở TP. Hồ Chí Minh (TP. HCM), hố đào sâu ngày càng được sử dụng rộng

rãi trong các công trình ngầm, nhưng chúng cũng làm thay đổi điều kiện đất nền

và tạo ra các biến dạng bề mặt có thể gây rủi ro cho các công trình, cơ sở hạ

tầng lân cận. Thi công hố đào sâu là quá trình dỡ tải đất nền cũng đồng thời

cũng là quá trình gia tải lại: dỡ tải khi đất ở trong hố đào được lấy ra và gia tải

lại khi thi công hệ kết cấu chống vách hố đào. Trong quá trình này trạng thái

ứng suất và biến dạng của đất nền sau lưng tường chắn và dưới đáy hố đào thay

đổi theo nhiều lộ trình ứng suất khác nhau trong đó rõ nhất là đất sau lưng tường

thay đổi theo lộ trình giảm ứng suất ngang σ3, còn ứng suất đứng σ1 không đổi

và đất dưới đáy hố đào thay đổi theo lộ trình giảm ứng suất đứng σ1 và ứng suất

ngang σ3 không đổi.

Luận án này làm sáng tỏ sự thay đổi một số đặc trưng cơ lý của đất yếu

ở TP. HCM theo các lộ trình ứng suất dỡ tải trong tính toán hố đào sâu. Các thí

nghiệm ba trục được thực hiện để mô phỏng trạng thái ứng suất của vùng đất

xung quanh hố đào trong quá trình thi công. Kết quả nghiên cứu cho thấy có sự

suy giảm độ bền của vùng đất xung quanh hố đào trong quá trình đào đất.

Ngược lại, mô đun biến dạng lại gia tăng đáng kể trong quá trình dỡ tải và gia

tải lại. Các hệ số tương quan của thông số đất nền như sức kháng cắt, mô đun

biến dạng, tham số mũ m được tác giả đề xuất và áp dụng để tính toán cho một

số hố đào sâu trên vùng đất yếu TP. HCM bằng phương pháp phần tử hữu hạn

với mô hình Hardening Soil, là mô hình đàn dẻo phi tuyến có xét đến quá trình

gia tải và dỡ tải lại cũng như kể đến sự phụ thuộc của mô đun biến dạng vào

trạng thái ứng suất.

Kết quả tính toán chuyển vị và biến dạng từ các mô hình nền được so

sánh với dữ liệu quan trắc cho thấy sự phù hợp của các thông số và mô hình nền

của tác giả đề xuất trong bài toán thiết kế hố đào trên vùng đất yếu TP. HCM.

iv

ABSTRACT

In Ho Chi Minh City (HCMC), deep excavations have been used

worldwide for underground construction, but they also alter the ground

conditions and induce ground movements which might cause risks to adjacent

infrastructure. Construction of the deep exvacation is the process of unloading

the ground is also the process of reloading: unloading when the soil in the

excavation pit is removed and reloaded when the construction of the anti-wall

system. During this process, the stress and deformation of the soil at the around

excavation changes with different stress paths in which the most obvious

change is that the back retaining wall changes with the stress path reduction

horizontal stress σ3, while the vertical stress σ1 is constant and the bottom soil

changes with the σ1 reduction and the σ3 is constant.

This thesis clarifies the the mechanical characteristics of soft soil in

HCMC according to the stress paths in the calculation of deep exvacations.

Triaxial compression test were performed to simulate the stress state of the

soil surrounding the excavation during construction. The results show that the

shear strength of the soil around the excavation was reduced during

excavation. In contrast, the deformation modulus increased considerably

during unloading and reloading. The correlation parameters include shear

strength, modulus, power m proposed by the author and applied to calculate

some deep exvacations in the soft soil of HCMC by the finite element method

with the Hardening Soil model, is a plastic nonlinear model that takes into

account the loading and unloading process as well as the dependence of the

modulus on the stress state.

The results of displacement and deformation calculations from the

constitutive models were compared with the observation data showing the

suitability of the parameters and the constitutive model of the author's proposed

in the design of the deep excavation in the soft soil of HCMC.

v

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ............................................................................................ i

LỜI CẢM ƠN ................................................................................................. ii

TÓM TẮT LUẬN ÁN ................................................................................... iii

ABSTRACT ................................................................................................... iv

MỤC LỤC ....................................................................................................... v

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT .................................. x

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU ............................................................... xiv

DANH MỤC HÌNH ẢNH VÀ ĐỒ THỊ ..................................................... xvi

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

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

2. Mục tiêu ............................................................................................. 2

3. Nội dung nghiên cứu của luận án ....................................................... 3

4. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu ...................................................... 3

5. Phương pháp nghiên cứu ................................................................... 4

6. Những điểm mới của luận án ............................................................. 4

7. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn............................................................ 5

8. Cấu trúc của luận án .......................................................................... 5

CHƯƠNG 1 - TỔNG QUAN VỀ HỐ ĐÀO SÂU THEO HƯỚNG

NGHIÊN CỨU CỦA ĐỀ TÀI ........................................................ 6

1.1 Tổng quan về hố đào sâu ................................................................... 6

1.2 Đặc điểm đất yếu khu vực TP. HCM ................................................ 8

1.3 Các yếu tố địa kỹ thuật ảnh hưởng đến công trình hố đào sâu ........ 11

1.4 Các hiện tượng thường xảy ra ra khi thi công hố đào sâu ................ 12

1.5 Hướng tiếp cận của đề tài và các nghiên cứu trước đây liên quan đến

trạng thái ứng suất của đất nền xung quanh hố đào sâu .................. 13

1.5.1 Các nghiên cứu trước đây về trạng thái ứng suất xung quanh hố đào

......................................................................................................... 14

1.5.2 Các nghiên cứu thực nghiệm và quan trắc hiện trường ................... 21

vi

1.5.3 Các nghiên cứu trong tính toán tường chắn bằng phương pháp phần

tử hữu hạn ........................................................................................ 24

1.6 Nhận xét chương 1 ........................................................................... 26

CHƯƠNG 2 - CƠ SỞ LÝ THUYẾT VÀ CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ LÝ

TRONG TÍNH TOÁN HỐ ĐÀO SÂU........................................ 28

2.1 Cơ sở lý thuyết tính toán hố đào sâu ............................................... 28

2.1.1 Lý thuyết Coulomb (1776) .............................................................. 29

2.1.2 Lý thuyết áp lực đất của Rankine (1857) ........................................ 30

2.2 Các phương pháp tính toán HĐS chắn giữ bằng tường liên tục ...... 30

2.2.1 Phương pháp giải tích ...................................................................... 30

2.2.2 Phương pháp dầm trên nền đàn hồi ................................................. 31

2.2.3 Phương pháp phần tử hữu hạn ......................................................... 32

2.3 Các mô hình đất nền ........................................................................ 33

2.3.1 Mô hình Mohr – Coulomb .............................................................. 34

2.3.2 Mô hình Hyperbol ........................................................................... 36

2.3.3 Mô hình Cam-Clay cải tiến ............................................................. 37

2.3.4 Mô hình Hardening Soil .................................................................. 39

2.4 Lộ trình ứng suất và các đặc trưng cơ lý có ảnh hưởng lớn đến tính

toán hố đào sâu ................................................................................ 42

2.4.1 Lộ trình ứng suất trong tính toán hố đào sâu ................................... 42

2.4.2 Sức kháng cắt của đất ...................................................................... 43

2.4.3 Mô đun biến dạng ............................................................................ 44

2.5 Nhận xét chương 2 ........................................................................... 47

CHƯƠNG 3 - THÍ NGHIỆM BA TRỤC THEO CÁC LỘ TRÌNH ỨNG

SUẤT DỠ TẢI MÔ PHỎNG TRẠNG THÁI ỨNG SUẤT BIẾN

DẠNG CỦA ĐẤT XUNG QUANH HỐ ĐÀO SÂU ...................... 49

3.1 Tổng quan về thí nghiệm ba trục xác định các chỉ tiêu cơ lý tính

toán hố đào ....................................................................................... 49

3.1.1 Các lộ trình ứng suất trong thí nghiệm ba trục ................................ 50

vii

3.1.1.1 Lộ trình ứng suất nén ba trục thông thường (Conventional

Triaxial Compression Stress Path: CTC) ............................ 51

3.1.1.2 Lộ trình ứng suất kéo ba trục giảm dần (Reduced Triaxial

Extension Stress Path: RTE) ................................................ 51

3.1.1.3 Lộ trình ứng suất kéo ba trục thông thường (Conventional

Triaxial Extension Stress Path: CTE) ................................... 51

3.1.1.4 Lộ trình ứng suất ba trục giảm (Reduced Triaxial

Compression Stress Path: RTC) ............................................ 52

3.1.1.5 Lộ trình ứng suất nén ba trục (Triaxial Compression: TC) và

kéo ba trục (Triaxial Extension: TE) ..................................... 52

3.1.2 Thí nghiệm ba trục với các lộ trình ứng suất tính toán hố đào sâu . 52

3.1.3 Thiết bị thí nghiệm .......................................................................... 53

3.2 Thực hiện thí nghiệm ....................................................................... 55

3.2.1 Thí nghiệm ba trục với lộ trình ứng suất RTE (giảm 1 áp lực

buồng 3 không đổi) ........................................................................ 56

3.2.2 Thí nghiệm ba trục với lộ trình ứng suất RTC (giảm 3 trong khi

giữ cố định áp lực dọc trục 1 ) ......................................................... 56

3.2.3 Mẫu thí nghiệm ................................................................................ 57

3.2.3.1 Lấy mẫu nguyên dạng tại hiện trường .......................................... 57

3.2.3.2 Đặc trưng cơ lý mẫu thí nghiệm ................................................... 58

3.2.4 Thực hiện thí nghiệm ........................................................................ 60

3.2.4.1 Bão hòa mẫu ................................................................................. 60

3.2.4.2 Cố kết mẫu .................................................................................... 61

3.2.4.3 Cắt mẫu ......................................................................................... 61

3.2.5 Phân tích và đánh giá kết quả thí nghiệm ........................................ 62

3.2.5.1 Quan hệ ứng suất và biến dạng (q-1) .......................................... 62

3.2.5.2 Phân tích mô đun biến dạng của các lộ trình ứng suất ................. 69

3.2.5.3 Sức kháng cắt của đất với các lộ trình ứng suất khác nhau .......... 73

viii

3.3 Nhận xét chương 3 ........................................................................... 77

CHƯƠNG 4 - NGHIÊN CỨU SỰ PHỤ THUỘC TRẠNG THÁI ỨNG

SUẤT CỦA MÔ ĐUN BIẾN DẠNG TRONG MÔ HÌNH

HARDENING SOIL TRÊN ĐẤT YẾU TP. HCM .................... 79

4.1 Cơ sở lựa chọn mô hình Hardening Soil cho tính toán hố đào sâu . 79

4.2 Xác định tham số mũ m cho đất yếu TP. HCM trong mô hình HS. 80

4.2.1 Thí nghiệm nén ba trục thoát nước có dỡ tải và gia tải lại .............. 81

4.2.2 Xác định mô đun cát tuyến E50, Eur và tham số mũ m từ thí nghiệm

nén ba trục thoát nước ..................................................................... 83

4.2.2.1 Xác định mô đun E50 và số mũ m thông qua E50 .......................... 84

4.2.2.2 Xác định mô đun Eur và số mũ m thông qua Eur ........................... 87

4.2.3 Xác định mô đun Eoed, tham số m từ thí nghiệm nén một trục không

nở hông Oedometer ......................................................................... 90

4.3 Xác định hệ số tương quan Eur/ E50 và Eoed/ E50 cho đất yếu TP.

HCM ...................................................................................................

........................................................................................................ 95

4.4 Nhận xét chương 4 ........................................................................... 97

CHƯƠNG 5 - ÁP DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU ĐỂ TÍNH TOÁN

CÔNG TRÌNH THỰC TẾ ........................................................... 99

5.1 Nội dung tính toán ........................................................................... 99

5.2 Dự án Khu phức hợp – Trung Tâm Thương Mại – Văn Phòng –

Căn hộ Sài Gòn Pearl ............................................................................... 101

5.2.1 Điều kiện địa chất ......................................................................... 102

5.2.2 Xác định thông số đất nền ............................................................ 104

5.2.3 Hệ tường vây và hệ kết cấu chống đỡ ............................................ 105

5.2.3.1 Xác định các thông số của tường chắn ............................... 107

5.2.3.2 Xác định các thông số của kết cấu chống đỡ ...................... 107

5.2.4 Trình tự thi công ............................................................................ 109

5.2.5 Quan trắc tại hiện trường ............................................................... 109

ix

5.2.6 Mô phỏng công trình bằng FEM ................................................... 110

5.2.7 Phân tích và đánh giá kết quả ........................................................ 111

5.2.7.1 Chuyển vị ngang của tường ........................................................ 111

5.2.7.2 Độ lún bề mặt ............................................................................. 113

5.3 Dự án Trạm bơm Lưu vực Nhiêu Lộc - Thị Nghè ........................ 116

5.3.1 Điều kiện địa chất .......................................................................... 117

5.3.2 Xác định thông số đất nền ............................................................. 117

5.3.3 Kết cấu hệ thanh chống ................................................................. 119

5.3.3.1 Xác định các thông số của tường chắn ............................... 119

5.3.3.2 Xác định các thông số của thanh chống .............................. 119

5.3.4 Trình tự thi công ............................................................................ 120

5.3.5 Quan trắc chuyển vị ....................................................................... 121

5.3.6 Mô phỏng quá trình thi công ......................................................... 121

5.3.7 Phân tích và đánh giá kết quả ........................................................ 122

5.4 Dự án Pearl Plaza ........................................................................... 125

5.4.1 Điều kiện địa chất .......................................................................... 126

5.4.2 Xác định thông số đất cho các mô hình nền ................................. 128

5.4.3 Kết cấu hệ chống đỡ ...................................................................... 129

5.4.4 Quan trắc tại hiện trường ............................................................... 130

5.4.5 Trình tự thi công ............................................................................ 131

5.4.6 Mô phỏng bằng Plaxis ................................................................... 132

5.4.7 Phân tích kết quả ............................................................................ 133

5.5 Nhận xét chương 5 ......................................................................... 135

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ................................................................... 137

1. Kết luận .......................................................................................... 137

2. Kiến nghị ....................................................................................... 139

CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC TÁC GIẢ ĐÃ CÔNG BỐ .............. 140

TÀI LIỆU THAM KHẢO ......................................................................... 141

PHẦN PHỤ LỤC ........................................................................................ 147

x

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT

CÁC KÝ HIỆU

Α cm2 Diện tích mặt cắt ngang của mẫu trong thí nghiệm 3 trục

a cm2 Diện tích mặt cắt ngang của piston trong thí nghiệm 3 trục

a, b - Hằng số trong mô hình Duncan - Chang

B - Hệ số áp lực nước lỗ rỗng của Skempton

[B] - Ma trận liên hệ giữa biến dạng và chuyển vị

Cc - Chỉ số nén

Cr - Chỉ số nở

Cv - Hệ số cố kết trong thí nghiệm ba trục

CR, RR - Tỷ số nén, tỷ số nén lại

c, c’ kPa Lực dính của đất, lực dính có hiệu

(c’)ext kPa Lực dính hữu hiệu của đất trong thí nghiệm kéo ba trục

(c’)comp kPa Lực dính hữu hiệu của đất trong thí nghiệm nén ba trục

(cu)ext kPa Sức kháng cắt không thoát nước của thí nghiệm kéo ba trục

(cu)comp kPa Sức kháng cắt không thoát nước của thí nghiệm nén ba trục

D, L mm Đường kính và chiều dài mẫu đất trong thí nghiệm ba trục

[D] - Ma trận cơ bản của vật liệu

E kPa Mô đun đàn hồi của đất

E0 kPa Mô đun biến dạng của đất

Ei kPa Mô đun biến dạng ban đầu

Et, Es kPa Mô đun biến dạng tiếp tuyến, mô đun biến dạng cát tuyến

50

refE kPa Mô đun cát tuyến tham chiếu

ref

oedE kPa Mô đun cố kết tham chiếu

ref

urE kPa Mô đun dỡ tải tham chiếu

e - Hệ số rỗng của đất

f - Hàm dẻo trong các mô hình đất nền

xi

G kPa Mô đun kháng cắt

refG kPa Mô đun kháng cắt tham chiếu

IP % Chỉ số dẻo

K - Hệ số nền theo phương ngang

K0 - Hệ số áp lực đất tĩnh

Ka - Hệ số áp lực đất chủ động

Kp - Hệ số áp lực đất bị động

KL - Hệ số mô đun gia tải

[K] - Ma trận độ cứng tổng thể

m - Tham số mũ thể hiện sự phụ thuộc của mô đun vào ứng suất

OCR - Hệ số quá cố kết của đất

P - Tải trọng tác động lên piston trong thí nghiệm nén ba trục

p kPa Áp lực đất thực tác dụng lên tường

po kPa Áp lực đất tĩnh lên tường

pref kPa Áp lực tham chiếu

q kPa Độ lệch ứng suất

Rf - Hệ số giảm ứng suất lệch đỉnh

S % Độ bão hoà

ux mm Chuyển vị của điểm bất kỳ theo phương x

uy mm Chuyển vị của điểm bất kỳ theo phương y

V cm3 Thể tích khối đất

V0 cm3 Thể tích ban đầu của khối đất

Wn % Độ ẩm tự nhiên

WP % Giới hạn dẻo

WL % Giới hạn chảy

Δ kPa Độ chênh lệch ứng suất

kPa Ứng suất cắt tiếp xúc

εl % Biến dạng đứng (biến dạng dọc trục)

xii

εv % Biến dạng thể tích

γd kN/m3 Dung trọng khô

γn kN/m3 Dung trọng tự nhiên

γsat kN/m3 Dung trọng bão hoà

* - Chỉ số nén cải tiến

φ, φ’ độ Góc nội ma sát của đất, góc ma sát hữu hiệu

(’)ext kPa Góc ma sát hữu hiệu của đất trong thí nghiệm kéo ba trục

(’)comp kPa Góc ma sát hữu hiệu của đất trong thí nghiệm nén ba trục

ψ độ Góc giãn nở của đất

- Hệ số Poisson

, ’ kPa Ứng suất pháp, ứng suất pháp có hiệu

b kPa Áp lực ngược trong quá trình bão hoà mẫu

c kPa Áp lực cố kết của đất

1,2,3 kPa Các ứng suất chính

CÁC CHỮ VIẾT TẮT

CD - Thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước

CID - Thí nghiệm nén ba trục đẳng hướng cố kết thoát nước

CIU - Thí nghiệm nén ba trục đẳng hướng cố kết không thoát nước

CK0UC - Thí nghiệm nén ba trục theo điều kiện cố kết K0

CK0UE - Thí nghiệm kéo ba trục theo điều kiện cố kết K0

CTC - Lộ trình ứng suất nén ba trục thông thường

CTE - Lộ trình ứng suất kéo ba trục thông thường

CU - Thí nghiệm nén ba trục cố kết không thoát nước

FEM - Phương pháp phần tử hữu hạn

HĐS - Hố đào sâu

HS - Mô hình Hardening Soil

HSM - Mô hình Hardening Soil với các tham số hiệu chỉnh

MC - Mô hình Mohr – Coulomb

xiii

RTC - Lộ trình ứng suất nén ba trục giảm ứng suất ngang

RTE - Lộ trình ứng suất kéo ba trục giảm ứng suất đứng

TC, TE - Lộ trình ứng suất nén ba trục, kéo ba trục

TP. HCM- Thành phố Hồ Chí Minh

UU - Thí nghiệm nén ba trục không cố kết không thoát nước

xiv

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Bảng 2.1 Các thông số mô hình Mohr – Coulomb ........................................ 36

Bảng 2.2 Các thông số mô hình Hypebol ...................................................... 37

Bảng 2.3 Các thông số mô hình Cam-clay cải tiến ........................................ 38

Bảng 2.4 Các thông số mô hình Hardening Soil ............................................ 42

Bảng 3.1 Một số chỉ tiêu cơ lý đặc trưng cho đất yếu TP. HCM .............. 58

Bảng 3.2 Các thông số vật lý cho lớp đất yếu TP. HCM và lộ trình ứng suất

trong thí ngiệm 3 trục .................................................................... 59

Bảng 3.3 Mô đun biến dạng 50E từ các lộ trình ứng suất CTC, RTE và RTC 70

Bảng 3.4 Giá trị c’ và ’ của đất yếu TP. HCM theo các lộ trình ứng suất .. 76

Bảng 4.1 Các thông số độ bền của đất ........................................................... 83

Bảng 4.2 Mô đun 50 50, refE E và tham số m từ thí nghiệm nén ba trục thoát nước

........................................................................................................ 86

Bảng 4.3 Mô đun , ref

ur urE E và số mũ m từ thí nghiệm nén ba trục thoát nước 89

Bảng 4.4 Mô đun ref

oedE từ kết quả thí nghiệm nén cố kết ............................... 92


oed oedE E và số mũ m tính toán từ thí nghiệm Oedometer. 93

Bảng 4.6 Kết quả tỷ số 50/urE E và 50/oedE E của đất yếu TP. HCM .......... 95

Bảng 5.1 Áp dụng kết quả nghiên cứu vào tính toán HĐS .......................... 101

Bảng 5.2 Các thông số đất nền cho mô hình MC ........................................ 104

Bảng 5.3 Các thông số đất nền cho mô hình HS ......................................... 104

Bảng 5.4 Các thông số đất nền tác giả hiệu chỉnh cho mô hình HS ............ 105

Bảng 5.5 Các thông số cho tường chắn ........................................................ 107

Bảng 5.6 Các thông số về thanh chống ........................................................ 108

Bảng 5.7 Quá trình thi công tầng hầm .......................................................... 109

Bảng 5.8 So sánh kết quả chuyển vị ngang từ các mô hình MC, HS, HSM và

dữ liệu quan trắc (QT) .................................................................. 113

xv

Bảng 5.9 So sánh lún bề mặt từ các mô hình MC, HS, HSM và quan trắc (QT)

...................................................................................................... 115

Bảng 5.10 So sánh độ lún bề mặt từ các mô hình MC, HS, HSM và quan trắc

...................................................................................................... 115

Bảng 5.11 Các thông số đất nền cho mô hình MC ...................................... 118

Bảng 5.12 Các thông số đất nền cho mô hình HS ....................................... 118

Bảng 5.13 Các thông số đất nền cho mô hình HSM .................................... 118

Bảng 5.14 Các thông số về thanh chống ...................................................... 119

Bảng 5.15 Các thông số cho tường chắn ...................................................... 119

Bảng 5.16 Các giai đoạn thi công công trình ............................................... 120

Bảng 5.17 So sánh kết quả tính toán chuyển vị ngang từ các mô hình MC, HS,

HSM và Quan trắc ........................................................................ 123

Bảng 5.18 Các thông số đất nền cho mô hình MC ...................................... 128

Bảng 5.19 Các thông số đất nền cho mô hình HS ....................................... 128

Bảng 5.20 Các thông số đất nền tác giả hiệu chỉnh cho mô hình HS .......... 129

Bảng 5.21 Các thông số cho tường chắn ...................................................... 129

Bảng 5.22 Các thông số hệ chống đỡ ........................................................... 130

Bảng 5.23 Quá trình thi công tầng hầm ........................................................ 131

Bảng 5.24 So sánh kết quả tính toán chuyển vị ngang từ các mô hình Mohr –

Coulomb, Hardening Soil, HSM và dữ liệu quan trắc ................. 134

xvi

DANH MỤC HÌNH ẢNH VÀ ĐỒ THỊ

Hình 1.1 Phân bố đất yếu ở TP. HCM ............................................................ 9

Hình 1.2 Mặt cắt vùng đất yếu dọc sông Sài Gòn ........................................ 10

Hình 1.3 Vùng ảnh hưởng của HĐS và các lộ trình ứng suất........................ 13

Hình 1.4 Các lộ trình ứng suất khác nhau của thí nghiệm ba trục ................ 15

Hình 1.5 Các lộ trình ứng suất trong hố đào .................................................. 16

Hình 1.6 Lộ trình ứng suất trong đất ............................................................. 17

Hình 1.7 Lộ trình ứng suất trong hố đào ....................................................... 17

Hình 1.8 Các lộ trình ứng suất trong điều kiện ứng suất nén và kéo ............. 18

Hình 1.9 So sánh đường phá hoại trong thí nghiệm nén và kéo ba trục ........ 19

Hình 1.10 Biểu đồ thực nghiệm dự tính lún của đất quanh hố móng ............ 22

Hình 1.11 So sánh chuyển vị và biến dạng các mô hình nền ....................... 25

Hình 2.1 Rời rạc hoá miền tính toán .............................................................. 32

Hình 2.2 Vòng tròn Mohr tại ngưỡng dẻo, .................................................... 34

Hình 2.3 Các mặt bao phá hoại theo tiêu chuẩn Mohr – Coulomb .............. 35

Hình 2.4 Quan hệ ứng suất – biến dạng theo mô hình đàn hồi – dẻo lý tưởng

........................................................................................................ 35

Hình 2.5 Quan hệ ứng suất – biến dạng và các mô đun của mô hình Hypebol

........................................................................................................ 37

Hình 2.6 Mặt dẻo của mô hình Cam-clay cải tiến ......................................... 38

Hình 2.7 Mặt dẻo của mô hình HS trong không gian ứng suất (p-q) ............ 40

Hình 2.8 Định nghĩa E50 và Eur trong thí nghiệm nén ba trục thoát nước ...... 40

Hình 2.9 Định nghĩa ref

oedE theo kết quả thí nghiệm nén một trục ................... 41

Hình 2.10 Các loại mô đun trong thí nghiệm nén ba trục .............................. 45

Hình 3.1 Nguyên lý thí nghiệm nén 3 trục ..................................................... 49

Hình 3.2 Xác định đặc trưng chống cắt với lộ trình ứng suất ........................ 50

Hình 3.3 Các dạng cơ bản của lộ trình ứng suất trong nền đất ...................... 51

Hình 3.4 Hệ thống thiết bị 3 trục Humboldt và bộ ghi xuất dữ liệu tự động . 54

xvii

Hình 3.5 Sơ đồ nguyên lý thiết bị ba trục theo mô hình dỡ tải ....................... 54

Hình 3.6 Phần mềm Advantech Adamview đọc và xử lý số liệu tự động ..... 55

Hình 3.7 Bão hoà mẫu và kiểm tra hệ số Skempton ...................................... 61

Hình 3.8 So sánh quan hệ (q – ε1) theo các lộ trình ứng suất ........................ 63

Hình 3.9 So sánh quan hệ (u – ε1) theo các lộ trình ứng suất ...................... 63

Hình 3.10 So sánh quan hệ (q – ε1) theo các lộ trình ứng suất ...................... 64

Hình 3.11 So sánh quan hệ (u – ε1) theo các lộ trình ứng suất .................... 64





Hình 3.17 Xác định E50 từ quan hệ ứng suất – biến dạng .............................. 69

Hình 3.18 So sánh mô đun E50 theo các lộ trình ứng suất của đất yếu TP. HCM

........................................................................................................ 72

Hình 3.19 Phương trình hồi quy tương quan 50,RTEE và 50,CTCE , 50,RTEE và 50,CTCE

........................................................................................................ 73

Hình 3.20 Đường tròn Mohr của thí nghiệm 3 trục theo lộ trình ứng suất dỡ tải

(RTE, RTE) và gia tải (CTC) ......................................................... 74

Hình 3.21 So sánh đường tròn Mohr của thí nghiệm 3 trục theo lộ trình ứng

suất dỡ tải (RTE, RTE) và gia tải (CTC) ........................................ 74





Hình 4.1 Quan hệ (1-q) từ thí nghiệm ba trục CD có dỡ tải và gia tải lại .... 81

Hình 4.2 Quan hệ (1 - q) và (1 - v) của mẫu 1,2,3 ...................................... 82

Hình 4.3 Quan hệ (1 - q) và (1 - v ) của mẫu 4,5,6 ...................................... 82

Hình 4.4 Quan hệ (1 - q) và (1 - v) của mẫu 7,8,9 ...................................... 82

xviii

Hình 4.5 Quan hệ (1 - q) và (1 - v) của mẫu 10,11,12 ................................ 83

Hình 4.6 Xác định E50 và Eur từ kết quả thí nghiệm nén ba trục thoát nước .. 84

Hình 4.7 Xác định mô đun E50 của mẫu 1,2,3 từ kết quả thí nghiệm ............. 85



Hình 4.10 Xác định mô đun E50 của mẫu 10,11,12 từ kết quả thí nghiệm ..... 86

Hình 4.11 Phương trình hồi quy tương quan giữa 50

50

ref

E

E và

y

refp

.................. 87

Hình 4.12 Xác định mô đun Eur các mẫu 1,2,3 .............................................. 88



Hình 4.15 Xác định mô đun Eur các mẫu 10,11,12 ........................................ 89

Hình 4.16 Phương trình hồi quy tương quan giữa ur

ref

ur

E

E và

y

refp

.................. 90

Hình 4.17 Dụng cụ thí nghiệm nén cố kết với bộ ghi dữ liệu tự động .......... 91

Hình 4.18 Biểu đồ kết quả thí nghiệm nén cố kết không nở hông dưới dạng

(logp−ε) với đoạn gia tải và dỡ tải .................................................. 92

Hình 4.19 Phương trình hồi quy tương quan giữa oed

ref

oed

E

E và

y

refp

.................. 94

Hình 4.20 Tương quan giữa 50oedE E− của đất yếu TP. HCM ...................... 96

Hình 4.21 Tương quan 50urE E− của đất yếu TP. HCM ............................... 96

Hình 5.1 Vị trí công trình Opal Sai Gon Pearl ............................................. 102

Hình 5.2 Mặt cắt địa chất ............................................................................ 103

Hình 5.3 Chỉ tiêu cơ lý của dự án ............................................................... 103

Hình 5.4 Mặt bằng bố trí hệ giằng chống tại cao độ -12m .......................... 105

Hình 5.5 Mặt cắt kích thước hình học công trình (mặt cắt 3-3) .................. 106

Hình 5.6 Mặt cắt ngang tường vây ............................................................... 106

Hình 5.7 Hệ chống hố đào lúc thi công đến độ sâu -15m............................. 108

xix

Hình 5.8 Mặt bằng tường và các điểm quan trắc chuyển vị ngang ............ 110

Hình 5.9 Mô phỏng số của công trình sau khi hoàn thành đào đất ................ 110

Hình 5.10 Biến dạng của hố đào ở giai đoạn thi công cuối cùng (GĐ6) ..... 111

Hình 5.11 Chuyển vị ngang ở giai đoạn cuối cùng (Ux, max =57.44 mm) ..... 111

Hình 5.12 So sánh chuyển vị tường ở giai đoạn thi công cuối cùng (GĐ6) . 112

Hình 5.13 Độ lún nền ở giai đoạn cuối cùng (Uy = -80.65mm) ................... 114

Hình 5.14 So sánh độ lún nền ở giai đoạn cuối từ các mô hình và quan trắc

...................................................................................................... 114

Hình 5.15 Độ lún nền qua các giai đoạn thi công tính từ mô hình HSM .... 115

Hình 5.16 Mặt bằng bố trí thanh chống ....................................................... 116

Hình 5.17 Mặt cắt dọc hố đào ...................................................................... 116

Hình 5.18 Kết cấu chống đỡ các kích điều chỉnh chuyển vị của tường ...... 116

Hình 5.19 Mặt cắt địa chất công trình .......................................................... 117

Hình 5.20 Sơ đồ bố trí thiết bị quan trắc ở công trường .............................. 121

Hình 5.21 Mô hình HĐS trong phần mềm Plaxis ........................................ 122

Hình 5.22 Chuyển vị và biến dạng của hố đào ở giai đoạn thi công cuối cùng

...................................................................................................... 122

Hình 5.23 Chuyển vị ngang từ các mô hình MC, HS, HSM và Quan trắc ở giai

đoạn thi công cuối cùng (GĐ8) .................................................... 124

Hình 5.24 Độ lún của nền tính từ mô hình HSM ở giai đoạn thi công cuối cùng

...................................................................................................... 125

Hình 5.25 Dự án Pearl Plaza ........................................................................ 126

Hình 5.26 Hình trụ hố khoan dự án Pearl Plaza .......................................... 127

Hình 5.27 Một số chỉ tiêu cơ lý của đất nền dự án Pearl Plaza ................... 127

Hình 5.28 Mặt cắt ngang tường vây ............................................................. 130

Hình 5.29 Mặt bằng bố trí tường vây và các điểm quan trắc ....................... 131

Hình 5.30 Mô phỏng số hố đào sau khi hoàn thành giai đoạn đào đất ........ 132

Hình 5.31 Chuyển vị tường ở giai đoạn đào thứ 5 theo mô hình HSM ....... 133

Hình 5.32 Kết quả chuyển vị hố đào ở giai đoạn thi công thứ 5 theo HSM . 133

xx

Hình 5.33 Biểu đồ chuyển vị ngang của tường ở giai đoạn đào thứ 5 .......... 134

Hình 5.34 Biến dạng của hố đào ở giai đoạn đào thứ 5 ................................ 135

1

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Ngày nay, nhu cầu về việc sử dụng không gian ngầm như tầng hầm kỹ

thuật hoặc dịch vụ dưới các nhà cao tầng, bãi đậu xe ngầm, hệ thống giao thông

ngầm, hệ thống xử lý nước thải…, ngày càng gia tăng trong các khu đô thị. Hố

đào sâu (HĐS) thường được sử dụng để giải quyết các vấn đề trên. Ở TP. HCM,

HĐS thường được thi công ở những khu vực gần với các cao ốc, công trình hạ

tầng hay dịch vụ đã có sẵn, do vậy việc giới hạn chuyển vị của tường chắn và độ

lún bề mặt là rất quan trọng để đảm bảo các công trình xung quanh không bị ảnh

hưởng hoặc ảnh hưởng với mức độ cho phép.

TP. HCM nằm ở châu thổ sông Sài Gòn, mạng lưới sông rạch chằng chịt

đan xen nhau, đất tự nhiên được bồi đắp bởi các dòng chảy mạnh. Địa tầng khu

vực phân thành 6 lớp đất tự nhiên trong đó lớp 1 và lớp 2 là các lớp sét yếu có

độ sâu đến 20 – 30m có ảnh hưởng lớn đến các công trình ngầm, đặc biệt là

HĐS.

Do các dữ liệu thí nghiệm trong phòng không đầy đủ, các kỹ sư thường

sử dụng các số liệu thí nghiệm địa chất thông thường hoặc tương quan các thông

số thiết kế từ các số liệu có sẵn và thường giới hạn cho đất mô hình đơn giản

trong thiết kế hố đào. Thực tế với công trình HĐS, việc thi công hố đào có thể

được coi là một bài toán dỡ tải đối với đất nền, việc dỡ tải này làm thay đổi trạng

thái ứng suất biến dạng trong nền. Nếu tương quan không thích hợp hoặc lựa

chọn các tham số từ thí nghiệm với lộ trình ứng suất không phù hợp, người thiết

kế thường phải đối mặt với vấn đề về biến dạng của hố đào thực tế sẽ khác biệt

với giá trị dự đoán ban đầu và có thể gây ra những hậu quả nghiêm trọng.

Chính vì lý do đó, việc nghiên cứu sự thay đổi một số đặc trưng cơ lý của

đất yếu TP. HCM theo các lộ trình ứng suất dỡ tải trong tính toán hố đào sâu là

nhu cầu cấp thiết và có ý nghĩa thực tiễn.

2

Trong những năm gần đây, ở Việt Nam nói chung và TP. HCM nói riêng,

việc tính toán các công trình ngầm thường sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn

với các phần mềm địa kỹ thuật như Plaxis, Geo-Slope, Abaqus… Phương pháp

phần tử hữu hạn (FEM – Finite Element Method) là một phương pháp số được

sử dụng để dự báo ổn định và biến dạng của đất nền. Ưu điểm của phương pháp

này là ứng xử của đất có thể được mô phỏng tương đối chính xác và hợp lý trong

quá trình thi công đào đất. Tuy nhiên, bên cạnh một số ưu điểm vẫn còn một số

khó khăn nhất định trong cách tiếp cận do mức độ phức tạp của nó. Do đó, mô

hình đàn hồi - dẻo lý tưởng Mohr – Coulomb (MC) thường được sử dụng vì đơn

giản và các thông số đầu vào có thể dễ dàng thu được từ phòng thí nghiệm và

một số thông số có thể được suy ra từ các quan hệ tương quan. Tuy nhiên, vẫn

còn một số hạn chế trong mô hình MC. Thứ nhất, các quan hệ phi tuyến của đất

trước khi phá hoại không được mô hình. Thứ hai, nó không thể tạo ra áp lực lỗ

rỗng đáng tin cậy trong quá trình gia tải không thoát nước. Thứ ba, dự báo

chuyển vị ngang của tường và độ lún mặt là không đáng tin cậy. Để khắc phục

những thiếu sót trên, cần sử dụng một mô hình đàn dẻo phi tuyến tính trên cơ sở

xác định các tham số đầu vào với lộ trình ứng suất phù hợp. Việc sử dụng mô

hình nền và các tham số đầu vào thích hợp là đặc biệt quan trọng trong tính toán

HĐS, vì ứng xử của đất là phi tuyến, không hồi phục và ảnh hưởng bởi thời gian.

2. Mục tiêu

- Làm sáng tỏ sự thay đổi các đặc trưng cơ lý của đất yếu TP. HCM theo

các lộ trình ứng suất dỡ tải mô phỏng trạng thái ứng suất – biến dạng của vùng

đất xung quanh hố đào trong tính toán chuyển vị và biến dạng công trình HĐS.

- Nghiên cứu đề xuất các thông số và mô hình nền phù hợp để tính toán

HĐS bằng phương pháp phần tử hữu hạn có xét đến quá trình dỡ tải của đất nền

trong quá trình thi công đào đất.

3

3. Nội dung nghiên cứu của luận án

- Nghiên cứu quan hệ ứng suất - biến dạng của vùng đất xung quanh và

dưới đáy hố đào.

- Thực hiện thí nghiệm ba trục theo các lộ trình ứng suất dỡ tải mô phỏng

trạng thái đất nền xung quanh hố đào trong quá trình thi công đào đất để xác

định sự thay đổi của các thông số kháng cắt và mô đun biến dạng cung cấp thông

số đầu vào trong tính toán HĐS.

- Từ các kết quả thí nghiệm thu được, xây dựng mối tương quan giữa các

tham số từ thí nghiệm ba trục theo lộ trình ứng suất dỡ tải với các thí nghiệm

nén ba trục thông thường.

- Nghiên cứu sự phụ thuộc của mô đun biến dạng vào trạng thái ứng suất

của đất yếu Tp. HCM. Thiết lập, hiệu chỉnh các tham số mô hình nền đã lựa

chọn trên cở sở kết quả thí nghiệm.

- Mô phỏng số bằng FEM với mô hình nền và bộ thông số hiệu chỉnh. Áp

dụng tính toán cho công trình thực tế theo các mô hình khác nhau và so sánh với

quan trắc để kiểm chứng kết quả nghiên cứu.

4. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

❖ Đối tượng nghiên cứu của luận án là trạng thái ứng suất biến dạng của

vùng đất xung quanh và dưới đáy hố đào.

❖ Phạm vi nhiên cứu:

- Phạm vi nghiên cứu của luận án là đất loại sét phân bố phổ biến ở TP.

HCM nằm ở độ sâu từ 0 đến 30m với 2 lớp chính: lớp bùn sét và lớp sét yếu là

hai lớp đất có ảnh hưởng lớn đến HĐS.

- Luận án tập trung vào các đặc trưng cơ lý như sức kháng cắt và mô đun

biến dạng của đất nền là các thông số có ảnh hưởng lớn đến chuyển vị và biến

dạng trong thiết kế HĐS.

4

5. Phương pháp nghiên cứu

❖ Phương pháp thống kê: Thu thập, phân tích, tổng hợp, kế thừa các tài

liệu, nghiên cứu đã có:

- Thu thập phân tích có tính kế thừa tài liệu về các kết quả nghiên cứu lý

thuyết và thực nghiệm để tính toán HĐS trong và ngoài nước.

- Thống kê, phân tích kết quả thí nghiệm đất, đặc điểm địa chất khu vực,

hồ sơ thiết kế thi công tường chắn, hố đào, số liệu đo đạc, quan trắc của các

công trình HĐS đã xây dựng tại TP. HCM.

- Xử lý thống kê, phân tích các kết quả thí nghiệm, lập mối tương quan

bằng các phần mềm Excel, Word.

❖ Phương pháp thực nghiệm:

- Thực hiện lấy mẫu nguyên dạng tại hiện trường.

- Thực hiện các thí nghiệm trong phòng.

❖ Phương pháp mô phỏng số:

- Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn mô phỏng quá trình thi công HĐS,

so sánh kết quả tính toán với kết quả quan trắc thực tế các công trình để kiểm

chứng và đánh giá kết quả nghiên cứu.

6. Những điểm mới của luận án

- Thực hiện các thí nghiệm ba trục với các lộ trình ứng suất dỡ tải mô

phỏng trạng thái ứng suất biến dạng của vùng đất xung quanh hố đào trong quá

trình thi công đào đất. Từ đó nghiên cứu sự thay đổi sức kháng cắt và mô đun

biến dạng của đất yếu TP. HCM theo các lộ trình ứng suất dỡ tải.

- Đề xuất các hệ số điều chỉnh tham số sức kháng cắt và mô đun biến dạng

của đất nền theo lộ trình ứng suất dỡ tải trong tính toán HĐS.

- Đề xuất hệ số tương quan Eur/E50 và Eoed/E50 trong mô hình Hardening

Soil (HS) của đất yếu TP. HCM để tính toán HĐS.

5

- Đề xuất tham số mũ diễn tả sự phụ thuộc của mô đun biến dạng vào trạng

thái ứng suất (tham số m) trong mô hình HS của đất yếu TP. HCM.

7. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn

- Kết quả nghiên cứu của luận án góp phần bổ sung vào phương pháp luận

nghiên cứu đất xây dựng khu vực, bước đầu làm sáng tỏ quy luật về sự thay đổi

các đặc trưng cơ lý của đất sét yếu phổ biến ở TP. HCM theo các lộ trình ứng

suất dỡ tải trong thiết kế HĐS.

- Kết quả nghiên cứu cung cấp cơ sở khoa học và luận chứng để định

hướng cho công tác khảo sát, thiết kế HĐS trên nền đất yếu TP. HCM. Kết quả

nghiên cứu của luận án cũng có thể dùng để tham khảo trong công tác thiết kế

HĐS cho các khu vực có điều kiện đất nền tương tự.

8. Cấu trúc của luận án

Cấu trúc của luận án gồm các nội dung sau:

Phần Mở đầu

Chương 1: Tổng quan về hố đào sâu theo hướng nghiên cứu của đề tài

Chương 2: Cơ sở lý thuyết và các đặc trưng cơ lý trong tính toán hố đào

sâu

Chương 3: Thí nghiệm nén ba trục theo các lộ trình ứng suất dỡ tải mô

phỏng trạng thái ứng suất biến dạng của đất nền xung quanh hố đào sâu

Chương 4: Nghiên cứu sự phụ thuộc trạng thái ứng suất của mô đun biến

dạng trong mô hình Hardening Soil trên đất yếu TP. HCM

Chương 5: Áp dụng kết quả nghiên cứu để tính toán công trình thực tế

Kết luận và kiến nghị

Các công trình khoa học tác giả đã công bố

Tài liệu tham khảo

Phụ lục

6

CHƯƠNG 1

TỔNG QUAN VỀ HỐ ĐÀO SÂU

THEO HƯỚNG NGHIÊN CỨU CỦA ĐỀ TÀI

1.1 Tổng quan về hố đào sâu

HĐS là loại công trình đặc biệt, việc thiết kế, thi công các kết cấu chắn giữ

HĐS là rất đa dạng và luôn tiềm ẩn nhiều sự cố công trình, vì nó phụ thuộc vào

rất nhiều yếu tố. Kết quả khảo sát địa chất, mô hình tính toán, lọai kết cấu chắn

giữ, phương pháp thiết kế, phương pháp thi công, năng lực tổ chức thi công, điều

kiện công trường... ảnh hưởng rất lớn đến chất lượng công trình HĐS. Điều kiện

địa chất của nền đất biến đổi trong phạm vi khá rộng, ẩn dấu nhiều rủi ro, đặc

biệt là trong điều kiện đất yếu, mực nước ngầm cao và các điều kiện hiện trường

phức tạp dễ sinh ra trượt lở đất, mất ổn định hố đào, chuyển dịch tường chắn, trồi

hố móng… ảnh hưởng đặc biệt nghiêm trọng đến các công trình xây dựng, các

đường ống, công trình ngầm ở xung quanh. Do đó khi thiết kế thi công các công

trình loại này, cần phải phân tích lựa chọn tối ưu hóa và có hệ thống cho hàng

loạt các công việc như công tác khảo sát phục vụ thiết kế, xác định mô hình tính

toán phù hợp, giải pháp thi công xây dựng, giải pháp quan trắc đo đạc chuyển vị

và biến dạng kết cấu chắn giữ cũng như quan trắc các công trình lân cận trong

suốt quá trình thi công.

Năm 1943, Terzaghi K. [58] đưa ra khái niệm hố đào sâu lần đầu tiên:

+ Hố đào sâu là hố có chiều sâu > chiều rộng của hố.

+ Hố đào nông là hố có chiều sâu < chiều rộng của hố.

Sau đó Teraghi và Peck (1967), Peck và các cộng sự (1977)[50]đã đề nghị:

+ Hố đào nông là hố có chiều sâu đào <6m.

+ Hố đào sâu là hố có chiều sâu đào >6m.

Nhưng ngành cơ học đất hiện đại, nhận định lại khi có nhiều công trình

hầm được xây dựng chen trong các khu đô thị, chính vì việc xây chen đó nên

việc đảm bảo các ảnh hưởng thấp nhất của hố đến các công trình xung quanh

7

khiến không còn khái niệm hố nông hay hố sâu nữa mà chỉ còn 1 khái niệm duy

nhất là thi công hố đào.

Có thể chia HĐS làm hai loại chính với hệ tường chắn liên tục. Loại thứ

nhất là hố đào sử dụng tường chắn consol (cantilevered wall). Tường chắn consol

không có bất kỳ hệ chống dỡ nào, nó dựa vào sức kháng thụ động của phần đất

dưới đáy hố đào để chắn giữ phần đất phía sau tường. Tường chắn trọng lực cũng

thuộc loại này. Loại tường chắn consol này rất thuận lợi cho các hố đào có độ sâu

nhỏ hơn 6m, quá trình thi công xây dựng đơn giản hơn nhiều so với các loại tường

chắn khác. Loại hố đào chính thứ hai là loại sử dụng tường chắn với hệ kết cấu

chống đỡ. Loại này thường được dùng cho những hố đào có độ sâu lớn hơn 6m.

Quá trình đào đất thường chia làm nhiều giai đoạn, mỗi lớp chống đỡ được lắp

dựng sau mỗi đợt thi công đào đất, kết cấu chống đỡ bao gồm các thanh chống

và hệ giằng. Loại tường chắn này cũng thường sử dụng kết cấu chống đỡ bằng

hệ neo trong đất.

Gil-Martín và cộng sự (2012) [32] đã phân tích sự phát triển của các hệ

thống giằng của các hố đào sâu trong vài thập kỷ qua. Xét về trình tự xây dựng,

các hố đào với kết cấu chống đỡ có thể được phân loại thành các hố đào từ dưới

lên (Bottom-up) và các hố đào từ trên xuống (Top-down). Đối với phương pháp

Bottom-up, các thanh chống tạm (Bracsing system) được lắp đặt sau khi kết cấu

tường chắn đã được xây dựng và đất được đào giữa các hệ kết cấu chống đỡ tạm

này. Sau khi đào đến độ sâu cuối cùng, các kết cấu vĩnh cửu của công trình sẽ

được thi công từ dưới lên và các thanh chống đỡ tạm sẽ được tháo dỡ đồng thời.

Đối với phương pháp Top-down, tường chắn được xây dựng trước khi đào đất và

sẽ là một phần của cấu trúc vĩnh cửu của công trình. Khi đất được đào, các sàn

tầng hầm của tòa nhà được xây dựng đồng thời. Những tầng này hoạt động giống

như hệ thống giằng để chống đỡ vách, chúng sẽ nằm trong cấu trúc cuối cùng.

Quá trình này được lặp lại cho đến khi số tầng mong muốn được xây dựng hoàn

tất. Những hố đào với hệ chống đỡ này được sử dụng phổ biến nhất trong HĐS,

thường là khi khu vực đào đất tiếp giáp với các tòa nhà hiện hữu.

8

Việc thiết kế công trình HĐS bao gồm thiết kế kết cấu và thiết kế địa kỹ

thuật. Thiết kế kết cấu chủ yếu đề cập đến thiết kế tường chắn và hệ thống giằng.

Trong việc thiết kế kết cấu, trạng thái giới hạn cường độ (cường độ kết cấu),

trạng thái giới hạn khả năng chịu lực (biến dạng kết cấu) và độ ổn định cần được

thỏa mãn.

Thiết kế địa kỹ thuật bao gồm việc đánh giá trạng thái giới hạn tối đa và

trạng thái giới hạn khả năng chịu tải của đất nền. Trọng tâm của luận án này là

thiết kế địa kỹ thuật các HĐS, bao gồm cả đánh giá trạng thái giới hạn tối đa và

đánh giá khả năng chịu lực. Ở đây, đánh giá trạng thái giới hạn tối đa đề cập đến

sự ổn định cơ bản, ứng xử của đất yếu TP. HCM đối với công trình HĐS.

Công trình HĐS là một loại công việc tạm thời, sự dự trữ về an toàn có

thể là tương đối nhỏ nhưng lại có liên quan với tính địa phương, điều kiện địa

chất của mỗi vùng khác nhau thì đặc điểm cũng khác nhau. Về phương diện cơ

học, thi công hố đào có thể được coi là một bài toán dỡ tải đối với nền đất. Việc

dỡ tải này làm thay đổi trạng thái ứng suất biến dạng trong nền. Sự cân bằng ban

đầu bị vi phạm, trạng thái ứng suất thay đổi làm xuất hiện nguy cơ mất ổn định,

trước hết là thành hố và sau đó là đáy hố và nền đất xung quanh hố đào [13].

Đào hố móng trong điều kiện đất yếu, mực nước ngầm cao và các điều

kiện hiện trường xây chen phức tạp khác như ở TP. HCM rất dễ sinh ra trượt lở

khối đất, mất ổn định hố móng, thân cọc bị chuyển dịch vị trí, đáy hố trồi lên,

kết cấu chắn giữ bị hư hại nghiêm trọng hoặc bị chảy đất… làm hư hại hố móng,

uy hiếp nghiêm trọng các công trình xây dựng, các công trình ngầm và đường

ống xung quanh. Do đó, việc nghiên cứu các đặc trưng cơ lý của đất yếu TP.

HCM trong điều kiện chịu tải đặc biệt của công trình HĐS để tính toán ổn định

và biến dạng rất cần thiết tập trung nghiên cứu.

1.2 Đặc điểm đất yếu khu vực TP. HCM

TP. HCM thuộc châu thổ sông Sài Gòn. Căn cứ vào địa chất, địa tầng lộ

ra ở các hố khoan cho thấy cấu tạo địa tầng của khu vực này thuộc kỷ Đệ Tứ

9

thời đại Tân Sinh và thời kỳ Tân Cận đại bồi đắp mà thành, tổng cộng phân thành

6 lớp đất tự nhiên. Lớp 1 và lớp 2 gồm bùn lẫn đất dày ước độ sâu khoảng từ

20÷30m, có hàm lượng chất hữu cơ cao, chứa lượng nước cao đạt khoảng 75-

104%, hệ số rỗng e = [1.5 ÷ 2.5], thuộc loại đất yếu có tính nén lún rất cao, giới

hạn lỏng WL > 60% đã cho thấy rõ cấu tạo đất tự nhiên ở vào trạng thái bồi đắp

từ các dòng chảy mạnh [12], [40].

Các lớp đất yếu thường gặp là bùn sét, bùn á sét, bùn á cát, có nơi là đất

than bùn, cát mịn (có ở rải rác khu vực Bến Than, quận Bình Thạnh, khu vực

Nhà Be và Cần Giờ). Các lớp đất yếu có chiều dày khác nhau: ở các vùng ven

miền Đông thường có chiều dày 5 ÷ 10m, ở trung tâm và vùng ven biển có chiều

dày 10 ÷ 30m, ở

huyện Cần Giờ, Nhà

Be có chỗ dày tới 30

÷ 50m. Các lớp đất

yếu thường có màu

xám, xám đen, xám

nâu, nâu đỏ và xám

đậm. Hình 1.2 thể

hiện phân bố độ sâu

của các lớp đất yếu

dọc sông Sài Gòn từ

Cầu Sài Gòn đến

Phà Bình Khánh.

Hinh 1.1 Phân bố đất yếu ơ TP. HCM [40]

Các vùng đất yếu của TP. HCM tập trung ở: một phần quận Bình Thạnh,

quận 6, quận 2, quận 8, quận 7, quận 4, huyện Bình Chánh, huyện Nhà Be và

huyện Cần Giờ.

10

Hình 1.2 Mặt cắt vùng đất yếu dọc sông Sài Gòn [40]

Đất yếu là loại đất có tính nén lún cao, khả năng chịu tải rất thấp. Một số

tính chất vật lý, độ bền và biến dạng nằm trong khoảng giá trị thường gặp như

sau:

❖ Tính chất vật lý

- Hệ số rỗng e = [1.5÷2.5].

- Độ ẩm W 65%.

- Dung trọng tự nhiên = [14÷16] kN/m3.

❖ Độ bền

- Sức kháng cắt không thoát nước Su < 50 kPa.

- Sức kháng xuyên tiêu chuẩn N30 < 4 búa.

- Lực dính hữu hiệu c’ < 15 kPa.

- Góc nội ma sát ’ = [180 ÷ 230].

❖ Tính chất biến dạng

- Hệ số nén lún a1-2 > 5 m2/kN.

- Mô đun biến dạng E < 6000 kPa.

11

Ngoài ra, nhiều nghiên cứu [9] cho thấy trong phạm vi độ sâu đến 6m tỷ

số quá cố kết OCR thay đổi từ [4 ÷ 2] (cá biệt có nhiều trường hợp lên đến 8÷6)

– đất sét có tính quá cố kết nặng, từ độ sâu [6÷ 12]m, OCR thay đổi từ [1.7 ÷

1.2] đất sét có tính chất quá cố kết nhẹ, trung bình từ độ sâu 0 – 12m giá trị

OCR=[1.5÷2.5] và từ độ sâu [12 ÷ 22]m đất sét có tính chất cố kết thường.

Từ các phân tích đã dẫn, việc phân tính công trình HĐS trên nền đất sét

bão hòa nước khu vực TP. HCM cần có sự nghiên cứu sâu sắc về quan hệ ứng

suất và biến dạng dưới điều kiện dỡ tải đặc trưng của công trình để áp dụng mô

hình tính toán phù hợp.

1.3 Các yếu tố địa kỹ thuật ảnh hưởng đến công trình hố đào sâu

Tùy theo các vùng đất nền khác nhau mà các yếu tố ảnh hưởng đến biến

dạng của đất xung quanh HĐS sẽ không giống nhau. Trong số đó các yếu tố chính

có thể kể đến như sau [13]:

- Đặc tính của đất: chuyển vị ngang của tường chắn phụ thuộc vào độ bền

của đất, chuyển vị ngang của tường chắn và độ lún bề mặt đất sét cứng và đất rời

nhỏ hơn so với đất sét mềm yếu.

- Ứng suất ngang ban đầu: khi đào đất với giá trị hệ số áp lực ngang ban đầu

của đất K0 lớn, chuyển dịch của đất và tường là lớn, thậm chí cả khi đào nông.

- Kích thước hố móng: hình dạng, diện tích mặt bằng, độ sâu hố móng đều

có ảnh hưởng lớn tới sự mở rộng và sự phân bố dịch chuyển đất xung quanh và

bên dưới đáy hố móng với những điều kiện đất nền nhất định.

- Điều kiện nước dưới đất: sự thay đổi mực nước ngầm ảnh hưởng đến ổn

định của tường chắn cùng hệ chống đỡ và độ lún của các công trình xung quanh.

Chênh lệch áp lực nước ở phía ngoài và phía trong hố đào có thể gây ra hiện

tượng bùng nền, cát chảy… ở đáy hố đào.

- Ảnh hưởng do sử dụng biện pháp thi công, trình tự và thời gian thi công,

tính chất và quy mô của công trình lân cận.

12

- Ảnh hưởng của sự thay đổi điều kiện ứng suất trong đất nền: khi đào đất,

cả ứng suất theo phương đứng và theo phương ngang đều giảm đi và thay đổi sự

cân bằng áp lực nước lỗ rỗng trong đất, một trong những hiệu ứng quan trọng

nhất của quá trình này là chuyển vị của đất nền ở đáy và xung quanh hố đào. Đây

cũng chính là đối tượng nghiên cứu trong luận án này.

1.4 Các hiện tượng thường xảy ra ra khi thi công hố đào sâu

Công trình HĐS bao gồm nhiều khâu có quan hệ chặt chẽ với nhau như

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

thất bại sẽ dẫn đến cả công trình bị đổ vỡ. Việc thi công hố móng ở các hiện

trường lân cận như đóng cọc, hạ nước ngầm, đào đất… đều có thể sinh ra những

ảnh hưởng hoặc khống chế lẫn nhau, tăng thêm các nhân tố để có thể gây ra sự

cố. Một số hiện tượng thường xảy ra với HĐS như sau [14]:

- Mất ổn định thành hố đào

- Hiện tượng lún bề mặt xung quanh hố đào

- Hiện tượng bùng nền đáy hố đào

- Nước ngầm tràn vào hố đào

Khi đào đất sẽ làm thay đổi trạng thái ứng suất - biến dạng của đất tự nhiên

dưới tác dụng trọng lượng bản thân của đất. Đáy hố đào được giải phóng khỏi tải

trọng đứng nên sẽ trồi lên phía trên còn áp lực ngang của đất quanh tường chắn

sẽ gây ra chuyển vị ngang của tường. Việc tính toán hố đào hiện nay thường sử

dụng các số liệu địa chất với các lộ trình ứng suất nén một trục hoặc ba trục thông

thường, các thông số từ các thí nghiệm này chưa mô phỏng sát thực quan hệ ứng

suất – biến dạng của vùng đất xung quanh hố đào trong quá trình đào đất. Do đó,

kết quả tính toán dự báo còn khác biệt so với quan trắc thực tế ngoài công trường,

gây kém an toàn và đặc biệt ảnh hưởng lớn đến chỉ tiêu về kinh tế. Vì các lý do

trên, việc nghiên cứu sự thay đổi các chỉ tiêu cơ lý theo các lộ trình ứng suất dỡ

tải trong tính toán hố đào sâu là vấn đề cần tập trung nghiên cứu.

13

1.5 Hướng tiếp cận của đề tài và các nghiên cứu trước đây liên quan đến

trạng thái ứng suất của đất nền xung quanh hố đào sâu

Như đã phân tích, HĐS chịu nhiều ảnh hưởng của các điều kiện địa kỹ

thuật, việc tính toán HĐS quan trọng nhất là khống chế chuyển vị ngang của

tường chắn ở mức phù hợp, do đó cần xác định rõ trạng thái ứng suất của vùng

đất xung quanh hố đào.

Nhiều nghiên cứu [62] đã phân chia khu vực bị ảnh hưởng bởi quá trình

thi công đào đất thành bốn phần, như Hình 1.3.

Vùng I: với việc đào hố móng, chuyển vị ngang của tường chắn sẽ xảy ra

và ứng suất ngang giảm dần trong khi ứng suất thẳng đứng không thay đổi. Lộ

trình ứng suất như đoạn AC.

Vùng II: trong quá trình đào đất, ứng suất thẳng đứng giảm dần và ứng

suất ngang tăng do dịch chuyển của tường, cường độ của đất giảm và vùng dẻo

có thể xuất hiện ở đáy hố. Lộ trình ứng suất vùng này thể hiện bằng đoạn AMF.

Vùng III: Trong quá trình đào đất, ứng suất thẳng đứng giảm liên tục, ứng

suất ngang thay đổi một chút, và lộ trình ứng suất được thể hiện bằng đoạn AS.

Vùng IV: Ứng suất thẳng đứng về cơ bản là không đổi, có sự thay đổi nhỏ

trong ứng suất ngang, trục chính của ứng suất bị lệch do cắt trượt và lộ trình ứng

suất vẫn ở gần đoạn AC.

Hình 1.3 Vùng ảnh hương của HĐS và các lộ trình ứng suất

14

Ảnh hưởng đáng kể nhất đến sự biến dạng của hố đào là vùng I và vùng

II, trong đó vùng I là tác nhân chính gây chuyển vị ngang và vùng II gây ra hiện

tượng bùng nền, có ảnh hưởng quan trọng đến sự biến dạng của hố đào. Khu vực

I và Khu II tương ứng với lộ trình ứng suất AC và AMF. Trong đường AMF,

phần AM là phần dỡ tải và phần MF được gia tải, có thể được phân tích bằng mô

hình địa kỹ thuật. Đường AC là đường ứng suất dỡ tải theo chiều ngang. Khác

với đường ứng suất AB trong thí nghiệm nén ba trục thông thường, có những ứng

xử và lộ trình ứng suất khác nhau.

Sự thay đổi lộ trình ứng suất của đất trong thực tế là rất phức tạp. Từ các

nghiên cứu trước đây, có thể thấy rằng để phân tích ứng xử của vùng I (sau lưng

tường chắn) và vùng II (dưới đáy hố đào) thì việc phân tích sự thay đổi các thông

số độ bền và mô đun biến dạng của đất theo các lộ trình ứng suất dỡ tải hai khu

vực này là vấn đề chính cần tập trung giải quyết. Đó cũng chính là hướng tiếp

cận của luận án này.

1.5.1 Các nghiên cứu trước đây về trạng thái ứng suất xung quanh hố đào

Trên thế giới, đã có nhiều nghiên cứu về trạng thái ứng suất của đất nền

liên quan đến HĐS như: Bjerrum N. L. (1973) [22], Clough G.W. và Hansen L.

(1981) [27], Duncan J. M. và Chang C. Y. (1970) [28], Hashash Y.M.A. (1992)

[34], Lambe T.W. (1970) [39], Mana A.I. và Clough G.W. (1981) [42], O’ Rourke

T. D. (1981) [44], Ou C.Y. (2006) [45], Peck R.B. (1969) [50], Kai. S. Wong

(2009) [62],…

Ứng xử của đất không chỉ phụ thuộc vào trạng thái ứng suất hiện tại mà

còn phụ thuộc vào lịch sử ứng suất. Việc đào đất trong HĐS chủ yếu dẫn đến

giảm ứng suất thẳng đứng dưới đáy móng trong quá trình đào và giảm ứng suất

ngang vùng đất sau lưng tường chắn. Vì ứng xử của hố đào ảnh hưởng bởi trạng

thái ứng suất của đất, nên cần xác định các lộ trình ứng suất trong quá trình đào

đất để xác định các yếu tố quan trọng ảnh hưởng đến sức kháng cắt và xác định

các thông số độ cứng thông qua các thí nghiệm trong phòng. Lambe T. W. (1970)

15

[39] cung cấp một phương pháp lộ trình ứng suất hợp lý để hiểu các biến thể của

ứng suất hiệu quả trong các phân tố đất tại một số vị trí điển hình gây ra bởi cả

sự giảm ứng suất ngang và đứng trong quá trình đào.

Hình 1.4 Các lộ trình ứng suất khác nhau của thí nghiệm ba trục [43]

Theo Rahman M.M. và Mofiz S.A. (2010) [43] có nhiều trạng thái ứng

suất trong nền trên hệ tọa độ (p-q), được trình bày trên Hình 1.4. Với hệ thống

thiết bị thí nghiệm theo thiết kế của Bishop và Weley’s (1975) [21] phát triển tại

trường đại học Khoa học và Kỹ thuật Imperial, London, một loạt các thí nghiệm

theo các lộ trình ứng suất CTE, RTE, TE được thực hiện để xác định các tham số

tính toán HĐS trong quá trình dỡ tải cho đất sét tại Bangladesh.

Để xác định sự phụ thuộc vào lộ trình ứng suất trong tính toán HĐS trên

đất yếu, Becker P. (2008) [19] đã nghiên cứu và chế tạo thiết bị để thí nghiệm

với nhiều lộ trình ứng suất khác nhau như Hình 1.5. Các đoạn OA, OB, OC, OD,

OE, OF thể hiện trạng thái ứng suất tại các vị trí khác nhau xung quanh hố đào.

- Đoạn OA: trạng thái của ứng suất theo trục của nền móng, nền đất đắp.

- Đoạn OD: trạng thái ứng suất dưới đáy của hố đào.

- Đoạn OB: trạng thái ứng suất sau lưng tường chắn.

16

Hình 1.5 Các lộ trình ứng suất trong hố đào [19]

- Đoạn OE: trạng thái ứng suất ở phía trước tường chắn và dưới đáy hố đào

(trường hợp bị động), nơi thay đổi ứng suất thẳng đứng do giảm ứng suất thẳng

đứng giả định là rất nhỏ.

- Đoạn OF: thể hiện sự giảm ứng suất thẳng đứng tới hố đào và tăng ứng

suất nằm ngang tùy thuộc vào sự dịch chuyển của tường trên phần bị động, với

điều kiện là sự gia tăng ứng suất trong cả 2 hướng chính như nhau.

Kai S. Wong (2001) [62] đã nghiên cứu lộ trình ứng suất trong đất với các

trạng thái chịu tải khác nhau (Hình 1.6) và với hố đào (Hình 1.7). Tác giả chia

các trạng thái ứng suất trong đất biến đổi do chịu tải theo các vùng từ A đến F

trong đó lộ trình ứng suất trong đất nền xung quanh HĐS thuộc vùng E. Đây

là vùng Wong Kai S. (2009) cho rằng chưa được nghiên cứu đầy đủ. Do vậy các

lộ trình ứng suất trong vùng D và C là các vùng đất nền chịu tải thông thường,

thường được sử dụng thay thế cho các lộ trình ứng suất trong vùng E. Các lộ

trình ứng suất này đều giao với đường phá hoại K f tuy nhiên quan hệ ứng suất

17

- biến dạng hoàn toàn có sự khác biệt.

Hình 1.6 Lộ trình ứng suất trong đất [61]

Hình 1.7 Lộ trình ứng suất trong hố đào [61]

Ou và cộng sự (2006) [45] khảo sát một loạt các thí nghiệm với lộ trình

ứng suất ba trục trên đất sét bụi của Đài Bắc. Các lộ trình ứng suất bao gồm AC,

AE, LE, LC. Loại thí nghiệm bao gồm CD và CU. Tác giả nhận thấy từ kết quả

rằng góc ma sát hữu hiệu có sự khác biệt trong các lộ trình ứng suất và điều kiện

thoát nước khác nhau mặc dù xu hướng biến dạng của mẫu đất là giống nhau.

Ladd và cộng sự (1977) [25] công bố các kết quả đạt được từ thí nghiệm

CK0U trong điều kiện biến dạng phẳng trên bốn loại đất khác nhau. Tác giả chỉ

ra rằng góc ma sát hữu hiệu có được từ thí nghiệm nén ba trục (’c) lớn hơn góc

ma sát hữu hiệu từ thí nghiệm kéo ba trục (’e). Tuy nhiên sự khác biệt giảm đi

với sự gia tăng độ dẻo của đất.

18

Hans-Georg Kempfert (2006) [33] trình bày cách thực hiện lấy mẫu

nguyên dạng cho các thí nghiệm ba trục để phá hoại trong buồng nén bằng cách

nén ba trục hoặc kéo ba trục để mô phỏng các trạng thái ứng suất của đất nền.

Mẫu được nén dọc trục bằng cách tăng ứng suất nén dọc trục (đoạn OA trong

Hình 1.8) hoặc giảm ứng suất bên (đoạn OB) hoặc thay đổi ứng suất theo cả hai

hướng (đoạn OC). Tương tự, kéo ba trục có thể đạt được bằng cách giảm ứng

suất thẳng đứng (đoạn OD) hoặc gia tăng ứng suất bên (đoạn OE) hoặc thay đổi

các ứng suất theo cả hai hướng (đoạn OF).

Hình 1.8 Các lộ trình ứng suất trong điều kiện ứng suất nén và kéo

Hans-Georg Kempfert [33] phân tích từ đường tới hạn trong cơ học đất

ứng xử của sức kháng cắt không thoát nước trong thí nghiệm nén và kéo. Độ dốc

của đường tới hạn (Hình 1.9) trong quá trình nén được xác định như sau:

'

'

6sin

3 sin

c

c

M

=

− (1.1)

Và cho trường hợp kéo:

'

'

6sin

3 sin

e

e

M

=

+ (1.2)

19

Hình 1.9 So sánh đường phá hoại trong thí nghiệm nén và kéo ba trục

Với ’c và ’c là góc nội ma sát có hiệu trong quá trình nén và kéo. Ở

trạng thái tới hạn, sức kháng cắt không thoát nước được xác định như sau:

'

2 2u

q Mpc = = (1.3)

Thay M từ công thức (1.1) và (1.2) vào (1.3), tỷ số sức kháng cắt không

thoát nước trong quá trình nén và kéo như sau:

'

'

( ) 3 sin

( ) 3 sin

u comp e

u ext c

c

c

+=

− (1.4)

Với giá trị trung bình ’c=290 và ’e=260 cho đất trầm tích ở Constance,

Đức (Scherzingger 1991), tỷ số ( ) / ( ) 1.38u comp u extc c =

Parry R.H.G. (1971) [48] sử dụng lý thuyết tới hạn và thực nghiệm với

các lộ trình ứng suất, cũng kết luận tỷ số sức kháng cắt không thoát nước của

thí nghiệm kéo và nén ba trục như sau:

( ) 3 sin '

( ) 3 sin '

u ext

u comp

c

c

−=

+ (1.5)

Hệ số này là 0.79 và 0.72 tương ứng với φ’=200 và 28.90.

Bishop A. W. và Garga V. K. (1969) [20] đã thực hiện các thí nghiệm 3

trục CU và CD cho trường hợp cố định ứng suất dọc trục, giảm ứng suất ngang

20

đến khi mẫu phá hoại. Kết quả cho thấy trong thí nghiệm giảm ứng suất ngang

thì các tham số cường độ xác định từ quan hệ ứng suất biến dạng không có sự

khác biệt lớn giữa sơ đồ CU và sơ đồ CD.

Bjerrum N.L. (1973) [22] thực hiện các thí nghiệm nén và kéo ba trục

cho đất sét Bangkok, xác định sức kháng cắt không thoát nước và kết luận tỷ

số sức kháng cắt không thoát nước của thí nghiệm kéo và nén ba trục:

( )

0.5( )

u ext

u comp

c

c (1.6)

Balasubramaniam A. S. và Waheed-Uddin (1977) [18] có các báo cáo về

thí nghiệm kéo ba trục cho đất sét yếu Bangkok với các sơ đồ CIUE, CIU, CID,

CIUD. Họ cũng thực hiện thí nghiệm với cách phá hoại mẫu khi tăng và giảm

ứng suất đứng trong khi cố định ứng suất buồng. Từ quan hệ ứng suất-biến dạng

xác định các mô đun biến dạng, kết quả cho thấy với thí nghiệm kéo, mô đun

biến dạng ban đầu có giá trị lớn hơn so với thí nghiệm nén ba trục thông thường.

Gens A. (1982) [31] so sánh ứng xử của đất trong thí nghiêm nén và kéo

3 trục dùng để đánh giá độ bất đẳng hướng của đất. Giá trị φ’ trong thí nghiệm

kéo ba trục và nén ba trục được so sánh và đánh giá. Với cát, giá trị φ’ từ thí

nghiệm kéo ba trục cũng giống như kết quả từ thí nghiệm nén 3 trục cho cát

lỏng, nhưng lớn hơn vài độ cho mẫu cát chặt (Reades and Green, 1976) [55].

Trong nước, một số các nghiên cứu [4], [7], [8], [9]… liên quan đến việc

phân tích trạng thái ứng suất biến dạng của đất nền để tính toán hố đào sâu, kết

quả cho thấy sự phù hợp của các mô hình nền có kể đến quá trình dỡ tải trong

tính toán khi so sánh với thực tế. Nguyễn Trường Huy (2015) [8] đã chế tạo

thành công thiết bị nén ba trục theo sơ đồ giảm ứng suất ngang, cố định ứng

suất thẳng đứng và áp dụng cải tiến mô hình Lade để phân tích trạng thái ứng

suất biến dạng cho đất nền Hà Nội. Trong thí nghiệm trên đã thấy rõ sự khác

biệt của thí nghiệm ba trục thông thường (ứng suất ngang giữ nguyên, tăng

dần ứng suất đứng đến khi phá hoại) và thí nghiệm ba trục giảm ứng suất ngang

21

(ứng suất thẳng đứng giữ nguyên, giảm dần ứng suất ngang đến khi phá hoại).

Thí nghiệm ba trục nén CK0UC và CK0UE trên đất sét Nghi Sơn Thanh

Hoá tại Dự án Tổ hợp lọc hoá dầu Nghi Sơn được các tác giả trong nước nghiên

cứu [9] đã chỉ ra rằng trái với giả thiết trong mô hình MIT-E1 cũng như MIT-

E3 (Whittle,1987) là đất không có giai đoạn suy bền trong quá trình chịu kéo,

thí nghiệm kéo được thực hiện trong dự án này cho thấy đất vẫn có khuynh

hướng suy bền vì ở cuối giai đoạn thí nghiệm kéo có σε < 0 thì theo định đề

Drucker (Drucker, 1951) vật liệu dẻo được xem là suy bền.

Các nghiên cứu này tập trung vào điều kiện địa chất của từng khu vực,

nghiên cứu các thông số, quan hệ ứng suất biến dạng, các dạng mô hình nền….

Tuy nhiên, chưa có nhiều nghiên cứu mô tả ứng xử của đất nền xung quanh hố

đào trong quá trình thi công HĐS tại khu vực đất yếu TP. HCM.

1.5.2 Các nghiên cứu thực nghiệm và quan trắc hiện trường

Từ đặc điểm ứng suất của vùng đất quanh hố đào, bằng thực nghiệm và

thống kê kết quả quan trắc độ lún và chuyển vị của vùng đất này, nhiều nghiên

cứu cho rằng có thể ước lượng được độ lún và chuyển vị của hố đào sâu có các

điều kiện tương tự. Hầu hết các tài liệu này đã được Peck R.B., O’Rourke và các

tác giả khác (theo Malcom Puller, 1996 [54]) công bố.

Công trình của Peck R.B. (1969) [50] được tổng kết trong Hình 1.10 cho

thấy độ lún thẳng đứng (theo % của độ sâu hố móng) tỉ lệ với độ sâu hố móng.

Vùng I: Cát và đất đến sét cứng (Cu > 30kPa);

Vùng II: Bùn sét đến sét yếu (Cu <30 kPa);

Vùng III: Bùn sét đến sét yếu dưới đáy hố đào

H – độ sâu dáy hố đào; S – khoảng cách từ điểm dự tính lún đến tường

chắn; - độ lún cần tính toán;

22

Hình 1.10 Biểu đồ thực nghiệm dự tính lún của đất quanh hố móng

Peck R. B. (1969) [50] cũng đã tổng kết giới hạn chuyển vị cho phép tối

đa Umax (mm) của tường so với độ sâu hố đào H (m) để không ảnh hưởng đến

các công trình lân cận như sau:

Umax = [H/400 ÷ H/200] (1.7)

Hsieh P.G. và Ou C.Y. (1998) [36] xây dựng một phương pháp thực

nghiệm từ các phương pháp Peck (1969), Bowles (1988) và Clough và

O'Rourke's (1990) để ước lượng chính xác hơn độ lún bề mặt nếu xác định được

chuyển vị ngang tường về phía bên trong hố đào. Thông qua phân tích ngược

các nghiên cứu điển hình, Hsieh và Ou xác định phương pháp của họ là chính

xác cho cả đất sét mềm và cứng. Hsieh và Ou cho rằng độ lún mặt tối đa dao

động từ 50% đến 75% so với chuyển vị tường lớn nhất, ngoại trừ đất sét rất mềm,

nơi độ lún mặt tối đa có thể lớn hơn độ võng lớn nhất của tường. Kết quả phương

pháp của Hsieh và Ou đối với các dạng lún là chính xác hơn các phương pháp

thực nghiệm của Clough và O’Rourke và Bowles.

Clough và O'Rourke (1990) [26] nghiên cứu chuyển vị của tường chắn

HĐS bằng phương pháp phần tử hữu hạn trên đất sét mềm và cứng kết luận rằng

chuyển vị ngang của tường chắn trong sét mềm khoảng 0.2% và sét cứng khoảng

0.15% độ sâu đào tổng cộng và phần chuyển dịch lớn hơn xảy ra bên dưới đáy

hố đào trong sét mềm tương ứng là do sự mất ổn định của nền.

23

Nhóm biên dịch tiêu chuẩn chuyên nghiệp (PSCG) (2000) [53]: Đặc điểm

kỹ thuật cho hố đào xây dựng tàu điện ngầm tại Thượng Hải, Trung Quốc đã

đưa ra một số khuyến nghị giới hạn chuyển vị và biến dạng như Bảng 1.1:

Bảng 1.1 Giới hạn chuyển vị và biến dạng tường chắn hố đào tại Thượng Hải,

Trung Quốc (PSCG 2000)

Mức độ

giới hạn

Giới hạn chuyển vị ngang và độ lún

bề mặt cho phép

Các công trình cần thoã mãn

I

1. Chuyển vị ngang lớn nhất ≤ 0.14%H Các tuyến tàu điện ngầm và các

công trình quan trọng như đường

ống dẫn khí và cống thoát nước

tồn tại trong khoảng cách 0,7H từ

vách hố đào; an toàn phải được

đảm bảo.

2. Độ lún bề mặt lớn nhất ≤ 0.1%H

3. FS (Hệ số an toàn) ≥ 2.2

II

1. Chuyển vị ngang lớn nhất ≤ 0.3%H Các cơ sở hạ tầng quan trọng

hoặc các công trình như đường

ống dẫn khí và cống thoát nước

tồn tại trong khoảng cách (1-2)H

từ hố đào đào.



III

1. Chuyển vị ngang lớn nhất ≤ 0.7%H Không có cơ sở hạ tầng quan

trọng nào hoặc cơ sở hạ tầng tồn

tại trong khoảng cách 2H từ hố

đào.



Ghi chú: H = độ sâu hố đào; FS = Hệ số an toàn

Osman A. và Bolton M. (2006) [47] đã phát triển một phương pháp bán

thực nghiệm mới được gọi là thiết kế sức kháng huy động (MSD) để dự đoán

các chuyển dịch của đất sét mềm xung quanh hố đào bằng cách sử dụng dữ liệu

ứng suất - biến dạng thực tế và hồ sơ sức kháng cắt không thoát nước trong đất.

Ứng dụng của phương pháp MSD được thể hiện qua việc phân tích một trường

hợp thực tế liên quan đến việc đào đất sét mềm ở Singapore. Phương pháp MSD

là thiết thực cho các kỹ sư thực hành vì nó cho phép sử dụng đường cong ứng

suất và các phép tính đơn giản giải quyết cho cả sự ổn định và chuyển vị tường

mà không cần FEM.

24

Zhang và cộng sự (2014) [63] gần đây đã phát triển một đa thức hồi quy

mô hình đơn giản dựa trên kích thước hình học hố đào, xây dựng tương quan độ

cứng của đất và độ cứng của tường để tìm chuyển vị tối đa của tường khi đào

đất. Zhang và cộng sự đã thử nghiệm mô hình bán thực nghiệm này đối với 21

nghiên cứu điển hình được chứng minh đầy đủ để xác minh tính chính xác của

nó. Những thử nghiệm này cho thấy mô hình của họ có thể dự đoán chuyển vị

của tường khá tốt.

1.5.3 Các nghiên cứu trong tính toán tường chắn bằng phương pháp phần

tử hữu hạn

Việc sử dụng FEM với các mô hình nền khác nhau trong thiết kế tường

chắn đã được nhiều tác giả nghiên cứu. Robert M. Ebeling (1990) [56] đã tổng

kết các nghiên cứu này, bao gồm: Clough và Duncan (1969 và 1971); Kulhawy

(1974); Roth, Lee và Crandall (1979); Ebeling và các cộng sự (1988); Ebeling,

Duncan, và Clough (1989); Bhatua và Bakeer (1989); Fourie A. B. và Potts D.

M. (1989) [30].

Hashash Y. và Whittle A. (1996) [35] đã nghiên cứu ảnh hưởng của độ

lún bề mặt do việc đào đất tại đáy tường chắn được cắm vào đất sét mềm. Phần

mềm ABAQUS kết hợp với mô hình nền MIT-E3 đã được sử dụng trong các thí

nghiệm số dựa trên phân tích phần tử hữu hạn phi tuyến tính để thu thập dữ liệu.

Hashash và Whittle đã rút ra một số kết luận từ những thử nghiệm này và cuối

cùng đã cung cấp một biểu đồ thiết kế để dự đoán độ lún bề mặt liên quan đến

chiều sâu đào và điều kiện chống đỡ.

Potts D.M. (2003) [52] đã thực hiện một số ví dụ phân tích trong thực

hành thiết kế địa kỹ thuật, so sánh lời giải của phương pháp số đối với phương

pháp truyền thống và kết quả quan trắc thực tiễn. Từ đó, một số kết luận về tính

ưu việt của phương pháp số (cụ thể là FEM) được dưa ra:

- Có khả năng thực hiện được tất cả các phân tích theo phương pháp truyền

thống.

25

- Tiếp cận được với hành vi ứng xử thực tế của đất.

- Kể đến được sự cố kết.

- Cung cấp thông tin về cơ chế phá hoại.

- Kể đến được sự tương tác giữa đất và kết cấu.

- Thực hiện được các bài toán hình học 3 chiều.

Chi tiết các ví dụ và thảo luận trên được trình bày trong Potts D.M. (2003) [51].

Hình 1.11 So sánh chuyển vị và biến dạng các mô hình nền [44]

Chang-Yu Ou (2018) [46] đã thực hiện một loạt các phân tích bằng

PLAXIS để so sánh chuyển vị và biến dạng HĐS công trình Trung tâm Doanh

nghiệp Quốc Gia Đài Bắc (Taipei National Enterprise Center – TNEC) ở Đài

Loan, kết quả thể hiện ở Hình 1.11 cho thấy sự phù hợp của mô hình đàn dẻo

phi tuyến tính HS so với các mô hình Camclay cải tiến, mô hình Hypebol và mô

hình MC khi phân tích chuyển vị và biến dạng.

Để mô tả sự phụ thuộc ứng suất theo quy luật logarith của mô đun biến

dạng trong mô hình tái bền đẳng hướng cho đất sét Nauy, theo Janbu N. (1963)

[36], giá trị m ở vào khoảng 0.5 cho cát và sét trong quan hệ

26

( )/m

ref ref

ur ur yE E p= . Trong khi đó Von Soos (1980) [60] thì giá trị m vào

khoảng 0.5 < m < 1. Sau đó, Schanz T. và cộng sự (2000) [57] cũng có nhiều

khảo sát trong đất yếu, đề xuất số mũ được chọn là m = 1. Usmani A. (2007)

[59] đề xuất m = 0.67 trong phân tích trạng thái ứng suất, biến dạng và thay đổi

thể tích của đất cát pha sét Delhi.

Phương pháp phân tích số bằng FEM dựa vào trạng thái ứng suất biến

dạng của đất nền (các mô hình nền) trong các điều kiện thi công khác nhau là

phù hợp với thực tiễn (Potts D. M.) [52]. Trong đó, việc ứng dụng các mô hình

nền là rất quan trọng, đòi hỏi phải nghiên cứu ứng xử của đất bằng thí nghiệm

ba trục (Parry R. H. G.) [487]. Trong các nghiên cứu trên, vấn đề xác định các

tham số đầu vào và quan trắc đo đạc trên mô hình vật lý cũng như công trình

thực được chú trọng đặc biệt. Những phân tích, thảo luận trong bản báo cáo nêu

lên tầm quan trọng của sự mô phỏng quá trình thi công thực tế trong việc phân

tích bằng FEM.

Các nghiên cứu cho thấy, FEM với mô hình nền phù hợp là một phương

pháp phân tích gần đúng ngày càng được sử dụng nhiều trong thiết kế HĐS với

độ chính xác chấp nhận được.

1.6 Nhận xét chương 1

Bản chất của việc thi công HĐS là quá trình dỡ tải, với vùng đất bên cạnh

hố đào ứng suất ngang giảm dần cùng quá trình đào, ứng suất đứng không thay

đổi. Trong khi đó, với vùng đất dưới đáy hố đào thì ứng suất ngang không thay

đổi, ứng suất đứng giảm dần khi đào đất. Việc xác định các tham số đầu vào để

tính toán chuyển vị của tường chắn HĐS cần thiết phải áp dụng lộ trình ứng suất

phù hợp để kết quả tính toán đảm bảo chỉ tiêu về kinh tế và vẫn an toàn.

Để phản ánh quá trình chịu tải đặc biệt của công trình HĐS, một số nghiên

cứu đã được thực hiện [4], [7]. Tuy nhiên, các nghiên cứu này thường đạt được

kết quả thông qua thí nghiệm với lộ trình ứng suất thông thường không diễn tả

27

hết quá trình dỡ tải trong quá trình đào đất và vẫn còn một số khó khăn trong

phổ biến và áp dụng trong các dự án thực tế. Ngoài ra, việc xác định các tham

số đầu vào cho đất yếu khu vực TP. HCM và lựa chọn mô hình nền theo các lộ

trinh ứng suất dỡ tải tính toán công trinh HĐS chưa được nghiên cứu nhiều.

Trong luận án này, tác giả mô phỏng trạng thái ứng suất dỡ tải của đất

xung quanh hố đào trong phòng thí nghiệm và bằng phương pháp phần tử hữu

hạn, tiến hành nghiên cứu các lộ trình ứng suất của đất nền trong công trình

HĐS. Từ đó, làm sáng tỏ sự thay đổi các đặc trưng cơ lý của đất yếu TP. HCM

theo các lộ trình ứng suất dỡ tải mô phỏng trạng thái ứng suất – biến dạng của

vùng đất xung quanh hố đào trong tính toán chuyển vị và biến dạng công trình

HĐS. Xét rằng đất xung quanh hố đào là nhân tố chính của sự biến dạng bên

ngoài của hố móng, trên cơ sở đó thí nghiệm ba trục theo các lộ trình ứng suất

dỡ tải trong điều kiện cố kết đẳng hướng được thực hiện. Đề xuất các thông số

và mô hình nền phù hợp để tính toán HĐS bằng phương pháp phần tử hữu hạn

có xét đến quá trình dỡ tải của đất nền trong quá trình thi công đào đất.

Kết quả nghiên cứu sẽ được kiểm chứng bằng số liệu quan trắc thực tế các

công trình đã xây dựng tại TP. HCM. Quy trình, kết quả thí nghiệm và nghiên

cứu được trình bày ở Chương 3 và Chương 4.

28

CHƯƠNG 2

CƠ SỞ LÝ THUYẾT VÀ CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ LÝ


Chương này khái quát cơ sở lý thuyết tính toán hố đào sâu, các phương

pháp tính và các mô hình đất nền thường sử dụng trong tính toán hố đào sâu.

Các lộ trình ứng suất cũng được trình bày ở phần cuối chương cùng một số chỉ

tiêu cơ lý của đất nền có ảnh hưởng lớn đến kết quả tính toán chuyển vị và biến

dạng của hố đào sâu.

2.1 Cơ sở lý thuyết tính toán hố đào sâu

Có nhiều lý thuyết về áp lực đất theo những quan điểm khác nhau. Tuỳ

theo lý thuyết có xét đến độ cứng (biến dạng) của tường, có thể phân thành 2

loại: loại không xét đến độ cứng của tường và loại có xét đến độ cứng của tường.

Cơ sở lý thuyết tính toán tường chắn hố đào sâu chủ yếu là các lý thuyết tính

toán áp lực ngang của đất lên kết cấu chắn giữ và không xét đến độ cứng của

tường. Loại không xét đến biến dạng của tường giả thuyết tường tuyệt đối cứng

chỉ xét đến các trị số áp lực đất ở trạng thái giới hạn: áp lực đất bị động và áp

lực chủ động. Thuộc loại này chia làm 2 nhóm chính:

❖ Nhóm lý thuyết cân bằng giới hạn của khối rắn

Các thuyết theo nhóm này đều giả thiết khối đất trượt sau tường chắn, giới

hạn bởi mặt trượt có dạng định trước, như một khối rắn ở trạng thái cân bằng

giới hạn. Tuỳ theo hình dáng mặt trượt giả thiết, nhóm này hiện nay phát triển

theo hai xu hướng:

- Xu hướng giả thiết mặt trượt phẳng: đại diện có thuyết C. A. Coulomb

(1773) [1], sau đó được J.V. Poncelet (1867), K. Cullmann [14] phát triển

thêm;

- Xu hướng giả thiết mặt trượt cong: phương pháp phân mảnh của W.

Fellenius, O.K. Frohlich [14].

29

❖ Nhóm theo thuyết cân bằng giới hạn điểm (phương pháp trường ứng

suất)

Tính các trị số áp lực đất với giả thiết các điểm của môi trường đất đắp

đạt trạng thái cân bằng giới hạn cùng một lúc, đại diện cho thuyết này có W. J.

M. Rankine (1857) [1] sau đó được một số nhà nghiên cứu phát triển thêm và

được phát triển theo 2 xu hướng:

- Xu hướng giải tích: đại diện có lý thuyết của V.V. Sokolovskii (1960,

1965) [14];

- Xu hướng đồ giải: giải các bài toán lý thuyết cân bằng giới hạn theo

phương pháp đồ giải bằng hệ vòng tròn đặc trưng.

2.1.1 Lý thuyết Coulomb (1776)

Đại diện cho nhóm phương pháp cân bằng giới hạn là phương pháp cân

bằng khối trượt rắn của C.A. Coulomb (1776) [1] với hệ số áp lực chủ động

và bị động quen thuộc trong lĩnh vực địa kỹ thuật. Coulomb lần đầu tiên nghiên

cứu vấn đề áp lực đất bằng cách sử dụng phương pháp cân bằng giới hạn để xem

xét sự ổn định của một nêm đất giữa tường chắn và mặt phẳng phá hoại. Điểm

đặt áp lực chủ động được giả định ở khoảng cách 1/3 chiều cao của tường từ

chân đế và độc lập với các thông số khác nhau như góc nội ma sát của đất, góc

ma sát của tường, góc đất đắp và góc nghiêng tường.

Lý thuyết Coulomb đơn giản, giải được nhiều bài toán thực tế phức tạp và

cho kết quả đủ chính xác trong trường hợp tính áp lực đất chủ động. Tuy nhiên,

lực dính thường không được xét đến khi tính toán áp lực đất tác dụng lên tường

chắn do có một số quan niệm cho rằng: đối với đất đắp là loại đất cát thì lực dính

không đáng kể so với lực ma sát trong, còn đối với đất sét thì lực dính bị giảm

đi nhiều khi bị ẩm ướt và khi nhiệt độ thay đổi thường xuyên trong môi trường

khí hậu nóng ẩm.

30

2.1.2 Lý thuyết áp lực đất của Rankine (1857)

Phương pháp hệ số áp lực đất của W. J . M. Rankine (1857) [13] thuộc

nhóm phương pháp trường ứng suất. Rankine đã trình bày một giải pháp cho áp

lực ngang của đất lên tường chắn dựa trên trạng thái cân bằng dẻo. Ông giả định

rằng không có ma sát giữa tường chắn và đất, đất nền là đẳng hướng và đồng

nhất, lực ma sát là đồng nhất dọc theo bề mặt phá hoại, và cả mặt phá hoại lẫn

bề mặt đất lấp là mặt phẳng.

Lý thuyết của Rankine cho lời giải đơn giản, nhưng nó có một số hạn chế

và dẫn đến những sai số. Nó dựa trên giả thuyết là lưng tường nhẵn, thẳng đứng

mà không xét đến độ nghiêng của lưng tường lẫn ma sát giữa lưng tường và đất.

Với bài toán khi mặt đất nằm nghiêng hoặc bất thường và tải trọng phụ tác động

lên mặt đất không theo quy luật hoặc phức tạp thì việc sử dụng lý thuyết này gặp

nhiều khó khăn. Lý thuyết Rankine được xếp vào lý thuyết biên dưới và do vậy

cho lời giải tương đối an toàn vì nó giả thuyết là sự chảy dẻo của toàn bộ công

trình được ẩn trong sự chảy dẻo của một phần tử nhỏ.

Các phương pháp này mang những hạn chế là chúng đều phải giả thiết

trước về cơ chế phá hoại hoặc khó khăn về lời giải toán học. Các phương pháp

này chỉ có khả năng cung cấp thông tin về sự ổn định. Vì vậy, lời giải của các

phương pháp này chỉ được coi là “gần đúng”. Các phương pháp này đã được

trình bày trong nhiều tài liệu và do vậy, sẽ không lặp lại trong luận án.

2.2 Các phương pháp tính toán hố đào sâu chắn giữ bằng tường liên tục

2.2.1 Phương pháp giải tích

Phương pháp giải tích [13] không xét đến sự làm việc của đất nền mà chỉ

xét đến sự làm việc của tường chắn đất và hệ kết cấu chống đỡ tường. Đất

nền xung quanh tường được quy về áp lực ngang của đất lên tường trong đó

giả thiết đất nền ở trạng thái giới hạn. Do vậy, áp lực đất lên tường là áp lực đất

31

chủ động và áp lực đất bị động tùy thuộc vào hướng chuyển vị của tường. Một

số phương pháp có kể đến quá trình thi công đào đất như:

- Phương pháp Sachipana

- Phương pháp đàn hồi

- Phương pháp tính lực trục thanh chống, nội lực thân tường biến đổi theo

quá trình đào đất

- Lý luận cùng biến dạng

Tuy nhiên trong thực tế toàn bộ hoặc một phần đất nền có thể không dịch

chuyển đủ lớn để đạt tới trạng thái giới hạn nên áp lực đất ở trạng thái chủ

động và bị động không phản ánh đúng thực tế. Cho dù các phương pháp kể trên

đã kể đến quá trình thi công nhưng do sử dụng nhiều giả thiết đơn giản hóa như

trên dẫn đến kết quả tính toán nội lực và chuyển vị của tường và kết cấu chống

đỡ có sai số lớn. Cần áp dụng kết hợp với các phương pháp khác để dự tính dịch

chuyển của đất nền xung quanh như phương pháp kinh nghiệm.

2.2.2 Phương pháp dầm trên nền đàn hồi

Đất nền xung quanh tường được thay thế bằng các lò xo độc lập liên tục

[13]. Quan hệ lực và chuyển vị của lò xo có thể là tuyến tính hoặc phi tuyến.

Phương pháp này đã khắc phục được một nhược điểm của phương pháp giải tích

là áp lực ngang của đất lên tường phụ thuộc vào dịch chuyển ngang của tường,

do đó có thể phản ảnh chính xác hơn áp lực ngang của đất lên tường. Tuy nhiên,

giống như phương pháp giải tích, phương pháp này không xét đến trạng thái ứng

suất trong đất nền xung quanh tường và không xét được tương tác giữa các phần

tử đất nền. Các nhược điểm này có thể được khắc phục bằng các phương pháp

số như phương pháp phần tử hữu hạn trong đó mô hình hóa toàn bộ hệ thống

gồm đất nền, tường chắn và hệ chống đỡ làm việc đồng thời.

32

2.2.3 Phương pháp phần tử hữu hạn

Khi giải quyết các bài toán kỹ thuật, thì phương pháp số đã trở thành

công cụ hiệu quả nhất và không thể thiếu được trong sự phát triển khoa học.

Một số phương pháp số như sau:

- Phương pháp sai phân hữu hạn

- Phương pháp phần tử hữu hạn (FEM)

- Phương pháp phần tử biên

- Các phương pháp không lưới

Trong đó FEM là phương pháp số đặc biệt hiệu quả, được nghiên cứu và

áp dụng nhiều nơi trên thế giới [50]. Trong FEM, miền xác định được chia ra

thành nhiều phần tử nhỏ (miền con), các phần tử nhỏ này được nối kết với nhau

tại các điểm định trước trên biên phần tử nhỏ (gọi là nút), mà tại mỗi nút của

từng phần tử nhỏ được xác định bằng các hàm xấp xỉ, các giá trị này được gọi là

bậc tự do của mỗi phần tử và được xem là các ẩn số cần tìm của bài toán (Hình

2.1).

Hình 2.1 Rời rạc hoá miền tính toán

Phương pháp này xuất phát từ việc nghiên cứu đặc tính cơ học của phần

tử có giới hạn vể độ cứng, cuối cùng nhận được một hệ phương trình đại số về

mối quan hệ tải trọng – chuyển vị ở từng nút (từ các ma trận của hệ), giải hệ tìm

ẩn số chuyển vị của nút, từ đó tính được ứng suất biến dạng của phần tử.

TT

n nB d d B = = (2.1)

33

Trong đó [B] là ma trận liên hệ giữa biến dạng {}và chuyển vị của phần

tử gồm n nút {d}n.

Phương trình tổng quát của phương pháp phần tử hữu hạn như sau:

1 1

m m

e ei ii i

K d R K d F= =

= =

(2.2)

Trong đó:

• [Ke] là ma trận độ cứng tổng thể, được thành lập bằng cách lắp ghép ma

trận độ cứng phần tử trong toàn miền R gồm m phần tử:

T

e

R

K B D B dR= (2.3)

• {d} là vectuer chuyển vị toàn bộ nút

• {F} là vectuer lực tác dụng

Khả năng phản ánh chính xác điều kiện hiện trường phụ thuộc vào khả

năng của mô hình cơ bản trong việc mô tả hành vi ứng xử thực tế của đất và khả

năng của người kỹ sư địa kỹ thuật trong việc mô tả điều kiện biên phù hợp đối

với các giai đoạn của quá trình thi công. Những ưu điểm vượt trội của FEM

so với phương pháp truyền thống là mô phỏng được ảnh hưởng của yếu tố

thời gian đến sự biến đổi của áp lực nước lỗ rỗng, mô phỏng được ứng xử động

và quan trọng hơn cả, FEM không đòi hỏi phải giả thiết trước cơ chế phá hoại

hoặc giả thiết trước hành vi ứng xử của vấn đề cần xem xét.

2.3 Các mô hình đất nền

Ứng xử cơ học của đất được mô hình hóa với các mức độ chính xác khác

nhau. Mô hình nền là sự miêu tả toán học quan hệ giữa ứng suất – biến dạng của

đất dưới tác dụng của tải trọng. Một mô hình tốt phải đại diện được cho tất cả

các khía cạnh ứng xử thực của đất bởi số lượng hợp lý các thông số đầu vào và

nó phải có khả năng phân biệt giữa biến dạng đàn hồi và biến dạng dẻo.

Việc lựa chọn một mô hình nền phù hợp rất quan trọng trong phân tích

địa kỹ thuật, bởi vì ứng xử thông thường của đất nền là phi tuyến, không hồi

34

phục và phụ thuộc vào thời gian. Các mô hình thường dùng trong tính toán HĐS

có thể kể ra như sau: mô hình MC, mô hình Cam-clay cải tiến, mô hình đàn hồi

phi tuyến tính, mô hình HS. Mỗi mô hình có thể phù hợp với điều kiện nhất định

của bài toán và cơ bản thỏa mãn một hoặc một số yêu cầu tính toán.

2.3.1 Mô hình Mohr – Coulomb

Mô hình Mohr – Coulomb (MC) được xây dựng trên cơ sở mối quan hệ

nổi tiếng bởi Coulomb (1776) [23] đó là quan hệ giữa ứng suất cắt τ’, lực dính

c’ và thành phần ma sát σ’ tanφ’:

' ' ' tan 'c = + (2.4)

Hình 2.2 Vòng tròn Mohr tại ngưỡng dẻo,

Sử dụng vòng tròn ứng suất Mohr như Hình 2.3, tại điểm P, nơi tiếp xúc

với đường bao Coulomb, công thức (2.4) có thể viết lại như sau:

1 3 1 3' ' 2 'cos ' ( ' ')sin 'c − = + − (2.5)

Công thức (2.5) được gọi là tiêu chuẩn phá hoại Mohr – Coulomb và được

chấp nhận là mặt dẻo. Giả thuyết vật liệu là mội trường liên tục, công thức (2.5)

dùng để khái quát hóa tiêu chuẩn phá hoại Mohr – Coulomb để diễn tả miền phá

hoại của vật liệu rời trong không gian ứng suất chính. Tiêu chuẩn dẻo Mohr –

Coulomb đầy đủ bao gồm 6 mặt dẻo để mô tả không gian ứng suất chính.

1 1 3 1 3

1 1( ' ') ( ' ')sin ' 'cos ' 0

2 2af c = − + + − (2.6)

1 3 2 3 2

1 1( ' ') ( ' ')sin ' 'cos ' 0

2 2bf c = − + + − (2.7)

35

2 3 1 3 1

1 1( ' ') ( ' ')sin ' 'cos ' 0

2 2af c = − + + − (2.8)

2 1 3 1 3

1 1( ' ') ( ' ')sin ' 'cos ' 0

2 2bf c = − + + − (2.9)

3 1 2 1 2

1 1( ' ') ( ' ')sin ' 'cos ' 0

2 2af c = − + + − (2.10)

3 2 1 2 1

1 1( ' ') ( ' ')sin ' 'cos ' 0

2 2bf c = − + + −

2.11)

Các mặt dẻo trên cùng nhau thể hiện một hình nón lục giác trong không

gian ứng suất chính như Hình 2.3.

Hình 2.3 Các mặt bao phá hoại theo tiêu chuẩn Mohr – Coulomb [23]

Mô hình MC được phát triển như là mô hình đầu tiên cho ứng xử của đất

nền nói chung. Nó là một mô hình đàn hồi dẻo thuần túy và phù hợp với sự kết

hợp định luật Hooke của tính đàn hồi tuyến tính và hình thức tổng quát tiêu

chuẩn phá hoại của Coulomb như Hình 2.4.

Hình 2.4 Quan hệ ứng suất – biến dạng theo mô hình đàn hồi – dẻo lý tương

Biến dạng

Ứng

su

ất

E

Đàn hồi

tuyến tính Dẻo tuyệt đối

36

Bảng 2.1 Các thông số mô hình Mohr – Coulomb

Ký hiệu Đơn vị Mô tả

Eref kPa Mô đun Young

- Hệ số Poisson

c’ kPa Lực dính hữu hiệu

' Góc nội ma sát

Góc giãn nơ

2.3.2 Mô hình Hyperbol

Đây là một mô hình đàn hồi phi tuyến, đặc trưng cho mối quan hệ

hyperbolic giữa ứng suất và biến dạng. Mô hình này phát triển dựa trên cơ sở

mô mình của Kondner (1963) [24]. Ông đưa ra phương trình hyperbolic giữa

ứng suất và biến dạng dựa trên kết quả thí nghiệm nén 3 trục không thoát nước:

11 3

1

0

| |1

ultq E

− =

−

(2.12)

Trong đó: 1 - 3 ứng suất lệch

1 biến dạng dọc trục

E0 mô đun đàn hồi

qult giá trị tiệm cận của ứng suất lệch chính có thể biểu

diễn thông qua góc ma sát, và lực dính c, theo lý thuyết

của Coulomb, với công thức:

(2.13)

với Rf là hệ số giảm ứng suất lệch đỉnh

Khi đất được dỡ tải từ một trạng thái ứng suất cắt lớn hơn, mô hình phi

tuyến này sử dụng mô đun dỡ tải Eur.

32 . os 3 sin1

1 sinult

f

c cq

R

−=

−

37

3

m

ref

ur ur

a

E Ep

=

(2.14)

Mô đun ref

urE cao hơn đáng kể so với độ cứng nén sơ cấp. Mô hình Hypebol

có khả năng mô phỏng các đặc tính của đất như ảnh hưởng của ứng suất tới độ

cứng, trạng thái dỡ tải – tải lại và phá hoại. Mô hình này đã cải thiện hơn mô

hình đàn hồi tuyến tính nhưng vẫn không có khả năng miêu tả hết các đặc tính

quan trọng của đất như không mô phỏng được đặc tính chảy của đất do giả định

hệ số Poisson là không đổi, không tương thích với những đường ứng suất có độ

lệch ứng suất không đổi (1/3 = const).

Hình 2.5 Quan hệ ứng suất – biến dạng và các mô đun của mô hình Hypebol

Bảng 2.2 Các thông số mô hình Hypebol

2.3.3 Mô hình Cam-Clay cải tiến

Được xây dựng dựa trên thí nghiệm nén một trục và ba trục cho đất sét

yếu sử dụng mặt phá hoại Mohr – Coulomb trong trạng thái ba trục. Mô hình


Eref kPa Mô đun biến dạng tham chiếu

Eur kPa Mô đun dỡ tải

m - Số mũ độ cứng


' Góc ma sát hữu hiệu

Rf - Hệ số giảm ứng suất lệch đỉnh

kx, ky cm/s Hệ số thấm theo phương ngang và phương đứng

38

Cam-Clay cải tiến dựa trên các tham số thoát nước của đất nền, do vậy việc sử

dụng mô hình Cam-Clay cải tiến cho đất sét khi phân tích không thoát nước

cần được xem xét. Mặc dù các thông số đầu vào không liên quan đến đặc trưng

không thoát nước nhưng có thể xác định đặc trưng này thông qua các thông số

khác và trạng thái ứng suất. Mô hình Cam-clay cải tiến sử dụng phương trình

dạng elip. Giả thiết của mô hình Cam-clay cải tiến như sau:

• '

'

vp

pke

p

= ; và

'3

'

G

qe

q

= (2.15)

• Luật phát triển dẻo tuân theo điều kiện chuẩn

Phương trình cho đường biên giới hạn dẻo của mô hình Cam-clay cải tiến

được viết như sau:

22

2

'

'

+=

M

M

p

p

o

(2.16)

2 2 2( , ) ( ) ( ) 0c c cF p q M r p p p = + − = (2.17)

Hình 2.6 Mặt dẻo của mô hình Cam-clay cải tiến

Bảng 2.3 Các thông số mô hình Cam-clay cải tiến


* - Chỉ số nén cải tiến

* - Chỉ số nơ cải tiến


39

2.3.4 Mô hình Hardening Soil

Mô hình Hardening Soil (HS) do Schanz T. và các cộng sự (1999) [57]

cải tiến và phát triển dựa trên cơ sở lý thuyết đàn hồi – dẻo cổ điển để mô phỏng

tính ứng xử đàn hồi và dẻo của đất nền. Phần đàn hồi của nó sử dụng 2 mô đun

độ cứng, tức là mô đun cát tuyến và mô đun dỡ tải, và xét đến trạng thái ứng suất

của đất theo cấp áp lực. Phần dẻo tuân theo quy luật chảy phi tuyến tính và tiêu

chuẩn tái bền đẳng hướng, để mô tả mối quan hệ giữa ứng suất và biến dạng của

đất theo dạng đường cong hyperbolic.

Mặt dẻo:

1 2 1 21

50 1 2

( ) 2( )

( )

ap

a ur

qf

E q E

− += − −

− − (2.18)

1 3 1 32

50 1 3

( ) 2( )

( )

ap

a ur

qf

E q E

− −= − −

− − (2.19)

2 3 2 33

50 2 3

( ) 2( )

( )

ap

a ur

qf

E q E

− −= − −

− − (2.20)

Trong đó qa, E50 và Eur được định nghĩa từ các công thức (2.21), (2.22),

(2.23) và ký hiệu p để chỉ ứng suất dẻo.

350 50

cot ' '

cot '

m

ref

ref

cE E

c p

−=

+ (2.21)

3cot ' '

cot '

m

ref

ur ur ref

cE E

c p

−=

+ (2.22)

' Góc nội ma sát hữu hiệu

Góc giãn nơ

ur - Hệ số Poisson khi gia tải/ dỡ tải

K0NC - Hệ số tương quan ’xx/’yy trong điều kiện cố kết thường

M - Hệ số liên quan K0NC

40

3

2sin( cot ) ,

1 sin

f

f a

f

qq c q

R

= − =

− (2.23)

Hình 2.7 Mặt dẻo của mô hình HS trong không gian ứng suất (p-q)

Trong các lộ trình ứng suất dỡ tải, quan hệ độ lệch ứng suất và biến dạng

dọc trục vẫn có dạng hypebolic, và các nghiên cứu thực nghiệm (Parry R.H.G.,

1969) [47] cho thấy, mô đun cát tuyến E50 trong thí nghiệm dỡ tải lớn hơn trong

thí nghiệm nén ba trục thông thường và khác biệt với từng loại đất khác nhau,

trong nghiên cứu này tác giả tập trung nghiên cứu tỷ số Eur/E50 và Eoed/E50 cho

các lớp sét yếu TP. HCM để xác định Eur và Eoed từ thông số E50, là thông số dễ

xác định hơn.

Hình 2.8 Định nghĩa E50 và Eur trong thí nghiệm nén ba trục thoát nước

Mặt dẻo thế năng:

1 2 1 21

( ) ( )sin

2 2mg

− += − (2.24)

41

1 3 1 32

( ) ( )sin

2 2mg

− += − (2.25)

2 3 2 33

( ) ( )sin

2 2mg

− += − (2.26)

Trong đó: cvm

cvm

m

sinsin1

sinsinsin

−

−= (2.27)

cv và m lấy từ phương trình sau:

sinsin1

sinsinsin

−

−=

cv (2.28)

cot.2sin

,

3

,

1

,

3

,

1

cm

−+

−= (2.29)

Với φcv là góc ma sát tới hạn, là hằng số, mỗi loại đất có một giá trị φcv

độc lập với tỉ trọng và φm là góc ma sát huy động.

Phương trình (2.20), (2.21) đã định nghĩa E50 và Eur, còn Eoed được định

nghĩa theo phương trình sau:

3cot '

cot

m

ref

oed oed ref

c gE E

c g p

−=

+ (2.30)

Với ref

oedE là mô đun cố kết tham chiếu tại ứng suất dọc trục –σ1’ = pref

.

Hình 2.9 Định nghĩa ref

oedE theo kết quả thí nghiệm nén một trục

Đây là mô hình đất tiên tiến sử dụng lý thuyết dẻo thay vì lý thuyết đàn

hồi, có xét đến đặc tính chảy của đất và biên phá hoại. Mô hình có thể mô phỏng

42

cả sự tăng bền do ứng suất tiếp và ứng suất pháp. Khi chịu tác dụng của ứng suất

lệch sơ cấp, đất sẽ giảm độ cứng đồng thời phát triển biến dạng dẻo. Mô hình

này có thể khắc phục được nhược điểm của mô hình MC trong mô tả ứng xử của

đất nền khi làm việc chịu tải - dở tải - gia tải lại.

Bảng 2.4 Các thông số mô hình Hardening Soil


50

refE kPa Mô đun cát tuyến tham chiếu

ref

oedE kPa Mô đun cố kết tham chiếu

ref

urE kPa Mô đun dỡ tải tham chiếu

m [-] Số mũ độ cứng

[-] Hệ số Poisson

c’ kPa Lực dính

' độ Góc nội ma sát

độ Góc giãn nơ

Trong quá trình đào đất, ứng suất thẳng đứng của đất ở cả hai bên thành

hố là hằng số và áp lực ngang giảm, trong khi ứng suất ngang của đất ở dưới đáy

của hố đào không thay đổi và ứng suất thẳng đứng là giảm dần. Có thể nói rằng

cả hai đều là những lộ trình ứng suất dỡ tại điển hình của công trình HĐS, có

ảnh hưởng lớn đến sự chuyển dịch của thành hố đào và là những lộ trình ứng

suất quan trọng để dự đoán sự biến dạng đất nền xung quanh hố đào. Trong các

thí nghiệm ba trục, mô đun biến dạng theo lộ trình ứng suất dỡ tải lớn hơn nhiều

so với lộ trình ứng suất nén ba trục thông thường, do đó nó phải cần được chú ý

đầy đủ trong phân tích mô phỏng HĐS.

2.4 Lộ trình ứng suất và các đặc trưng cơ lý có ảnh hưởng lớn đến tính

toán hố đào sâu

2.4.1 Lộ trình ứng suất trong tính toán hố đào sâu

Ứng xử của đất không chỉ phụ thuộc vào trạng thái ứng suất hiện tại mà còn

phụ thuộc vào lịch sử ứng suất. Việc đào đất trong HĐS chủ yếu dẫn đến giảm ứng

43

suất thẳng đứng trong quá trình đào và giảm ứng suất ngang cho đất ở phía sau

tường chắn. Vì ứng xử của hố đào bị ảnh hưởng bởi trạng thái ứng suất của đất, nên

cần xác định các lộ trình ứng suất trong quá trình đào đất để xác định các yếu tố

quan trọng ảnh hưởng đến độ bền cắt và xác định các thông số độ cứng thích hợp

thông qua các thí nghiệm trong phòng. Phương pháp lộ trình ứng suất (Lambe 1967)

[39] cung cấp một phương pháp hợp lý để hiểu các biến thể của ứng suất hiệu quả

trong các phân tố đất tại một số địa điểm điển hình gây ra bởi cả ứng suất giảm

ngang và dọc trong quá trình đào.

Tính toán HĐS theo lộ trình ứng suất đòi hỏi việc xác định các đặc trưng cơ

lý của đất nền diễn tả đúng trạng thái ứng suất biến dạng của vùng đất xung quanh

hố đào từ các thí nghiệm trong phòng và hiện trường.

Thí nghiệm theo các lộ trình ứng suất có thể thực hiện được từ các thiết

bị thí nghiệm đặc biệt (như thí nghiệm cắt trực tiếp) hay từ việc gia tăng và giảm

áp lực buồng và áp lực thẳng đứng từ thí nghiệm ba trục (Ou)[45]. Nhìn chung,

thường dùng lộ trình ứng suất trong thí nghiệm ba trục bao gồm các lộ trình nén

ba trục (axial compresion – AC), kéo ba trục (axial extension – AE), lộ trình nén

ngang (lateral compresion – LC), lộ trình kéo ngang (lateral extension – LE).

Cách gia tải các thí nghiệm này như sau:

- Thí nghiệm AC: v tăng trong khi h được duy trì không đổi;

- Thí nghiệm LE: h được duy trì không đổi trong khi h giảm;

- Thí nghiệm AE: v giảm trong khi h được duy trì không đổi;

- Thí nghiệm LC: v được duy trì không đổi trong khi h tăng;

2.4.2 Sức kháng cắt của đất

Sức kháng cắt của đất phụ thuộc vào nhiều yếu tố, và một phương trình

hoàn chỉnh thường có dạng (Mitchel, 1993) [33]:

= f (e, , C, ’, c, H, T, , , S) (2.31)

44

Với là sức kháng cắt e là hệ số rỗng, là góc nội ma sát, C là cấu trúc

vật liệu, ’ là ứng suất hữu hiệu, c là lực dính, H là lịch sử ứng suất, T là nhiệt

độ, là biến dạng, là hệ số biến dạng, S là kết cấu.

Tất cả các thông số này có thể không độc lập với nhau, tuy nhiên, thể hiện

tất cả chúng trong cùng một biểu thức là không thể. Phương trình Mohr-

Coulomb, được đơn giản hóa dạng của phương trình (2.31), là phương trình được

sử dụng rộng rãi nhất cho khả năng chống cắt của đất.

Nó được cho bởi:

tanc = + (2.32)

Công thức (2.32) có thể viết lại dưới dạng các thông số hữu hiệu như

sau:

' ' ' tan 'c = + (2.33)

c’, ’ có thể xác định từ nhiều cách khác nhau, nó phụ thuộc vào lộ trình

ứng suất, cấp áp lực và điều kiện thoát nước. Thông thường chúng được xác định

từ các thí nghiệm: cắt trực tiếp, nén đơn, cắt phẳng, thí nghiệm nén ba trục…

2.4.3 Mô đun biến dạng

Biến dạng của đất là một trong những khía cạnh vật lý quan trọng nhất

trong các vấn đề địa kỹ thuật. Nhiều nhà nghiên cứu đã kết luận rằng mô đun

biến dạng của đất có ảnh hưởng lớn nhất đến ứng xử biến dạng của cấu trúc địa

kỹ thuật, như: hố đào sâu, các công trình có móng nông… Các tính chất vật liệu

cần thiết cho phân tích biến dạng thường là bốn hằng số được sử dụng trong lý

thuyết đàn hồi, cụ thể là mô đun Young E, hệ số Poisson , mô đun kháng cắt G

và mô đun khối K. Trong thực tế, mô đun kháng cắt G và mô đun khối K có thể

được viết theo mô đun Young E và hệ số Poisson như sau [33]:

2 (1 )

3(1 2 ) 3(1 2 )

G EK

+= =

− − (2.34)

3 (1 2 )

2(1 ) 2(1 )

K EG

−= =

+ + (2.35)

45

Hệ số Poisson thường khó xác định và chúng ta coi như đã biết bằng

cách nào đó. Do đó, nếu biết một trong các thành phần, G, E K chúng ta sẽ xác

định được các thành phần còn lại theo (2.34) và (2.35). Có hai định nghĩa thay

thế của mô đun đàn hồi, cụ thể là, mô đun cát tuyến Es và mô đun tiếp tuyến Et

(Hình 2.10). Các dạng mô đun E, bao gồm:

- Mô đun tiếp tuyến Et

- Mô đun cát tuyến Es

- Mô đun biến dạng thoát nước E’

- Mô đun không thoát nước Eu

- Mô đun dỡ tải Eur

- Mô đun cố kết Eoed

Hình 2.10 Các loại mô đun trong thí nghiệm nén ba trục

Trong thí nghiệm nén 3 trục CD, sau giai đoạn cố kết, xem biến dạng dọc

trục a = 0. Nếu giữ nguyên '

3 có thể biểu diễn kết quả cho ' '

1 3( ) ae − như

Hình 2.10. Kết quả là một đường cong.

- Tại một điểm bất kỳ trên đường cong, mô đun cát tuyến ứng với ứng suất

hiệu quả được định nghĩa là:

' '' 1 3( )s

a

E

−= (2.36)

- Mô đun tiếp tuyến ứng với ứng suất hiệu quả được định nghĩa là:

' '' 1 3( )s

a

E

−=

(2.37)

46

- Nếu dỡ tải (unloading), độ dốc của đường dỡ tải là mô đun dỡ tải.

- Trong trường hợp nén không thoát nước ta có:

Gu = G’ (2.38)

Tức mô đun kháng cắt trong trường hợp không thoát nước và thoát nước

là như nhau. Mặt khác, mô đun kháng cắt G có thể được tính theo công thức

(2.35). Ta có:

''

2(1 ) 2(1 ')

uu

u

E EG G

= = =

+ + (2.39)

- Khi nén không thoát nước, nước chịu toàn bộ áp lực nén. Nếu coi nước là

không nén được, tức thay đổi thể tích của mẫu khi nén không thoát nước

bằng 0. Điều này chỉ có thể xảy ra khi hệ số nở hông u = 0.5. Thay vào

phương trình (2.39), ta được:

3 '

2(1 ')u

EE

=

+ (2.40)

Phần lớn các loại đất, hệ số Poisson có hiệu nằm trong khoảng 0.12 đến

0.35 (Wroth và Houlsby, 1985) [32]. Do đó:

3

0.11 1.34' 2(1 ')

uE

E =

+ (2.41)

- Mô đun biến dạng trong thí nghiệm không nở hông oedometer Eoed:

4 ' 4 ' (1 ') '' '

3 3(1 2 ') 3 2(1 ') (1 2 ')(1 ')oed

E E EE K G

x

−= + = + =

− + − + (2.42)

Phần lớn các loại đất, hệ số Poisson có hiệu nằm trong khoảng 0.12 đến

0.35, do đó:

' (1 2 ')(1 ')

0.623 0.967(1 ')oed

E

E

− +=

− (2.43)

- Mô đun dỡ tải Eur: sử dụng phương trình (2.42), Eur có thể tương quan từ

mô đun cố kết Eoed:

oed

(1 2 )(1 )

(1 )

ur urur

ur

E E

− +=

− (2.44)

47


Qua các lý thuyết tính toán đã nêu trên, ta thấy có rất nhiều phương pháp

để tính toán và kiểm tra ổn định HĐS, tuy nhiên các kết quả tính toán cũng chênh

lệch với biên độ tương đối rộng. Ngoài ra, các lý thuyết tính toán áp lực đất của

Coulomb (1776), Rankine (1857) mang những hạn chế là chúng phải giả thiết

trước về cơ chế phá hoại hoặc khó khăn về lời giải toán học, các phương pháp

này chỉ có khả năng cung cấp thông tin về sự ổn định, chưa xét đến sự ảnh hưởng

của chuyển vị thân tường đến áp lực đất. Các lý thuyết tính toán kết cấu chắn

giữ HĐS có quá trình thiết lập phức tạp, lại căn cứ một số điều kiện ràng buộc

bằng thực nghiệm và các giả thiết chưa thật sự phù hợp với ứng xử thật của kết

cấu, phạm vi ứng dụng hẹp do đa số chỉ dùng cho nền 1 lớp hiếm gặp trong thực

tế.

Khả năng phản ánh chính xác điều kiện hiện trường phụ thuộc vào khả

năng của mô hình cơ bản trong việc mô tả hành vi ứng xử thực tế của đất và khả

năng của người thiết kế trong việc mô tả điều kiện biên phù hợp đối với các giai

đoạn của quá trình thi công. Những ưu điểm vượt trội của FEM so với phương

pháp truyền thống là mô phỏng được ảnh hưởng của yếu tố thời gian đến sự biến

đổi của áp lực nước lỗ rỗng, mô phỏng được ứng xử động và quan trọng hơn cả,

FEM không đòi hỏi phải giả thiết trước cơ chế phá hoại hoặc giả thiết trước hành

vi ứng xử của vấn đề cần xem xét. Tất cả những vấn đề vừa đặt ra sẽ được đánh

giá bằng chính sự phân tích của phương pháp.

Trong tính toán HĐS hiện nay ở TP. HCM, thường sử dụng các thí nghiệm

hiện đại để xác định các đặc trưng đất nền như thí nghiệm ba trục và các phần

mềm chuyên dụng như Plaxis, Geo-Slope, Abaqus … đã đạt được một số kết

quả nhất định. Tuy nhiên, đất nền xung quanh HĐS luôn có trạng thái ứng suất

không giống các công trình khác, trong trường hợp này bản chất của quá trình

thi công là quá trình dỡ tải do đó kết quả thí nghiệm thông thường và các mô

hình đơn giản không mô tả chính xác các đặc trưng quan hệ ứng suất biến dạng

48

của đất nền. Do đó, cần thí nghiệm với các lộ trình ứng suất mô tả được sự thay

đổi trạng thái ứng suất của đất xung quanh tường là giảm ứng suất ngang (σ3),

và dưới đáy hố đào là giảm ứng suất dọc trục (σ1), từ đó xác định sự thay đổi của

các đặc trưng cơ lý trong tính toán HĐS.Nghiên cứu sự thay đổi các tham số sức

kháng cắt và mô đun biến dạng theo các lộ trình ứng suất dỡ tải để lựa chọn

thông số đầu vào và mô hình nền phù hợp với bài toán thiết kế HĐS trong đất

yếu TP. HCM sẽ là nội dung chính được trình bày ở chương tiếp theo.

49

CHƯƠNG 3

THÍ NGHIỆM BA TRỤC THEO CÁC LỘ TRÌNH ỨNG SUẤT

DỠ TẢI MÔ PHỎNG TRẠNG THÁI ỨNG SUẤT BIẾN DẠNG CỦA

ĐẤT XUNG QUANH HỐ ĐÀO SÂU

3.1 Tổng quan về thí nghiệm ba trục xác định các chỉ tiêu cơ lý tính toán

hố đào

Thí nghiệm ba trục đối với bài toán địa kỹ thuật là rất quan trọng. Thí

nghiệm này cung cấp nhiều thông số cho các mô hình tính toán phổ biến hiện

nay. Tuy nhiên, với trường hợp HĐS, cần có thí nghiệm mô tả được trạng thái

làm việc thực tế của vùng đất xung quanh hố đào. Vấn đề này có thể mô phỏng

bằng thí nghiệm ba trục với các lộ trình ứng suất dỡ tải, từ đó xác định được sự

thay đổi của các chỉ tiêu cơ lý so với lộ trình ứng suất gia tải thông thường.

Nguyên lý của thí nghiệm nén ba trục là áp lực từ mọi hướng tác dụng

lên mẫu trong quá trình thí nghiệm σc = σ3 được giữ không đổi. Sau đó, áp lực

dọc trục được tăng lên dần, hình thành ứng suất lệch:

1 3

P

A = − (3.1)

Sự nén đất đồng thời với sự phát triển biến dạng dọc trục và biến dạng

ngang của mẫu đất. Để đo được các thay đổi về thể tích, mẫu đất thí nghiệm

phải được bão hòa cưỡng bức và thể tích đo bằng lượng thoát nước ra ở mẫu.

Hình 3.1 Nguyên lý thí nghiệm nén 3 trục

http://cdse.vn/posts/co-ly-plaxis-geo5/attachment/08/

50

Các chỉ tiêu cơ lý có thể xác định từ thí nghiệm nén 3 trục: mô đun biến

dạng (E), sức kháng cắt (c’, φ’), góc giãn nở (ψ).

3.1.1 Các lộ trình ứng suất trong thí nghiệm ba trục

Trạng thái ứng suất của đất ở các vị trí khác nhau dưới đáy móng, sau lưng

tường, đáy hố đào… không giống nhau nên để mô phỏng đúng ứng xử của đất

bằng thì nghiệm ba trục cần phải lưu ý đến lộ trình ứng suất tại từng điểm hoặc

từng vùng cụ thể. Có hai dạng lộ trình ứng suất thường được sử dụng [9]:

- Diễn tả trong hệ trục (t – s):

1 3'2

t t −

= = (3.2)

và 1 3

2s

+= ; 1 3' '

'2

s s u +

= = − (3.3)

- Diễn tả trong hệ trục (p – q):

1 3'q q = = − (3.4)

và 1 32

2p

+= ; 1 3' 2 '

'2

p p u +

= = − (3.5)

Hình 3.2 Xác định đặc trưng chống cắt với lộ trình ứng suất

Trong thí nghiệm ba trục, tác động của ứng suất đẳng hướng c nhằm tái

tạo lại trạng thái ứng suất tự nhiên của đất nền có trạng thái ứng suất cần khảo

sát. Một số lộ trình ứng suất cơ bản trong nền đất thể hiện trong Hình 3.3 [41].

51

Hình 3.3 Các dạng cơ bản của lộ trình ứng suất trong nền đất

3.1.1.1 Lộ trình ứng suất nén ba trục thông thường (Conventional Triaxial

Compression Stress Path: CTC)

Trong thí nghiệm này, mẫu đất chịu trạng thái ứng suất thủy tĩnh ban

đầu, sau đó áp lực buồng σ3 được giữ không đổi khi ứng suất dọc trục σ1 tăng

dần.

3.1.1.2 Lộ trình ứng suất kéo ba trục giảm dần (Reduced Triaxial Extension

Stress Path: RTE)

Trong thí nghiệm này, mẫu đất ban đầu chịu trạng thái ứng suất thủy

tĩnh, sau đó áp lực buồng σ3 được giữ không đổi khi ứng suất dọc trục σ1 giảm

dần.

3.1.1.3 Lộ trình ứng suất kéo ba trục thông thường (Conventional Triaxial

Extension Stress Path: CTE)

Trong loại thí nghiệm này mẫu đất chịu trạng thái ứng suất thủy tĩnh

ban đầu, sau đó ứng suất dọc trục σ1 được giữ ổn định trong khi áp lực buồng σ3

tăng lên dần.

52

3.1.1.4 Lộ trình ứng suất ba trục giảm (Reduced Triaxial Compression

Stress Path: RTC)

Trong loại thí nghiệm này mẫu đất chịu trạng thái ứng suất thủy tĩnh ban

đầu, sau đó áp lực buồng σ3 giảm dần trong khi ứng suất dọc trục σ1 giữ nguyên.

3.1.1.5 Lộ trình ứng suất nén ba trục (Triaxial Compression: TC) và kéo ba

trục (Triaxial Extension: TE)

Trong lộ trình ứng suất nén ba trục (TC) vật liệu chịu trạng thái ứng suất

thủy tĩnh ban đầu, sau đó ứng suất σ1 tăng lên và σ3 giảm dần. Cụ thể, ứng suất

dọc trục σ1 tăng lên bởi một lượng Δσ1 và sau đó áp lực hông σ3 giảm tới

Δσ1/2.

Trong lộ trình ứng suất kéo ba trục (TE) mẫu đất chịu trạng thái ứng suất

thủy tĩnh ban đầu, sau đó áp lực buồng σ3 tăng lên trong khi ứng suất dọc trục σ1

giảm dần.

3.1.2 Thí nghiệm ba trục với các lộ trình ứng suất để tính toán hố đào sâu

Bản chất quá trình thi công HĐS là quá trình dỡ tải cũng đồng thời là quá

trình gia tải lên hệ kết cấu chống đỡ. Trạng thái ứng suất và biến dạng của đất

nền xung quanh tường chắn và đáy hố đào thay đổi theo nhiều lộ trình ứng suất

khác nhau. Thí nghiệm nén ba trục thông thường hiện nay không mô phỏng phù

hợp với trạng thái ứng suất của vùng đất xung quanh tường chắn trong quá trình

thi công đào đất. Do đó cần thiết phải thực hiện thí nghiệm 3 trục với các lộ

trình ứng suất dỡ tải theo đúng trạng thái ứng suất của vị trí đất đang xét nhằm

một số chỉ tiêu cơ lý phù hợp hơn để tính toán loại công trình này.

Thí nghiệm nén 3 trục thông thường có thể tham khảo Tiêu chuẩn ASTM

D 4767-11 [17], BS 1377:2016, Tiêu chuẩn TCVN 8868:2011 - Thí nghiệm

xác định sức kháng cắt không cố kết - Không thoát nước và cố kết thoát nước

của đất dính trên thiết bị nén ba trục [15]. Trên cơ sở các tiêu chuẩn này, tác giả

53

thực hiện thí nghiệm với các lộ trình ứng suất dỡ tải nhằm xác định sự thay đổi

một số chỉ tiêu cơ lý để tính toán HĐS.

Trong chương này, tác giả thực hiện thí nghiệm 3 trục theo sơ đồ CU với

3 lộ trình ứng suất:

- Lộ trình ứng suất nén ba trục (CTC - tăng 1 và cố định 3 ): Mẫu đất được

nén cố kết đẳng hướng và cắt mẫu không thoát nước theo lộ trình tăng ứng

suất thẳng đứng, duy trì áp lực buồng.

- Lộ trình ứng suất kéo ba trục (RTE - giảm 1 và cố định 3 ): Mẫu đất

được nén cố kết đẳng hướng và cắt mẫu không thoát nước theo lộ trình

giảm ứng suất thẳng đứng.

- Lộ trình ứng suất giảm áp lực ngang (RTC - giảm 3 và cố định 1 ): Mẫu

đất được nén cố kết đẳng hướng và cắt mẫu không thoát nước theo lộ trình

giảm ứng suất ngang.

Kết quả thí nghiệm sẽ được phân tích, so sánh với nhau, trên cơ sở đó

đánh giá kết quả và kết luận.

3.1.3 Thiết bị thí nghiệm

Thí nghiệm được thực hiện nhờ hệ thống nén (Load frame) của Humboldt (USA)

[38] theo tiêu chuẩn ASTM D4767-11 [17]. Hệ thống này bao gồm các cảm biến

đo lực, biến dạng, áp suất và thể tích được nối với hệ thống datalogger ADAM

View 32 kênh. Phần mềm Advantech Adamview cho phép thu các số liệu từ cảm

biến theo thời gian. Hệ thống được nối với máy tính qua card mạng cho phép

điều khiển áp lực buồng và thí nghiệm có thể thực hiện tự động hoàn toàn từ ban

đầu đến kết thúc.

54

Hình 3.4 Hệ thống thiết bị 3 trục Humboldt và bộ ghi xuất dữ liệu tự động

Hình 3.5 Sơ đồ nguyên lý thiết bị ba trục theo mô hình dỡ tải

Chú thích:

1 Nắp buồng

2 Piston

3 Ống lót hoặc ống đệm pittông

4 Thân buồng

5 Đế buồng

11 Tấm nén trên

12 Tấm đế dưới

13 Màng (cao su...)

14 Gioăng cao su

15 Nút xả khí

16 Thanh giằng liên kết

55

6 Van áp lực buồng

7 Van xả đáy

8 Thiết bị đo lực

9 Nước áp lực đã khử khí

10 Trụ và giá đỡ thiết bị đo biến dạng

dọc trục

17 Đá thấm

18 Gioăng cao su (giữa nắp buồng và

pittông)

19 Van áp lực nước lỗ rổng

20 Thiết bị đo áp lực nước lỗ rổng

21 Van áp lực ngược

Hình 3.6 Phần mềm Advantech Adamview đọc và xử lý số liệu tự động

Nguyên lý thiết kế buồng nén của thí nghiệm với các lộ trình ứng suất dỡ

tải dựa trên thiết bị ba trục thuỷ tĩnh của Bishop và Wesleys’s (1975) [21] để

kiểm soát các lộ trình ứng suất khác nhau trong quá trình thí nghiệm dỡ tải. Áp

lực dọc trục tác động lên mẫu thông qua trục Piston (2) được gia công liên kết

cố định với Tấm chắn trên (11) như Hình 3.5, do đó, trong mô hình thí nghiệm

dỡ tải này, trục Piston (2) sẽ kéo Tấm chắn trên (11) lên và xuống tuỳ theo lộ

trình ứng suất cần thí nghiệm. Khác với hệ thống thiết bị thí nghiệm nén ba trục

thông thường thì Piston (2) và tấm chắn trên (11) rời nhau.

3.2 Thực hiện thí nghiệm

56

3.2.1 Thí nghiệm ba trục với lộ trình ứng suất RTE (giảm 1 áp lực buồng

3 không đổi)

Thí nghiệm này mô phỏng điều kiện làm việc của đất nền khi ứng suất

dọc trục giảm trong khi ứng suất ngang được duy trì không đổi, như vị trí đất ở

khu vực đáy hố đào khi bị đào đất.

Đầu tiên mẫu thí nghiệm được cố kết đẳng hướng trong buồng nén đến

khi đạt trạng thái ban đầu dưới ứng suất hữu hiệu tương ứng. Ứng suất thẳng

đứng 1 sau đó được giảm dần (thay vì tăng như trong thí nghiệm nén ba trục

thông thường) trong khi ứng suất hông 3 được duy trì không đổi trong suốt

quá trình thí nghiệm. Thí nghiệm bắt đầu trong tình trạng ứng suất đẳng hướng,

ứng suất ngang khi vượt quá ứng suất dọc trục, ứng suất cắt trong mẫu sẽ dần

dần gia tăng khi giảm ứng suất dọc trục. Khi ứng suất ngang đủ lớn, phá hoại

cắt sẽ xảy ra dưới ứng suất ngang này. Trong thí nghiệm giảm ứng suất đứng,

áp lực buồng tác động xung quanh mẫu là ứng suất chính, và ứng suất dọc trục

sẽ nhỏ hơn ứng suất chính này. Sau đó đạt cân bằng:

1 3

P

A = − (3.6)

Với P là phản lực ngược tác động lên piston từ bên ngoài buồng nén dưới

tải trọng tác động và A là diện tích mặt cắt ngang của mẫu. Chiều dài của mẫu

sẽ gia tăng khi nó chịu nén ngang và vì vậy ứng suất dọc trục sẽ âm. Tiết diện

ngang của mẫu (A) lúc nào cũng sẽ nhỏ hơn diện tiết diện ngang ban đầu (A0),

và ứng suất lệch của mẫu sẽ được tính từ công thức (3.7) qua hệ thống xử lý tự

động Adam View.

1 3

0

(100 )( ) 1000( )

100

Px kPa

A

−− = (3.7)

3.2.2 Thí nghiệm ba trục với lộ trình ứng suất RTC (giảm 3 trong khi giữ

cố định áp lực dọc trục 1 )

57

Trong phần lớn các thí nghiệm được thực hiện trước đây, sự phá hoại của

mẫu chủ yếu do sự gia tăng ứng suất dọc trục trong khi áp lực buồng được giữ

cố định. Tuy nhiên, với HĐS, đất sau lưng tường chịu ứng suất cắt gây ra bởi sự

suy giảm ứng suất ngang trong khi ứng suất thẳng đứng không thay đổi. Điều

kiện này có thể mô phỏng bằng thí nghiệm 3 trục như tác giả trình bày dưới đây.

Ứng suất dọc trục được giữ không đổi và sự phá hoại của mẫu xảy ra do quá

trình giảm ứng suất ngang từ trạng thái cố kết đẳng hướng ban đầu.

Trong thí nghiệm giảm ứng suất ngang, áp lực buồng tác động xung quanh

mẫu giảm từng cấp và ứng suất dọc trục sẽ được duy trì cố định.

Quan hệ giữa ứng suất dọc trục 1 (kPa) và ứng suất ngang 3 (kPa) được

cho bởi công thức sau:

1 3

P

A = + (3.8)

Để duy trì 1 trong khi giảm 3 thì phải tăng giá trị P/A, hay phải bù tải

trọng P tương ứng với A. Việc xác định phần tải trọng bù này được thực hiện

hoàn toàn tự động trong hệ thống thiết bị Humbolt [36].

3.2.3 Mẫu thí nghiệm

3.2.3.1 Lấy mẫu nguyên dạng tại hiện trường

Đối tượng nghiên cứu trong luận án này là đất sét yếu TP. HCM, do vậy

phải sử dụng ống lấy mẫu Piston để đảm bảo chất lượng nghiên cứu.

Hệ thống lấy mẫu Piston gồm ống mẫu thành mỏng được gắn vào đầu nối

ống, ống thành mỏng có đường kính ngoài 76mm, chiều dài ống thay đổi từ 60

đến 100cm. Ống mẫu Piston là loại ống lấy mẫu đặc biệt dùng để lấy mẫu đất

yếu. Các mẫu thu được bằng phương pháp này thường dùng cho thí nghiệm sức

kháng cắt và nén cố kết, với đường kính ống mẫu 76mm và 100mm.

Tiến hành tạo mẫu hình trụ có đường kính D = 38mm, chiều dài mẫu L =

76mm. Lắp đặt mẫu thực hiện theo tiêu chuẩn [17].

58

3.2.3.2 Đặc trưng cơ lý mẫu thí nghiệm

Trong luận án này, các thí nghiệm được thực hiện trên lớp đất yếu TP.

HCM với các tính chất vật lý đặc trưng [12]. Với công trình HĐS, vùng đất ảnh

hưởng nhiều đến ổn định và biến dạng của tường chắn phần lớn nằm ở độ sâu từ

mặt đất đến khoảng 20-30 m. Qua các nghiên cứu trước đây và tham khảo nhiều

hồ sơ khảo sát địa chất, ở độ sâu này có 2 lớp đất yếu cần quan tâm nghiên cứu

là lớp bùn sét và lớp sét yếu, với từng lớp đất yếu này không có sự chênh lệch

đáng kể về các chỉ tiêu cơ lý giữa các khu vực lấy mẫu cho cùng loại đất.

Trong luận án này, tác giả lấy mẫu từ 3 hố khoan sâu đến 30 m khu vực

Bình Chánh – là khu vực có lớp đất yếu tương đối dày và đồng nhất để phân tích

và thí nghiệm. Các chỉ tiêu cơ lý như ở Bảng 3.1.

Bảng 3.1 Một số chỉ tiêu cơ lý đặc trưng cho đất yếu TP. HCM

Thông số Ký hiệu Lớp bùn sét Lớp sét yếu

Trạng thái Dẻo chảy Dẻo chảy ÷ dẻo mềm

Độ ẩm tự nhiên (%) Wn 65 ÷ 100 50 ÷ 80

Hệ số rỗng e 1.5 ÷ 2.5 1.0 ÷ 2.0

Dung trọng tự nhiên (kN/m3) n 14 ÷ 16 15 ÷ 17

Dung trọng khô (kN/m3) d 7.5 ÷ 8.5 8.5 ÷ 12

Giới hạn chảy (%) WL 70 ÷80 45÷70

Giới hạn dẻo (%) WP 30 ÷ 40 20 ÷ 30

Độ bão hoà (%) S 95 ÷98 99 ÷100

Góc nội ma sát (độ) ’ 18÷22 22÷24

Lực dính hữu hiệu (kPa) c’ 5÷ 10 10 ÷ 15

Mô đun biến dạng (kPa) E 1000 ÷ 5000 3000 ÷ 6000

Mẫu thí nghiệm và các chỉ tiêu cơ lý theo các lộ trình ứng suất khác

nhau như Bảng 3.2. Chương 3, tổng cộng có 36 mẫu đất yếu được thí nghiệm,

trong đó gồm 18 mẫu bùn sét ở độ sâu 4 đến 18m và 18 mẫu sét yếu ở độ

sâu từ 18 đến 26m. Các mẫu này đều có hệ số quá cố kết (OCR) từ 1 đến 3.

59

Bảng 3.2 Các thông số vật lý cho lớp đất yếu TP. HCM và lộ trình ứng suất

trong thí ngiệm 3 trục

Độ sâu

[m]

Lộ trình

ứng suất Số hiệu mẫu

Wn

[%]

n

[kN/m3]

c

[kPa]

Lớp bùn sét (Very soft clay)

46 CTC 1 88.55 15.7 50

2 88.38 16.0 100

3 81.47 15.9 200

RTE 4 88.55 15.7 50

5 88.38 16.0 100

6 81.47 15.9 200

RTC 7 88.55 15.7 50

8 88.38 16.0 100

9 81.47 15.9 200

1214 CTC 10 78.87 15.6 50

11 78.70 15.4 100

12 75.80 15.9 200

RTE 13 78.87 15.6 50

14 78.70 15.4 100

15 75.80 15.9 200

RTC 16 78.87 15.6 50

17 78.70 15.4 100

18 75.80 15.9 200

Lớp sét yếu (Soft clay)

1820 CTC 19 71.83 15.6 50

20 62.86 15.7 100

21 65.89 15.6 200

RTE 22 71.83 15.6 50

23 62.86 15.7 100

24 65.89 15.6 200

RTC 25 68.45 15.8 50

26 65.76 15.7 100

27 65.76 15.9 200

2426 CTC 28 50.14 16.4 50

29 66.27 16.6 100

30 54.21 16.7 200

RTE 31 50.14 16.4 50

32 66.27 16.6 100

33 54.21 16.7 200

RTC 34 50.14 16.4 50

35 66.27 16.6 100

36 54.21 16.7 200

60

Thí nghiệm thực hiện theo các lộ trình ứng suất như sau:

- Nén ba trục thông thường (CTC – tăng 1 và cố định 3 ): Mẫu đất bão hoà

được cố kết đẳng hướng và cắt mẫu không thoát nước theo lộ trình nén

thông thường: 12 mẫu;

- Giảm ứng suất đứng (RTE - giảm 1 và cố định 3 ): Mẫu đất bão hoà được

cố kết đẳng hướng và cắt mẫu không thoát nước theo lộ trình giảm ứng

suất thẳng đứng: 12 mẫu;

- Giảm áp lực buồng (RTC - giảm 3 và cố định 1 ): Mẫu đất bão hoà được

cố kết đẳng hướng và cắt mẫu không thoát nước theo lộ trình giảm ứng

suất ngang: 12 mẫu;

Để xét đến ảnh hưởng của giấy thấm và màng bọc mẫu trong quá trình cắt

mẫu, đặc biệt là theo các lộ trình ứng suất dỡ tải (RTE, RTC), giá trị hiệu chỉnh

của giấy thấm và của màng cao su bằng 10kPa cho mẫu thí nghiệm có đường

kính 38mm [15], [17].

3.2.4 Thực hiện thí nghiệm

3.2.4.1 Bão hòa mẫu

Mẫu được bão hòa bằng cách tăng áp lực buồng theo từng cấp (mỗi cấp

gia tăng 50 kPa). Trình tự như sau:

- Tăng áp lực buồng 3 trong khi khóa van áp lực ngược. Đo áp lực nước

lỗ rỗng gia tăng u.

- Kiểm tra thông số áp lực:

3

0.95u

B

=

(3.9)

- Nếu B<0.95, tăng áp lực ngược (b) với giá trị bé hơn áp lực buồng

khoảng 10kPa, mở van để bão hòa mẫu. Quá trình này kết thúc khi áp lực

nước lỗ rỗng u gần bằng với áp lực ngược (b).

61

- Đóng van áp lực ngược, tiếp tục tăng áp lực buồng để kiểm tra giá trị B

như các bước trên. Mẫu được coi là bão hòa khi B>0.95.

Hình 3.7 Bão hoà mẫu và kiểm tra hệ số Skempton

3.2.4.2 Cố kết mẫu

Mẫu được cố kết do mở van thoát nước cho tới khi kết thúc quá trình cố

kết (xác định khi áp lực nước lỗ rỗng dư u giảm ít nhất 95%). Đóng van và tiến

hành cắt mẫu. Thí nghiệm sơ đồ CU tiến hành xác định các thông số kháng cắt

có hiệu của đất sau khi cố kết.

Hệ số cố kết Cv ứng với thời gian t100 ở giai đoạn cố kết của thí nghiệm

CU được tính như sau:

100

2

t

DC

V

= (3.10)

Trong đó: D đường kính mẫu (m)

80 (thoát nước ở biên và 1 đầu)

t100 thời gian ứng với 100% cố kết

Giá trị t100 chủ yếu dùng để xác định tốc độ cắt mẫu khi cắt 3 trục và tính

theo phương trình sau: tf = 1.59 t100.

3.2.4.3 Cắt mẫu

Sau khi mẫu cố kết đạt yêu cầu (xác định khi áp lực nước lỗ rỗng dư u

giảm ít nhất 95%), đóng van thoát nước và bắt đầu cắt mẫu theo các lộ trình ứng

62

suất đã nêu cho tới lúc đạt được rõ ràng một trong các điều kiện sau:

i) Độ lệch ứng suất lớn nhất.

ii) Tỷ số ứng suất chính hiệu quả lớn nhất.

iii) Ứng suất cắt không đổi và áp lực nước lỗ rỗng không đổi.

Nếu không đạt được điều kiện phá hoại nào trong số vừa nêu trên, thì

ngừng thí nghiệm khi đạt đến 20% biến dạng dọc trục.

3.2.5 Phân tích và đánh giá kết quả thí nghiệm

3.2.5.1 Quan hệ ứng suất và biến dạng (q-1)

Thí nghiệm ba trục theo 3 lộ trình ứng suất CTC, RTE và RTC được tác

giả thực hiện với sơ đồ CU. Quan hệ ứng suất – biến dạng và thay đổi áp lực

nước lỗ rỗng dư với biến dạng theo 3 lộ trình ứng suất nêu trên tại các cấp áp

lực buồng (3) lần lượt là 50, 100 và 200 kPa.

Để so sánh đánh giá trạng thái ứng suất biến dạng của đất nền dưới các lộ

trình ứng suất dỡ tải (RTE, RTC) và lộ trình ứng suất nén ba trục thông thường

(CTC), quan hệ ứng suất – biến dạng (q-1) và quan hệ áp lực nước lỗ rỗng –

biến dạng (u-1) tác giả thể hiện trên cùng một hệ trục toạ độ được thể hiện từ

Hình 3.8 đến Hình 3.15.

Trong thí nghiệm nén ba trục thông thường với lộ trình ứng suất CTC,

mối quan hệ ứng suất – biến dạng là phi tuyến và biến dạng tăng dần cùng với

sự gia tăng của ứng suất lệch cho đến khi mẫu bị phá hoại, giá trị điểm biến dạng

đỉnh của từng tổ mẫu gia tăng cùng với cấp áp lực buồng. Kết quả cho thấy vì

các mẫu có OCR lớn hơn 1 cho nên ứng xử của đất là suy bền trong quá trình

chịu cắt và tiến đến trạng thái phá hoại. Áp lực nước lỗ rỗng u luôn dương và

cũng gia tăng ngay cùng với biến dạng trong quá trình gia tăng ứng suất dọc trục

và có xu hướng không đổi khi tiến đến cường độ kháng cắt đỉnh.

63

a) Lớp bùn sét (độ sâu 4÷6m)

Hình 3.8 So sánh quan hệ (q – ε1) theo các lộ trình ứng suất

Hình 3.9 So sánh quan hệ (u – ε1) theo các lộ trình ứng suất

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Ứn

g s

uất

lệc

h -

q, kG

/cm

2, [1

00

kP

a]

Biến dạng - 1, %

Mẫu 1-CTC

Mẫu 2-CTC

Mẫu 3-CTC

Mẫu 4-RTE

Mẫu 5-RTE

Mẫu 6-RTE

Mẫu 7-RTC

Mẫu 8-RTC

Mẫu 9-RTC

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

u,

kG

/cm

2,

[10

0kP

a]

Biến dạng, 1 %

Mẫu 1-CTC

Mẫu 2-CTC

Mẫu 3-CTC

Mẫu 4-RTE

Mẫu 5-RTE

Mẫu 6-RTE

Mẫu 7-RTC

Mẫu 8-RTC

Mẫu 9-RTC

64

b) Lớp bùn sét (độ sâu 12÷14m)



-2.5

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kG

/cm

2,

[10

0kP

a]

Biến dạng- 1, %

Mẫu 10-CTC

Mẫu 11-CTC

Mẫu 12-CTC

Mẫu 13-RTE

Mẫu 14-RTE

Mẫu 15-RTE

Mẫu 16-RTC

Mẫu 17-RTC

Mẫu 18-RTC

-1.0

-0.8

-0.5

-0.3

0.0

0.3

0.5

0.8

1.0

1.3

1.5

1.8

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

u

, kG

/cm

2,

[10

0kP

a]

Biến dạng- 1, %

Mẫu 10-CTC

Mẫu 11-CTC

Mẫu 12-CTC

Mẫu 13-RTE

Mẫu 14-RTE

Mẫu 15-RTE

Mẫu 16-RTC

Mẫu 17-RTC

Mẫu 18-RTC

65

c) Lớp sét yếu (độ sâu 20÷22m)



-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kG

/cm

2

Biến dạng 1, %

Mẫu 19-CTC

Mẫu 20-CTC

Mẫu 21-CTC

Mẫu 22-RTE

Mẫu 23-RTE

Mẫu 24-RTE

Mẫu 25-RTC

Mẫu 26-RTC

Mẫu 27-RTC

-0.8

-0.5

-0.3

0.0

0.3

0.5

0.8

1.0

1.3

1.5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

u

, kG

/cm

2,

[10

0kP

a]

Biến dạng - , %

Mẫu 19-CTC

Mẫu 20-CTC

Mẫu 21-CTC

Mẫu 22-RTE

Mẫu 23-RTE

Mẫu 24-RTE

Mẫu 25-RTC

Mẫu 26-RTC

Mẫu 27-RTC

66

d) Lớp sét yếu (độ sâu 24÷26m)



-2.5

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kG

/cm

2,

[10

0kP

a]

Biến dạng 1, %

Mẫu 28-CTC

Mẫu 29-CTC

Mẫu 30-CTC

Mẫu 31-RTE

Mẫu 32-RTE

Mẫu 33-RTE

Mẫu 34-RTC

Mẫu 35-RTC

Mẫu 36-RTC

-1.0

-0.7

-0.4

-0.1

0.2

0.5

0.8

1.1

1.4

1.7

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

u

, kG

/cm

2,

[10

0kP

a]

Biến dạng 1, %

Mẫu 28-CTC

Mẫu 29-CTC

Mẫu 30-CTC

Mẫu 31-RTE

Mẫu 32-RTE

Mẫu 33-RTE

Mẫu 34-RTC

Mẫu 35-RTC

Mẫu 36-RTC

67

Đối với lộ ứng suất RTE, áp lực nước lỗ rỗng u có sự co giãn: áp lực

nước lỗ rỗng giảm dần đến cường độ kháng cắt đỉnh, sau đó có xu hướng tăng

trở lại đến khi mẫu đất phá hoại. Áp lực nước lỗ rỗng ban đầu âm và chuyển dấu

thành dương theo sự gia tăng của ứng suất lệch do quá trình giảm 1. Do đó, ứng

suất lệch đỉnh và áp lực nước lỗ rỗng dư của thí nghiệm giảm 1 cũng phụ thuộc

vào lộ trình ứng suất.

Kết quả thí nghiệm với lộ trình ứng suất RTE cho thấy rằng biến dạng dọc

trục tương ứng với ứng suất lệch đỉnh gia tăng theo cấp áp lực buồng và áp lực

nước lỗ rỗng dư thể hiện trạng thái co giãn, điều này tương ứng với ứng xử co

giãn thể tích của đất nền ngoài thực tế khi dỡ tải trong quá trình thi công hố đào.

Hành vi giãn nở này có thể được giải thích một phần do sự thay đổi áp lực nước

lỗ rỗng của mẫu đất khi kết thúc giai đoạn bão hoà và cố kết trong suốt quá trình

chịu ứng suất cắt. Trong quá trình kéo mẫu đã hình thành một eo nhỏ làm giảm

tiết diện mẫu và gia tăng biến dạng làm cho đất trở nên yếu đi và mất ổn định.

Trong hầu hết các trường hợp, sự phá hoại của mẫu thí nghiệm được nhìn thấy

ở vị trí giữa mẫu giống hình dạng nút thắt cổ chai như Hình 3.16.

Kết quả thí nghiệm cho thấy trong lộ trình ứng suất RTE biến dạng dọc

trục tăng chậm hơn so với lộ trình ứng suất CTC, đặc biệt thể hiện rõ ở cấp áp

lực buồng lớn nhất, điều này có nghĩa là mô đun tiếp tuyến ban đầu cao hơn

trong lộ trình ứng suất RTE và có giá trị thấp hơn trong lộ trình ứng suất CTC.

Từ đó, có thể kết luận rằng các thông số cường độ phụ thuộc vào các lộ trình

ứng suất và mô đun biến dạng ban đầu gia tăng trong quá trình dỡ tải.

Với lộ trình ứng suất nén ba trục giảm ứng suất ngang RTC, khi giảm ứng

suất ngang trong quá trình cắt mẫu thì biến dạng cũng gia tăng nhưng chậm hơn

biến dạng so với lộ trình ứng suất CTC, do đó mô đun biến dạng xác định để

tính toán hố đào sâu bằng mô hình HS có kết quả lớn hơn lộ trình CTC nhiều do

đường cong quan hệ ứng suất biến dạng có độ dốc lớn hơn. Áp lực nước lỗ rỗng

trong lộ trình RTC ngược dấu với lộ trình ứng suất CTC nhưng có độ lớn nhỏ

68

hơn đáng kể và có độ phi tuyến khác biệt, áp lực này tăng dần đến ngưỡng phá

hoại của mẫu và giảm khi mẫu bắt đầu phá hoại. Trong quá trình gia tăng ứng

suất lệch, mẫu có xu hướng phình và phá hoại ở vị trí bụng như Hình 3.16 (phải).

Hình 3.16 Phá hoại của mẫu theo lộ trình RTE (trái) và RTC (phải)

Kết quả thí nghiệm chỉ ra rằng giá trị các chỉ tiêu cơ lý xác định từ quan

hệ ứng suất biến dạng của đất nền phụ thuộc lộ trình ứng suất. Các lộ trình ứng

suất khác nhau sẽ cho giá trị sức chống cắt khác nhau và các đặc điểm biến dạng

của mẫu đất sẽ thay đổi khi gia tăng ứng suất lệch do giảm 1 hay giảm 3. Mô

đun biến dạng ban đầu Ei trong thí nghiệm với các lộ trình dỡ tải cũng có giá trị

khác biệt so với khi xác định từ lộ trình ứng suất nén ba trục thông thường. Do

đó, với bài toán thiết kế HĐS, việc xác định các thông số đầu vào với lộ trình

ứng suất phù hợp sẽ cho kết quả kinh tế và an toàn.

Có thể nhận thấy, trong quá trình gia tăng ứng suất lệch theo các lộ trình

ứng suất dỡ tải, áp lực nước lỗ rỗng u cũng co giãn tương ứng theo từng lộ

trình ứng suất. Mẫu phá hoại khi biến dạng đạt khoảng [6 8]%. Kết quả thể

hiện đối với mẫu đất cố kết thường hay cố kết nhẹ đều cho thấy tính suy bền của

chúng sau khi đạt cường độ kháng cắt đỉnh cả trong trường hợp gia tải và trong

trường hợp dỡ tải.

69

3.2.5.2 Phân tích mô đun biến dạng của các lộ trình ứng suất

Từ quan hệ (q, 1) Hình 3.8, Hình 3.10, Hình 3.12, Hình 3.14 tính toán

mô đun biến dạng E50 của các mẫu sét yếu tại các độ sâu và các áp lực buồng c

khác nhau theo như cách xác định tham số độ cứng của mô hình HS.

Hình 3.17 Xác định E50 từ quan hệ ứng suất – biến dạng

Mô đun biến dạng cát tuyến E50 chính là độ dốc của đường cát tuyến đi

qua gốc toạ độ và điểm nằm trên đường cong quan hệ ứng suất – biến dạng tương

ứng với ứng suất lệch bằng 50% ứng suất lệch đỉnh, Hình 3.17. Kết quả thể hiện

ở Bảng 3.3.

Độ lớn của mô đun biến dạng E50 tăng dần theo độ sâu. Tại cùng một độ

sâu, mô đun biến dạng cũng sẽ có giá trị lớn hơn nếu thí nghiệm với cấp áp lực

buồng lớn hơn.

Kết quả thí nghiệm cho thấy độ cứng của đất cũng phụ thuộc vào lộ trình

ứng suất và khác biệt so với lộ trình nén ba trục thông thường. Với công trình

HĐS, việc lựa chọn các thông số độ cứng trong tính toán chuyển vị và biến dạng

cần lấy từ thí nghiệm với lộ trình ứng suất dỡ tải.

70

Bảng 3.3 Mô đun biến dạng 50E từ các lộ trình ứng suất CTC, RTE và RTC

Kết quả thí nghiệm trên Bảng 3.3 thể hiện trên biểu đồ ở Hình 3.18 cho

thấy sự gia tăng của mô đun biến dạng cát tuyến theo 2 lộ trình ứng suất dỡ tải

RTE và RTC so với lộ trình ứng suất nén thông thường CTC. Điều này có thể

lý giải như sau: trong thí nghiệm nén ba trục, sau giai đoạn cố kết, quan hệ ứng

suất – biến dạng (q-1) là một đường cong dạng hypebolic. Tại một điểm bất kỳ

trên đường cong, mô đun biến dạng cát tuyến Es ứng với ứng suất hiệu quả được

định nghĩa là:

' '

1 3

1 1

s

qE

−= = (3.11)

Trong lộ trình ứng suất dỡ tải, khi gia tăng ứng suất lệch bằng cách giảm

ứng suất ngang hoặc ứng suất đứng, tốc độ gia tăng biến dạng 1 chậm hơn so

với lộ trình ứng suất gia tải thông thường. Do đó, với cùng giá trị ứng suất lệch,

mô đun biến dạng tương ứng của lộ trình ứng suất dỡ tải sẽ lớn hơn so với lộ

trình ứng suất gia tải.

RTE RTC CTC

Độ sâu

[m] c

[kPa]

E50

[kPa]

E50

[kPa]

E50

[kPa]

50,

50,

RTE

CTC

E

E

50,

50,

RTC

CTC

E

E

Lớp bùn sét (Very soft clays)

4÷6 50 3611 3494 2085 1.73 1.68

100 8202 7495 4774 1.72 1.57

200 14528 13997 8553 1.70 1.64

12÷14 50 2750 2968 1853 1.48 1.60

100 11575 9427 5981 1.94 1.58

200 15194 17774 9389 1.62 1.89

Lớp sét yếu (Soft clays)

18÷20 50 5811 5391 3673 1.58 1.47

100 8640 6442 4510 1.95 1.48

200 14652 14121 9273 1.58 1.52

24÷26 50 4579 4201 2861 1.60 1.47

100 7765 7026 4922 1.58 1.43

200 16688 15107 9161 1.82 1.65

71

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

0 50 100 150 200 250

E50, k

Pa

3, kPa

Bùn sét (4-6m)

RTC

RTE

CTC

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0 50 100 150 200 250

E50,

kP

a

3, kPa

Bùn sét (14-16m)

RTE

RTC

CTC

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

0 50 100 150 200 250

E5

0, k

Pa

3, kPa

Sét yếu (18-20m)

RTE

RTC

CTC

72

Hình 3.18 So sánh mô đun E50 theo các lộ trình ứng suất của đất yếu TP. HCM

Sự khác biệt về giá trị của mô đun biến dạng theo lộ trình ứng suất cũng

có thể lý giải bởi sự phụ thuộc của mô đun biến dạng theo mỗi lộ trình ứng suất

vào mức biến dạng dẻo. Độ lớn của biến dạng dẻo phụ thuộc vào hàm thế năng

dẻo và hàm chảy dẻo. Như vậy, mô đun biến dạng của đất nền tại một điểm nào

đó chỉ có một giá trị ở trạng thái không biến dạng. Khi đất nền biến dạng, giá trị

của mô đun biến dạng suy giảm với mức độ phụ thuộc vào lộ trình ứng suất. Giá

trị của mô đun biến dạng của đất nền xác định theo độ dốc ban đầu của đường

cong quan hệ ứng suất biến dạng trong thí nghiệm nén ba trục thông thường như

vậy dẫn đến sai số lớn trong tính toán. Do vậy, nên sử dụng giá trị mô đun biến

dạng từ thí nghiệm nén ba trục dỡ tải (giảm hoặc thí nghiệm giảm đồng thời

và ).

Từ kết quả thí nghiệm tổng hợp ở Bảng 3.3, lập phương trình hồi quy thể

hiện tương quan giữa mô đun biến dạng từ các lộ trình ứng suất dỡ tải (E50,RTE

& E50,RTC) và lộ trình ứng suất thông thường (E50,CTC) (Hình 3.19).

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0 50 100 150 200 250

E5

0, k

Pa

3, kPa

Sét yếu (24-26m)

RTE

RTC

CTC

73

Hình 3.19 Phương trình hồi quy tương quan 50,RTEE và 50,CTCE , 50,RTEE và

50,CTCE

Kết quả cho thấy độ tin cậy tương đối chặt của thống kê (R2 > 0.8). Với

thí nghiệm ba trục theo lộ trình ứng suất RTE và RTC cho ra kết quả mô đun

biến dạng lớn hơn so với tính toán từ kết quả thí nghiệm theo lộ trình ứng suất

nén 3 trục CTC thông thường như sau:

50,

50,

1.48 1.95RTE

CTC

E

E= (3.11)

Phương trình hồi quy: 50, 50,1.693 0.5023RTE CTCE E= + với R2 = 0.9736 (3.12)

50,

50,CTC

1.43 1.68RTCE

E= (3.13)

Phương trình hồi quy: 50, 50,1.6498 4.2718RTC CTCE E= − với R2 =0.9918 (3.14)

3.2.5.3 Sức kháng cắt của đất với các lộ trình ứng suất khác nhau

Từ các biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng trên (Hình 3.8 đến Hình

3.14), có thể vẽ được các đường bao phá hoại để xác định góc nội ma sát và lực

dính hữu hiệu cho các lớp đất như sau:

y = 1.693x + 50.227

R² = 0.9736

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0 2000 4000 6000 8000 10000

E50,R

TE

, [k

Pa]

E50,CTC [kPa]

E50,RTE/E50,CTC

y = 1.6498x - 427.18

R² = 0.9918

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0 2000 4000 6000 8000 10000

E50,R

TC,

[kP

a]

E50,CTC [kPa]

E50,RTC/E50,CTC

74

a) Lớp bùn sét độ sâu 4÷6m

Hình 3.20 Đường tròn Mohr của thí nghiệm 3 trục theo lộ trình ứng suất dỡ

tải (RTE, RTE) và gia tải (CTC)

b) Lớp bùn sét độ sâu 12÷14m


suất dỡ tải (RTE, RTE) và gia tải (CTC)

y = 0.3952x + 0.1242

y = -0.3301x - 0.1202

y = 0.337x + 0.1193

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

-1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Ứng s

uất

cắt

-kG

/cm

2,

[10

0kP

a]

Các ứng suất chính - kG/cm2, [100kPa]

Mẫu 1-CTC Mẫu 2-CTC Mẫu 3-CTCKf-CTC Mẫu 4-RTE Mẫu 5-RTEMẫu 6-RTE Kf-RTE Mẫu 7-RTCMẫu 8-RTC Mẫu 9-RTC Kf-RTC

y = 0.4022x + 0.108

y = -0.3317x - 0.1016

y = 0.3372x + 0.0928

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

-1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Ứng s

uất

cắt

, kG

/cm

2,[

10

0kP

a]

Các ứng suất chính , kG/cm2, [100kPa]

Mẫu 10-CTC Mẫu 11-CTC Mẫu 12-CTCKf-CTC Mẫu 13-RTE Mẫu 14-RTE

Mẫu 15-RTE Kf-RTE Mẫu 16-RTC

Mẫu 17-RTC Mẫu 18-RTC Kf-RTC

75

c) Lớp sét yếu độ sâu 18÷20m



d) Lớp sét yếu độ sâu 24÷26m



y = 0.4053x + 0.1591

y = -0.3265x - 0.1229

y = 0.3418x + 0.1378

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

-1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Ứng s

uất

cắt

, k

G/c

m2,[

10

0kP

a]

Các ứng suất chính , kG/cm2, [100kPa]




y = 0.4183x + 0.1642

y = -0.3251x - 0.1354

y = 0.3347x + 0.1282

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

-1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Ứng s

uất

cắt

, kG

/cm

2,[

10

0kP

a]

Các ứng suất chính, kG/cm2, [100kPa]




76

Từ kết quả thí nghiệm, có thể thấy độ dốc của các đường phá hoại Kf theo

các lộ trình ứng suất có sự khác biệt rõ ràng. Trong các lộ trình ứng suất dỡ tải,

sức kháng cắt của đất (c’, ’) thu được từ thí nghiệm ba trục giảm đi đáng kể so

với các lộ trình ứng suất gia tải thông thường do áp lực nước lỗ rỗng thay đổi

khác nhau với các lộ trình ứng suất khác nhau. Như vậy, trong bài toán HĐS,

ứng xử của đất bên cạnh và dưới đáy hố đào là khác biệt so với vùng đất chịu tải

trọng đứng, việc tính toán và mô phỏng phải lựa chọn lộ trình ứng suất phù hợp

để dự đoán chuyển vị và biến dạng chính xác và kinh tế hơn.

Tổng kết ở Bảng 3 cho thấy độ lớn góc nội ma sát và lực dính của lộ trình

dỡ tải RTE và RTC tương đương nhau và nhỏ hơn so với lộ trình CTC. Với

từng cấp tải, vòng tròn ứng suất của các lộ trình RTE và RTC lùi về phía gốc

toạ độ và đường Kf dời thấp về phía trục các ứng suất chính so với lộ trình nén

ba trục CTC.

Bảng 3.4 Giá trị c’ và ’ của đất yếu TP. HCM theo các lộ trình ứng suất

Độ sâu

[m]

Lộ trình ứng

suất

c’

[kPa] c’

[%]

’

[0]

’

[%]

Lớp bùn sét (very soft clay)

4÷6 CTC 13.58 21.56

RTC 11.21 0.83 18.62 0.86

RTE 11.17 0.82 18.26 0.85

12÷14 CTC 13.87 21.90

RTC 11.12 0.80 18.63 0.85

RTE 11.39 0.82 18.35 0.84

Lớp sét yếu (soft clay)

18÷20 CTC 15.32 22.00

RTC 12.45 0.81 18.87 0.86

RTE 12.17 0.79 18.08 0.82

24÷26 CTC 14.94 22.70

RTC 11.72 0.78 18.51 0.82

RTE 11.64 0.78 18.01 0.79

Ghi chú: c’, ’ (%) Chênh lệch lực đính và góc nội ma sát hữu hiệu giữa lộ

trình ứng suất RTC, RTE với CTC.

Từ kết quả phân tích, có thể thấy sức kháng cắt của đất suy giảm theo các

lộ trình ứng suất dỡ tải so với lộ trình ứng suất gia tải thông thường, góc nội ma

77

sát (’) và lực dính hữu hiệu (c’) của đất yếu TP. HCM trong thí nghiệm ba trục

theo lộ trình RTE và RTC tương đương nhau và nhỏ hơn xác định theo lộ trình

nén ba trục (CTC). Có sự suy giảm sức kháng cắt theo các lộ trình ứng suất

RTE và RTC là do quá trình dỡ tải áp lực nước lỗ rỗng thay đổi, đất có xu hướng

nở ra: với lộ trình RTE khi giảm 1 mẫu đất nở ra theo chiều thẳng đứng, với

lộ trình RTC khi giảm 3 mẫu đất nở ra theo chiều ngang.

Kết quả thí nghiệm chỉ ra rằng với đất yếu TP. HCM lực dính hữu hiệu

(c’) suy giảm từ 17% đến 22% trong khi đó góc nội ma sát (’) suy giảm từ

14% đến 21% dưới lộ trình ứng suất dỡ tải so với lộ trình ứng suất gia tải:

' '

0.78 0.83' '

RTE RTC

CTC CTC

c c

c c = (3.15)

' '

0.79 0.86' '

RTE RTC

CTC CTC

= (3.16)


- Ứng xử của đất phụ thuộc vào lộ trình ứng suất. Việc xác định các tham

số sức kháng cắt và mô đun biến dạng cho bài toán HĐS nên xác định từ thí

nghiệm ba trục với lộ trình ứng suất dỡ tải do các thí nghiệm này mô tả được

trạng thái làm việc thực của đất nền trong quá trình thi công HĐS.

- Kết quả chỉ ra rằng thí nghiệm với các lộ trình ứng suất khác nhau sẽ cho

ra các giá trị sức kháng cắt khác biệt và đặc điểm ứng suất biến dạng sẽ thay đổi

với các cấp áp lực buồng. Trong thí nghiệm với lộ trình dỡ tải, góc nội ma sát và

lực đính có hiệu của đất giảm đi đáng kể so với thí nghiệm nén ba trục thông

thường, do quá trình đào đất là quá trình dỡ tải nên chuyển vị ngang của đất sẽ

làm đất suy bền (đất yếu đi khi đào).

- Lực dính hữu hiệu của đất (c’) trong thí nghiệm ba trục tính theo lộ trình

RTE và RTC tương đương nhau và nhỏ hơn xác định theo lộ trình nén ba trục

thông thường (CTC), giá trị này nhỏ hơn khoảng từ 17% đến 22%:

78

' '

0.78 0.83' '

RTE RTC

CTC CTC

c c

c c = (3.17)

- Góc nội ma sát của đất (’) trong thí nghiệm ba trục tính theo lộ trình RTE

và RTC tương đương nhau và nhỏ hơn xác định theo lộ trình nén ba trục thông

thường (CTC), giá trị này nhỏ hơn khoảng từ 14% đến 21%:

' '

0.79 0.86' '

RTE RTC

CTC CTC

= (3.18)

- Độ cứng của đất cũng phụ thuộc vào lộ trình ứng suất. Mô đun biến dạng

cát tuyến của thí nghiệm ba trục giảm ứng suất lớn hơn so với thí nghiệm ba

trục thông thường. Thí nghiệm ba trục theo lộ trình ứng suất RTE và RTC cho

ra kết quả mô đun biến dạng tương đương nhau nhưng lớn hơn so lộ trình ứng

suất nén 3 trục CTC thông thường. Với lớp đất yếu TP. HCM:

50,

50,

1.48 1.95RTE

CTC

E

E= (3.19)

50,

50,CTC

1.43 1.68RTCE

E= (3.20)

- Từ kết quả thí nghiệm, tác giả nhận thấy việc tính toán HĐS bằng mô hình

nền với bộ tham số từ thí nghiệm ba trục với lộ trình ứng suất dỡ tải hoặc từ bộ

tham số tương quan theo các công thức (3.17), (3.18), (3.19) và (3.20) với mô

hình toán có xét đến quá trình dỡ tải là cần thiết. Việc hiệu chỉnh các tham số

mô đun biến dạng và xác định tham số biểu diễn sự phụ thuộc của mô đun biến

dạng vào trạng thái ứng suất cho tính toán HĐS từ mô hình HS được thực hiện

ở chương tiếp theo.

79

CHƯƠNG 4

NGHIÊN CỨU SỰ PHỤ THUỘC TRẠNG THÁI

ỨNG SUẤT CỦA MÔ ĐUN BIẾN DẠNG TRONG

MÔ HÌNH HARDENING SOIL TRÊN ĐẤT YẾU TP. HCM

4.1 Cơ sở lựa chọn mô hình Hardening Soil cho tính toán hố đào sâu

Như đã phân tích các mô hình ở Chương 2, để giải quyết các vấn đề hố

đào sâu, ở TP. HCM nói riêng và Việt Nam nói chung thường sử dụng FEM với

các mô hình nền như MC, Hyperbol, HS, Cam-clay cải tiến…

Mô hình dẻo tăng bền HS được xây dựng trên cơ sở mô hình Hypebolic

thể hiện nhiều tiến bộ hơn so với mô hình MC. Giống như mô hình MC, những

trạng thái giới hạn của ứng suất được diễn tả bằng góc nội ma sát φ, lực dính c,

góc giãn nở ψ, nhưng độ cứng của đất được diễn tả với độ chính xác lớn hơn bởi

việc sử dụng 3 tham số độ cứng nhập vào khác nhau: mô đun cát tuyến E50, mô

đun dỡ tải Eur và mô đun cố kết Eoed.

Ưu điểm của mô hình HS không chỉ dựa trên việc thể hiện trạng thái ứng

suất biến dạng là đường hyperbolic mà còn xét đến tính chảy của đất và mặt chảy

có thể mở rộng do biến dạng đàn – dẻo. Mô đun của đất thực tế liên quan đến

mức độ biến dạng, do đó biến dạng của đất phải được tính toán để có được giá

trị độ bền phù hợp. Mô hình HS có thể tự động xem xét các đặc tính trên. Mô

hình dẻo tăng bền HS còn lý giải được sự phụ thuộc của mô đun vào ứng suất.

Nhiều nghiên cứu trong và ngoài nước và nghiên cứu của tác giả ở

Chương 3 đã chỉ ra việc mô hình nền trong bài toán hố đào bằng FEM nên được

thực hiện với mô hình tái bền HS [46]. Lý do là trong quá trình đào, đất làm việc

theo sơ đồ dỡ tải – gia tải lại (unloading – reloading): dỡ tải khi đất ở trong hố

đào được lấy ra và gia tải lại khi thi công hệ chống vách hố đào. Trong giai đoạn

làm việc này, mô đun biến dạng của đất cao hơn rất nhiều so với trường hợp gia

tải thông thường. Do đó nếu sử dụng những mô hình đơn giản như MC sẽ cho

80

kết quả chuyển vị, biến dạng của nền đất cao hơn thực tế rất nhiều do không thể

hiện được quá trình làm việc dỡ tải – gia tải lại của nền trong quá trình thi công

đào đất. Việc sử dụng mô hình HS cho phép khắc phục được hạn chế này và cho

kết quả gần với thực tế hơn.

Mô hình HS có xét đến các đặc tính dỡ tải, mô đun biến dạng phụ thuộc

vào ứng suất chính nhỏ nhất 3 và áp lực tham chiếu pref, sự phụ thuộc của mô

đun biến dạng vào trạng thái ứng suất được thể hiện bởi tham số mũ m. Những

kết quả thực nghiệm cho rằng m bằng 1 với đất sét mềm và trong khoảng 0.5 <

m < 1 với bùn và cát (Schanz T. và cộng sự, 2000) [56]. Điều này gây khó khăn

cho các kỹ sư khi thiết kế do biên độ của m vẫn còn tương đối rộng, ảnh hưởng

nhiều đến kết quả tính toán.

Mặc khác, việc xác định các thông số mô đun ref

urE , ref

oedE trong Plaxis được

chọn mặc định theo tương quan từ 50

refE cho mọi loại đất như công thức (4.1) và

(4.2) thường gây khó khăn cho tính toán [23], [24]:

50

ref ref

oedE E= (4.1)

503ref ref

urE E= (4.2)

Trong chương này tác giả sẽ nghiên cứu xác định tham số m và các tương

quan tỷ số Eur/E50, Eoed/E50 cho đất yếu TP. HCM trên cơ sở thí nghiệm 3 trục

thoát nước có dỡ tải - gia tải lại và thí nghiệm nén cố kết Oedometer như định

nghĩa trong mô hình HS [57] để tính toán HĐS.

4.2 Xác định tham số mũ m cho đất yếu TP. HCM trong mô hình HS

Để xác định m, tác giả thực hiện các thí nghiệm trên 48 mẫu đất, các chỉ

tiêu cơ lý như trình bày ở Chương 3 (mục 3.2.3).

- Nén ba trục cố kết thoát nước (CD) có dỡ tải và gia tải lại: 12 mẫu;

- Nén cố kết một trục không nở hông (Oedometer): 32 mẫu;

Từ kết quả thí nghiệm, tác giả tính toán, thông kê, phân tích và lập các

phương trình hồi quy thể hiện các tương quan để xác định m.

81

4.2.1 Thí nghiệm nén ba trục thoát nước có dỡ tải và gia tải lại

Theo định nghĩa trong mô hình HS, các thông số 50

refE ,ref

urE phải xác định

từ thí nghiệm nén ba trục thoát nước. Thí nghiệm nén 3 trục được tiến hành theo

sơ đồ cố kết thoát nước (CD) với các cấp áp lực, trong đó có áp lực buồng pref =

σ′3=100kPa có dỡ tải và gia tải lại, kết quả cho dưới dạng đồ thị quan hệ biến

dạng đứng ε1 và độ lệch ứng suất q=σ′1−σ′3 có dạng như Hình 4.1. Từ biểu đồ

này cho phép xác định được các thông số φ′, c′, 50

refE ,ref

urE .

Hình 4.1 Quan hệ (1-q) từ thí nghiệm ba trục CD có dỡ tải và gia tải lại

Trong phần này, để xác định tham số diễn tả sự phụ thuộc của mô đun

biến dạng vào ứng suất (tham số mũ m) cho đất yếu TP. HCM, tác giả thực hiện

thí nghiệm trên 12 mẫu sét tại các độ sâu từ 4 đến 30m bên dưới mực nước ngầm

với thí nghiệm ba trục thoát nước có dỡ tải và gia tải lại tại các cấp áp lực buồng

’3 lần lượt là 50, 100, 200 và 400 kPa.

Kết quả của thí nghiệm cho hai lớp sét thể hiện bằng các biểu đồ quan hệ

ứng suất – biến dạng và biểu đồ quan hệ biến dạng đứng – biên dạng thể tích ở

các hình từ Hình 4.2 đến Hình 4.5 bên dưới.

82

Hình 4.2 Quan hệ (1 - q) và (1 - v) của mẫu 1,2,3

Hình 4.3 Quan hệ (1 - q) và (1 - v ) của mẫu 4,5,6


-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Độ

lệc

h ứ

ng s

uất

, q

, kG

/cm

2,

[10

0kP

a]

Biến dạng đứng 1, %

Mẫu 1

Mẫu 2

Mẫu 3

’3=200kPa

’3=100kPa

0.0

1.5

3.0

4.5

6.0

7.5

9.0

10.5

12.0

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Biế

n d

ạng t

hể

tích

v

,%


Mẫu 1

Mẫu 2

Mẫu 3

’3=200kPa

’3=50kPa

’3=100kPa

-1

0

1

2

3

4

5

6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kG

/cm

2,[

10

0kP

a]


Mẫu 4

Mẫu 5

Mẫu 6

’3=50kPa

’3=100kPa

’3=200kPa

-2

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Biế

n d

ạng t

hể

tích

v%


Mẫu 4

Mẫu 5

Mẫu 6

’3=50kPa

’3=100kPa

’3=200kPa

-1

0

1

2

3

4

5

6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kG

/cm

2,[

10

0kP

a]


Mẫu 7

Mẫu 8

Mẫu 9

’3=50kPa

’3=100kPa

’3=200kPa

-2

0

2

4

6

8

10

12

14

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Biế

n d

ạng t

hể tíc

h ,%

Biến dạng đứng , %

Mẫu 7

Mẫu 8

Mẫu 9

’3=50kPa

’3=200kPa

’3=100kPa

’3=50kPa

83


Từ biểu đồ quan hệ ứng suất - biến dạng (q, 1), ta xác định được các thông

số c’, ’ và '

3'cot '

'cot '

y

ref ref

c

p c p

−=

+ như Bảng 4.1.

Bảng 4.1 Các thông số độ bền của đất

4.2.2 Xác định mô đun cát tuyến E50, Eur và tham số mũ m từ thí nghiệm

nén ba trục thoát nước

Từ đường cong quan hệ ứng suất-biến dạng của kết quả thí nghiệm nén

ba trục cố kết thoát nước (CD) có dỡ tải và gia tải lại (Hình 4.2 đến Hình 4.5),

có thể xác định E50, Eur như thể hiện ở Hình 4.6. Mô đun cát tuyến E50 chính là

Độ sâu

[m]

Số hiệu

mẫu

c’

[kPa]

φ’

[độ] '

1 f [kPa] '

3 f [kPa] y

refp

Lớp bùn sét (Vert soft clay)

4 ÷ 6 1 11 23.12 140 36 0.489

2 305 109 1.073

3 529 186 1.685

12 ÷ 14 4 9 23.28 216 86 0.888

5 501 190 1.742

6 948 372 3.249

Lớp sét (Soft clay)

18÷20 7 10 24.02 217 88 0.900

8 392 181 1.664

9 894 389 3.356

24÷26 10 11 24.32 237 98 0.982

11 402 191 1.734

12 964 399 3.401

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kG

/cm

2,[1

00

kP

a]


Mẫu 10

Mẫu 11

Mẫu 12

’3=100kPa

’3=200kPa

’3=400kPa

0

1

2

3

4

5

6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Biế

n d

ạng t

hể

tích

v,%


Mẫu 10

Mẫu 11

Mẫu 12

’3=100kPa

’3=200kPa

’3=400kPa

84

hệ số góc của đường cát tuyến đi qua gốc tọa độ và giao điểm của đường cong

tương ứng với ứng suất lệch 0.5qf (đường ). Tương tự, mô đun Eur chính là hệ

số góc của đường tiếp tuyến đoạn dỡ tải và gia tải lại (đường ).

Hình 4.6 Xác định E50 và Eur từ kết quả thí nghiệm nén ba trục thoát nước

Tham số m thể hiện sự phụ thuộc của mô đun biến dạng vào trạng thái

ứng suất của đất nền. Có thể xác định được số mũ m từ định nghĩa mô đun biến

dạng trong mô hình HS theo các công thức (2.21), (2.22) sau khi xác định được

E50 và Eur từ kết quả thí nghiệm bằng cách lấy logarit hai vế của phương trình

(4.3) và (4.4):

'

350 50 50

cot '

cot '

m m

yref ref

ref ref

cE E E

p c p

−= =

+ (4.3)

'

3cot '

cot '

m m

yref ref

ur ur urref ref

cE E E

p c p

−= =

+ (4.4)

4.2.2.1 Xác định mô đun E50 và số mũ m thông qua E50

Từ biểu đồ quan hệ ứng suất – biến dạng (q-1), vẽ các đường cát tuyến

như các hình từ Hình 4.7 đến Hình 4.10 theo định nghĩa mô đun biến dạng E50

của mô hình HS. Mô đun cát tuyến E50 chính là hệ số góc của các đường cát

tuyến như trong Bảng 4.2.

85

Hình 4.7 Xác định mô đun E50 của mẫu 1,2,3 từ kết quả thí nghiệm



y = 0.1729x

y = 0.3388xy = 0.4944x

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Độ

lệc

h ứ

ng s

uất

, q

, kg/c

m2,

[10

0kP

a]


Mẫu 1

Mẫu 2

Mẫu 3

y = 0.2115x - 8E-17

y = 0.3372x

y = 0.6051x - 6E-16

-1

0

1

2

3

4

5

6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kg/c

m2,

[10

0kP

a]


Mẫu 4

Mẫu 5

Mẫu 6

y = 0.2072x

y = 0.3066xy = 0.5205x - 3E-16

-1

0

1

2

3

4

5

6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kg/c

m2,

[10

0kP

a]


Mẫu 7

Mẫu 8

Mẫu 9

86


Dựa trên định nghĩa E50 trong mô hình HS, công thức (2.21):

'

350 50 50

cot '

cot '

m m

yref ref

ref ref

cE E E

p c p

−= =

+ => '

50

50

logy

ref

ref

p

Em

E

=

(4.5)

Xác định được tham số mũ m theo E50 như Bảng 4.2.

Bảng 4.2 Mô đun 50 50, refE E và tham số m từ thí nghiệm nén ba trục thoát nước

Độ sâu [m] Mẫu 50E

[kPa]

50

refE

[kPa]

50

50

ref

E

E

y

refp

m

[-]


4 ÷ 6 1 1729 33.88 0.51 0.489 0.94

2 3388 1.00 1.073 -

3 4944 1.46 1.685 0.72

12 ÷ 14 4 2115 21.15 1.00 0.888 -

5 3372 1.59 1.742 0.84

6 6051 2.86 3.249 0.89

Lớp sét yếu (Soft Clay)

18 ÷ 20 7 2072 20.72 1.00 0.900 -

8 2912 1.48 1.664 0.77

9 5205 2.51 3.356 0.76

24 ÷ 26

10 2293 22.93 1.00 0.982 -

11 3435 1.50 1.734 0.73

12 6469 2.81 3.401 0.85

y = 0.2293x - 1E-16

y = 0.3435x - 3E-16

y = 0.6469x + 6E-16

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kg/c

m2,

[10

0kP

a]


Mẫu 10

Mẫu 11

Mẫu 12

87

Lập phương trình hồi quy từ đường TRENDLINE trong phần mềm

EXCEL theo phương pháp bình phương cực tiểu để thể hiện sự phụ thuộc của

mô đun độ cứng vào trạng thái ứng suất. Kết quả như Hình 4.11.

Hình 4.11 Phương trình hồi quy tương quan giữa 50

50

ref

E

E và

y

refp

Kết quả tính toán tham số m từ Bảng 4.2 được thể hiện trên Hình 4.11 cho

thấy mức độ tin cậy của việc thống kê là tương đối chặt, hệ số tương quan cho 2

lớp đất bùn sét và sét yếu lần lượt là R2 = 0.9811 và R2 = 0.9846. Từ đó, giá trị

tham số m xác định từ thí nghiệm nén ba trục thoát nước thông qua mô đun cát

tuyến E50 của đất yếu TP. HCM như sau:

- Lớp bùn sét: m = [0.72 ÷ 0.94] (4.6)

Với phương trình hồi quy:

0.8686

50

50

0.9854y

ref ref

E

E p

=

, R2 = 0.9864 (4.7)

- Lớp sét yếu: m = [0.73 ÷ 0.85] (4.8)

Với phương trình hồi quy:

0.7585

50

50

1.0287y

ref ref

E

E p

=

, R2 = 0.9875 (4.9)

4.2.2.2 Xác định mô đun Eur và số mũ m thông qua Eur

Từ biểu đồ quan hệ ứng suất biến dạng, vẽ các đường tiếp tuyến Eur như

các hình từ Hình 4.12 đến Hình 4.15 theo như định nghĩa mô đun biến dạng Eur

của mô hình HS. Mô đun dỡ tải Eur chính là hệ số góc của các đường cát tuyến

trong đoạn dỡ tải và gia tải lại, kết quả thể hiện ở Bảng 4.3.

y = 0.9852x0.8797

R² = 0.9864

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0

E50/E

50re

f

y/pref

Lớp bùn sét

y = 1.0287x0.7585

R² = 0.9875

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0

E50/E

50re

f

y/pref

Lớp sét yếu

88

Hình 4.12 Xác định mô đun Eur các mẫu 1,2,3



y = 0.6898x - 5.0054

y = 2.1599x - 14.262

y = 1.2727x - 8.7689

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Độ

lệc

h ứ

ng s

uất

, q

, kG

/cm

2,

[10

0kP

a]


Mẫu 1

Mẫu 2

Mẫu 3

y = 1.7723x - 8.3601

y = 2.8403x - 24.152

y = 1.0609x - 10.329

-1

0

1

2

3

4

5

6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kG

/cm

2,

[10

0kP

a]


Mẫu 4

Mẫu 5

Mẫu 6

y = 1.49.33x - 8.5068

y = 2.7673x - 26.558

y = 0.9939x - 9.3214

-1

0

1

2

3

4

5

6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kg/c

m2,

[10

0kP

a]


Mẫu 7

Mẫu 8

Mẫu 9

89


Dựa trên định nghĩa Eur trong mô hình HS, công thức (2.22):

'

3cot '

cot '

mm

yref ref

ur ur urref ref

cE E E

p c p

−= =

+ => log

y

ref

ur

ref

urp

Em

E

=

(4.10)

Từ công thức (4.10), xác định được tham số mũ m theo mô đun Eur.


ur urE E và số mũ m từ thí nghiệm nén ba trục thoát nước

Độ sâu

[m]

Mẫu

thí nghiệm urE [kPa]

ref

urE

[kPa]

ur

ref

ur

E

E

y

refp

m

[-]


4 ÷ 6 1 6898 12727 0.54 0.489 0.86

2 12727 1.00 1.073 -

3 20590 1.62 1.685 0.92

12 ÷ 14 4 10609 10609 1.00 0.888 -

5 17723 1.67 1.742 0.92

6 28403 2.68 3.249 0.84


18 ÷ 20 7 9939 9939 1.00 0.900 -

8 14933 1.50 1.664 0.80

9 27673 2.78 3.356 0.85

24 ÷ 26 10 10831 10831 1.00 0.982 -

11 17342 1.60 1.734 0.86

12 29881 2.76 3.401 0.83

y = 1.0831x - 7.7934

y = 1.7342x - 16.926y = 2.9881x - 27.26

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Ứn

g s

uất

lệc

h q

, kG

/cm

2,

[10

0kP

a]


Mẫu 10

Mẫu 11

Mẫu 12

90

Hình 4.16 Phương trình hồi quy tương quan giữa ur

ref

ur

E

E và

y

refp

Từ quan hệ giữa ur

ref

ur

E

E và

y

refp

(công thức (4.10)), lập phương trình hồi

quy của đường TRENDLINE như Hình 4.16, ta có các kết quả như sau:

- Lớp bùn sét: m = [0.84 ÷ 0.92] (4.11)

0.8325

1.0185yur

ref ref

ur

E

E p

=

, R2 = 0.9896 (4.12)

- Lớp sét yếu: m = [0.80 ÷ 0.86] (4.13)

0.789

1.0389yur

ref ref

ur

E

E p

=

, R2 = 0.9956 (4.14)

4.2.3 Xác định mô đun Eoed, tham số m từ thí nghiệm nén một trục không

nở hông Oedometer

Thí nghiệm được thực hiện trên hệ thống Humboldt (Mỹ) bằng thiết bị

chất tạ cố kết. Các dữ liệu được ghi nhận tự động. Thí nghiệm theo tiêu chuẩn

ASTM – D2435 (2011) [16].

Trong thí nghiệm này, mẫu được đặt trong buồng cố kết giữa 2 tấm đá bọt

cho phép thoát nước và có đường kính 2.5 inch, chiều cao 1 inch.

y = 1.0185x0.8325

R² = 0.9896

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0

Eur/

Eurr

ef

/pref

Lớp bùn sét

y = 1.0389x0.789

R² = 0.9956

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0

Eur/

Eurr

ef

/pref

Lớp sét yếu

91

Dữ liệu của thí nghiệm nén cố kết được thể hiện trên đường cong -log(p).

Các thông số cần thiết cho việc tính toán được xác định từ đường cong này gồm:

chỉ số nén (Cc), chỉ số nén lại (Cr), ứng suất tiền cố kết (Pc) và hệ số rỗng ban

đầu (e0).

Thí nghiệm Oedometer được tiến hành trên đất yếu TP. HCM với 2 lớp

đất có tính chất vật lý như Mục 3.2.3 Chương 3:

- Lớp bùn sét chảy tại độ sâu 46m và 1214m,

- Lớp sét yếu dẻo chảy tại các độ sâu 1820m và 2426m.

Tác giả thực hiện một loạt các thí nghiệm này trên 32 mẫu đất với các cấp

tải 50, 75, 100, 150, 200, 250, 300, 600 kPa. Từ kết quả thí nghiệm, xác định

được tỷ số nén CR, từ (4.11) xác định được ref

oedE , với pref=100kPa là cấp tải tham

chiếu. Mô đun biến dạng cố kết oedE xác định từ đường cong trên biểu đồ quan

hệ ứng suất biến dạng có được từ thí nghiệm nén một trục không nở hông.

Hình 4.17 Dụng cụ thí nghiệm nén cố kết với bộ ghi dữ liệu tự động

Theo định nghĩa mô đun Eoed trong mô hình HS (Hình 2.11):

'

3cot '

cot '

mm

yref ref

oed oed oedref ref

cE E E

p c p

−= =

+ (4.15)

92

trong đó: *

refref

oed

pE

= (4.16)

Chỉ số nén cải tiến *

2.3(1 ) 2.3

cC CR

e = =

+ (4.17)

*

2.3ref refref

oed

p pE

CR = = (4.18)

Từ công thức (4.18), dựa trên kết quả thí nghiệm, xác định được mô đun

tham chiếu ref

oedE như trong Bảng 4.4.

Bảng 4.4 Mô đun ref

oedE từ kết quả thí nghiệm nén cố kết

Số hiệu mẫu Độ sâu [m] RR CR ref

oedE [kPa]

BH04-01 4.0-4.8 0.032 0.277 831

BH04-02 6.0-6.8 0.032 0.253 909

BH04-03 9.0-9.8 0.042 0.214 1076

BH04-04 12.0-12.8 0.031 0.221 1039

BH04-05 15.0-15.8 0.032 0.244 943

BH04-06 18.0-18.8 0.033 0.223 1033

BH04-07 21.0-21.8 0.032 0.221 1043

BH04-08 24.0-24.8 0.026 0.113 2031

BH04-09 26.0-26.8 0.024 0.149 1542

Từ biểu đồ logp- của kết quả thí nghiệm, mô đun oedE chính là độ dốc

của đoạn gia tải.

Hình 4.18 Biểu đồ kết quả thí nghiệm nén cố kết không nơ hông dưới dạng

(logp−ε) với đoạn gia tải và dỡ tải

93

2 1

2 1

log( );log( ) log( )

y yA Ap p

−= =

− (4.19)

ln( ) 1 1

ln10 ln10

y y

y

y y

dA A

d

= = (4.20)

ln10y yref

oed ref

y

dE p

d A p

= =

(4.21)

Từ (4.21), xác định được oedE như Bảng 4.5. Cuối cùng, tham số mũ m

được xác định từ phương trình sau:

'

3cot '

cot '

mm

yoed

ref ref ref

oed

E c

E p c p

−= =

+ log

y

ref

oed

ref

oedp

Em

E

=

(4.22)


oed oedE E và số mũ m tính toán từ thí nghiệm Oedometer

Độ sâu

[m]

Cấp áp

lực

[kPa]

oedE

[kPa]

ref

oedE

[kPa]

oed

ref

oed

E

E

y

refp

m

m

trung

bình

Bùn sét (Very soft clay)

4 ÷ 6 50 616 831 0.74 0.60 0.59

0.90

75 673 0.81 0.80 0.94

100 1458 1.75 - -

150 1145 1.38 1.40 0.95

200 1381 1.66 1.80 0.86

250 1768 2.13 2.20 0.96

300 2210 2.66 2.60 1.02

400 3909 4.70 5.01 0.96

12 ÷ 14 50 607 1039 0.61 0.60 0.98

0.88

75 764 0.83 0.80 0.84

100 1063 1.02 - -

150 1221 1.38 1.40 0.95

200 1471 1.67 1.80 0.87

250 1875 1.80 2.20 0.75

300 2329 2.24 2.60 0.84

400 4577 4.41 5.01 0.92

Sét yếu (Soft clay)

18÷ 20 50 650 1033 0.63 0.59 0.86

0.84 75 746 0.69 0.79 0.88

100 1686 1.63 - -

150 1367 1.32 1.41 0.81

94

Sử dụng phương pháp bình phương cực tiểu vẽ đồ thị trong EXCEL để

xác định đường TRENDLINE dạng mũ (hàm power), từ phương trình hồi quy

của đường TRENDLINE này, tham số m được thống kê cho với hệ số tương

quan có độ tin cậy cao là R2 = 0.9871 và R2 = 0.9703 như Hình 4.19.

Hình 4.19 Phương trình hồi quy tương quan giữa oed

ref

oed

E

E và

y

refp

Từ kết quả phân tích, giá trị tham số mũ m trung bình thể hiện sự phụ

thuộc của mô đun biến dạng vào ứng suất của đất yếu TP. HCM từ thí nghiệm

Oedometer như sau:

- Lớp bùn sét: m = [0.88 ÷ 0.90] (4.23)

Phương trình hồi quy:

0.9205

1.0159yoed

ref ref

oed

E

E p

=

, R2 = 0.9867 (4.24)

- Lớp sét yếu: m = [0.71 ÷ 0.84] (4.25)

200 1782 1.72 1.83 0.90

250 1985 1.92 2.24 0.81

300 2080 2.01 2.66 0.72

400 4449 4.31 5.15 0.89

24 ÷ 26 75 1711 2031 0.84 0.80 0.75

0.71

100 1692 0.83 - -

150 2601 1.28 1.41 0.72

200 3112 1.53 1.82 0.71

250 3514 1.73 2.23 0.68

400 3970 1.95 2.64 0.69

y = 1.0159x0.9025

R² = 0.9867

-

1

2

3

4

5

- 1 2 3 4 5 6

Eo

ed/E

oed

ref

/pref


y = 0.9729x0.8245

R² = 0.9817

-

1

2

3

4

5

- 1 2 3 4 5 6

Eo

ed/E

oed

ref

/pref

Lớp sét yếu (Very soft clay)

95

Phương trình hồi quy:

0.8245

0.9729yoed

ref ref

oed

E

E p

=

, R2 = 0.9817 (4.26)

4.3 Xác định hệ số tương quan Eur/ E50 và Eoed/ E50 cho đất yếu TP. HCM

Với bộ tham số mặc định của mô hình HS trong Plaxis [23], khi thiết kế

thường chọn:

50/ref ref

urE E = 3 (4.27)

50/ 1ref ref

oedE E = (4.28)

Tuy nhiên, thực tế tỷ số này rất khác biệt với từng loại đất khác nhau.

Từ các kết quả thí nghiệm nén cố kết thoát nước ba trục và nén cố kết

không nở hông để xác định tham số m của đất yếu TP. HCM đã trình bày ở phần

trên (Bảng 4.2, 4.3 và 4.5), tác giả phân tích, tính toán và đề xuất tỷ số này như

Bảng 4.6 để xác định Eur và Eoed từ E50 là đại lượng dễ dàng xác định từ quan hệ

ứng suất – biến dạng trong thí nghiệm nén ba trục.

Bảng 4.6 Kết quả tỷ số 50/urE E và 50/oedE E của đất yếu TP. HCM

Độ sâu

[m] c

[kPa] 50E

[kPa]

urE

[kPa]

oedE

[kPa] 50

urE

E

50

oedE

E


4 ÷ 6 50 1729 6898 616 3.99 0.36

100 3388 12727 1458 3.76 0.43

200 4697 20590 2210 4.16 0.45

12 ÷ 14 50 2115 10609 1063 5.02 0.50

100 3372 17723 1471 5.26 0.52

200 6051 28403 2329 4.69 0.76


18 ÷ 20 100 2072 9939 1686 4.80 0.74

200 2912 14933 1782 4.87 0.91

400 5205 27673 4449 5.32 0.61

24 ÷ 26

100 2293 10831 1692 4.72 0.81

200 3435 17342 3430 5.05 0.58

400 6469 29881 3970 4.62 0.85

96

Từ kết quả ở Bảng 4.6 lập phương trình hồi quy cho tương quan E50 và

Eoed, E50 và Eur như Hình 4.20 và Hình 4.21. Hệ số R2 > 0.8 của các mối tương

quan cho thấy độ chặt của thống kê.

-Hình 4.20 Tương quan giữa 50oedE E− của đất yếu TP. HCM

Hình 4.21 Tương quan 50urE E− của đất yếu TP. HCM

Tỷ số 50/oedE E cho đất yếu TP. HCM là:

- Lớp bùn sét: 50

0.36 0.76oedE

E= (4.29)

Hàm tương quan: 500.7896 899.04oedE E= − với R2 =0.8647 (4.30)

- Lớp sét yếu : 50

0.58 0.91oedE

E= (4.31)

y = 0.7896x - 899.04R² = 0.8647

0

1000

2000

3000

4000

5000

0 2000 4000 6000 8000

Eoed,

[kP

a]

E50, [kPa]

Lớp bùn sét (Very Soft clay)

y = 0.6437x + 363.69R² = 0.8089

0

1000

2000

3000

4000

5000

0 2000 4000 6000 8000

Eoed,

[kP

a]

E50, [kPa]


y = 4.5462x - 207.7

R² = 0.9371

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

0 2000 4000 6000 8000

Eur, [

kP

a]

E50, [kPa]

Lớp bùn sét (Very Soft clay)

y = 4.8383x + 257.45

R² = 0.9766

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

0 2000 4000 6000 8000

Eur, [

kP

a]

E50, [kPa]


97

Hàm tương quan: 500.6437 363.69oedE E= + với R2 =0.8089 (4.32)

Từ các phân tích trên, tỷ số 50/urE E cho đất yếu TP. HCM là:


[3.76 5.26]urE

E= (4.33)

Hàm tương quan: 504.5462 207.7urE E= − với R2 =0.9371 (4.34)

- Lớp sét yếu: 50

[4.80 5.32]urE

E= (4.35)

Hàm tương quan: 504.8383 257.45urE E= + với R2 =0.9766 (4.36)


- Mô đun biến dạng của đất nền phụ thuộc vào trạng thái ứng suất, sự phụ

thuộc của mô đun biến dạng vào trạng thái ứng suất tuân theo quy luật hàm mũ:

m

ref

ur ur refE E

p

=

(4.37)

với tham số mũ m của đất yếu TP. HCM như sau:

Xác định từ thí nghiệm ba trục thoát nước thông qua E50:

o Lớp bùn sét m = [0.72 ÷ 0.94] (4.38)

o Lớp sét yếu m = [0.73 ÷ 0.85] (4.39)

Xác định từ thí nghiệm ba trục thoát nước thông qua Eur:

o Lớp bùn sét m = [0.84 ÷ 0.92] (4.40)

o Lớp sét yếu m = [0.80 ÷ 0.86] (4.41)

Xác định từ thí nghiệm nén một trục không nơ hông:

o Lớp bùn sét m = [0.88 ÷ 0.90] (4.42)

o Lớp sét yếu m = [0.71 ÷ 0.84] (4.43)

Từ đó, giá trị trung bình của tham số m cho đất yếu TP. HCM:

o Lớp bùn sét m = [0.81÷ 0.92] (4.44)

o Lớp sét yếu m = [0.75 ÷ 0.85] (4.45)

98

Giá trị này phù hợp với thực nghiệm của Von Soos (1980) [60] cho rằng

m nằm trong khoảng 0.5 m 1.0 với cận dưới là cát và cận trên là sét mềm.

- Đất có mô đun lớn đáng kể và phi tuyến tính trong lộ trình ứng suất dỡ

tải, mô đun biến dạng thực của đất tính toán từ các thí nghiệm theo lộ trình ứng

suất dỡ tải cao hơn nhiều so với mô đun biến dạng thu được từ các thí nghiệm

thông thường. Với đất yếu TP. HCM tỷ số 50/urE E và 50/oedE E cho lớp bùn

sét và lớp sét yếu như sau:


3.76 5.26urE

E= ;

50

0.36 0.76oedE

E= (4.46)

- Lớp sét yếu: 50

4.80 5.32urE

E= ;

50

0.58 0.91oedE

E= (4.47)

Tỷ số này có sự khác biệt khá lớn so với giá trị mặc định trong Plaxis theo

như Vemeer [57] với mọi loại đất là:

50

3urE

E và

50

1oedE

E (4.48)

99

CHƯƠNG 5

ÁP DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU

ĐỂ TÍNH TOÁN CÔNG TRÌNH THỰC TẾ

5.1 Nội dung tính toán

Chương này, kết quả nghiên cứu sẽ được kiểm chứng thông qua việc sử

dụng kết quả nghiên cứu để tính toán và so sánh chuyển vị và biến dạng với dữ

liệu quan trắc thực tế của 3 công trình đã được xây dựng trên địa bàn TP. HCM.

Các công trình áp dụng tính toán trong luận án này được tác giả lựa chọn đều

nằm trên nền đất yếu với 2 lớp bùn sét có độ dày tương đối lớn và đồng nhất, là

2 lớp đất có ảnh hưởng lớn đến ổn định và biến dạng của công trình đồng thời

cũng là đối tượng và phạm vi nghiên cứu của luận án. Phần mềm dùng để tính

toán là Plaxis 2D phiên bản 2016.

Kết quả nghiên cứu thể hiện trong phần xác định các đặc trưng đất nền

cho các mô hình tính toán: MC, HS, Hardening Soil với các thông số hiệu chỉnh

(HSM). Các đặc trưng của đất nền là đặc trưng thoát nước. Trong trường hợp

không có các thông số từ thí nghiệm thoát nước, có thể quy đổi giá trị thu được

từ kết quả thí nghiệm cố kết không thoát nước (Eu) về giá trị theo sơ đồ thoát

nước (E’) theo tương quan cơ học đất như sau:

1 1.495'1 ' 1

uuE E E

+= =

+ + (5.1)

Xác định hệ số Poisson:

Hệ số Poisson là một thông số rất khó xác định. Nhiều nghiên cứu trên thế

giới cho thấy biên độ của hệ số Poisson cho mỗi loại đất khác biệt không lớn.

Trong luận án này hệ số Poisson được xác định theo chỉ dẫn của Chang C.Y. và

Duncan J.M.(1970) [29] tùy thuộc vào loại đất nền cho trong bảng sau:

100

Bảng 5.1 Hệ số Poisson

Loại đất nền Hệ số Poisson

Sét bão hòa nước (không thoát nước) 0.5

Sét không bão hòa (không thoát nước) 0.35 ÷ 0.4

Cát pha 0.3 ÷ 0.4

Cát, sỏi 0.15 ÷ 0.35

Bùn sét 0.3 ÷ 0.35

Hầu hết các loại đất không đẳng hướng về tính thấm. Có 2 thành phần là

thấm dọc kyvà thấm ngang kx. Độ lớn của hai thành phần này phụ thuộc vào nhiều

yếu tố, chẳng hạn như hình thức trầm tích. Một số kết quả nghiên cứu về tỉ lệ

kx/ky đối với đất hạt mịn đã được công bố:

Bảng 5.2 Tỷ số kx/ky cho một số loại đất

Loại đất kx/ky Tác giả

Bùn hữu cơ 1.2 ÷ 1.7 Tsien (1955)

Sét dẻo (Plastic marine clay) 1.2 Lumb và Holt (1968)

Sét yếu (Soft clay) 1.5 Basett và Brodie (1961)

Đất yếu (sét, á sét, bùn hữu cơ) 2 ÷ 5 22TCN 262 - 2000

Trong luận án này, tác giả chọn kx/ky = 2 lần để đưa vào mô hình tính toán.

Xác định các thông số đất nền cho mô hình như sau:

- Mô hình MC: các tham số đầu vào xác định từ hồ sơ khảo sát địa chất.

- Mô hình HS: các thông số mô hình HS bao gồm các thông số từ mô hình

MC, và các thông số đặc trưng xác định từ hồ sơ khảo sát địa chất của dự án với

các giá trị mặc định theo Plaxis:

50

ref ref

oedE E= và 503ref ref

urE E= [23]

101

- Mô hình HS với bộ tham số hiệu chỉnh của tác giả (HSM): các thông số

lấy từ kết quả thí nghiệm đã thực hiện ở Chương 3 và Chương 4 cho Lớp bùn

sét và Lớp sét yếu như Bảng 5.1.

Bảng 5.1 Áp dụng kết quả nghiên cứu vào tính toán HĐS

Thông số Từ hồ sơ khảo

sát địa chất

Kết quả nghiên cứu Thông số chọn để

tính toán

c’ (c’)comp

'

'0.78 0.83ext

comp

c

c=

'

'0.82ext

comp

=

’ (’)comp

'

'0.79 0.86ext

comp

=

'

'0.82ext

comp

=

50

refE 50,

ref

CTCE 50,

50,

[1.48 1.95]RTE

CTC

E

E=

50,

50,CTC

[1.43 1.68]RTCE

E=

50,

50,

1.60RTE

CTC

E

E=

50,

50,CTC

1.60RTCE

E=

ref

urE ,CTC

ref

urE Bùn sét:

50

[3.76 5.26]ref

ur

ref

E

E=

Sét yếu: 50

[4.80 5.32]ref

ur

ref

E

E=

50

4.50ref

ur

ref

E

E=

50

5.00ref

ur

ref

E

E=

ref

oedE ,

ref

oed CTCE Bùn sét:

50

[0.36 0.76]ref

oed

ref

E

E=

Sét yếu: 50

[0.58 0.91]ref

oed

ref

E

E=

50

0.56ref

oed

ref

E

E=

50

0.70ref

oed

ref

E

E=

m m Bùn sét: m = [0.81 ÷ 0.92]

Sét yếu: m = [0.75 ÷ 0.85]

m = 0.86

m = 0.80

- Các lớp đất và thông số khác lấy như mô hình HS gốc và từ hồ sơ địa chất

của các dự án.

102

5.2 Dự án Khu phức hợp – Trung Tâm Thương Mại – Văn Phòng –

Căn hộ Sài Gòn Pearl

Dự án “Khu phức hợp – Trung Tâm Thương Mại – Văn Phòng –

Căn hộ O P A L SAI GON PEARL” tại số 92 Nguyễn Hữu Cảnh, Quận Bình

Thạnh, TP. HCM trong Khu cao tầng Sài Gòn Pearl nằm cạnh Sông Sài Gòn

gồm khối nhà cao 41 tầng và 4 tầng hầm (Hình 5.1).

Để thi công móng và tầng hầm trên nền đất yếu đặc trưng của Sài Gòn,

HĐS với kích thước DxRxC= 105 x 40 x16 m được sử dụng với hệ tường

vây barrette dày 1m và sâu 36m.

Hình 5.1 Vị trí công trình Opal Sai Gon Pearl

5.2.1 Điều kiện địa chất

Địa tầng tại khu vực xây dựng công trình bao gồm lớp bùn sét hữu cơ rất

mềm có bề dày trung bình 30 m với giá trị SPT xấp xỉ 0-1. Bên dưới lớp bùn sét

này là lớp sét yếu độ dày trung bình là 10m nằm trên lớp cát mịn, trạng thái

dẻo mềm đến dẻo cứng, lớp này gồm 2 lớp nhỏ 2a và 2b như Hình 5.2. Lớp 3

là lớp cát mịn trạng thái rời đến chặt vừa có bề dày rất lớn trong khoảng 50m

[2]. Lớp này rất tốt để đáy tường vây cắm vào nhằm đảm bảo ổn định. Một số

chỉ tiêu cơ lý của đại tầng như Hình 5.3.

103

Hình 5.2 Mặt cắt địa chất [2]

T- Lớp cát lấp 1 - Lớp bùn sét hữu cơ

2a- Lớp sét dẻo nhão 2b- Lớp sét dẻo cứng

3a- Lớp cát mịn trạng thái rời 3b - Cát mịn trạng thái chặt

Hình 5.3 Chỉ tiêu cơ lý của dự án [2]

40 m

16.1

m

36 m

104

5.2.2 Xác định thông số đất nền

Từ hồ sơ khảo sát địa chất của dự án [2], các thông số cho mô hình MC

được xác định như Bảng 5.2.

Bảng 5.2 Các thông số đất nền cho mô hình MC

Các thông số cho mô hình HS bao gồm các thông số từ mô hình MC, và

các thông số mô đun biến dạng với các giá trị mặc định theo Plaxis:

50

ref ref


urE E= [25]

Bảng 5.3 Các thông số đất nền cho mô hình HS

Thông số Cát lấp Lớp 1 Lớp 2a Lớp 2b Lớp 3a Lớp 3b

Bùn sét Sét yếu

dẻo nhão

Sét dẻo

cứng

Cát mịn

chặt vừa

Cát mịn

chặt refE [kPa] 20000 3531 8070 29500 43200 67680

c’[kPa] 3.6 11.9 15.5 31.7 4.4 4.4

' [độ] 22.37 19.05 22.8 19.27 33.52 34.39

[độ] 0 0 0 0 3.52 4.39

γunsat [kN/m3] 14.61 11.58 13.61 16.25 16.17 16.75

γsat [kN/m3] 18.19 13.70 15.31 19.70 19.45 19.82

kx [m/ngày] 1.0 1.18e-4 1.31e-5 3.11e-4 3.44e-3 2.14e-3

ky [m/ngày] 0.5 0.59e-4 0.66e-5 1.05e-4 1.72e-3 1.07e-3

0.25 0.35 0.35 0.3 0.3 0.3

Thông số Cát lấp Lớp 1 Lớp 2a Lớp 2b Lớp 3a Lớp 3b


dẻo nhão

Sét dẻo

cứng

Cát mịn

chặt vừa

Cát mịn

chặt

50

refE [kPa] 20000 3531 8070 29500 43200 67680

ref

oedE [kPa] 20000 3531 8070 29500 43200 67680

ref

urE [kPa] 60000 10593 24210 88500 129600 203040

c’[kPa] 3.6 11.9 15.5 31.7 4.4 4.4

' [độ] 22.37 19.05 22.8 19.27 33.52 34.39

[độ] 0 0 0 0 3.52 4.39

m 0.5 1 1 1 0.5 0.5

105

Các thông số mô hình HSM bao gồm các thông số của mô hình HS nguyên

thủy và các thông số tác giả hiệu chỉnh từ kết quả nghiên cứu đã thực hiện ở

Chương 3 và Chương 4 cho Lớp bùn sét và Lớp sét yếu (Bảng 5.1) như sau:

’RTC = 0.82*( ’); c’RTC = 0.82*(c’); 50, 50,1.6ref ref

RTC CTCE E= ;

, 50,4.5ref ref

ur RTC RTCE E= cho lớp bùn sét; , 50,5ref ref

ur RTC RTCE E= cho lớp sét yếu;

, 50,0.56ref ref

oed RTC RTCE E= cho lớp bùn sét; , 50,0.75ref ref

oed RTC RTCE E= cho lớp sét yếu;

m = 0.86 cho lớp bùn sét; m = 0.80 cho lớp sét yếu;

Bảng 5.4 Các thông số đất nền tác giả hiệu chỉnh cho mô hình HS

Thông số Lớp 1 Lớp 2a


50,

ref

RTCE [kPa] 5649.6 12912

,

ref

oed RTCE [kPa] 3163.78 9684

,

ref

ur RTCE [kPa] 25423 64560

' RTC [độ] 15.62 18.70

'RTCc [kPa] 9.76 12.71

m 0.86 0.80

Các lớp đất khác lấy giống như mô hình HS.

5.2.3 Hệ tường vây và hệ kết cấu chống đỡ

Hình 5.4 Mặt bằng bố trí hệ giằng chống tại cao độ -12m

106

Hình 5.5 Mặt cắt kích thước hình học công trình (mặt cắt 3-3)

Hình 5.6 Mặt cắt ngang tường vây

107

Hệ tường vây được thiết kế để chống giữ áp lực đất trong 5 giai đoạn

đào đất, lắp hệ giằng chống cho tới khi đào đến cao độ sâu nhất, với chiều

sâu đào đất sâu nhất là (-16.1) m so với mặt đất tự nhiên (Hình 5.6).

Hoạt tải thi công xác định như sau:

➢ Đối với hoạt tải xe đào đất lấy tải bề mặt là 20kN/m2 kéo dài 10m.

➢ Đối với hoạt tải giao thông lấy tải bề mặt là 10 kN/m2 kéo dài 10m.

5.2.3.1 Xác định các thông số của tường chắn

Tường được mô hình dưới dạng plate và xem như dầm dẻo tuyến tính

(elastic beam). Trong tính toán, chọn cường độ bê tông đổ dưới nước của tường

vây bằng 80% cường độ bê tông đổ trên cạn (tác giả tham khảo mục 2.5.5, Code

of Pratice for Foundation của Hồng Kông, 2004). Cường độ đặc trưng của bê

tông mẫu lập phương đổ dưới nước sau 28 ngày Rb=0.8 x17=13.6 Mpa.

Mô đun đàn hồi của bê tông dưới nước sau 28 ngày (nội suy theo giá trị

B22.5_Rb=13 MPa và B25_Rb=14.5 MPa): Eb=29100 Mpa.

Tường dày 1m => tiết diện mặt cắt ngang tính trên 1m dài tường A= 1m2,

I= bh3/12 = 0.0833 m4.

EA = 2.91x107 kN/m2 * 1m2 = 2.91x107 kN/m; EI = 2.425x106 kNm2/m.

Bảng 5.5 Các thông số cho tường chắn

Thành phần Thông số Trị số Đơn vị

Tính chất vật liệu Material type Elastic

Độ cứng dọc trục EA 2.910x107 kN/m

Độ cứng chống uốn EI 2.425x106 kNm2/m

Hệ số Poisson 0.15 -

5.2.3.2 Xác định các thông số của kết cấu chống đỡ

Sàn tầng hầm, với độ cứng lớn theo phương ngang, giữ vai trò như các

hệ giằng chống tường vây trong phương án thi công Semi-Top down trong suốt

108

quá trình đào đất. Ngoài ra, hệ giằng chống ngang bằng thép hình tại các lỗ mở

sàn cũng được lắp đặt và kiểm soát nội lực để đảm bảo hệ chống đỡ làm việc

an toàn (Hình 5.4, Hình 5.5).

Công trình này có 4 hầm, trong đó sàn B1, B2, B3 dày 300mm (A=0.3 m2)

và sàn B4 dày 1000mm (A=1 m2). Cao trình kết cấu so với mặt đất tự nhiên

của các sàn hầm lần lượt là -3m, -6m, -9m và -12m.

Mô đun đàn hồi của bê tông sàn (Mác bê tông B30) ở 28 ngày tuổi là:

Ec=32500 Mpa = 3.25x107 kN/m2.

Sàn hầm B1, B2, B3 được mô hình dưới dạng fixed-end anchor và sàn

hầm B4 mô hình dạng node-to-node anchor với độ cứng đã xem xét ảnh hưởng

của lỗ mở.

Bảng 5.6 Các thông số về thanh chống

Thành phần Thông số B1-B2-B3 B4 Đơn vị

Loại mô hình Material type Elastic Elastic

Độ cứng dọc trục EA 9.75x106 3.25x107 kN/m

Khoảng cách Lsp 1 1 m

Hình 5.7 Hệ chống hố đào lúc thi công đến độ sâu -15m

109

5.2.4 Trình tự thi công

Bảng 5.7 Quá trình thi công tầng hầm

Giai đoạn

thi công Trình tự xây dựng

GĐ1 - Thi công tường vây và dầm giằng đỉnh tường

- Hạ MNN và đào đất xuống cao độ đáy sàn -3.8m

GĐ2 - Thi công hệ dầm sàn hầm B1 tại cao độ -3.0m

- Lắp đặt hệ giằng lổ mở sàn hầm B1

- Hạ MNN và đào đất xuống đáy sàn hầm B2 từ cao độ -

3.8m xuống -6.8m

GĐ3 - Thi công sàn hầm B2 tại cao độ -6.0m

- Lắp đặt hệ giằng lỗ mở sàn hầm B2

- Hạ MNN và đào đất từ cao độ -6.8 xuống cao độ đáy sàn -

9.8m

GĐ4 - Thi công sàn hầm B3 tại cao độ -9.0m

- Lắp đặt hệ giằng lỗ mở sàn hầm B3

- Hạ MNN và đào đất từ cao độ -9.8 xuống đáy sàn -13.1m

GĐ5 - Thi công hệ giằng 2H400 tại cao độ -12m

- Đào đất từ cao độ -13.1m xuống cao độ móng đại trà

- Hạ MNN và đào đất xuống móng lõi thang -16.1m

- Thi công bê tông cốt thép móng đến cao độ đáy sàn hầm

B4

GĐ6 - Thi công móng lên cao độ đáy sàn.

- Tháo hệ giằng tại cao độ -12m

- Thi công bê tông cốt thép sàn hầm B4 tại cao độ -12m

5.2.5 Quan trắc tại hiện trường

Có 9 vị trí quan trắc chuyển vị ngang cho toàn bộ quá trình đào được bố trí

bằng các ống Inclinometer thép = 114mm [3]. Các dữ liệu từ ID-05 sẽ được

110

thống kê và kiểm chứng với chuyển vị tính toán từ các mô hình thông qua mặt

cắt 3-3 (Hình 5.8).

Mực nước ngầm (MNN) thay đổi từ -1.5 đến -2.2m so với mặt đất tự

nhiên. Thiên về an toàn, chọn cao độ MNN là -1.5m so với mặt đất tự nhiên tính

toán cho toàn bộ mặt cắt.

Hình 5.8 Mặt bằng tường và các điểm quan trắc chuyển vị ngang [3]

5.2.6 Mô phỏng công trình bằng FEM

Hố đào được mô phỏng bằng phần mềm Plaxis 2D-2016 với 1789 phần

tử (element) có kích thước trung bình là 2.24 m và 14871 nút (nodes) như Hình

5.9.

Hình 5.9 Mô phỏng số của công trình sau khi hoàn thành đào đất

111

5.2.7 Phân tích và đánh giá kết quả

5.2.7.1 Chuyển vị ngang của tường

Biến dạng của hồ đào sau khi hoàn thành giai đoạn đào đất như Hình 5.10.

Biến dạng gồm chuyển vị ngang, bùng hố móng, lún bề mặt. Trong phạm vi

nghiên cứu, tác giả phân tích và đánh giá chuyển vị ngang lớn nhất và lún bề

mặt tại giai đoạn đào đất cuối cùng. Chuyển vị ngang tương ứng với giai đoạn

đào tầng hầm cuối cùng được thể hiện ở Hình 5.11.

Hình 5.10 Biến dạng của hố đào ơ giai đoạn thi công cuối cùng (GĐ6)

Hình dạng chuyển vị ngang tính toán từ các mô hình phù hợp với kết quả

quan trắc và giá trị của chuyển vị ngang tại các vị trí dọc theo tường chắn lớn

hơn kết quả quan trắc với các cấp độ khác nhau theo từng mô hình nền (Hình

5.13). Có sự chênh lệch này là do các thông số cho mô hình lấy từ kết quả thí

nghiệm trong phòng không phản ánh chính xác nền đất thực tế. Mẫu đất thí

nghiệm trong phòng ngay sau khi lấy mẫu đã không còn nguyên dạng.

Hình 5.11 Chuyển vị ngang ơ giai đoạn cuối cùng (Ux, max =57.44 mm)

112

Hình 5.12 So sánh chuyển vị tường ơ giai đoạn thi công cuối cùng (GĐ6)

Mô hình MC là mô hình đàn hồi, trượt thuần túy, có lộ trình ứng suất dạng

thẳng đứng khi gia tải trong mô phỏng thí nghiệm ba trục không thoát nước CU

nên dự đoán sức kháng cắt quá lớn so với kết quả thí nghiệm. Mặc khác trong

mô phỏng sử dụng một mô đun đàn hồi ban đầu nên cho kết quả tính toán rất lớn

so với quan trắc, trong trường hợp này lớn hơn đến 49.02% (Bảng 5.8). Kết quả

Hình 5.12 cho thấy mô hình MC chỉ gần đúng ở ứng xử ban đầu, khi mức độ

biến dạng tăng lên, tính chính xác của mô hình MC càng giảm đi. Điều này cho

thấy giá trị mô đun độ cứng của nền đất đóng vai trò quan trọng trong phân tích

ứng xử của hố đào.

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

-10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

Chiề

u s

âu c

hô

n t

ườ

ng [

m]

Chuyển vị ngang [mm]

Giai đoạn thi công 6

QT

HS

HSM

MC

113

Chuyển vị ngang lớn nhất xuất hiện tại khu vực bên dưới đáy hố đào (-

16m), tại đây các kết quả tính toán tương ứng với các mô hình MC, HS, HSM

và QT lần lượt là 100.18mm > 63.35mm > 57.44mm > 51.08mm. Kết quả tính

toán từ mô hình HSM tỏ ra chính xác và hợp lý hơn các mô hình khác, tuy nhiên

vẫn lớn hơn kết quả quan trắc khoảng 11.08%.

Mô hình HS với bộ tham số hiệu chỉnh (HSM) khắc phục được hạn chế

của mô hình MC cho kết quả chuyển vị chính xác hơn so với các thông số mặc

định khoảng 8.30% và nhỏ hơn mô hình MC khoảng 37.94%.

Bảng 5.8 So sánh kết quả chuyển vị ngang từ các mô hình MC, HS, HSM và dữ

liệu quan trắc (QT)

Chuyển vị ngang MC HS HSM QT

Tại đỉnh tường [mm] 33.25 9.52 11.09 7.65

Chuyển vị ngang lớn nhất (Ux, max) 100.18 63.35 57.44 51.08

Chênh lệch Ux, max so với Quan trắc (%) 49.02 19.37 11.08 -

Như vậy, với bài toán HĐS trong quá trình dỡ tải, các thông số sức kháng

cắt giảm đi, tuy nhiên mô đun biến dạng tăng lên rất nhanh và do đó kết quả

chuyển vị tường chắn giảm đi. Điều này thể hiện mức độ ảnh hưởng của tham

số mô đun biến dạng là rất lớn trong ứng xử của HĐS.

5.2.7.2 Độ lún bề mặt

Kết quả tính toán độ lún nền từ các mô hình ở giai đoạn đào đất cuối cùng

được thể hiện ở Hình 5.13. Biểu đồ độ lún của ba mô hình là giống nhau và phù

hợp với kết quả quan trắc. Độ lún lớn nhất đều nhỏ hơn so với quan trắc và điều

này phù hợp với kết quả phân tích chuyển vị ngang ở phần trên.

Với mô hình HS và HSM, độ lún lớn nhất nằm tại vị trí cách tường chắn

khoảng 2m, riêng với MC thì độ lún lớn nhất nằm tại vị trí sát tường.

114

Hình 5.13 Độ lún nền ơ giai đoạn cuối cùng (Uy = -80.65mm)

Độ lún cho phép trong hồ sơ thiết kế là Uy < 8mm, với mô hình HSM, độ

lún lớn nhất tính toán được là 80.65 mm lớn hơn kết quả quan trắc 5.01% và

chính xác hơn với mô hình HS khoảng 2.44%, nằm tại vị trí cách tường chắn

khoảng 2m và giảm dần về phía xa tường chắn. Tại khu vực cách tường 30m là

khu vực chịu tải thi công nên độ lún lớn và phù hợp với kết quả quan trắc.

Hình 5.14 So sánh độ lún nền ơ giai đoạn cuối từ các mô hình và quan trắc

-100

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

Độ l

ún (

mm

)

Khoảng cách từ tường (m)

So sánh độ lún nền ở GĐ6

HSM

HS

MC

Tường chắn

115

Bảng 5.9 So sánh lún bề mặt từ các mô hình MC, HS, HSM và quan trắc (QT)

Giai đoạn QT HSM HS MC

Độ lún lớn nhất [mm] -76.80 -80.65 -82.52 -94.73

Chênh lệch [%] 5.01 7.45 23.35

Bảng 5.10 thể hiện độ lún nền tính toán từ mô hình HSM với các thông

số hiệu chỉnh qua các giai đoạn thi công. Độ lún tăng dần trong quá trình đào đất

và nằm gần với độ lún cho phép của thiết kế Uy 8mm, (Hình 5.14).

Bảng 5.10 So sánh độ lún bề mặt từ các mô hình MC, HS, HSM và quan trắc

Giai đoạn Trình tự thi công Độ lún [mm]

GĐ1 Đào đất xuống B1 ( -3.8mSL/-3.1mGL) -27.91

GĐ2 Đào đất xuống B2 (-6.8mSL/-6.1mGL) -66.18

GĐ3 Đào đất xuống B3 (-9.8mSL/-9.1mGL) -71.82

GĐ4 Đào đất xuống đáy hệ giằng (-13.1mSL/-12.4mGL) -73.42

GĐ5 Đào đất xuống đáy móng (-16.1mSL/-15.4mGL) -76.08

GĐ6 Thi công móng, tháo hệ giằng -80.65

Hình 5.15 Độ lún nền qua các giai đoạn thi công tính từ mô hình HSM

Từ kết quả phân tích, tác giả nhận thấy việc sử dụng mô hình HSM với

các thông số hiệu chỉnh từ mô hình HS cho kết quả an toàn và kinh tế.

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60

Độ l

ún (

mm

)

Khoảng cách từ tường (m)

Độ lún nền tính toán với HSM

GĐ5

GĐ1

GĐ2

GĐ3

GĐ4

GĐ6

Tường chắn

116

5.3 Dự án Trạm bơm Lưu vực Nhiêu Lộc - Thị Nghè

Trạm bơm Lưu vực Nhiêu Lộc - Thị Nghè tọa lạc tại đường Nguyễn Hữu

Cảnh thuộc Quận Bình Thạnh, Thành phố Hồ Chí Minh.

Hình 5.16 Mặt bằng bố trí thanh chống

Hình 5.17 Mặt cắt dọc hố đào

Hình 5.18 Kết cấu chống đỡ các kích điều chỉnh chuyển vị của tường

117

Công trình trạm bơm nước sinh hoạt thuộc hệ thống xử lý nước Nhiêu

Lộc–Thị Nghe có kích thước rộng 24 m, dài 57.3 m, sâu 20 m. Giải pháp kết cấu

chọn là bản đáy bê tông cốt thép và các sàn liên kết vào hệ tường vây dày 1.2m,

sâu 40m, chiều dài từng modul là 6m đã được đúc trước với công nghệ đào rãnh

nhồi bê tông tại chổ. Giải pháp thi công gồm có 7 tầng thanh chống cho đến độ

sâu đủ để thi công bản đáy trạm bơm.


Điều kiện địa chất ở công trình [5] có 7 lớp đất chính và 1 lớp đất đắp thể

hiện rõ trên các hình trụ hố khoan, bao gồm xen kẽ cát sét và cát mịn. Lớp 1 dày

trung bình 2.5m là lớp bùn sét lẫn mùn hữu cơ rất mềm – yếu, độ ẩm tương đối

cao, đến 74%. Lớp 2 và lớp 3 mỗi lớp dày trung bình 7m là lớp bụi sét lẫn cát

mịn, trạng thái kém chặt đến chặc vừa nằm kẹp Lớp 1 dày trung bình 8m. Lớp 3

là lớp cát sét hạt mịn dày trung bình 6.5 m trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng. Ba

lớp đất yếu này ảnh hưởng chủ yếu lên ứng xử của hố đào trong công trình này.

Lớp 5 và 6 dày 9m tương ứng lớp cát sét lẫn bụi trạng thái nữa cứng đến cứng.

Lớp 7 dày hơn 20m là lớp cát hạt mịn trung lẫn bụi, rất chặc. Hình dạng của hố

đào thể hiện trên mặt cắt hình trụ hố khoan như Hình 5.19.

Hình 5.19 Mặt cắt địa chất công trình [5]

5.3.2 Xác định thông số đất nền

24 m

20 m

40 m

118



Để xác định bộ tham số cho mô hình HSM, lấy các thông số khác như mô

hình HS, riêng các thông số hiệu chỉnh gồm φ’, c’, 50 , ,ref ref ref

oed urE E E , m lấy theo kết

quả nghiên cứu ở Chương 3 và Chương 4 như Bảng 5.1.

Bảng 5.13 Các thông số đất nền cho mô hình HSM

Thông số Cát lấp Lớp 1a Lớp 2 Lớp 1b Lớp 3 Lớp 4 Lớp 5 Lớp 6

Bùn sét Sét yếu Bùn sét

Eref [kPa] 20000 3296 4567 3955 27500 37500 51200 78800

' [độ] 41 21 23 22 35 34 24 37

c’[kPa] 2 5.09 2.11 5 2 2 34 2

[độ] 11 - - - 5 4 - 7

γunsat [kN/m3] 19.5 15.0 16.27 15.0 16.46 16.48 16.29 16.51

γsat [kN/m3] 20.2 15.3 19.43 15.3 19.54 19.48 19.69 19.54

kx [m/ngày] 2.0 1.22e-5 2.32e-5 1.25e-5 0.11 1.5 0.02 0.5

ky [m/ngày] 1.0 0.61e-5 1.16e-5 0.63e-5 0.055 0.75 0.01 0.25

0.25 0.35 0.25 0.35 0.3 0.25 0.35 0.25

Thông số Cát lấp Lớp 1a Lớp 2 Lớp 1b Lớp 3 Lớp 4 Lớp 5 Lớp 6


50

refE [kPa] 20000 3296 4567 3955 27500 37500 51200 78800

ref

oedE [kPa] 20000 3296 4567 3955 27500 37500 51200 78800

ref

urE [kPa] 60000 9888 17301 11865 82500 113000 154000 236000

m 0.5 1 1 1 0.5 0.5 0.5 0.5

' [độ] 41 21 23 22 35 34 24 37

c’[kPa] 2 5.09 2.11 5 2 2 34 2

11 - - - 5 4 - 7

Thông số Lớp 1a Lớp 2 Lớp 1b


50,

ref

RTCE [kPa] 5273.6 7307.2 3628

,

ref

oed RTCE [kPa] 2953.22 5115 2031.68

,

ref

ur RTCE [kPa] 23731.20 36536 16326

' RTC[độ] 17.22 19.78 18.04

'RTCc [kPa] 4.17 1.73 4.10

m 0.86 0.80 0.86

119

5.3.3 Kết cấu hệ thanh chống

Bảng 5.14 Các thông số về thanh chống

Các thông số Tính chất vật

liệu

Độ cứng dọc

trục

Sức chịu nén

lớn nhất

Khoảng

cách

Ký hiệu Material Type EA Fmax, com Ls

Đơn vị - kN kN m

2H300x300x10x15 Elasto Plastic 4.914x106 1700 1



Dầm giằng BTCT Linear Elastic 244x106 - -

5.3.3.1 Xác định các thông số của tường chắn

Tường chắn BTCT dày 1200 mm. Bê tông mác 400, E=3.25x107 kN/m2

Diện tích mặt cắt ngang tính trên 1 m dài tường: A=1.2 m2

EA=3.9x107 kN/m

Moment quán tính trên 1 m dài tường: I=0.144 m4

EI=4.68x106 kNm2/m


EA [kN/m] EI [kNm2/m] D [m] ν [-]

3.9x107 4.68x106 1.2 0.15

5.3.3.2 Xác định các thông số của thanh chống

Loại chống: H300x300x10x15, E=2.1x108 kN/m2

Diện tích tiết diện: A=117 cm2 = 117x10-4 m2

EA=2.457x106 kN

2H300x300x10x15 có EA=4.914 x106 kN


Diện tích tiết diện: A=166.6 cm2 = 166.6x10-4 m2

EA=3.4986x106 kN

2H350x350x12x19 có EA=6.99x106 kN


120

Diện tích tiết diện: A=209.6 cm2 = 209.6x10-4 m2

EA=4.4016x106 kN

2 H400x400x13x21 có EA=8.8032x106 kN


Bảng 5.16 thống kê trình tự thi công hố đào. Để giám sát tải trọng lên hệ

thanh chống, bộ cảm biến được gắn liền trên hai mặt của hệ chống sắt. Tải trọng

trong thanh chống sau đó sẽ được tính toán dựa trên biến dạng đo được.

Bảng 5.16 Các giai đoạn thi công công trình

Giai đoạn

thi công Hoạt động xây dựng

Xây dựng tường chắn

1

Đào đến cao độ +1.0 m

Lắp thép hình 2H300×300×10×15 đầu tiên ở chân chống (cao độ

+1.5m) với tải trước 50 kN/m

2

Hạ mực nước ngầm và đào đến cao độ -1.0m

Lắp thép hình 2H350×350×10×15 ở cao độ -0.5m với tải trước 200

kN/m

3

Hạ mực nước ngầm và đào đến cao độ -3.85 m

Lắp thép hình 2H400×400×10×15 ở cao độ -3.35m) với tải trước

200 kN/m

4


Lắp thép hình 2H350×350×10×15 ở cao độ -6.5m) với tải trước 50

kN/m

5


Lắp thép hình 2H400×400×10×15 ở cao độ -8.75m với tải trước 300

kN/m

6


Lắp thép hình 2H350×350×10×15 ở cao độ -11.0 m) với tải trước

200 kN/m

7


Lắp thép hình 2H350×350×10×15 ở cao độ -14.0 m) với tải trước

200 kN/m

8 Hạ mực nước ngầm và đào đến cao độ -17.3 m

Đổ bê tông bản đáy tại cao trình -17.3m

121

5.3.5 Quan trắc chuyển vị

Tường chắn gồm 24 cọc barret liền nhau như Hình 5.21. Các ống nghiêng

INC-1, INC-2, INC-3, INC-4, INC-5, INC-6, INC-7 đã được lắp đặt trong tường,

để đo chuyển vị ngang của tường (Hình 5.20). Những điểm đo chuyển vị ngang

đặt cách nhau 0.5m từ đỉnh đến đáy tường để có thể xác định hình dạng chuyển

vị của tường một cách liên tục.

Hình 5.20 Sơ đồ bố trí thiết bị quan trắc ơ công trường [6]

5.3.6 Mô phỏng quá trình thi công

Lưới phần tử và điều kiện biên sử dụng trong phân tích như Hình 5.21.

Tác giả phân tích bài toán trên mặt cắt A-A, mặt cắt này tương đối thõa mãn điều

kiện không gian biến dạng 2 chiều (2D). Giới hạn vùng đất để phân tích với lưới

phần tử là rộng 140m và sâu 67m. Nó chứa 1623 phần tử tam giác 15 nút, kích

thước lưới phần tử trung bình là 2.42m. Hệ thanh chống thép được mô hình trong

Plaxis với phần tử “anchor” bố trí tại các cao độ theo các giai đoạn thi công như

Hình 5.21.

122

Hình 5.21 Mô hình HĐS trong phần mềm Plaxis

5.3.7 Phân tích và đánh giá kết quả

Hình 5.22 thể hiện kết quả tính toán chuyển vị ngang của tường chắn với

mô hình HSM khi so sánh với kết quả từ mô hình HS, mô hình MC và số liệu

quan trắc.

Hình 5.22 Chuyển vị và biến dạng của hố đào ơ giai đoạn thi công cuối cùng

Hình dạng của biểu đồ chuyển vị ngang đồng dạng với kết quả quan trắc,

tuy nhiên có sự khác biệt lớn trong tính toán bằng các mô hình nền khác nhau.

Tại chân tường chắn hầu như chuyển vị không đáng kể (trừ mô hình MC),

123

chuyển vị lớn nhất xuất hiện tại đáy hố đào khi đào đến giai đoạn cuối cùng. Tại

đỉnh tường chuyển vị là nhỏ nhất.

Với mô hình MC, kết quả dự báo chuyển vị lớn hơn quan trắc thực tế rất

nhiều, đặc biệt chuyển vị lớn nhất lớn hơn quan trắc trong công trình này đến

47.50% (Bảng 5.17). Tại đỉnh tường và chân tường đều có chuyển vị lớn, đặc

biệt là tại chân tường chắn. Có sự chênh lệch này là do các thông số cho mô hình

lấy từ số liệu thí nghiệm trong phòng không phản ánh chính xác nền đất thực tế.

Mẫu đất thí nghiệm trong phòng ngay sau khi lấy mẫu đã không còn nguyên

dạng. Mặt khác mô hình MC chỉ xét đến mô đun đàn hồi ban đầu E0 nên khi tính

toán thiên về an toàn do đó kém về mặt kinh tế.

Bảng 5.17 So sánh kết quả tính toán chuyển vị ngang từ các mô hình MC, HS,

HSM và Quan trắc

Chuyển vị ngang MC HS HSM Quan trắc

Tại đỉnh tường [mm] 16.95 7.69 7.29 7.69

Chuyển vị ngang lớn nhất [mm] 51.07 33.54 30.32 26.81

Chênh lệch so với quan trắc [%] 47.50 20.07 11.59 -

Kết quả dự báo từ mô hình HSM phù hợp với chuyển vị thực tế của tường

hơn kết quả dự báo từ mô hình HS và MC. Chuyển vị ngang lớn nhất của tường

tính toán từ mô hình HSM và HS lớn hơn quan trắc lần lượt là 11.59% và

20.07%.

Tại đỉnh tường và chân tường chuyển vị gần giống với thực tế, lớn hơn

không đáng kể. Mô hình HSM sử dụng bộ tham số hiệu chỉnh của tác giả tính

toán cho công trình này tỏ ra rất an toàn và hiệu quả khi so sánh với các mô hình

HS nguyên thuỷ và MC. Mô hình này cho kết quả chuyển vị ngang lớn nhất

chính xác hơn mô hình HS nguyên thuỷ 8.48%. Hình 5.23 thể hiện kết quả tính

toán chuyển vị ngang của tường từ các mô hình nền và quan trắc.

124

Hình 5.23 Chuyển vị ngang từ các mô hình MC, HS, HSM và Quan trắc ơ giai

đoạn thi công cuối cùng (GĐ8)

Nhìn chung, hình dạng chuyển vị của tường khi phân tích bằng các mô

hình MC, HS và HSM tương đối giống với chuyển vị thực tế của tường. Tuy

nhiên, từ kết quả đã chỉ ra, ta nhận thấy tại đỉnh và chân tường chắn, khi phân

tích bằng mô hình HSM kết quả chuyển vị ngang gần như giống chuyển vị ngang

thực tế của tường. Còn kết quả chuyển vị ngang khi phân tích bằng mô hình MC

từ giai đoạn thi công thứ 2 (tức là thời điểm tường không còn làm việc như một

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

0 10 20 30 40 50 60

Ch

iều

sâ

u c

hô

n t

ườ

ng

(m

)

Chuyển vị ngang (mm)

Chuyển vị ngang của tường ở GĐ8

QT

HSM

HS

MC

125

console nữa) có sự khác biệt đáng kể, chuyển vị ngang lớn nhất tại đây xuất hiện

ở giai đoạn cuối, khi kết thúc hố đào ở độ sâu -17m.

Hình 5.24 Độ lún của nền tính từ mô hình HSM ơ giai đoạn thi công cuối cùng

Mô hình HSM cho ra kết quả biến dạng bề mặt rất gần với kết quả quan

trắc, Hình 5.24 thể hiện độ lún bề mặt ở giai đoạn thi công thứ 8 – là giai đoạn

cuối cùng của hố đào, độ lún lớn nhất xuất hiện tại vị trí cách tường chắn 2m với

giá trị là 7.791 cm, nhỏ hơn độ lún cho phép trong thiết kế là 8cm.

5.4 Dự án Pearl Plaza

Dự án Pearl Plaza tọa lạc tại số 561A Điện Biên Phủ, P.25, Quận Bình

Thạnh, TP. HCM. Dự án có tổng diện tích đất là 5.983,2 m², xây dựng hoàn

thành và đưa vào sử dụng đầu nằm 2016. Công trình có 32 tầng nổi và 4 tầng

hầm. Phần ngầm công trình được thi công bằng biện pháp Topdown với hố đào

có kích thước trung bình Dài x Rộng x Sâu = 98 x 60 x 14.2m gồm hệ tường vây

là loại tường barret bê tông cốt thép có bề dày 1m sâu 40m cắm vào tầng cát pha,

là tầng đất tương đối thuận lợi (Hình 5.26). Chống đỡ tường vây là hệ kết cấu

dầm sàn bê tông cốt thép gồm 4 tầng hầm thi công từ trên xuống dưới.

126

Hình 5.25 Dự án Pearl Plaza


Căn cứ kết quả khoan khảo sát tại các hố khoan [11], địa tầng tại vị trí xây

dựng công trình được phân thành các lớp: Lớp san lấp dày 2-3m gồm: rác, xà

bần, cát lấp…; Lớp 1: là lớp bùn sét, xám đen, trạng thái chảy phân bố trên diện

rộng với chiều dày trung bình khoảng 20 - 21m; Lớp 2: là lớp sét yếu, xám đen,

trạng thái dẻo chảy, độ dày trung bình 10-11m; Lớp 3: là lớp cát pha lẫn sỏi sạn

thạch anh, xám đen, xám tro, xám trắng, xám nâu, trạng thái dẻo, có chiều dày

lớn, từ 50 đến 70m; Lớp 4: là lớp sét pha, màu nâu – xám trắng, trạng thái nửa

cứng đến cứng với SPT > 80 búa.

127

Hình 5.26 Hình trụ hố khoan dự án Pearl Plaza

Hình 5.27 Một số chỉ tiêu cơ lý của đất nền dự án Pearl Plaza

60 m

14.2m

m

128

5.4.2 Xác định thông số đất cho các mô hình nền

Từ hồ sơ khảo sát địa chất của dự án [11], các thông số cho mô hình MC

được xác định như Bảng 5.18.


Các thông số cho mô hình HS bao gồm các thông số từ mô hình MC,

ngoài ra còn có các tham số mô đun biến dạng, tham số mũ m với các giá trị mặc

định theo Plaxis:

50

ref ref


urE E= [25]


Các thông số tác giả hiệu chỉnh cho mô hình HS từ kết quả thí nghiệm đã

thực hiện ở Chương 3 và Chương 4 cho Lớp bùn sét và Lớp sét yếu như Bảng

5.1. Các thông số khác lấy như mô hình HS gốc và từ hồ sơ địa chất công trình.

Thông số Lớp san lấp Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3

Bùn sét Sét yếu Cát pha refE [kPa] 10000 1153.5 1841.0 13013.1

c’[kPa] 5.0 5.7 9.2 8.7

' [độ] 25.0 20.5 22.8 24.12

[độ] 0 0 0 0

γunsat [kN/m3] 19.5 12.70 13.70 16.80

γsat [kN/m3] 20.2 14.64 15.90 20.03

kx [m/ngày] 1.5 1.38e-5 3.32e-5 0.12

ky [m/ngày] 0.75 0.69e-5 1.66e-5 0.06

0.25 0.35 0.35 0.3

Thông số Lớp san lấp Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3

Cát Bùn sét Sét yếu Cát pha

50

refE [kPa] 10000 1153.5 1841.0 13013.1 ref

oedE [kPa] 10000 1153.5 1841.0 13013.1 ref

urE [kPa] 30000 3460.5 5523 39039.3

m 0.5 1 1 0.5

' [độ] 25 20.5 22.8 24.12

c’[kPa] 5.0 5.7 9.2 8.7

[độ] 0 0 0 0

129

Kết quả như sau:

Bảng 5.20 Các thông số đất nền tác giả hiệu chỉnh cho mô hình HS

Thông số Lớp 1 Lớp 2


50,

ref

RTCE [kPa] 1845.6 2945.6

,

ref

ur RTCE [kPa] 8305 14728

,

ref

oed RTCE [kPa] 1033 2209

' RTC[độ] 16.81 16.70

'RTCc [kPa] 4.68 7.54

m 0.86 0.80

Mực nước ngầm ổn định theo quan trắc tại thời điểm bắt đầu đào tầng

hầm nằm ở độ sâu 2.0 m bên dưới mặt đất.

5.4.3 Kết cấu hệ chống đỡ

Tường barette bê tông cốt thép dày 1m, dài 40m được mô hình dưới dạng

plate và xem như dầm dẻo tuyến tính (elastic beam). Trong tính toán, chọn tính

cường độ bê tông đổ dưới nước của tường vây bằng 80% cường độ bê tông đổ

trên cạn. Cường độ đặc trưng của bê tông mẫu lập phương đổ dưới nước sau 28

ngày Rb=0.8 x17=13.6 Mpa. Mô đun đàn hồi của bê tông dưới nước sau 28 ngày

(nội suy theo giá trị B22.5_Rb=13 MPa và B25_Rb=14.5 MPa): Eb=29100 Mpa.


Thành phần Thông số Trị số Đơn vị

Loại mô hình Material type Elastic

Độ cứng dọc trục EA 2.91x107 kN/m

Độ cứng chống uốn EI 2.4x106 kNm

2/m

Sàn tầng hầm, với độ cứng lớn theo phương ngang, giữ vai trò như

các hệ giằng chống tường vây trong phương án thi công Top down trong quá

trình đào đất. Công trình có 4 hầm, trong đó sàn B1, B2, B3 dày 300mm và sàn

B4 dày 1000mm. Mô đun đàn hồi của bê tông sàn (Mác bê tông B30) ở 28 ngày

tuổi là: Ec=32500 Mpa.

130

Hình 5.28 Mặt cắt ngang tường vây

Sàn hầm B1, B2 và B3 được mô hình dưới dạng anchor với độ cứng như

Bảng 5.22

Bảng 5.22 Các thông số hệ chống đỡ

Thành phần Thông số B1-B2 B3 Đơn vị

Loại mô hình Material type Elastic Elastic

Độ cứng dọc trục EA 325000 500000 kN/m

Khoảng cách Lsp 1 1 m

5.4.4 Quan trắc tại hiện trường

Hệ thống quan trắc gồm 14 điểm đặt trong tường vây với tầng suất đo:

131

- Giai đoạn thi công tường vây: đo 1 lần/ngày

- Giai đoạn đào đất tầng hầm: đo 3-5 lần/ngày

Trong luận án này, số liệu quan trắc chuyển vị tác giả lấy từ vị trí ID-03

trong Hình 5.29. Mặt cắt tính toán hố đào cắt ngang vị trí đặt Incliometer ID-

03 này.

B

C

G

1

10400 10400 10400 10400 10400 10400 10400

2 3 4 5 6 7 8

D

E

H

I

M

L

F

A

2375

895

5105

8679

2260

789447425105

: Vò trí ñ ieåm ñ a ët thieát bò qua n tra éc c huy eån vò nga ng c uûa töôøng va ây

- Ta âm oáng c a ùc h meùp c a ïnh d a øi pa nel 300mmQT

- Soá löôïng : 14 ñ ieåm

- Ca ùc oáng theùp ñ en D114x3, c hieàu d a øi & c a o ñ oä ñ a ët töông tö ï oáng sieâu a âm

- Ta àn sua át ñ o :

G ia i ñ oa ïn thi c oâng töôøng va ây : 1 la àn/ nga øy

Gia i ñ oa ïn ñ a øo ñ a át ta àng ha àm : 3-5 la àn/ nga øy

QTQT

2340

QT QT

3940 1900

QT

QT

QT

QT

QT

QT

QT

QT

QT

QT- Tuøy va øo c a ùc h c hia pa nel, nha ø tha àu c où theå ñ ieàu c hænh c a ùc ñ ieåm qua n tra éc c ho p huø hôïp

ID-01 ID-02 ID-03 ID-04

ID-06

ID-07

ID-08

ID-09

ID-10

ID-11

ID-12

ID-13

ID-14

ID-05

Hình 5.29 Mặt bằng bố trí tường vây và các điểm quan trắc


Hệ tường vây được thiết kế để chống giữ áp lực đất trong 5 giai đoạn

đào đất, với chiều sâu đào đất sâu nhất là -14.2 m so với mặt đất tự nhiên (Hình

5.29). Sàn tầng hầm, với độ cứng lớn theo phương ngang, giữ vai trò như các

hệ giằng chống tường vây trong phương án thi công Topdown suốt quá trình

đào đất. Hoạt tải thi công là 10 kN/m2 kéo dài 10m ở xung quanh hố đào.

Bảng 5.23 Quá trình thi công tầng hầm

132

Giai đoạn

thi công Trình tự xây dựng

GĐ1 - Thi công tường vây và dầm mũ

- Hạ MNN và đào đất xuống cao độ -2.2m

GĐ2 - Thi công hệ dầm sàn bán hầm B1

- Hạ MNN và đào đất đến cao độ -5.2m

GĐ3 - Thi công sàn hầm B2

- Hạ MNN và đào đất xuống đáy sàn hầm 3 đến cao độ -

8.2m

GĐ4 - Thi công sàn hầm B3

- Hạ MNN và đào đất xuống đáy sàn hầm B4 tại cao độ -

12.2 m

GĐ5 - Thi công bê tông cốt thép sàn hầm B4 tại cao độ -12.2m

- Hạ MNN và đào đến cao độ đáy móng và lõi thang tại -

14.2m.

- Thi công móng đến các lỗ mở và hoàn thiện sàn hầm B4

5.4.6 Mô phỏng bằng Plaxis

Hình 5.30 Mô phỏng số hố đào sau khi hoàn thành giai đoạn đào đất

Hố đào được mô phỏng với 1882 phần tử và 15557 nút, kích thước phần

tử trung bình là 2.37m. Lưới phần tử và điều kiện biên sử dụng trong phân tích

như Hình 5.30. Hệ thanh chống là các tầng sàn được mô hình trong Plaxis với

phần tử “anchor” bố trí tại các cao độ theo các giai đoạn thi công.

133

5.4.7 Phân tích kết quả

Hình dạng chuyển vị của tường vây sau mô phỏng như Hình 5.31. Biến

dạng tương ứng với giai đoạn đào tầng hầm cuối cùng được thể hiện ở Hình

5.33. Hình dạng kết quả chuyển vị ngang tính toán từ các mô hình phù hợp với

kết quả quan trắc và giá trị của chuyển vị ngang tại các vị trí dọc theo tường

chắn nhỏ hơn kết quả quan trắc.

Hình 5.31 Chuyển vị tường ơ giai đoạn đào thứ 5 theo mô hình HSM

Tuy nhiên, cũng giống như 2 trường hợp trước, kết quả chuyển vị tính

toán từ mô hình MC cho kết quả lớn hơn thực tế rất nhiều, chuyển vị ngang lớn

nhất lớn hơn quan trắc đến 40.42% và càng xuống sâu, mức độ sai lệch càng lớn

dần. Mô hình tái bền xét đến trạng thái ứng suất dỡ tải cho kết quả gần sát với

thực tế và an toàn. Hình 5.33 thể hiện kết quả chuyển vị ngang ở giai đoạn thi

công cuối cùng tính toán từ các mô hình và quan trắc thực tế.

Hình 5.32 Kết quả chuyển vị hố đào ơ giai đoạn thi công thứ 5 theo HSM

134

Hình 5.33 Biểu đồ chuyển vị ngang của tường ơ giai đoạn đào thứ 5

Bảng 5.24 So sánh kết quả tính toán chuyển vị ngang từ các mô hình Mohr –

Coulomb, Hardening Soil, HSM và dữ liệu quan trắc

Chuyển vị ngang MC HS HSM Quan trắc

Tại đỉnh tường [mm] 16.92 8.64 9.43 7.88

Chuyển vị ngang lớn nhất [mm] 38.71 28.28 25.53 23.07

Chênh lệch so với quan trắc [%] 40.42 18.42 9.64 -

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

0 10 20 30 40 50

Ch

iều

sâ

u c

hô

n t

ườ

ng

(m

)

Chuyển vị ngang (mm)

Chuyển vị ở GĐ5

QT

HSM

HS

MC

135

Độ lún bề mặt của nền khi tính toán bằng mô hình HSM ở giai đoạn đào

đất cuối cùng là 6.931 cm, xuất hiện tại vị trí cách tường chắn khoảng 3m, giá

trị này nhỏ hơn giới hạn lún cho phép của dự án là 8 cm như hình Hình 5.34.

Hình 5.34 Biến dạng của hố đào ơ giai đoạn đào thứ 5


- Hình dạng chuyển vị và biến dạng của hố đào từ kết quả tính toán với mô

hình MC, HS, HSM đồng dạng với kết quả quan trắc thực tế. Đặc biệt mô hình

HSM có hình dạng chuyển vị và độ lún bề mặt bám sát với hình dạng chuyển

vị thực của tường.

- Chuyển vị ngang lớn nhất nằm gần đáy hố đào, ở đoạn giữa của tường

chắn.

- Chuyển vị tại đỉnh tường khi tính bằng HS và HSM rất gần với quan trắc,

còn với MC kết quả chênh lệch còn lớn.

- Tại chân tường chắn, hầu như không có chuyển vị khi tính toán với các

mô hình có kể đến mô đun biến dạng dỡ tải HS và HSM. Mô hình MC cho kết

quả chuyển vị ngang tại vị trí này rất lớn.

136

- Chuyển vị ngang lớn nhất của tường khi tính toán bằng FEM với mô hình

HSM có xét đến sự thay đổi các đặc trưng độ bền và mô đun biến dạng theo các

lộ trình ứng suất dỡ tải nhỏ hơn so với mô hình HS khoảng [8.3 8.78]%, nhỏ

hơn mô hình MC khoảng [30.78 37.94]% và lớn hơn quan trắc khoảng [9.64

11.58]%.

- Độ lún bề mặt khi tính toán từ HSM cũng chính xác và an toàn hơn so

với các mô hình HS và MC. So sánh với dự liệu quan trắc, kết quả từ các mô

hình HSM có hình dạng lún đồng dạng và lớn hơn khoảng 2.44% và phù hợp

với độ lún thực tế ngoài công trường.

Từ kết quả phân tích chuyển vị và biến dạng tính toán bằng mô hình nền

MC, HS và HSM với dữ liệu quan trắc thực tế, có thể thấy trạng thái ứng suất

của đất ảnh hưởng lớn đến kết quả tính toán. Trong đó, sự phụ thuộc của mô đun

biến dạng vào lộ trình ứng suất có ảnh hưởng rất nhiều đến chuyển vị ngang và

lún bề mặt của HĐS.

Mô hình HS và HSM xét đến sự phụ thuộc của mô đun biến dạng đến

trạng thái ứng suất bằng cách đưa vào 3 thông số độ cứng, đặc biệt mô hình

HSM với các thông số hiệu chỉnh theo lộ trình ứng suất dỡ tải của HĐS cho hình

dạng và độ lớn của chuyển vị ngang phù hợp với kết quả quan trắc, mô hình MC

sử dụng mô đun biến dạng ban đầu từ đường cong quan hệ ứng suất biến dạng

thí nghiệm ba trục thông thường cho kết quả thiên về an toàn, ảnh hưởng lớn đến

vấn đề kinh tế của dự án.

Từ các phân tích trên đây, có thể thấy việc áp dụng kết quả nghiên cứu

vào tính toán công trình thực tế cho kết quả phù hợp với dữ liệu quan trắc./.

137

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. Kết luận

1) Thí nghiệm ba trục theo các lộ trình ứng suất dỡ tải mô tả được trạng thái

ứng suất thực của đất nền xung quanh hố đào trong quá trình thi công đào đất.

Do đó, các chỉ tiêu cơ lý lấy từ kết quả thí nghiệm này sẽ giúp tính toán hố đào

sâu cho kết quả tốt hơn so với số liệu từ thí nghiệm nén ba trục thông thường.

2) Giá trị thu được như c’, φ’ của thí nghiệm ba trục theo các lộ trình ứng

suất dỡ tải khác với với thí nghiệm nén ba trục thông thường do áp lực nước lỗ

rỗng biến đổi khác nhau đối với mỗi lộ trình ứng suất khác nhau. Với đất yếu

TP. HCM, lực dính hữu hiệu '( )extc và góc nội ma sát hữu hiệu '( )ext xác định từ

thí nghiệm với lộ trình ứng suất dỡ tải nhỏ hơn đáng kể so với xác định từ thí

nghiệm với lộ trình nén ba trục thông thường ' '( , )comp compc lần lượt từ 17% đến

22% và từ 14% đến 21%:

'

'0.78 0.83ext

comp

c

c=

'

'0.79 0.86ext

comp

=

3) Mô đun biến dạng xác định theo lộ trình ứng suất dỡ tải lớn hơn so với

xác định từ lộ trình ứng suất nén ba trục thông thường. Thí nghiệm ba trục

theo lộ trình ứng suất RTE và RTC cho ra kết quả mô đun biến dạng lớn hơn

so với tính toán từ kết quả thí nghiệm theo lộ trình ứng suất nén 3 trục CTC

thông thường. Với lớp đất yếu TP. HCM tỷ số này như sau:

50,

50,

1.48 1.95RTE

CTC

E

E=

50,

50,CTC

1.43 1.68RTCE

E=

138

4) Đất có mô đun lớn đáng kể và phi tuyến tính trong lộ trình ứng suất dỡ

tải và gia tải lại, và độ cứng thực sự của đất cao hơn rất nhiều so với mô đun

biến dạng thu được từ các thí nghiệm thông thường. Với đất yếu TP. HCM độ

lớn này thể hiện qua các tỷ lệ như sau:

• Lớp bùn sét: 50

3.76 5.26ref

ur

ref

E

E= ;

50

0.36 0.76ref

oed

ref

E

E=

• Lớp sét yếu: 50

4.80 5.32ref

ur

ref

E

E= ;

50

0.58 0.91ref

oed

ref

E

E=

5) Mô đun biến dạng của đất phụ thuộc vào trạng thái ứng suất, sự phụ thuộc

của mô đun biến dạng trong mô hình HS vào trạng thái ứng suất tuân theo quy

luật hàm lũy thừa:

m

ref

ur ur refE E

p

=

với giá trị trung bình tham số mũ m của đất yếu TP. HCM như sau:

• Lớp bùn sét: m = [0.81 ÷ 0.92]

• Lớp sét yếu: m = [0.75 ÷ 0.85]

6) Việc mô phỏng nền đất trong bài toán hố đào bằng phương pháp phần tử

hữu hạn nên được thực hiện bằng mô hình HS với các tham số mô đun biến

dạng và sức kháng cắt lấy từ thí nghiệm theo lộ trình ứng suất dỡ tải. Trong quá

trình đào đất, đất làm việc theo sơ đồ dỡ tải – gia tải lại: dỡ tải khi đất ở trong

hố đào được lấy ra và gia tải lại khi thi công hệ chống vách hố đào. Trong giai

đoạn làm việc này, mô đun biến dạng của đất cao hơn rất nhiều so với trường

hợp gia tải thông thường. Với đất yếu TP. HCM khi thiết kế HĐS với mô hình

MC cho ra kết quả chuyển vị của tường chắn cao hơn thực tế quan trắc từ [40.42

49.02]% do không thể hiện được quá trình làm việc dỡ tải – gia tải lại của nền

trong quá trình thi công đào đất. Việc sử dụng mô hình HS cho phép khắc phục

được hạn chế này nên cho kết quả chuyển vị lớn nhất gần với quan trắc thực tế

139

hơn khoảng [18.42 20.07] %, và sử dụng mô hình HSM sẽ có kết quả tốt hơn

so với quan trắc khoảng [9.64 11.58] %.

2. Kiến nghị

Với bài toán HĐS, việc sử dụng FEM với mô hình nền và các tham số có

xét đến quá trình dỡ tải mô phỏng quá trình làm việc thực của vùng đất xung

quanh hồ đào trong quá trình đào đất mang lại nhiều hiệu quả kinh tế và vẫn đảm

bảo an toàn.

Trong trường hợp không có các thí nghiệm ba trục dỡ tải, có thể xác định

các thông số đầu vào theo các công thức tương quan như ở phần kết luận để tính

toán cho các công trình HĐS trên đất yếu TP. HCM.

Theo tác giả của luận án, trong thời gian tới có thể tiếp tục nghiên cứu

những vấn đề sau:

- Thực hiện thí nghiệm cho nhiều công trình với các lớp đất yếu để có đủ

kết quả thống kê nhằm đảm bảo có cái nhìn chính xác và tin cậy hơn, từ

đó tìm thông số hiệu chỉnh cho lý thuyết tính toán hố đào có tường chắn

tương tự cũng như xác định mối tương quan giữa các mô hình thí nghiệm

ba trục.

- Thực hiện các thí nghiệm ba trục cố kết, thoát nước, bất đẳng hướng dưới

điều kiện K0 để mô phỏng tình trạng ban đầu đúng với điều kiện làm việc

thực của đất nền là tồn tại một ứng suất lệch ban đầu.

- Mở rộng bài toán và xây dựng mô hình kể đến yếu tố không gian và thời

gian./.

140

CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC TÁC GIẢ ĐÃ CÔNG BỐ

1. Ngô Đức Trung, Võ Phán (2011), “Nghiên cứu ảnh hưởng của mô hình nền đến

dự báo chuyển vị và biến dạng công trình hố đào sâu ổn định bằng tường chắn”,

Tạp chí Địa Kỹ thuật (ISSN – 0868 – 279X), số 02-2011 Viện Địa kỹ thuật – VGI,

Liên hiệp các hội khoa học và kỹ thuật việt Nam, trang 45 – 55.

2. Ngô Đức Trung, Võ Phán (2015), “Phân tích chuyển vị trường chắn hố đào sâu

trên đất yếu TP. HCM”, Tạp chí Xây dựng (ISSN – 0866 – 0762) số 10 – 2015,

trang 102-106.

3. Ngô Đức Trung, Võ Phán (2016), “Tính toán tường chắn hố đào sâu bằng phương

pháp phần tử hữu hạn sử dụng mô hình đàn hồi phi tuyến”, Tuyển tập Hội thảo

khoa học Quốc gia lần 2: “Hạ tầng giao thông với phát triển bền vững” (ISBN:

978-604-82-1890-6), Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội 2016, trang 459 – 468.

4. Ngô Đức Trung, Võ Phán, Trần Thị Thanh (2018), “Nghiên cứu sự phụ thuộc

của độ cứng vào trạng thái ứng suất trên đất yếu TP. HCM phục vụ tính

toán hố đào sâu”, Tạp chí Xây dựng (ISSN – 0866 – 0762) số 04-2018, trang

143 – 148.

5. Ngô Đức Trung, Võ Phán, Trần Thị Thanh (2018), “Ứng xử chống cắt của đất

yếu TP. HCM dưới lộ trình ứng suất dỡ tải”, Tạp chí Xây dựng (ISSN – 0866

– 0762) số 04 – 2018, trang 149 – 154.

6. Ngo Duc Trung, Vo Phan, Tran Thi Thanh (2018), “Determination of

unloading-reloading stiffness and stiffness exponent parameters for

Hardening Soil model from drained triaxial test of soft soil in Ho Chi

Minh city”. Geosea 2018 - The 15th Regional Congress on Geology,

Mineral and Energy Resources of Southeast Asia (Ha Noi -Viet Nam,

October 2018).

141

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tài liệu Tiếng Việt

[1] Châu Ngọc Ẩn (2016), Cơ học đất, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia TP. HCM.

[2] Công ty Cổ phần Tư vấn Xây dựng tổng hợp NAGECO (2012), Báo cáo khảo

sát địa chất công trình Sài Gòn Pearl.

[3] Công ty Cổ phần Khảo sát và Xây dựng – USCO (2018), Báo cáo kết quả

quan trắc chuyển vị tường vây dự án Trung tâm Thương mại Dịch vụ và

Văn phòng Topaz Sài Gòn Pearl, tại số 92, đường Nguyễn Hữu Cảnh,

Phường 22, Quận Bình Thạnh, TP. HCM.

[4] Đỗ Đình Đức (2002), Thi công hố đào cho tầng hầm nhà cao tầng trong

đô thị Việt Nam, Luận án tiến sĩ Kỹ thuật, trường Đại học Kiến Trúc Hà

Nội.

[5] Hội Địa chất Việt Nam – Liên hiệp Khoa học, Địa chất, Nền móng, Vật liệu xây

dựng (2003), Kết quả khảo sát địa chất công trình Trạm Bơm lưu vực Nhiêu Lộc

Thị Nghè.

[6] Huyndai Mobis JV (2006), Kết quả quan trắc chuyển vị - Sequential

displacement data – HCMC Package #8 Pump Station.

[7] Chu Tuấn Hạ (2011), Nghiên cứu phân tích mô hình đất nền Hà Nội cho

hố đào sâu, Luận án tiến sỹ Kỹ thuật, trường Đại học Kiến Trúc Hà Nội.

[8] Nguyễn Trường Huy (2015), Nghiên cứu điều kiện kỹ thuật phục vụ thiết

kế thi công hố đào sâu, Luận án Tiến sĩ kỹ thuật, viện Khoa học Công

nghệ Xây dựng.

[9] Trần Quang Hộ, Công trình trên đất yếu, Nhà xuất bản Đại học Quốc gia

TP. HCM, 2016.

[10] Trần Quang Hộ, Dương Toàn Thịnh, “Thí nghiệm ba trục nén (CKoUC),

kéo (CKoUE) theo điều kiện cố kết Ko cho đất sét Nghi Sơn Thanh Hóa”,

[11] Trung tâm nghiên cứu công nghệ và thiết bị công nghiệp ĐH Bách Khoa

TP. HCM (2011), Báo cáo kết quả khảo sát địa chất công trình dự án

142

Trung tâm Thương mại Dịch vụ Văn phòng và căn hộ cao cấp SSG Tower,

tại số 561A Điện Biên Phủ, P.25, Quận Bình Thạnh, TP. HCM.

[12] Mai Di Tám (2012), “Góc nhìn cận cảnh về đất yếu ơ Thành phố Hồ Chí

Minh và vùng châu thổ sông Cửu long miền Nam Việt nam - cho việc xây

dựng các công trình”, Bài đăng trên website Tổng hội xây dựng Việt nam.

[13] Nguyễn Bá Kế (2012), Thiết kế và thi công hố móng sâu, Nhà xuất bản Xây dựng.

[14] Phan Trường Phiệt (2008), Áp lực đất và tường chắn đất, Nhà xuất bản Xây dựng.

[15] TCVN 8868: 2011 (2011), Thí nghiệm xác định sức kháng cắt không cố kết –

không thoát nước và cố kết - thoát nước của đất dính trên thiết bị nén ba trục,

Viện Tiêu chuẩn Chất lượng Việt Nam.

Tài liệu Tiếng Anh

[16] ASTM D2435-04 (2004), Standard Test Methods for One-Dimensional

Consolidation Properties of Soils Using Incremental Loading, ASTM

International, West Conshohocken, PA, 2004.

[17] ASTM D4767-11 (2011), Standard Test Method for Consolidated

Undrained Triaxial Compression Test for Cohesive Soils, ASTM

International, West Conshohocken, PA, 2011.

[18] Balasubramaniam A.S., Waheed-Uddin (1977), “Deformation

characteristics of weathered Bangkok Clay in triaxial extension”,

Géotechnique, Volume 27 issue 1, pp. 288-234.

[19] Becker P. (2008), “Time and stress path dependant performance of

excavations in soft soils”, 19th European Young Geotechnical Engineers’

Conference 3-6 September 2008, Gyor, Hungary.

[20] Bishop, A.W. and Garga, V.K. (1969), “Drained Tension Tests on

London Clay”, Géotechnique Volume 19 issue 2, June 1969, pp. 309-313.

[21] Bishop, A.W. and Wesley, L.D. (1975), “A Hydraulic Triaxial Apparatus

for Controlled Stress Path Testing”, Geotechnique, vol. 25(4), pp. 657–

670.

143

[22] Bjerrum N.L. (1973), Problems of soil mechanics and construction on

soft clays and structurally unstable soils, Proc. 8th Int. Conf Soil Mech.

Fdn Engng, Moscow 3, pp. 11 l-159.

[23] Brinkgreve R.B.J. & Broere W. (2018), Plaxis 2018 – Material Models

Manual.

[24] Brinkgreve R.B.J. (2005), “Selection of Soil Models and Parameters for

Geotechnical Engineering Application”, Journal of Geotechnical and

Geoenvironmental Engineering, ASCE;

[25] Charles C. Ladd (1964), Stress-strain behavior of saturated clay and

basic strength principles, Cambridge, Mass: Soil Mechanics Division,

Dept. of Civil Engineering, M.I.T.

[26] Clough G. W., and O’Rourke T. D. (1990), “Construction Induced

movements of in situ walls”, Proc., Design and Performance of Earth

Retaining Structure, Geotechnical Special Publication No. 25, ASCE,

New York, pp. 439-470.

[27] Clough G.W. and Hansen L. (1981), “Clay Anisotropy and Braced Wall

Behaviour”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental

Engineering, ASCE.

[28] Duncan J. M., and Chang C. Y. (1970), “Nonlinear analysis of stress and strain

in soils,” Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE,

96(SM5), pp. 1629-1653.

[29] Chang, C.Y. and Duncan, J.M. (1970). “Analyis of soil movement around

a deep excavation”. JSMFD ASCE, vol.96, pp.1655-1681.

[30] Fourie A.B. & Potts D.M. (1989), “Comparison of finite element and limiting

equilibrium analyses for an embedded cantilever retaining wall”, Geotechnique

39, No. 2, pp. 175-188.

[31] Gens A. (1982), Stress-strain and strength characteristics of a low plasticities

clay, PhD Thesis, Imperial College of Science & Technology, University of

London.

144

[32] Gil-Martín L., Hernández-Montes E., Shin M., and Aschheim M. (2012),

“Developments in excavation bracing systems.” Tunnelling and

Underground Space Technology, 31, pp. 107-116.

[33] Hans-Georg Kempfert & Berhane Gebreselassie, Excavation and

foundation in soft soil, Springer, Berlin, 2006.

[34] Hashash Y.M.A. (1992), Analysis of deep excavations in clay,

Massachusetts institute of technology, pp.68-77.

[35] Hashash Y. and Whittle A. (1996), “Ground Movement Prediction for

Deep Excavations in Soft Clay”, Journal of Geotechnical Engineering.

122(6), pp. 474-486.

[36] Hsieh P. G and Ou C. Y. (1998), “Shape of ground surface settlement

profile caused by excavation”, Canadian Geotechnical Journal.

[37] Janbu N. (1963), “Soil compressibility as determined by oedometer and

triaxial tests”, Proceedings of European Conference on Soil Mechanics

and Foundation Engineering, Wiesbaden, pp. 19-25.

[38] K.H. Head (1986), Manual of Soil Laboratory testing, Volume 3: Effective

stress tests, Pentech Press, London.

[39] Lambe T.W. (1970), Braced excavations, Proc. ASCE speciality Conf.

Ithaco. New York.

[40] Long P.V., D.T. Bergado, Nguyen L.V. and Balasubramaniam A.S.

(2013), “Design and Performance of Soft Ground Improvement Using

PVD with and without Vacuum Consolidation”, Geotechnical

Engineering Journal of the SEAGS & AGSSEA Vol. 44 No.4 December

2013 ISSN 0046-5828.

[41] Mair R.J. and Wood D.M. (1987), Pressuremeter testing: methods and

interpretation. CIRIA Ground Engineering Report: In-situ Testing.

Butterworths, London.

[42] Mana A.I. and Clough G.W. (1981) “Prediction of movements for

braced cuts in clay”, J.Geotech.Engrg.Div., ASCE, Vol.107, No.6,

145

pp.759-778.

[43] Mofiz S.A. and Rahman M.M. (2010), “Shear strength behavior of barind

soil on triaxial extension stress path tests”, Auckland, New Zealand: 11th

IAEG Congress, 5-10 Sep 2010, pp. 2249-2256.

[44] O’Rourke T.D. (1981), “Ground movement caused by braced

excavations”, ASCE J. Geotech. Engng, 107, Sept.

[45] Ou C.Y. (2006), Deep excavation, theory and practice, Taylor &

Francis Group, London, UK.

[46] Ou C.Y. (2018), “Application of Numerical Methods in the Design of

Deep Exvacations”, Numerical Analysis in Geotechnic - NAG2018, Ho

Chi Minh City, 22nd March 2018.

[47] Osman A., and Bolton M., (2006), “Design of braced excavations to limit

ground movements”, Geotechnical Engineering, 159(GE3), pp. 167-175.

[48] Parry R.H.G. (1971), “Undrained shear strength in clays”, Proc. 1st Aust.-

N. Z. Conf Geomech., Melbourne1, pp. 11-15.

[49] Pearlman S.L., Boscardin M.D., Walker M.P. (2004), “Deep

Underground Basements for Major. Urban Building Construction”,

Presented at Geo-Support 2004, Jan 2004, Orlando, FL, pp. 28-31.

[50] Peck R. B. (1969), The State of The Art Report on Deep Excavation and

Tunnelling in Soft Ground, 7th International Conference of Soil

Mechanics and Foundation Engineering, Mexico City.

[51] Parry R.H.G. (1960), “Triaxial Compression and Extension Tests on

Remoulded Saturated Clay”, Géotechnique, Volume 10 issue 4, 1960, pp.

166-180.

[52] Potts D.M. and Zdravkovic L. (1999) Finite Element Analysis in

Geotechnical Engineering: Theory. Thomas Telford, London.

[53] Professional Standards Compilation Group (PSCG) (2000), Specification

for excavation in Shanghai metro construction, PSCG, Shanghai, China.

[54] Puller Malcom (1996), Deep exvacations: a practical manual, Thomas

http://www.icevirtuallibrary.com/author/Parry%2C+R+H+G

146

telford, London.

[55] Reades D.W. and Green G.E. (1976), “Independent stress control and

triaxial extesion test on sand”, Geotechnique, 26:4:551.

[56] Robert M. Ebeling (1990), “Review of finite element procedures for earth

retaining structures”, US Army Corp of Engineers, Miscellaneous Paper

ITL-90-5.

[57] Schanz T., Vermeer P. A., Bonnier P. G. and Brinkgreve R. B. J. (2000),

“Hardening Soil Model: Formulation and Verification”, Beyond 2000 in

Computational Geotechnics, Balkema, Rotterdam, pp. 281-290.

[58] Terzaghi K., Peck R.B. & Mesri G. (1995), Soil Mechanics in

engineering practice 3rd ed., John Willey.

[59] Usmani A. (2007), Characterization of shear strength behavior of Delhi

silt and application to boundary value problems, PhD Thesis. Delhi:

Indian Institute of Technology Delhi.

[60] Von Soos P. (1980), “Properties of soil and rock”, Grundbautaschenbuch,

Part 4. 4th ed. Berlin: Ernst and Sohn.

[61] Wood D. M. (2010), Soil modelling, University of Dundee.

[62] Wong Kai S. (2009), A Short Course on Deep excavations, New Zealand.

[63] Zhang, W., Goh A., and Xuan F. (2014), “A simple prediction model for

wall deflection caused by braced excavation in clays.” Computers and

Geotechnics 63, pp. 67-72.

147

PHẦN PHỤ LỤC

PHỤ LỤC A – KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM BA TRỤC SƠ ĐỒ DỠ TẢI

PHỤ LỤC B – KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM NÉN BA TRỤC THOÁT NƯỚC

CÓ DỠ TẢI VÀ GIA TẢI LẠI

PHỤ LỤC C – KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM NÉN MỘT TRỤC KHÔNG NỞ

HÔNG (OEDEMETER)

PHỤ LỤC D – KẾT QUẢ CHUYỂN VỊ VÀ BIẾN DẠNG TỪ QUAN TRẮC

VÀ TÍNH TOÁN BẰNG FEM

Documents

VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI MIỀN NAM tao/2019/Toan van... · Cảm ơn ThS. Nguyễn Hữu Uy Vũ và cộng sự tại phòng thí nghiệm địa kỹ thuật Bros (Las 1136)