Tt Bien Dang Duong Ham

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc MỞ ĐẦU 1. Đặt vấn đề : Trên thế giới tính đến thập kỷ 70 của thế kỷ trước, đường hầm dẫn nước có thể tính đến hàng nghìn, trong số đó nhà máy thuỷ điện ngầm trên 300. Chỉ riêng Liên Xô đã xây dựng hơn 30 – trong đó có 7 nhà máy thuỷ điện ngầm, tổng đường hầm thuỷ công đã xây dựng ở Liên Xô tính đến thời kỳ đó trên 170 km. Những thông số của các công trình ngầm thuỷ công là rất lớn. Chiều dài đường hầm của nhà máy thuỷ điện Tatev 18 km còn đường hầm Arpa thuộc hồ Sevan 48 km. Đường kính đường hầm nhà máy thuỷ điện Ingur và Nurec tương ứng 9,5 và 11 (m), đầu nước 19 và 28 (atm), chiều dài đường hầm thuỷ điện Ingur là 16 km, số liệu thống kê 61 đường hầm có vỏ bọc và không có vỏ bọc trên thế giới thì tổng chiều dài đã gần 600 (km). Ở Việt Nam đường hầm dẫn nước vào nhà máy thuỷ điện Hoà Bình (công suất 1920 MW) là loại lớn, D = 8(m), vỏ bằng bê tông cốt thép. Đường hầm cho nhà máy thuỷ điện Yaly trên sông Sê san (công suất 720 MW), φ = 7 m, vỏ bằng bê tông cốt thép, đường hầm cho nhà máy thuỷ điện trên sông La Ngà, trên nhánh ĐaMi (công suất 300 MW)… Đối với hệ thống thuỷ lợi trong những năm gần đây đã xây dựng một số đường hầm như đường hầm dẫn nước tưới thuộc trạm bơm Nghi Xuân Hà Tĩnh dài 160 (m), B = 180 (cm), H = 220 (cm), vỏ bằng bê tông cốt thép dày 25 (cm); đường hầm Truông Khấp để dẫn nước khi sửa chữa công trình dẫn nước Đô Lương (Nghệ An) dài 550 (m) φ = 290 (cm), vỏ bằng bê tông cốt thép dày 25 (cm), đường hầm dẫn nước thuộc hệ thống đập dâng Hồng Đại (Cao Bằng). Hiện nay nước ta trong giai đoạn xây dựng cơ sở hạ tầng, hằng năm ngành xây dựng cơ bản nói chung cũng như ngành xây dựng Thuỷ Lợi - Thuỷ điện nói riêng, tiến hành xây mới cũng như nâng cấp rất nhiều công trình. Qua thực tế cho thấy, khi mức độ công nghiệp hoá và kỹ thuật xây dựng ngày càng cao, thì việc chọn xây dựng đường hầm trong các dự án Thuỷ Lợi - Thuỷ điện và giao thông ngày càng nhiều. SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 1

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Một thực tế sinh động là: Để đào 19 (Km) thuỷ điện sông Đà cần thời gian trên 10 năm, 16,5 (Km) đường hầm thuỷ điện Yaly mất 4 năm và gần 15 (km) đường hầm Hải Vân với mặt cắt ngang lớn, địa chất, địa chất thuỷ văn phức tạp chỉ thi công trong vòng 3 năm. Qua đó cho thấy: Việc bảo đảm tính kinh tế của dự án cũng như việc bảo đảm công trình làm việc an toàn phụ thuộc vào hiểu biết của cán bộ thiết kế, thi công cũng như quản lý vận hành khai thác. Để đảm bảo vận hành an toàn, lâu dài của công trình cũng như nâng cao hiệu quả dự án đã đầu tư, cần phải tìm hiểu công trình làm việc như thế nào trong quá trình xây dựng và khai thác đây là vấn đề lớn cần được quan tâm. 2. Mục đích và nhiệm vụ nghiên cứu: Công tác thi công đường hầm dẫn đến việc tách bỏ đi một khối lượng đất đá mà lúc trước khi bóc tách, chúng có hai chức năng: cân bằng áp lực do trọng lượng đất đá nằm trên nóc hầm và ngăn cản chuyển vị của hạt đất đá trên chu vi đường hầm. Do đó xung quanh đường hầm phát sinh ra sự phân bố lại ứng suất và tạo nên vùng bị kéo, vùng bị nén, dẫn đến sự phát sinh biến dạng đất đá bao quanh, nghĩa là thay đổi lại trạng thái ứng suất và biến dạng của khối đá xung quanh hầm. Do ứng suất thay đổi nên đá biến dạng và khi mất ổn định có thể xảy ra hiện tượng sụt trần khối đào và đẩy trồi các tường bên. Để tránh xảy ra hiện tượng đó người ta phải tiến hành chống đỡ tạm thời. Kết cấu chống đỡ phụ thuộc chủ yếu vào áp lực của khối đá biến dạng xung quanh khối đào, đó là khối đá áp lực. Nếu sự biến dạng do đào đường hầm gây ra còn ở trong trạng thái đàn hồi thì khối đào không cần thiết phải chống đỡ, điều này xảy ra khi đào đường hầm trong đá cứng còn nguyên khối. Khi vượt qua giới hạn đàn hồi, biến dạng dư bắt đầu phát triển, kéo dài trong một thời gian và lan rộng ra xung quanh khối đào cuối cùng nếu không chống đỡ đường hầm để bảo vệ chu vi khối đào, những cục đá bắt đầu rơi vào trong đường hầm và tiếp tục sạt lở cho đến khi hình thành sự cân bằng mới của khối đá xung quanh khối đào, áp lực đá có thể phát triển theo phương thẳng đứng (vòm áp lực), đồng thời có thể nghiêng một góc so với mặt nằm ngang (áp lực bên hông), gây ra sự biến dạng của thành bên khối đào. Có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng đến trị số của khối đá áp lực đó. Vì vậy rất cần SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 2

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc xác định sự thay đổi các trạng thái ứng suất trong quá trình thi công, quá trình khai thác để quyết định hình dạng, kích thước, cấu tạo của đường hầm. Trước kia, khi thiết kế một đường hầm người ta phải xác định chính xác các trị số và cách phân bố của áp lực địa tầng để sơ đồ hoá vỏ áo đường hầm và áp dụng các phương pháp trong cơ học kết cấu, Sức bền vật liệu, Cơ học đất, Cơ học đá… để giải bài toán vỏ hầm. Đó là vấn đề phức tạp và độ chính xác chưa cao. Ngày nay với sự phát triển của phương pháp tính – phương pháp phần tử hữu hạn và sự hỗ trợ đắc lực của máy tính, cho phép giải đồng thời cả vỏ hầm và môi trường xung quanh, nghĩa là ta xác định được đồng thời trạng thái ứng suất biến dạng trong vỏ hầm và các môi trường đất đá ngoài vỏ hầm trong các quá trình thi công, quản lý vận hành đặc biệt cả với các trường hợp địa chất thay đổi phức tạp. Trong nghiên cứu này chúng ta sẽ nghiên cứu rõ sự phân bố ứng suất trong môi trường đá xung quanh đường hầm sau khi đào, các biến dạng sinh ra trong và sau khi đào đường hầm, các nội lực xuất hiện trong lớp lót từ đó có các ứng xử phù hợp như việc chọn kết cấu chống đỡ cho hợp lý. Việc nghiên cứu trạng thái ứng suất và biến dạng của môi trường đá và vỏ hầm là một vấn đề khó và phức tạp tuy nhiên với sự phát triển của phương pháp tính và sự hỗ trợ đắc lực của máy tính chúng ta càng ngày càng tiếp cận được với chúng một cách dễ dàng và chính xác hơn. 3. Phương pháp nghiên cứu: Quá trình nghiên cứu của báo cáo này sử dụng các phương pháp Lame, Protodiakonow, phương pháp hiện hành trong Quy phạm ngành Thuỷ lợi và bằng phương pháp phần tử hữu hạn . Ứng dụng tin học vào thực tế. 4. Phạm vi nghiên cứu: Xét trong phạm vi bài toán phẳng, tải trọng tĩnh. SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 3

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

CHƯƠNG I TỔNG QUAN CÔNG TÁC THIẾT KẾ VÀ THI CÔNG ĐƯỜNG HẦM. 1.1. Đặc điểm của đường hầm: 1.1. 1. Khái niệm và ưu nhược điểm của đường hầm: Đường hầm là một công trình xây dựng dưới mặt đất, nhằm phục vụ cho việc phát triển kinh tế xã hội như: Thuỷ lợi, giao thông vận tải, công nghiệp và có ý nghĩa quốc phòng đặc biệt quan trọng. 1.1.1.1 Ưu điểm cơ bản của đường hầm: Tiết kiệm được mặt bằng công trình chiếm chỗ. Tuyến đường hầm thường ngắn hơn khi đi lộ thiên. Bảo đảm điều kiện sử dụng tốt trong quá trình vận hành. Thi công công trình ngầm ít phụ thuộc vào điều kiện tự nhiên ở đó. Trong điều kiện địa hình phức tạp, phương án đào hầm là giải pháp hiệu quả. Công trình bảo đảm tính an toàn, bí mật trong điều kiện chiến tranh. 1.1.1.2 Những hạn chế của đường hầm: Giá thành công trình thường cao hơn công trình lộ thiên tương tự. Thi công và sửa chữa trong điều kiện khó khăn phức tạp đòi hỏi cần phải có công nghệ thi công hiện đại. Thời gian thi công sữa chữa thường kéo dài hơn. Khó lợi dụng điều kiện tự nhiên đảm bảo yêu cầu vật lý kiến trúc như: Chiếu sáng, thông hơi, thông gió, các yêu cầu phòng cháy, chữa cháy. Tuy nhiên ưu điểm là căn bản, nhất là trong thời đại khoa học tiên tiến hiện đại như hiện nay. 1.1.2 Phân loại đường hầm: Tuỳ theo mục đích đường hầm có thể phân loại như sau: 1.1.2.1 Đường hầm phục vụ thuỷ lợi:Có thể là đường hầm có áp hoặc không áp

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 4

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Đường hầm dẫn nước: Dẫn nước từ các nguồn như hồ chứa, sông ngòi phục vụ cho nhu cầu tưới, phát điện; để thay thế cho một đoạn kênh hở tại những vùng núi có địa hình phức tạp. Đường hầm tháo nước: Từ nhà máy thuỷ điện về hạ lưu, dùng trong trường hợp dẫn dòng thi công.

Hình 1.1. Đường hầm phục vụ thuỷ lợi

1.1.2.2 Đường hầm phục vụ giao thông vận tải: Các tuyến đường khi băng qua núi cao không thể lộ thiên được thì phải xây dựng đường hầm như đường hầm đèo Hải Vân. trường hợp xây dựng cầu khó khăn như quá cao, dài hoặc vượt qua biển thì xây dựng đường hầm. Hệ thống tàu điện ngầm phục vụ đi lại của người dân và vận chuyển hàng hoá trong các thành phố đó là hệ giao thông ngầm ở thủ đô Mátxơcơva, Praha, Pari. Hình 1.2. Đường hầm phục vụ giao thông vận tải (Đường hầm đèo Hải Vân) SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 5

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc 1.1.2.3 Đường hầm công nghiệp, đặc biệt trong khai thác mỏ: Để khai thác và chế biến các tài nguyên ngầm trong lòng đất. Các đường hầm trong khai thác mỏ được sử dụng phổ biến gồm: Giếng lên xuống, đường hầm vận chuyển, các hầm lò khai thác, hầm công tác chứa máy móc hoặc hầm giao thông. Ví dụ ở mỏ than Na Dương (Quảng Ninh). 1.1.2.4 Đường hầm phục vụ công cộng trong thành phố: Trong thành phố đông dân cư, hệ thống cấp, thoát nước, đường dây điện, dây thông tin thường bố trí trong các hầm ngầm. 1.1.2.5 Đường hầm phục vụ quốc phòng: Đường hầm được sử dụng khá nhiều vì có thể đảm bảo an toàn và giữ bí mật trong chiến tranh. Gồm các kho tàng, công sự, hầm chỉ huy, trung tâm điều khiển và những đường hầm liên lạc giữa các căn cứ với nhau. 1.2. Tải trọng tính toán và tổ hợp tải trọng: Tải trọng tác dụng và tổ hợp của chúng: Được chia thành tải trọng cố định, tạm thời và đặc biệt. 1.2.1 Nhóm tải trọng cố định lâu dài: Áp lực đất đá. Trọng lượng bản thân vỏ. Tác dụng của ứng suất trước. 1.2.2 Nhóm tải trọng tạm thời: Áp lực xung động của dòng nước. Áp lực bên trong xuất hiện các va đập thuỷ lực, khi vận hành tiêu chuẩn hầm. Tác dụng của vữa lên vỏ khi phun xi măng. Áp lực của các thiết bị cơ khí khi thi công. 1.2.3 Nhóm tải trọng đặc biệt: Tác dụng của động đất và nổ mìn. Áp lực bên trong của nước trong hầm khi tăng thêm cột áp của nước trong hồ chứa hay tác dụng va đập thuỷ lực khi tiếp nhận toàn bộ tải trọng. sự thay đổi nhiệt độ, trương nở, co ngót từ biến của bê tông lên đất đá. SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 6

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Áp lực thử thuỷ lực (Đối với vỏ thép). 1.2.4 Tổ hợp tải trọng và chú ý đối với vật liệu: Tải trọng và tác dụng phải lấy riêng với những tổ hợp bất lợi nhất có thể xảy ra trong trường hợp khai thác và xây dựng. Trong giai đoạn thi công tải trọng chủ yếu là áp lực đất đá theo phương thẳng đứng, nằm ngang và trọng lượng bản thân gia cố (có xét đến sức kháng của đá). Tải trọng của áp lực đất đá lên gia cố tạm mà độ bền của nó tăng lên theo thời gian. Đối với vật liệu bê tông, BTCT, quan tâm đến sự thay đổi độ bền của vữa bê tông theo thời gian. 1.2.5 Xác định áp lực đất đá: Áp lực tiêu chuẩn theo phương thẳng đứng: Phân bố đều và đối xứng của đất đá lên gia cố tạm qqzn Trong đất đá có hệ số kiên cố f < 4: qqzn = β.γ.hv

(1.1)

β - H ệ số lấy bằng 0,7 khi chiều rộng hầm B < 6 m và bằng 1 khi B > 6 m h - Chiều cao vòm phá huỷ (m) γ - Trọng lượng thể tích của đá hv =

b f kc

(1.2)

Một nửa nhịp vòm b được xác định: b = d + h0tg(450 -

ϕ 2

)

(1.3)

Trong đó: d - Một nửa chiều rộng công trình h0 - Chiều cao công trình ϕ - Góc ma sát trong của đất đá trong khối.

Trong đất có hệ số kiên cố f > 4: qqzn = βγhH

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 7

(1.4)

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc hH - Độ sâu vùng phá huỷ, xác định bằng thực nghiệm. Trong giai đoạn sơ bộ có thể tính theo công thức: hH = K1b

(1.5)

Với b - Chiều rộng thông thuỷ. Bảng 1.2: Hệ số K1 Hệ số kiên cố fk

Hệ số K1 theo mức độ nứt nẻ của nham thạch Nứt nẻ nhẹ

Nứt nẻ trung bình Nứt nẻ trung bình

4

0,20

0,30

0,40

5-9

0,10

0,20

0,30

10 và lớn hơn

0,05

0,10

0,15

Áp lực ngang (qqxn): Trong đá có f ≥ 4 áp lực ngang hông thường được bỏ qua Trong đá có f < 4 áp lực ngang hông được tính theo công thức q qxn = γ ( hq + 0,5h )tg 2 ( 45 0 −

ϕ 2

(1.6)

)

Hệ số kháng của đất đá: Trong tính toán sơ bộ với các loại đá nứt nẻ cho phép xác định theo đồ thị hình 1.1 biểu diễn quan hệ giữa hệ số sức kháng riêng K0 và hệ số kiên cố f của đá nứt nẻ.

Ko (Kg/cm3)

Ko (H/cm3) 14000

(1400)

12000

(1200)

10000

(1000)

8000

(800)

6000

(600)

4000

(400)

2000

(200)

0

2

4

6

8

10

12

14

f kc

Hình 1.3- Đồ thị quan hệ giữa hệ số sức kháng đàn hồi K0 và hệ số kiên cố của đá nứt nẻ SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 8

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc 1.2.6 Sơ đồ tính toán vỏ hầm theo trạng thái giới hạn thứ nhất: Trong sơ đồ tính toán, giả thiết rằng tải trọng do áp lực đất đá tác dụng đã biết, có sức kháng của đất đá được xác định theo sơ đồ hình 1.3. Trong đường hầm giao thông và đường hầm thuỷ lợi không áp sơ đồ tính toán vỏ đường hầm giống như hệ

H×nh 1.4a S¬ ®å tÝnh to¸n vá hÇm cho

thanh trong môi trường đàn hồi, tuy ®uêng hÇm giao th«ng vµ ®uêng hÇm thuû nhiên các liên kết lò xo trên đỉnh hầm

lîi kh«ng ¸p

trong phạm vi từ tâm đường hầm kẻ một góc 900 được bỏ đi không có trong sơ đồ tính toán (hình 1.4a). Sơ đồ tính toán vỏ hầm trong đường hầm thuỷ lợi có áp thì các liên kết đàn hồi như nhau về mọi phía (xem hình 1.4b)

Hình 1.4b- Sơ đồ tính vỏ hầm theo quy phạm ngành Thuỷ Lợi

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 9

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

CHƯƠNG II: TÍNH CHẤT CƠ HỌC CỦA MÔI TRƯỜNG ĐÁ VÀ CÁC PHƯƠNG PHÁP GIẢI BÀI TOÁN ỨNG SUẤT BIẾN DẠNG CỦA MÔI TRƯỜNG ĐÁ VÀ VỎ HẦM 2.1. Các tính chất cơ học của môi trường đá: 2.1.1. Độ bền nén đơn trục: Đặc trưng cho khả năng kháng nén của đá được xác định bằng giá trị ứng suất phát sinh khi mẫu thí nghiệm bị phá huỷ dưới tác dụng của lực nén trên một trục ký hiệu là σ c hay σ n được xác định bởi công thức: σc =

Pmax F0

(2.1)

Trong đó: Pmax : Là lực nén đơn trục lớn nhất làm phá huỷ mẫu. F0 : Là diện tích tiết diện ngang ban đầu của mẫu. 2.1.2. Độ bền kéo đơn trục : Đặc trưng cho khả năng chống chịu lực kéo của đá, được xác định bằng ứng suất khi kéo mẫu đá bị phá huỷ dưới tác dụng của tải trọng kéo theo một trục, ký hiệu là σ t hay σ k được xác định bởi công thức : σt =

(2.2)

Pt max F

Trong đó : Ptmax : Là lực gây phá huỷ mẫu F : Là diện tích tiết diện ngang ban đầu của mẫu. 2.1.3. Độ bền cắt của đá : Là giá trị ứng suất cắt tới hạn mà tại đó đá bị cắt, ký hiệu là τ s tính bằng Kg/cm2 hay DaN/cm2 được xác định theo công thức : τs =

P F

(2.3)

Trong đó : τ s : Là độ bền cắt ; P - Lực cắt khi mẫu bị phá huỷ (DaN hay Kg) ; SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 10

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc F - Diện tích mặt cắt ban đầu (cm ). 2

2.1.4. Độ bền của đá ở trạng thái ứng suất ba chiều : Dưới tác dụng của ngoại lực, đá làm việc ở trạng thái ứng suất phức tạp. Để nghiên cứu trạng thái ứng suất dưới tác dụng của các trường lực khác nhau, cần thí nghiệm nén theo phương pháp 3 trục. Phụ thuộc vào trang thiết bị thí nghiệm và yêu cầu nghiên cứu, có thể lựa chọn các sơ đồ thí nghiệm : σ 1 = σ 2 = σ 3 ;σ 1 > σ 2 = σ 3 ;σ 1 ≠ σ 2 ≠ σ 3 (nén đều 3 trục trong nén thuỷ

tĩnh) 2.1.5 Hệ số bền vững: Là chỉ tiêu đặc trưng cho khả năng của đá chống lại sự phá huỷ của ngoại lực, ký hiệu là F được xác định thông qua độ bền nén bằng công thức: F=

σc

(2.4)

100

Trong đó: σ c là độ bền nén đơn trục tính bằng Kg/cm2 2.1.6 Hệ số kiên cố: Theo Protodiakonop coi cả môi trường đất đá rời rạc, nhưng để xét tính dính kết, phải tăng hệ số ma sát giữa các thành phần hạt lên thành một hệ số giả định gọi là hệ số kiên cố của đá, ký hiệu là fkc. Hệ số này tuy là giả định nhưng mang ý nghĩa vật lý đặc trưng cho một tính chất cơ học của đá. Đối với môi trường cơ học rời rạc, thì điều kiện cân bằng giới hạn sẽ là : τ = σtgϕ = σf hay

τ = fm σ

(2.5)

Trong đó: ϕ là góc ma sát của đất đá; f m là hệ số ma sát. Đối với môi trường có tính dính kết, thì điều kiện cân bằng theo Protodiaknop có thể viết như sau: τ = K + σtgϕ = σf kc hay

τ = f kc σ

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

(2.6)

Trang 11

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Trong đó: K là hệ số dính của đất đá; f kc là hệ số ma sát giả định hay còn gọi là hệ số kiên cố. 2.1.7 Tính chất biến dạng của đá: Phụ thuộc vào độ cứng, độ rỗng hay mức độ nứt nẻ của mẫu thí nghiệm. Biến dạng đo được, do sự biến đổi về góc hoặc về độ dài, được gọi là biến dạng tuyệt đối, còn trị số giữa biến dạng tuyệt đối và giá trị ban đầu của nó là biến dạng tương đối ( biến dạng). Tính biến dạng của đá được thể hiện bằng các thông số: 2.1.7.1 Mô đun đàn hồi (mô đun đàn hồi một trục) E: Đặc trưng cho sức chống biến dạng đàn hồi của vật liệu khi kéo hay nén đơn trục, được xác định bởi tỷ số giữa ứng suất pháp σ khi kéo hay nén đơn trục và độ biến dạng dọc tương đối ε tương ứng với ứng suất đó. E=

σ ε

(2.7)

2.1.7.2 Mô đun đàn hồi khi cắt (mô đun trượt) G: Đặc trưng cho khả năng chống lại sự thay đổi hình dạng khi giữ nguyên thể tích của đá, bằng tỷ số giữa ứng suất tiếp τ tác dụng vào biến dạng γ G =

τ γ

(2.8)

2.1.7.3 Hệ số Poisson (hệ số biến dạng ngang) ν : Là tỷ số giữa biến dạng ngang tương đối ε ' và biến dọc tương đối ε của mẫu thí nghiệm khi chịu tác dụng của lực ν=

ε' ε

(2.9)

2.1.7.4 Quan hệ giữa E, ν với các hằng số Lame của lý thuyết đàn hồi: Trong phòng thí nghiệm thường chỉ xác đinh E và ν ; các hằng số khác như hắng số Lame λ , G được tính từ E và ν theo công thức liên hệ của lý thuyết đàn hồi: SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 12

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc G=

E Eν ;λ = 2(1 + ν ) (1 + ν )(1 − 2ν )

(2.10)

Và các liên hệ khác giữa E, ν với ϕ , c hoặc f.. 2.1.7.5 Tính lưu biến của đá: Giống các vật liệu khác, đá khi chịu lực sẽ xảy ra hiện tượng biến dạng tăng theo thời gian mặc dù ứng suất không thay đổi, gọi là từ biến. Trường hợp ngược lại, gọi là hiện tượng chùng ứng suất. Các hiện tượng trên nằm trong cơ học đất đá gọi là lưu biến. 2.2 Quan hệ ứng suất - biến dạng và độ bền của đá: 2.2.1 Đường cong ứng suất - biến dạng của đá: Quan hệ ứng suất - biến dạng được thể hiện qua đường cong ứng suất - biến dạng, được xác định bằng thí nghiệm. Trên hình 2.1 thể hiện đường cong đặc trưng của một số vật thể lý tưởng. Trong thực tế hiếm có loại đá nào thoả mãn điều kiện đàn hồi lý tưởng đó. Quan hệ ứng suất biến dạng tức thời của đá

øng suÊt

thể hiện ở hình 2.2 trong đó có thể chia thành 4 vùng như sau:

§µn håi hoµn toµn a/

§µn håi trÔ b/

§µn håi tuyÕn tÝnh c/

øng suÊt

BiÕn d¹ng

§µn håi tuyÕn tÝnh dÎo hoµn toµn d/

§µn håi tuyÕn tÝnh biÕn d¹ng cøng ho¸ e/

§µn håi tuyÕn tÝnh biÕn d¹ng mÒm ho¸ f/

Hình 2.1- Các đường cong biến dạng của một số vật thể lý tưởng SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 13

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

σ

C

Co B

σο

P

3

R

§é bÒn dÝnh 4

2 S A

U

§é giíi h¹n

1 0

εο

D

C ε

Hình2.2 - Biểu đồ đường cong ứng suất - biến dạng của đá (1) – OA - Đoạn này hơi cong và lõm thể hiện sự khép kín của các khe nứt. (2) - AB - Đoạn này tương đối thẳng, mẫu đá ở trạng thái biến dạng tuyến tính. (3) - BC - Đường cong ứng suất - biến dạng hơi cong và lồi về phía trên ứng suất tiến tới giá trị cực đại tại điểm C. (4) - CD - Đoạn thể hiện miền phá huỷ. Các đoạn OA và AB rất gần với đoạn thẳng, nhưng khi tăng hoặc giảm tải sự thay đổi cấu trúc hoặc tính chất của đá là không thuận nghịch trong thực tế coi là thẳng đàn hồi tuyến tính. Vùng BC thường bắt đầu ở khoảng 2.3 của giá trị cực đại, độ dốc của đường cong giảm dần đến không, tương ứng với sự gia tăng ứng suất. Trong vùng này sự biến đổi tính chất và cấu trúc đá là không thuận nghịch do sự xuất hiện biến dạng dẻo, vết nứt là các chu kỳ tăng và giảm kế tiếp nhau vẽ nên các đường cong hoàn toàn khác nhau. Một chu kỳ dỡ tải PQ (Hình 2.2) cho một giá trị biến dạng dư ε 0 . Nếu lại tăng tải thì đường cong ứng suất - Biến dạng QR của lần này thấp hơn nhưng song song với đường OABC. Đoạn BC bắt đầu tại điểm C, điểm cực đại của đường cong ứng suất SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 14

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc biến dạng ứng với độ bền tột đỉnh và ứng với đường cong có độ dốc âm. Một chu kỳ dỡ tải ST thường dẫn đến một giá trị biến dạng rất lớn và nếu tăng tải tiếp sẽ vẽ nên đường cong ứng suất - Biến dạng TU và đường cong CD tại điểm U, ứng với độ bền tới hạn nằm thấp hơn điểm S. Vùng CD là vùng đặc thù của trạng thái biến dạng cứng. Tuy nhiên trong các thí nghiệm nén thông thường các mẫu thường bị phá vỡ ngay ở lân cận điểm C. Trong trường hợp nén 3 trục đối xứng, quan hệ biến dạng ứng suất có dạng gần giống với thí nghiệm nén đơn trục. Trong trường hợp này tổng của 3 biến dạng thành phần bằng biến dạng thể tích : ε1 + ε 2 + ε 3 =

∆V V0

(2.11)

Trong đó : ∆V - Biến dạng thể tích của mẫu so với thể tích ban đầu V0. 2.2.2. Các lý thuyết bền : Để đánh giá độ bền của đá trong các trạng thái ứng suất phức tạp người ta đã đề ra các giả thiết khác nhau về nguyên nhân, cơ chế phá huỷ của đá. Một số giả thiết đó đã có đủ cơ sở lý luận và đã được thừa nhận như các lý thuyết về độ bền. Hiện nay có khoảng 20 lý thuyết bền khác nhau. Trong tính toán ổn định nền đá thường sử dụng một số lý thuyết bền sau : Thuyết ứng suất pháp lớn nhất: G.Galilée – 1588 Thuyết biến dạng lớn nhất: E.Mariotte – 1682 Thuyết ứng suất tiếp lớn nhất: C.A. De Coulomb – 1773 Thuyết năng lượng biến dạng: C.Macxwell – 1856 Thuyết bền O.Mohr: 1900 Thuyết bền Griffith: 1924 2.2.2.1. Các thành phần tenxơ ứng suất : Xét phân tố đá hình lập phương có kích thước vô cùng bé, được coi là một điểm trong khối đá, ứng suất tác dụng lên 6 mặt, mỗi mặt có 3 thành phần: ứng suất pháp và 2 ứng suất tiếp (Hình 2.3). Tuy nhiên, chỉ có 6 thành phần ứng suất độc lập. Ứng suất tương ứng trên một phân tố lập phương có thể biểu thị SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 15

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc bằng tenxơ ứng suất có 9 thành phần trong đó có 3 thành phần ứng suất pháp nằm dọc theo đường chéo và 3 thành phần ứng suất tiếp độc lập, còn 3 thành phần ứng suất tiếp khác tuân theo luật đối xứng của ứng suất tiếp. Ten xơ ứng suất được thể hiện ở dạng : σ x τ xy τ xz     Tσ = τ yx σ y τ yz    τ zx τ zy σ z   

(2.12)

Với : τ xy = τ yx ;τ yz = τ zy ;τ zx = τ xz Trong cơ học đất, đá có quy ước: Các ứng suất pháp mang ứng suất nén, còn dấu âm mang ứng suất kéo. Dấu của ứng suất tiếp phụ thuộc vào các hướng của các trục toạ độ. Vì dấu của ứng suất nén có hướng ngược với trục toạ độ nên chiều của ứng suất tiếp cũng ngược với trục toạ độ còn lại (quy ước này ngược lại so với quy ước dấu của lý thuyết đàn hồi). Tại mỗi điểm, luôn tồn tại ba mặt vuông góc với nhau duy nhất và tại đó toàn bộ ứng suất tiếp bằng không. Lúc đó 3 thành phần ứng suất pháp đạt được giá trị cực đại của chúng, gọi là ứng suất chính σ 1 , σ 2 , σ 3 , sắp xếp theo trình tự (LT đàn hồi) σ 1 ≥ σ 2 ≥ σ 3 ≥ 0 lúc này Ten xơ ứng suất chính tại điểm đó như sau: σ x 0 0  Tσ =  0 σ y 0  0 0 σ z 

     

(2.13)

Có nghĩa là trạng thái ứng suất tại bất kỳ tại điểm nào cũng có thể được biểu diễn đầy đủ và thuận tiện bằng 3 giá trị ứng suất chính theo 3 hướng trực giao với nhau.

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 16

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

Y

Y

σ1 τxz

σ1

τyz τxy

τzx σx τyx

σy τyz τyx

σ2

σ2

τzx σ3 τxz

τyz σz

X

X

a/ Z

b/

Z

Hình 2.3. Sơ đồ trạng thái ứng suất thể tích trong khối đá a/ Thành phần ứng suất trên các mặt phân bố lập phương b/ Các ứng suất chính

σ1

T

C0

To σ3

σ2 = σ3 σ2

Hình 2.4- Biểu đồ phá huỷ công trình

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 17

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Khi xem xét trạng thái ứng suất phức tạp thường giả định rằng sự phá huỷ sẽ xảy ra khi đạt được mối tương quan nhất định về ứng suất (Hay biến dạng) σ 1 = f (σ 2 , σ 3 )

(2.14)

Mối quan hệ như vậy được gọi là tiêu chuẩn phá huỷ, và biểu hiện hình học của nó là một mặt được gọi là mặt phá huỷ. Các tiêu chuẩn phá huỷ đơn giản : Mặt phá huỷ ứng với chuẩn phá huỷ kéo, được gọi là độ bền kéo đơn trục σ 3 = −T0 ;σ 1 = σ 2 = 0 độ bền nén đơn trục σ 1 = C 0 ; σ 2 = σ 3 = 0 và thí nghiệm nén 3 trục nằm trên đoạn C0T (Hình 2.4 ) 2.2.2.2 Lý thuyết bền phù hợp với đất đá, bê tông: Thuyết bền Mohr – Tiêu chuẩn Mohr – Coulomb Thuyết bền Griffith – Tiêu chuẩn Griffith: Đá là vật thể phức tạp, thường làm việc trong các điều kiện ứng suất phức tạp, nên các các thuyết bền nhìn chung, thường chỉ sử dụng với những loại đất đá nhất định, những trạng thái ứng suất ban đầu nhất định. Tiêu chuẩn Mohr – Coulomb có thể phù hợp với các loại đá mềm yếu, như sét, bột kết; trong khi đó tiêu chuẩn Griffth lại có thể phù hợp hơn cho sự phá huỷ giòn ở các loại đá cứng như granit, quaczit. Do vậy, trong ứng dụng lựa chọn tiêu chuẩn này hay khác phụ thuộc nhiều vào sự hiểu biết và xét đoán ứng xử của đá. Tính chống cắt của đá : Tính chống cắt của đá là khả năng chống lại sự phá hoại cắt - Trượt dọc theo một mặt bất kỳ trong khối với thể tích không đổi, được thể hiện bởi độ bền chống cắt trên một đơn vị thể tích trượt (hình 2.5). Các đặc trưng độ bền chống cắt được dùng để phân tích các bài toán về ổn định như sức chịu tải của nền, ổn định mái đất đá, áp lực đất lên các vật chắn và đường hầm ... Có hai đặc trưng cơ bản biểu thị tính chống cắt của đất đá là góc ma sát trong và lực dính đơn vị ( φ và c), có thể xác định trong phòng thí nghiệm hoặc hiện trường. SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 18

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Tiêu chuẩn phá hoại Mohr – coulomb của đất đá: Nói đất không chịu kéo nên các vòng tròn Mohr đều nằm về phía trục dương của ứng suất chính được quy định cho trạng thái nén 3 trục. Hình 2.6 là đường bao phá hoại đặc trưng cho đất. σ1

σ τ

σ3

σ

σ3

τf θf

a b

τ

σ1

a/ C¾t trùc tiÕp

b/ NÐn ba trôc

Hình 2.5- Sơ đồ điều kiện cân bằng giới hạn trên mặt ab trong mẫu đất thí nghiệm (ab- mặt trượt) τ

C 1 2

B A

φ

σ

Hình 2.6- Đường bao phá hoại Mohr và tiêu chuẩn phá hoại Mohr- Coulomb 1. Đường bao phá hoại Mohr (1900) [đường cong] (2.15)

τ f = f (σ );

2. Đường tròn Mohr – Coulomb (1776) [đường thẳng] Biểu thị theo ứng suất tổng: τ f = c + σ tagφ

(2.16)

Biểu thị theo ứng suất hiệu quả : τ 'f = c'+σ ' tagφ '

(2.17)

Điều chương cân bằng giới hạn: (2.18)

τ =τ f

Điểm A. Biểu thị trạng thái cân bằng đàn hồi; SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 19

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Điểm B. Sự trượt đã xảy ra – cân bằng giới hạn ; Điểm C. Không có ý nghĩa Trường hợp nén mẫu đất theo 3 trục, khi đạt trạng thái cân bằng giới hạn, vòng Mohr biểu thị ứng suất trên mặt trượt ab tiếp xúc với đường Coulomb, tiêu chuẩn phá hoại được biểu thị như sau ( Hình 2.7) :  1 + sin φ   cos φ   + 2c   1 − sin φ   1 − sin φ 

(2.19)

σ 1 = σ 3 

Có thể viết lại : φ φ σ 1 = σ 3 tag 2 (45 0 + ) + 2ctag (45 0 + ) 2

(2.20)

τ

2

øng suÊt c¾t

τf = c + σ Vòng tròn Mohr

d e

φ

0

"

c 0

a θf σ3

b 0' σ1 σ øng suÊt tiÕp

Hình 2.7- Vòng Mohr và đường bao phá hoại Nhận thấy:
Khi vòng Mohr tiếp xúc với đường Coulomb : σ1 −σ 3

sin φ =

O' d 2 = O' O" c. cot gφ + σ 1 + σ 3 2

(2.21)

Từ đó lập được (2.18) hoặc (2.19)
Góc mặt trượt ab cho trên hình 2.5 bằng (hình 2.7) : θ f = 45 0 +

φ 2

;

(2.22)

Trường hợp đá tươi nguyên, do có các liên kết cứng giữa các hạt khoáng, đá còn có thể chịu kéo do đó đường bao phá hoại hiệu quả gần như giống đường parabol (hình 2.8)

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 20

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc τ §−êng bao ph¸ ho¹i Vòng 1 - KÐo ®¬n trôc Vòng 2 - NÐn ®¬n trôc Vòng 3 - NÐn ba trôc

1

2

3 σ

Hình 2.8- Đường bao phá hoại theo Jaegr (1960) σ

τ τ 2f = 4σT(σc + σT)

8σT

2

(σ1−σ2)f − 8σt(σ1+σ2) = 0

3σT σT

2σT σ2

σc

σT

a/ HÖ to¹ ®é c¸c øng suÊt chÝnh

b/ HÖ to¹ ®é c¸c øng suÊt c¾t - ph¸p

Hình 2.9- Đường bao độ bền Griffith- nén pháp Tiêu chuẩn phá hoại Griffith: Ông cho rằng vết nứt (mặt trượt) phát triển từ đuôi các vi vết nứt trong vật liệu giòn như kính, khi ứng suất kéo sinh ra vượt quá độ bền gây kéo của vật liệu.

σ1 P

σ3

VÕt nøt

σ3

P

σ1 Hình 2.10- Vết nứt ellip Griffith (P : điểm vi vết nứt bắt đầu phát triển) Vì các vi khuyết tật trong đá tươi nguyên như lỗ rỗng hay các khe nứt nhỏ, khuyết tật trong tinh thể các hạt khoáng... cũng có cơ chế phá huỷ tự nhiên tương tự như trên, do vậy Griffith đã mở rộng xét bài toán tấm đá có vi vết nứt dạng ellip chịu các ứng suất nén σ 1 , σ 2 (Hình 2.10) và đã lập thành phương trình đường bao phá hoại : SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 21

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc (2.23)

(σ 1 − σ 3 ) 2 − 8σ T (σ 1 + σ 3 ) = 0

Trong đó: σ T là độ bền chống kéo đơn trục (Hình 2.9a) Vậy theo lý thuyết này, độ bền nén đơn trục σ c của đá bằng 8 lần độ bền kéo đơn trục σ T . Thực tế cho biết thường σ T ≈ 0,1σ c Hình 2.9 b cho quan hệ giữa độ bền chống cắt với ứng suất pháp. (2.24)

τ T2 = 4σ T (σ n + σ T )

Đó là đường bao phá hoại của mẫu đá có dạng Parabol tương tự kết quả thí nghiệm nén các mẫu đá. Đường bao Giffth gần với đường bao thực tế hơn, đặc biệt tại vùng ứng suất kéo. 2.3. Xác định trạng thái biến dạng môi trường xung quanh vỏ đường hầm : 2.3.1 Trạng thái ứng suất biến dạng của đá trước khi xây dựng đường hầm : Trước khi đào đường hầm khối địa tầng nằm trong trạng thái cân bằng ổn định và trạng thái ứng suất của nó được xác định bởi trọng lượng bản thân và tính chất cơ lý của địa tầng, bởi ảnh hưởng của nhiệt độ và nước ngầm. Ứng suất ban đầu trong khối địa tầng trước lúc đào chủ yếu do trọng lượng bản thân của lớp đá nằm trên đó gây ra. Trường hợp đơn giản nhất là địa tầng trầm tích, phân lớp nằm ngang, sự thay đổi của nhiệt độ và kiến tạo không đáng kể. Nếu tách một phân tố đá tại độ sâu H =

∑h

t

(ht là chiều dày từng lớp

địa tầng kể từ mặt đất đến phân tố đang xét) thì trên phân tố ứng suất theo phương thẳng đứng là : σ z = ∑ γ i hi

(2.25)

Và ứng suất nằm ngang: (2.26)

σ x = σ y = µ 0σ z

Trong đó: γ i - Khối lượng riêng của địa tầng trong lớp i. µ 0 - Hệ số áp lực bên của địa tầng SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 22

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Vật liệu nằm trong khối đang xét có thể xem như là vật liệu đàn hồi tuyến tính, do đó trạng thái ứng suất tuân theo định luật lý thuyết đàn hồi. Giả thiết này có thể phù hợp với không chỉ đá cứng mà với cả đất đá mềm yếu, khi thay đổi của áp lực lên địa tầng trong một giới hạn không lớn (Từ áp lực ban đầu đến áp lực sau khi gia cố hầm) thì giữa ứng suất và biến dạng có mối liên hệ tuyến tính. Trong trường hợp này hệ số áp lực bên µ 0 có thể biểu thị qua hệ số biến dạng ngang µ ( hệ số poisson) µ0 =

µ

(2.27)

1− µ

µ - Hệ số poisson ( xác định theo từng loại đất đá, thông thường

có thể lấy từ 0.14 đến 0.49) Tuỳ theo địa điểm xây dựng mà áp lực do trọng lượng của địa tầng cũng khác nhau. Nếu các địa tầng không nằm ngang, xiên lệch thì áp lực sẽ không đối xứng. Nếu các lớp thẳng đứng có các tính chất cơ lý khác nhau theo các lớp thì áp lực cũng khác nhau. 2.3.2 Trạng thái ứng suất biến dạng sau khi xây dựng đường hầm: Khi đường hầm khoan đào tại độ sâu lớn, hiệu ứng vòm hình thành trên đỉnh hầm có thể đủ chống đỡ tải trọng bên trên và đường hầm tiến dần đến trạng thái ổn định mới không cần gia cố. Nếu khẩu độ đường hầm đủ lớn so với độ sâu khoang đào, độ vững chắc của đá kém, trạng thái cân bằng giới hạn của đất đá phía trên dần phát triển đến mặt đất và sẽ hình thành một vùng lún sụt đặc trưng trên mặt đất. Mặt khác khi công trình ngầm đào trong khối đá tại độ sâu lớn, trạng thái cân bằng ứng suất - biến dạng ban đầu vốn có của đá bao quanh bị xáo trộn và phân bố lại, để đạt trạng thái cân bằng mới. Trường ứng suất mới sinh ra đủ lớn sẽ vượt quá độ bền của đá làm đá bao quanh hình thành vùng dẻo, đường hầm bị phá hoại dưới dạng sụt nóc hầm, bóc tách lớp đá tại mặt hông hầm hoặc nổ đá, thậm chí có thể dẫn đến sập lấp hầm. SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 23

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Trong thực tế thường dùng kỹ thuật thăm dò bằng phương pháp sóng đàn hồi để xác định phạm vi ảnh hưởng của đá bao quanh. (người ta lập ra bảng xác định phạm vi ảnh hưởng một số đá sau khi đào) Để giải ứng suất quanh đường hầm có thể dùng lý thuyết đàn hồi, lý thuyết dẻo hoặc lý thuyết cơ học vật thể rời để đánh giá trạng thái ứng suất tuỳ theo yêu cầu thiết kế. Trong phạm vi báo cáo nghiên cứu khoa học này chủ yếu chỉ tập trung nghiên cứu bài toán ứng suất quanh đường hầm theo lý thuyết đàn hồi. Các phương pháp nghiên cứu theo lý thuyết khác chỉ giới thiệu sơ lược do yêu cầu của nó để hiểu được thật sâu sắc cần có thời gian đào tạo, nghiên cứu cũng như trình độ nhất định. 2.3.2.1 Xác định ứng suất quanh đường hầm theo lý thuyết đàn hồi: Do ảnh hưởng của việc đào hầm, trạng thái ứng suất đất đá xung quanh công trình biến đổi rất nhiều so với trạng thái ban đầu. Sự biến đổi đó phụ thuộc rất nhiều vào tính chất môi trường đất đá, độ sâu công trình, hình dạng và kích thước tiết diện hầm, vị trí ( nằm xiên, ngang hay thẳng đứng), phương pháp thi công công trình ngầm, độ cứng vỏ hầm. Vì vậy việc xác định trạng thái ứng suất xung quanh công trình sẽ gặp rất nhiều khó khăn đòi hỏi phải nghiên cứu kỹ. Để xác định trạng thái ứng suất biến dạng xung quanh công trình ngầm lý thuyết đàn hồi phải đưa vào tính toán một số giả thiết sau : Cấu tạo địa chất là đồng đều và coi môi trường là liên tục. Tính chất môi trường là giống nhau về mọi hướng - Đẳng hướng. Vật liệu làm việc trong giai đoạn đàn hồi Môi trường tính toán là bán không gian vô hạn, có mặt giới hạn là mặt đất, trạng thái ứng suất chủ yếu do trọng lượng bản thân đất đá gây nên. Không xét đến ứng suất do quá trình kiến tạo và biến dạng dẻo cục bộ Không có những hiện tượng vật lý và hoá học làm biến đổi tính chất của môi trường. SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 24

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Ở đây ta chỉ nghiên cứu ứng suất quanh đường hầm tròn theo lý thuyết đàn hồi: Kirsch (1898) đã cho lời giải bài toán phân bố ứng suất theo hai hướng quanh đường hầm tiết diện tròn, trong môi trường đàn hồi đồng chất, đẳng hướng. Jaeger & Cook đã chi tiết lập các biểu thức xác định các ứng suất σ θ , σ r và τ rθ như sau (Hình 2.11)

Với σ θ , σ r ,τ rθ lần lượt là ứng suất pháp theo chu vi, ứng suất pháp xuyên tâm, ứng suất cắt. K, a : Hệ số áp lực hông và ứng suất đường hầm; k =

σh σz

a r

( θ , r ) là toạ độ điểm M, và α = . σz σθ

τrθ

θ

σr

M

r

σh = kσ z

2a

Hình 2.11.Các phương trình ứng suất trong vật liệu quanh lỗ tròn trong vật thể đàn hồi. (Kirsch – 1898, Jaeger&Cook – 1976) Ta có: Các thành phần ứng suất tại điểm M(R, θ ) được xác định theo công thức Kirs : 1 2

σ r = − σ r [(1 + k )(1 − α 2 ) + (1 − k )(1 − 4α 2 + 3α 4 ) cos 2θ ] 1 2

σ θ = σ r [(1 + k )(1 + α 2 ) − (1 − k )(1 + 3α 4 ) cos 2θ ] 1 2

τ rθ = − σ z [(1 − k )(1 + 2α 2 − 3α 4 ) sin 2θ ] SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 25

(2.28)

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Các thành phần ứng suất trong mặt phẳng tờ giấy tại điểm M( r ,θ ) : 1 2

1 4

Lớn nhất: σ 1 = (σ r + σ θ ) +  (σ r − σ θ ) 2 + τ r2θ 

1

2

(2.29)



1 1 Nhỏ nhất: σ 2 = (σ r + σ θ ) −  (σ r − σ θ ) 2 + τ r2θ  2 4 

1

2

(2.30)

Độ nghiêng với đường thẳng đứng: tag 2α =

2τ rθ (σ − σ r )

(2.31)

Từ hình 2.11 thấy rằng, tại mặt quanh đường hầm (r = a) thì σ r = τ rθ = 0 và : (2.32)

σ θ = σ z0 [(1 + k 0 ) + 2(1 − k 0 ) cos 2θ ]

Để tìm cực trị của σ θ , lấy đạo hàm

dσ θ = 0 được : dθ

Tại đỉnh và đáy hầm ( θ = 0 và 1800) (2.33)

σ θ = σ z0 (3k 0 − 1)

Tại hông hầm ( θ = 90 và 2700) (2.34)

σ θ = σ z0 (3 − k 0 )

Từ ( 2.33) và ( 2.34) vẽ được quan hệ sau : 0

σθ σ0z 3

øng suÊt biªn0 t¹i 0 θ = 90 vµ 270

2 1

øng suÊt biªn0 t¹i 0 θ = 0 vµ 180

0,33 0

0

0,4

0,6

0,8

1,0 0

σh = ko σ0z

Vïng chÞu kÐo Hình 2.12- Biến thiên ứng suất σ θ tại đỉnh, đáy và hai bên hông hầm tròn theo k (Hoek – 1980) SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 26

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Rõ ràng : Khi k = 0, ứng suất σ θ tại đỉnh và đáy hầm là kéo; k = 0,33 thì σ θ tại đỉnh và đáy hầm bằng 0; khi k > 0,33 thì σ θ tại toàn mặt hầm là nén. Vậy σ θ giảm từ giá trị lớn nhất 3σ z khi k0 = 0 đến 2σ z khi k0 = 1. Nghĩa là khi đào xong đường hầm tự chống đỡ, ứng suất nén trên đường hầm có thể đạt 2σ z ~ 3σ z và ứng suất kéo ≤ σ z về trị số tuyệt đối. Ứng suất quanh đường hầm không phụ thuộc hằng số đàn hồi (E,µ) và kích thước đường hầm vì bán kính xuất hiện trong công thức biểu thị dưới dạng không thứ nguyên. Tuy nhiên khi đường hầm có khẩu độ lớn trong cùng khối đá, trạng thái ứng suất quanh đường hầm lớn và nhỏ có thể như nhau, song tính ổn định của chúng chưa hẳn như nhau vì khi đường hầm có khẩu độ càng lớn thì xác suất gặp các khuyết tật cơ học (thớ nứt, đứt gãy...) càng nhiều và do vậy tính ổn định sẽ kém đi. 2.3.2.2 Đánh giá trạng thái ứng suất biến dạng vùng đá bao quanh đường hầm tròn theo lý thuyết đàn dẻo: Trên thực tế, sau khi đào đường hầm tròn sâu trong khối đá, dưới tác dụng của trạng thái ứng suất tự nhiên sẽ hình thành quanh đường hầm một vùng đất đá ít nhiều bị xáo trộn tơi xốp gọi là vùng dẻo (Hình 2.13). Phía ngoài sâu trong đá, vẫn giữ trạng thái đàn hồi – vùng III. Trong vùng dẻo, các ứng suất pháp tiếp xúc σ θ và ứng suất pháp hướng bán kính σ r sẽ giảm từ trạng thái đàn hồi (đường nét rời) như trên hình 2.13a. Nếu không được chống đỡ và đất đá có độ bền kém, vùng dẻo sẽ phát triển với thời gian và có thể dẫn đến đường hầm bị phá hoại. Nếu đá chịu đựng được trạng thái ứng suất mới, đường hầm sẽ dẫn tới ổn định. (Hình 2.13b)

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 27

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

σz0

ChuyÓn vÞ thµnh hÇm hoÆc ¸p lùc ®¸

σθ (®µn håi) σθ (dÎo) σr

o

σr

a I

Vïng øng suÊt h¹ thÊp

II

Vïng øng suÊt t¨ng

III

Vïng ®µn håi

Kh«ng æn ®Þnh

æn ®Þnh

Thêi gian

Hình 2.13- Sơ đồ lực, vùng biến dạng dẻo và phân bố ứng suất quanh hầm Công thức Fenner và phương pháp Hoek để xác định vùng dẻo và phương pháp chống đỡ cần thiết. Công thức Fenner (1938): Hình 2.14 cho sơ đồ để lập biểu thức tính ứng suất - biến dạng trong vùng dẻo theo phương pháp Fenner.

σο

y dθ 2

M σο

dθ

R

r

σr + dσr

dr dr

r0

σr σθ

dθ 2

dθ

o

Hình 2.14- Sơ đồ tính toán lập công thức Fenner SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 28

x

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Xét trong điều kiện cân bằng của phân tố đá M có thể lập phương trình cân bằng dẻo cho vùng dẻo. (2.35)

(σ θ − σ r ) = rdr

Các ứng suất trong vùng dẻo phải thoả mãn điều kiện bền MohrCoulomb; σ 3 + c. cot agφ 1 − sin φ 1 = = σ 1 + c. cot gφ 1 + sin φ N φ

(2.36)

Trong trường hợp này σ 1 = σ θ và σ 3 = σ r do vậy sẽ có: σ r + c. cot agφ 1 − sin φ 1 = = σ θ + c. cot gφ 1 + sin φ N φ

(2.37)

Xác định áp suất - biến dạng Kết hợp (2.35) ÷ (2.37) và theo điều kiện biên: r = r0 và бr = pi (áp suất chống), sẽ được công thức tính áp lực đá lên thành hầm để gây vùng dẻo có bán kính bằng R, đó là công thức Fenner, hiện vẫn còn được sử dụng rộng rãi: r  pi = −c cot gφ + [c cot gφ + σ θ (1 − sin φ )] 0  R

Nφ −1

(2.38)

Từ công thức trên ta suy ra biểu thức cho bán kính vùng dẻo: 1− sin φ

σ (1 − sin φ ) + c. cot gφ  2 sin φ R = r0  0  Pi + c. cot gφ  

(2.39)

Nếu cho pi = 0, tức là xem đường hầm không có vỏ chống, thay R = R0 sẽ rút được biểu thức cho bán kính vùng dẻo phát triển lớn nhất: 1−sin φ

 σ  2 sin φ R0 = r0 1 + 0 (1 − sin φ )tagφ  c  

(2.40) 1−sin φ

R  σ  2 sin φ Hay 0 = 1 + 0 (1 − sin φ )tagφ  r0  c 

(2.41)

(Từ (2.40) có thể lập đồ thị cho tiện dùng.) Nếu xét cả c, sẽ được công thức Fenner cải tiến, có dạng sau: r  pi = −c cot gφ + [(c cot gφ + σ 0 )(1 − sin φ )] 0  R

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 29

Nφ −1

(2.42)

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Tương ứng ta có: 1−sin φ

 (σ + c. cot gφ )(1 − sin φ )  2 sin φ R0 = r0  0  c. cot gφ  

(2.43)

Xác định uB Trên mặt ranh giới dẻo σ r , σ θ vừa thoải mãn điều kiện đàn hồi và điều kiện dẻo: σr,B

Pi: Áp suất chống đỡ. R: Bán kính vùng dẻo

Truíc biÕn d¹ng

r0: Bán kính đường hầm o r

Sau biÕn d¹ng

Pi

uB: Chuyển vị hướng kính của

R

vòng tròn ngoài vùng dẻo, tức

R

mặt ngoài ranh giới với khu đàn hồi.

UB

∆R: Chuyển vị của thành hầm, hướng vào trong; Bài toán xác định uB và ∆R.

Hình 2.15- Đường cong tìm bán kính max vùng dẻo Điều kiện đàn hồi: 

  

(2.44)

 r02   = σ 0 1 + 2  R  

(2.45)

σ r , B = σ 0 1 − 

σ θ ,B

r02 R2

Điều kiện dẻo: Từ (2.44) và (2.45) cho: (2.46)

σ r , B + σ θ , B = 2σ 0

Mặt khác khi cân bằng giới hạn ta có: σ r , B + c. cot gφ 1 − sin φ = σ θ , B + c. cot gφ 1 + sin φ

(2.47)

Từ (2.46) và (2.47) tìm được σ r , B tại r = R - Mặt ranh giới hạn dẻo; σ r , B = −c. cot gφ + (σ 0 + c. cot gφ )(1 − sin φ )

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 30

(2.48)

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Mặt biên ngoài của vùng dẻo cũng là mặt biên trong của vùng đàn hồi, do vậy từ lý thuyết đàn hồi (bài toán chuyển vị ống tròn thành dày) có thể tìm được chuyển vị hướng kính uB của mặt đó như sau: (1 + µ ).R (σ 0 − σ r , B ) E

uB =

(2.49)

Trong đó: - E: Hệ số môđun đàn hồi (MPa) - µ: Hệ số poisson - R: Bán kính vùng dẻo (m) có thể tính từ công thức (2.55) Lấy σ r , B từ (2.48) thay vào (2.49) sẽ được uB cần tìm: uB =

1+ µ Rsinφ (σ 0 + c. cot gφ ) E

(2.50)

Xác định chuyển vị thành hầm ∆R. Giả thiết khối đá quanh hầm ở trạng thái dẻo, do vậy thể tích của nó không thay đổi trước và sau khi biến dạng từ đó có thể suy ra (Hình 2.15):

[

]

π ( R 2 − r 2 ) = π (R − u B )2 − (r0 − ∆R) 2 ;

Hoặc là: 2.r0.∆ R – (∆R)2 = (2R – uB)uB ; Lấy uB từ (2.53) thay vào biểu thức trên ta sẽ được:  1+ µ 1+ µ 2r0 ∆R − (∆R) 2 = 2 − sin φ (σ 0 + c. cot gφ  sin φ (σ 0 + c. cot gφ ).R 2 ; E E  

Lấy lại R của (2.39) thay vào sẽ được: ( (∆R) 2 − 2r0 ∆R + r02 .B = 0

(2.51)

Trong đó : σ (1 − sin φ ) + c. cot gφ   1+ µ 1+ π B = 2 − sin φ (σ 0 + c. cot gφ ) sin φ (σ 0 + c cot gφ ). 0  E pt + c. cot gφ   E  

1−sin φ sin φ

Giải ∆R của (2.51) được công thức tính chuyển vị thành hầm: (2.52)

∆R = r0 (1 − 1 − B )

Biểu thức trên cho thấy rõ quan hệ giữa chuyển vị thành hầm với áp suất chống đỡ. Phương pháp Hoek (2000) SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 31

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Đây là một phương pháp mô hình hoá đơn giản để xét tương tác giữa áp lực đá với vỏ chống theo lý thuyết dẻo để đánh giá và dự tính phương pháp chống đỡ thích đáng. Tuy nhiên trong báo cáo này chúng ta không nêu cụ thể phương pháp này. Chi tiết cụ thể của phương pháp có thể xem thêm ở tài liệu tham khảo. 2.3.2.3 Xác định áp lực đá núi theo phương pháp cân bằng giới hạn vật thể rời: Khi buồng hầm được đào trong đất đá, có thể hình thành vòm cân bằng tự nhiên ổn định ( vòm áp lực hay vòm sụt) hoặc bị sập, tuỳ theo độ bền vững của đất đá bao quanh và khẩu độ hầm. Snip 2.06.09 – 84 (1985) quy định rằng, khi fk < 4 và khoảng cách từ đỉnh hầm đến mặt đất lớn gấp hai lần chiều cao vòm sụt h, lấy áp lực đặt lên đỉnh hầm bằng trọng lượng của đất đá trong vùng giới hạn bởi vòm sụt (Hình 2.26a). Khi hầm đào ở độ sâu nhỏ hơn, lấy áp lực đá tác dụng lên đỉnh hầm bằng trọng lượng toàn bộ tầng đất đá phủ lên nó. q=γ h q Vßm c©n b»ng tù nhiªn

hq

e1

hq A

h

B

e1

h k 45°- φ 2

Bt

e2

B1 B2

e2

Hình 2.16- Vòm áp lực ổn định và sơ đồ tính áp lực đá theo lý luận vòm áp lực

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 32

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Tính áp lực đất đá theo lý luận vòm cân bằng tự nhiên (Prôtođiakkonov – 1993) Tính theo áp lực đỉnh: Theo sơ đồ tính toán trên hình 2.16b, có thể lập được các biểu thức cho tính áp lực đá tác dụng lên đỉnh hầm: (2.53)

q = γ .hq

Trong đó : γ : Trọng lượng đơn vị của đá (kN/m3) hq =

B2 - Chiều cao đỉnh vòm sụt (m) 2. f k

φ

Với : B2 = B1 + 2.h tan(45 0 − ) - Chiều rộng vòm sụt 2

f k : Hệ số vững chắc của đất đá, tra bảng

h : Chiều cao hầm. Snip 2.06.09-84 tính áp lực đỉnh còn xét ảnh hưởng của khẩu độ hầm Bi và hệ số vững chắc của đá : Trường hợp f k < 4 : (2.54)

q = β .γ .hq

Trong đó : β = 0,7 khi B1 < 5,5m ; β = 1,0 khi B1 ≥ 7,5m Khi 5,5m < B1 < 7,5m - nội suy β từ 0,7 – 1,0. Trường hợp f k ≥ 4 : (2.55)

q = β .γ .hq1

Trong đó : hq1 = ka.B1 (m) chiều cao vùng sụt, với ka tra bảng 2.3 (nếu không có số liệu nghiên cứu hiện trường).

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 33

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Bảng 2.1 Bảng cho giá trị ka Hệ số vững chắc

Hệ số ka khi đá

fk của đá Nứt nẻ ít

Nứt nẻ vừa

Nứt nẻ nhiều

4

0,20

0,25

0,30

5-8

0,10

0,20

0,25

≥ 10

0,05

0,10

0,15

Tính áp lực hông : Để tính áp lực hông, có thể dùng lý thuyết áp lực đất Rankine Tại vị trí A và B (Hình 2.16b) φ   e1 = γ .hq tan 2  45 0 − k  2 

(2.56)

Tại vị trí đáy hầm : e2 = γ (hq + h) tan 2 (45 0 −

φk 2

(2.57)

)

Vậy tổng áp lực hông E tác dụng vào thành bên hầm bằng : E=

γ .h 2

(2.hq + h) tan 2 (45 0 −

φk 2

(2.58)

)

Biều đồ phân bố áp lực hông có dạng hình thang hình 2.16b Theo SNIP 2.06.09-84 thì Trường hợp f k < 4 được tính : ebq =

φ e1 + e2 = λ (hq + 0,5h) tan 2 (45 0 + k ) 2 2

(2.59)

Tổng áp lực bằng : E=

γh 2

(2.hq + h) tan 2 (45 0 +

φk 2

(2.60)

)

Biều đồ phân bố áp lực hông có dạng hình chữ nhật cao h và rộng ebq. Trường hợp f k ≥ 4 : Khi đá nứt nẻ ít và trung bình, chiều cao hầm h < 6m : Không xét tới áp lực hông. SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 34

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Khi chiều cao hầm h > 6m, xác định áp lực hông từ điều kiện cân bằng giới hạn của từng khối đá riêng biệt cắt bởi thớ nứt. Khi đá nứt nẻ mạnh, ebq = 0,1.γ .h

(2.61)

Bảng 2.2 : Bảng các trị số của hệ số vững chắc fk, trọng lượng đơn vị γ và góc ma sát trong tính đổi của một số loại đất đá (Sổ tay kỹ thuật Thuỷ Lợi

Tập I, 1979 : Từ Chí Anh, Đại học Sông Biển – TQ – 1985) Cấp độ Loại đất đá

fk

φ k*

γ

(KN/m3)

cứng Thạch anh và badan cứng rắn nhất, chặt

20

28-30

87

15

26-27

85

10

25-26

82.5

8

25

80

Sa thạch thông thường quặng sắt ;

6

24

75

Đá phiến chất cát, sa thạch dạng phiến.

5

25

72,5

Phiến thạch sét cứng chắc, sa thạch

4

26

70

3

25

70

2

24

65

chắc, bền vững và các đá khác rất rắn Rất cứng rắn

chắc Granit rất rắn chắc, poocfirit thạch anh, đá phiến silic, sa thạch và đá vôi rất cứng chắc. Granit chặt chắc, sa thạch và đá vôi rất cứng chắc. Cuội kết cứng chắc, quặng sắt rất cứng rắn.

Cứng

Đá vôi cứng rắn, granit không cứng

rắn

rắn, sa thach, cứng rắn, đá cẩm thạch, pilir, đôlômit ;

không cứng chắc, đá vôi, cuội kém Trung bình

mềm; Phấn nham không cứng chắc, đá macnơ chặt chắc, đá sét keo kết vững chắc; Phiến thạch mềm, đá vôi mềm, đất băng, đá macnơ thông thường, sa thạch

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 35

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc đã bị phá hoại, đá sỏi cát keo kết, đất lẫn đá; Đất đá vụn, đá phiến bị phá hoại, đá cuội và đá vụn, đất sét cứng, than cứng

1,5

18 - 20

60

1

18

45

0,8

16

40

0,6

15

30

0,5

17

27

0,3

15 - 18

9

chắc; Đất sét chặt chắc, than bình thường, đất bồi tích cứng chắc, đất chất sét, đất lẫn đá ; Đất sét lẫn cát nhẹ, hoàng thổ, sỏi cát, than mềm. Mềm yếu Không ổn định

Cát ướt, đất á sét pha cát, đất trồng, than bùn, đất á sét pha cát nhẹ. Cát rời, sỏi cát nhỏ, đất bồi mới, than khai thác ra, cát chảy, đất đầm lầy; Hoàng thổ ngậm nước và các loại đất đá có chứa nước khác (fk = 0,1 – 0,3)

Công thức tổng quát: f k =

c

σ

+ tagφ dùng cho đất có lực dính đơn vị là

c; Trong đó: c - Lực dính đơn vị; φ là góc ma sát trong; σ ứng suất pháp tác dụng trên mặt trượt thí nghiệm. Cát hoặc vật liệu rời: f k = tagφ ; Theo [Snip 2.06.09-84(1985) ]: f k =

c

σ

; Với σ c - độ bền nén trục của

đá. Khi hầm đào ở độ sâu trên 500(m), xét áp lực đá bằng phương pháp có kể đến trạng thái chảy dẻo và các hiện tượng đặc biệt khác có thể xảy ra quanh đường hầm.

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 36

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Tính áp lực đất đá khi không hình thành vòm cân bằng tự nhiên. Điều kiện không hình thành vòm cân bằng tự nhiên. Khi đất đá có độ bền chắc kém, không thể hình thành vòm cân bằng tự nhiên, do vậy không thể dùng phương pháp nêu trên để tính áp lực đất đá trong đường hầm. Điều kiện không thể hình thành vòm cân bằng tự nhiên như sau ( Từ Chí Anh, Đại học Sông Biển – TQ, 1985); f k < 0,8 , độ chôn sâu H < 2hq hoặc H < 2,5 B1;

Công trình khi thi công kiểu lộ thiên (đào đắp); f k < 0,3 (đất không ổn định - Bảng 2.2).

Trong trường hợp này từ hai mút đáy B,C của đường hầm hình thành mặt phá hoại kéo dài lên tới mặt đất, như trên hình 2.17. Có thể coi gần đúng tổng tải trọng đặt trên mặt E – E đỉnh hầm bằng trọng lượng cột đất đá EEE’E’ là G trừ đi tổng lực chống ma sát F đặt trên hai mặt EE.

D

E'

E' F

F H q

E

E

B

B1 B2

45°- φ 2 C

Hình 2.17- Sơ đồ tính áp lực đất đá theo lý luận Terzaghi

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 37

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Vậy có thể viết ( lấy một đơn vị chiều dài theo phương pháp vuông góc mặt giấy để tính) Q = G – 2F, hay: 1 2



Q = γH .B2 − 2. γH 2 tag 2  45 0 − 

φk 

tagφ k ; 2

(2.62)

Áp suất phân bố đều thẳng đứng trên mặt đỉnh hầm EE; q = γH −

γH 2

φ   tag 2  45 0 − k tagφ B2 2 

 η q = γH 1 − B  B2

(2.63)

  = ηγH ; 

Trong đó: η = 1 −

ηB H B2

(2.64) - Hệ số áp lực thẳng đứng;



η B = tag 2  45 0 − 

φk 

tagφ k ; 2

Biểu thức 2.63 chỉ thích dụng khi H ≤

B2

ηB

;

Khi góc ma sát trong tương đối nhỏ (φ < 25 0 ) , công thức này cho kết quả tương đối sát thực tế. Khi φ tương đối lớn, kết quả tính bằng phương pháp này sai khác nhau nhiều. Khi đào hầm trong tầng đất có chứa nước, cần xét sự giảm nhẹ γ do tác dụng đẩy nổi và áp lực nước tác dụng lên vỏ chống. Tính áp lực đất đá theo Terzaghi. Sơ đồ tính toán nêu trên hình 2.18b. Cách lập biểu thức tính toán tương tự nhau, chỉ khác ở chỗ chọn chiều rộng đường hầm.

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 38

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc P

P

z

z

σz

σz H

τ

τ σx

H

τ

σx

τ

σx

σx dz

dz σz+dσz

dG

σz+dσz

dG=2b1γdz

q

q

φ 45°- 2 B1

B1

B2

a/

b/

Hình 2.18- Sơ đồ tính toán theo phương pháp Terzaghi Tính áp lực đỉnh: Xét điều kiện cân bằng các lực tác dụng lên thỏi đất ở trên hình 2.18 a, có thể viết: B1γdz = B1 (σ z + dσ z ) − B1 .σ z + 2cdz + 2 K 0 .σ z .tagφ ;

(2.65)

Từ điều kiện cân bằng này có thể lập biểu thức tính áp lực như sau: H − 2 K 0tagφ B1γ − 2c  B1 q= 1− e 2 K 0 tagφ 

2H − K 0tagφ   + pe B1  

(2.66)

Khi H → ∞ và p = 0 thì q=

B1γ ; K 0 tagφ

(2.67)

Thêm nữa, khi c = 0 (đất rời): q=

B1γ ; K 0 tagφ

(2.68)

Trường hợp ống chôn nổi, do đất hai bên kéo khối đất giữa nằm trên đỉnh ống xuống, nên áp lực ma sát hai bên có hướng đi xuống. Tuy nhiên trường hợp này ta không xét ở đây. SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 39

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

CHƯƠNG 3 GIẢI BÀI TOÁN ỨNG SUẤT BIẾN DẠNG CỦA MÔI TRƯỜNG ĐÁ VÀ VỎ HẦM BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN 3.1. Phương pháp phần tử hữu hạn: Phương pháp PTHH ra đời vào cuối những năm 50 nhưng rất ít được sử dụng vì công cụ tính toán còn chưa pháp triển. Vào cuối những năm 60 phương pháp PTHH đặc biệt phát triển nhờ vào sự pháp triển nhanh và sử dụng rộng rãi của máy tính điện tử. Đến nay phương pháp PTHH có thể coi là phương pháp có hiệu quả nhất để giải các bài toán cơ học cơ học vật rắn nói riêng và cơ học môi trường liên tục nói chung như các bài toán thuỷ khí lực học, bài toán về từ trường và điện trường… Một trong những ưu điểm nổi bật của phương pháp PTHH là dễ dàng lập để giải trên máy vi tính, tạo điều kiện cho việc tự động hoá hàng loạt kết cấu với những kích thước, hình dạng, mô hình vật liệu và điều kiện biên rất khác nhau. 3.1.1 Phương trình cơ bản của phương pháp PTHH:

[K ]{∆} = {F }

(3.1)

Trong đó: ne

[K ] = ∑ LTe K e Le : Là ma trận cứng của toàn kết cấu (của hệ). e =1

{∆} : Là véc tơ chuyển vị của toàn kết cấu (của hệ). ne

{F } = ∑ LTe Fe : Là véc tơ tải của của toàn kết cấu (của hệ). e =1

3.1.2Trình tự giải bài toán bằng phương pháp PTHH: a) Chia miền tính toán thành nhiều các miền nhỏ gọi là các phần tử. Các phần tử này được nối với nhau bằng một số hữu hạn các điểm nút. Các điểm nút này có thể là các đỉnh của các phần tử, có thể là một số điểm được quy ước trên mặt (cạnh) của phần tử. Thông thường người ta thường hay sử dụng các loại phần tử như hình sau:

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 40

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

phÇn tö thanh

phÇn tö ph¼ng

phÇn tö kh«ng gian

Hình 3.1 b) Trong phạm vi của mỗi phần tử, ta giả thiết một dạng phân bố xác định nào đó của hàm cần tìm, có thể đó là + Hàm chuyển vị. + Hàm ứng suất. + Cả hàm chuyển vị và hàm ứng suất. Thông thường giả thiết các hàm này là các đa thức nguyên mà hệ số của các đa thức được gọi là các thông số. Trong phương pháp PTHH, các thông số này được biểu thị qua các trị số của hàm và có thể là cả trị số của các đạo hàm của nó tại các điểm nút của phần tử. Ví dụ: Hàm cần tìm là hàm chuyển vị thì các trị số của hàm xấp xỉ sẽ được xác định qua các chuyển vị (Chuyển vị thẳng và chuyển vị góc) và các đạo hàm của các chuyển vị ở các nút của phần tử. Tuỳ theo ý nghĩa của hàm xấp xỉ mà trong các bài toán kết cấu ta thường chia ra làm 3 loại mô hình:
Mô hình tương thích: Ứng với mô hình này ta thường biểu diễn gần đúng của dạng phân bố của chuyển vị trong phần tử. Hệ phương trình cơ bản của bài toán sử dụng mô hình này được thiết lập trên cơ sở nguyên lý biến phân Lagrange.
Mô hình cân bằng: Ứng với dạng mô hình này ta biểu diễn gần đúng dạng phân bố ứng suất hoặc nội lực trong phần tử. Hệ phương trình cơ bản của bài toán sử dụng mô hình này đuợc thiết lập bởi nguyên lý biến phân Castigliano.
Mô hình hỗn hợp: Ứng với mô hình này ta biểu diễn gần đúng dạng phân bố của cả chuyển vị lẫn ứng suất trong phần tử. Ta coi chuyển vị và ứng suất là SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 41

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc hai yếu tố độc lập riêng biệt. Hệ phương trình cơ bản của bài toán này được thiết lập trên cơ sở nguyên lý biến phân Reissner-Hellinger. Như trên đã nói, các hàm xấp xỉ thường được chọn dưới dạng đa thức nguyên. Dạng của đa thức này được chọn như thế nào đó để bài toán hội tụ, có nghĩa là đa thức cần phải chọn như thế nào đó để khi tăng số phần tử lên quá lớn thì kết quả tính toán sẽ tiệm cận tới kết quả chính xác. Chú ý rằng hàm xấp xỉ phải chọn như thế nào đó để thoả mãn một số yêu cầu nhất định, trước tiên là phải thoả mãn phương trình cơ bản của lý thuyết đàn hồi. Nhưng để thoả mãn một cách chặt chẽ tất cả các yêu cầu thì sẽ có nhiều phức tạp trong việc chọn mô hình và lập thuật toán giải. Do đó thực tế người ta phải giảm bớt một số yêu cầu nào đó nhưng vẫn đảm bảo nghiệm đạt được độ chính xác yêu cầu. Trong 3 mô hình trên thì mô hình tương thích được sử dụng rộng rãi hơn cả, còn hai mô hình sau chỉ sử dụng có hiệu quả trong một số bài toán nhất định. c) Thiết lập hệ phương trình cơ bản của bài toán: Để thiết lập hệ phương trình cơ bản của bài toán giải bằng phương pháp PTHH ta dựa vào các nguyên lý biến phân. Từ các nguyên lý biến phân ta rút ra được hệ phương trình đại số tuyến tính dạng: A.X = B

(3.2)

d) Giải phương trình cơ bản: Giải hệ phương trình (3.2) sẽ tìm được hàm ẩn của toàn miền xét (các giá trị hàm hoặc đạo hàm của nó) tại các điểm nút. e) Dựa vào phương trình cơ bản của lý thuyết đàn hồi sẽ xác định được các đại lượng cần tìm khác, chẳng hạn trường ứng suất, trường biến dạng…

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 42

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Giả thiết f = Meαe = NeUe

εo = BeUe

бe = DBeUe

∫B

T e

Ke =

DBe dVe

Ve

Fe =

∫N

e

pdVe + ∫ N e qdS e

Ve

Se

Ue =Le∆ K = ∑LTeKeLe

F = ∑LeFe

K∆ = F ∆ = K-1F

Hình 3.2- Sơ đồ trình tự giải bài toán bằng phương pháp PTHH 3.2. Áp dụng tính toán đường hầm dẫn dòng công trình Cửa Đạt: 3.2.1 Tính toán ứng suất biến dạng đường hầm dẫn dòng công trình Cửa Đạt bằng phần mềm PLAXIS Phần mềm PLAXIS được phát triển từ năm 1987 tại trường đại học DELFT – Hà Lan. Đến nay PLAXIS có thể giải được hầu hết các bài toán địa kỹ thuật. PLAXIS được phát triển dựa trên cơ sở thuật toán phần tử hữu hạn để phân tích sự biến dạng và ổn định trong lĩnh vực địa chất công trình. Thủ tục đồ SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 43

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc hoạ nhập thông số đầu vào đơn giản cho phép tạo mô hình phần tử phức tạp, cung cấp chi tiết những kết quả tính toán. Chức năng tính toán hoàn toàn tự động và dựa trên thủ tục số hoá mạnh mẽ. Modun 3D tunnel V2 được nghiên cứu và cho ra mắt năm 2001 có khả năng giải các bài toán về ứng suất trong đường hầm, modun 3D tunnel v2 có khả năng giải các bài toán như: • Phân tích quá trình thi công theo giai đoạn của đường hầm NATM (New Austrian Tunneling Method); • Đánh giá ổn định của đường hầm chịu áp đào trong khiên. • Đánh giá sự làm việc trong quá trình đào đường hầm chịu áp đào trong khiên. Sự khó khăn thường xuất hiện là giải quyết liên kết giữa các phần tử tam giác của môi trường đá với phần tử thanh của vỏ hầm khi chia lưới phần tử bằng phương pháp PTHH, đó là sự liên kết giữa các cạnh thẳng của các phần tử tam giác và các phần tử thanh cong của vỏ đường hầm. Để giải quyết được vấn đề này PLAXIS đã đưa vào phần tử tiếp xúc giữa môi trường đá và vỏ hầm, giải quyết một cách rất hiệu quả vấn đề đó. Đồng thời sử dụng phần tử tiếp xúc còn có một ưu điểm là nó phản ánh được sự bong tách giữa lớp vỏ đường hầm và môi trường đá xung quanh. Điều này lẽ dĩ nhiên là rất hợp lý vì môi trường đá xung quanh đường hầm và lớp lót đường hầm không phải là một khối thống nhất mà rất dễ bị bong tách dưới tách dụng của áp lực đá và sự biến dạng quá lớn của môi trường đá xung quanh đường hầm.

Hình 3.3 Chia lưới phần tử trong phương pháp PTHH và sử dụng phần tử tiếp xúc trong phần mềm PLAXIS. SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 44

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc 3.2.2 Giới thiệu về đường hầm dẫn dòng công trình Cửa Đạt: Dự án Hồ chứa nước - Thuỷ điện Cửa Đạt là công trình thuỷ lợi đa mục tiêu, được xây dựng tại xã Xuân Mỹ - Thường Xuân – Thanh Hoá. Dự án bao gồm công trình đầu mối thuỷ lợi, công trình thuỷ điện và hệ thống kênh. Công trình đầu mối Thuỷ lợi có 3 cụm công trình với hạng mục chủ yếu: Khu đập chính (gồm đập chính, tràn xả lũ và tuy nen dẫn dòng), khu đập phụ Hón can, khu đập phụ Dốc Cáy. 3.2.2.1 Nhiệm vụ của tuy nen: Đảm bảo cấp nước cho khu vực hạ du với lưu lượng tối thiểu khoảng 50 m3/s. Dẫn dòng mùa kiệt năm thứ 3 và thứ 4 với lũ P = 5%. Tham gia dẫn dòng mùa lũ năm thứ 3 cùng với đoạn đập chính đắp dở. Tham gia dẫn dòng mùa lũ năm thứ 4 cùng với tràn xả lũ xây dở. Quy mô công trình và hình thức kết cấu tuy nen TN 2. Kênh dẫn: Kênh dẫn vào tuy nen dài 55m nối cửa hầm với sông Chu. Cửa vào: Có tiết diện hình móng ngựa rộng 9 m thành bên và đáy dày 0,5m, có dạng hình ellip. Thân tuy nen: Dài 791m tại mặt cắt đã nêu trên có cốt +30m tiếp theo tuy nen có độ dốc 0,01%, tiết diện tuy nen hình tròn có đường kính 9m, đoạn từ cửa vào đến tháp điều tiết dài 40 m và đoạn cuối tuy nen dài 50m có dạng hình móng ngựa rộng 9m. Tại các vị trí tiếp giáp với tháp điều tiết và cửa ra bố trí các đoạn chuyển tiếp dài 15,3m. Cửa ra: Cửa ra có dạng hình móng ngựa rộng 9 m và được vát 1 góc 230 so với trục tuy nen. Tháp điều tiết: Cách cửa vào khoảng 46m bằng bê tông M300#, kết cấu kiểu giếng đường kính 12m. Kết cấu và vỏ bọc tuy nen: Kết cấu chống đỡ chuẩn sẽ được áp dụng tuỳ theo loại đá. Vỏ bọc bằng bê tông M300#.

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 45

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

Hình 3.4- Hình ảnh tunnel Cửa Đạt trong giai đoạn thi công

Hình 3.5- Hình ảnh cửa ra tunnel dẫn dòng Cửa Đạt – có dạng hình móng ngựa SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 46

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

Hình 3.6- Hình ảnh quá trình đổ lớp lót tunnel dẫn dòng Cửa Đạt 3.2.2.2 Đặc điểm về địa hình: Tuy nen dẫn dòng thi công nằm trong quả đồi tương đối thấp, địa hình chỗ cao nhất theo mặt cắt dọc tuy nen là 170m. Đáy tuy nen ở cao trình 30m. 3.2.2.3 Đặc điểm về địa chất: Kết quả khảo sát địa vật lý và khoan thăm dò cho thấy: Toàn bộ tuy nen nằm sâu trong lớp đá granit, phiến thạch tươi có tốc độ truyền sóng là VP = 4000 – 6000 m/s. Các chỉ tiêu cơ lý của đất đá nền được xác định trên cơ sở kết quả thí nghiệm trong phòng, hiện trường. Chỉ tiêu cơ lý của đất đá được trình bày trên bảng 3.1.

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 47

Đá PH Hoàn toàn Đá PH mạnh Đá PH vừa Đá PH nhẹ Đá tươi

1,98

0,35

-

-

-

2,30

0,30

-

-

2000

2,62

0,27

3

200

40000

2,66

0,25

8

2,71

0,22

10

K0

ϕ

C

Độ

Kg/cm2

E

Cường độ chống cắt

Kg/cm2

Mô dun đàn hồi

σ

Kg/cm2

Kháng đơn vị

poisson

f

Kg/cm2

T\m3

2,2 0 2,6 0 2,6 5 2,7 0

µ

Kiên cố

γc

1,9

Hệ số

Bão hoà

γw T\m3

Loại đá

Tự nhiên

Dung trọng

Cường độ nén

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Bảng 3.1 - Chỉ tiêu cơ lý của đá.

17

0,18

10

33

1,0

45

40

2,0

500

220000 170

50

3,0

700

300000 290

53

4,0

3.2.2.4 Đặc điểm về địa chất thuỷ văn: Mặc dù toàn bộ tunnel nằm dưới mực nước ngầm nhưng do tính thấm của khối đá quanh tunnel khá nhỏ (khoảng 1 – 5 Lugeon) nên lượng nước ngầm chảy vào tunnel không nhiều. 3.2.3 Các tài liệu đầu vào: Để xác định trạng thái ứng suất biến dạng của tuynel cần xác định được các đặc trưng của môi trường đá xung quanh tunnel như phân bố của các lớp đá, các chỉ tiêu cơ lý của các lớp, mực nước lớn nhất trong hồ, các phương án kết cấu tunnel. Phân bố các lớp đá xung quanh tunnel được xác định quanh tuy nen được xác định theo bản vẽ. Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đá: Lấy theo bảng 3.1 3.2.4 Các trường hợp tính toán: SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 48

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc Ở đây để phản ánh sự thay đổi của cấu trúc địa tầng dọc theo tuyến tunnel tiến hành tại 6 mặt cắt như hình 3.7. Để xác định giải pháp tối ưu cho kết cấu tunnel tương ứng với các mặt cắt quá trình tính toán được tiến hành với các phương án kết cấu sau: không gia cố, gia cố với kết cấu tunnel bằng bê tông cốt thép M300 dày 20 cm; gia cố bằng kết cấu bê tông M300 dày 80 cm. Ở báo cáo nghiên cứu này chúng em tính toán tại mặt cắt 1- 1 với các phương án kết cấu như trên. Các trường hợp tính toán cụ thể như sau: Trường hợp 1: Tính toán tại mặt cắt tunnel 1-1 với phương án không gia cố Trường hợp 2: Tính toán tại mặt cắt tunnel 1-1 với phương án gia cố bằng BTCT M300 dày 0,2 m. Trường hợp 3: Tính toán tại mặt cắt tunnel 1-1 với phương án gia cố bằng kết cấu bê tông M300 dày 0,8m Trường hợp 4: Tính toán cho trường hợp không có nước với phương án gia cố bằng BTCT M300 dày 0,2 m (để kiểm định lại sơ đồ tính toán theo quy phạm)

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 49

Hình 3.7- Mặt cắt dọc tuyến đường hầm

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 50

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc 3.2.5. Chia lưới phần tử tính: Để tính trạng thái ứng suất biến dạng của tunnel và môi trường đá xung quanh, tách theo phương vuông góc với trục tunnel các đoạn có chiều dày bằng 1m. Trạng thái ứng suất biến dạng của tunnel được xác định từ lời giải của lát cắt này. Môi trường đá xung quanh tunnel được chia thành các phần tử dạng tam giác, với mô hình vật liệu là đàn dẻo – theo culông; vỏ tunnel được chia thành các phần tử thanh; tiếp giáp giữa phần tử tam giác của môi trường đá và phần tử thanh của vỏ tunnel là phần tử tiếp xúc cho phép mô tả quá trình bong tách giữa vỏ tunnel và môi trường đá xung quanh. Tuỳ theo từng mặt cắt số phần tử tam giác, phần tử thanh, số điểm nút được chia như sau:

Hình 3.8 Lưới PTHH trường hợp 1 khi chưa có lớp lót

Hình 3.9 Lưới PTHH trường hợp có lớp lót SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 51

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc 3.2.6 Kết quả tính toán và nhận xét: Kết quả tính toán thu được trạng thái ứng suất biến dạng của môi trường đá và của nội lực, chuyển vị của vỏ tunel, các kết quả này được thể hiện bằng các biểu đồ nội lực, vùng xuất hiện biến dạng dẻo, vùng xuất hiện ứng suất kéo.
Kết quả tính toán phương án không gia cố vỏ tunnel ứng với trường hợp tính toán 1 cho ta thấy đường hầm không đủ khả năng chống đỡ khối đá ở phía trên đường hầm. Xung quanh tunnel xuất hiện những vùng biến dạng dẻo những vùng này liên tục do đó gây nên phá hoại môi trường đá xung quanh.

Hình 3.10 Kết quả chạy cho trường hợp 1, đường hầm không đủ khả năng chịu lực

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 52

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

Hình 3.11 Tổng chuyển vị của môi trường đá xung quanh đường hầm (Kết quả đưa ra dạng phổ)(TH1)

Hình 3.12- Vùng biến dạng dẻo xuất hiện quanh hầm(TH1) SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 53

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc
Kết quả chạy cho trường hợp 2 khi có lớp lót bằng kết cấu bê tông M300 dày 0,2m cho thấy chuyển vị của môi trường đá xung quanh đường hầm giảm xuống. Vùng dẻo xung quanh đường hầm vẫn xuất hiện nhưng không gây nguy hiểm nhiều để gây nên biến dạng quá lớn.

Hình 3.13 Tổng chuyển vị của môi trường đá xung quanh đường hầm(TH2)

Hình 3.14- Vùng biến dạng dẻo xuất hiện xung quanh đường hầm(TH2) SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 54

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

Hình 3.15- Biểu đồ mô men lớp lót đường hầm, Mmax = 7,41.102KNm/m(TH2)

Hình 3.16- Biểu đồ lực cắt trong lớp lót đường hầm, Qmax =-1,54.102KN/m(TH2) SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 55

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

Hình 3.17- Biểu đồ nội lực trong lớp lót đường hầm, Nmax = -22,37.102KN/m(TH2)
Kết quả chạy cho trường hợp 3 khi lớp lót đường hầm bằng kết cấu bê tông mác 300 chiều dày lớp lót dày 0,8m cho thấy môi trường đá xung quanh tunnel không còn xuất hiện vùng cục bộ biến dạng dẻo.

Hình 3.18- Tổng chuyển vị của môi trường đá xung quanh đường hầm(TH3) SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 56

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

Các điểm biến dạng dẻo không còn xuất hiện

Hình 3.19- vùng biến dạng dẻo và vùng chịu kéo xung quanh đường hầm(TH3)

Hình 3.20- Biểu đồ mô men lớp lót tunnel, Mmax = 47,52.102KN.m/m(TH3) SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 57

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

Hình 3.21- Biểu đồ lực cắt, Qmax = 99,3.102 KN/m(TH3)

Hình 3.22- Biểu đồ lực dọc, Nmax = -26,94.102KN/m(TH3) SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 58

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc
Kết quả chạy cho trường hợp 4 khi lớp lót đường hầm bằng kết cấu BTM 300 chiều dày lớp lót dày 0,2m đường hầm làm việc trong trường hợp không có nước cho ta kiểm định lại sơ đồ liên kết một chiều trong trường hợp đường hầm không áp.Sơ đồ tính toán có dạng như quy phạm đã trình bày là hoàn toàn hợp lý.

≈ 90 0

a)

b)

Hình 3.23 Kiểm định sơ đồ tính toán vỏ hầm theo quy phạm a)Trường hợp đường hầm làm việc không áp b)Trường hợp đường hầm làm việc có áp

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 59

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc

KẾT LUẬN:
Ở báo cáo nghiên cứu khoa học này chúng em đã được hiểu thêm về ứng suất biến dạng của môi trường đá và vỏ hầm cũng như các phương pháp giải bài toán ứng suất và biến dạng của môi trường đá và vỏ hầm của các nhà khoa học khác nhau. Bằng việc tiếp cận với phần mềm Plaxis chúng em có dịp kiểm chứng được các vấn đề đã nghiên cứu. Sử dụng phần mềm Plaxis tính toán, một lần nữa khẳng định sơ đồ tính toán vỏ hầm theo quy phạm tính toán trong trường hợp nào là hợp lý.Áp dụng tính toán cho công trình đường hầm dẫn dòng Cửa Đạt chúng em đã lựa chọn được kết cấu phù hợp cho lớp lót đường hầm tại mặt cắt tính toán.
Những hạn chế của nghiên cứu: Chỉ xét cho bài toán phẳng, điều này chỉ phù hợp cho tính toán ứng suất và biến dạng cho mặt cắt giữa đường hầm. Với bài toán tính ứng suất và biến dạng của môi trường đá và vỏ hầm ở mặt cắt cửa vào, cửa ra đường hầm và khi đường hầm đi qua các tầng đất đá xen kẹp phức tạp thì cần tính toán với bài toán không gian để xét được ảnh hưởng của ứng suất dọc đường hầm. Modun 3D tunnel V2 có khả năng tính toán cho bài toán không gian tuy nhiên qua nghiên cứu theo đánh giá chủ quan của nhóm tác giả nhận thấy phiên bản này vẫn còn nhiều điểm hạn chế, hi vọng các phiên bản sau sẽ hoàn thiện hơn để phục vụ công tác nghiên cứu và sản xuất.
Vấn đề ứng suất và biến dạng của môi trường đá và vỏ hầm là một vấn đề được nhiều nhà khoa học quan tâm và nghiên cứu, để xác định chính xác trạng thái ứng suất biến dạng trong quá trình thi công cũng như vận hành của đường hầm để từ đó lựa chọn các giải pháp đảm bảo yêu cầu kinh tế, kỹ thuật là một vấn đề khó đòi hỏi kiến thức chuyên môn cao cũng như kinh nghiệm tích luỹ trong quá trình thực tế xây dựng. Với cơ sở lý luận đã được trình bày, ứng dụng phần mềm PLAXIS trong tính toán ứng suất biến dạng của đường hầm, đặc biệt là ứng dụng các công nghệ đào hầm mới ở nước ta tuy mới chỉ được áp dụng trong nghành giao thông, nhưng trong tương lai gần để đáp ứng sự phát triển của nghành thuỷ lợi đòi hỏi các đội ngũ kỹ sư Thuỷ lợi cần nắm vững và sử dụng thành thạo phần mềm này để phục vụ có hiệu quả cho các đường hầm Thuỷ lợi sau này. Do vậy các vấn đề nghiên cứu trong báo cáo này cũng có một ý nghĩa hết sức thiết thực.

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 60

B¸o c¸o nghiªn cøu khoa häc TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] GS – TS Phạm Ngọc Khánh – Phương pháp phần tử hữu hạn - Trường đại học Thuỷ lợi – Hà Nội 1998 [2] GS Nguyễn Công Mẫn – Bài giảng lớp bồi dưỡng phần mềm Plaxis - Trường đại học Thuỷ lợi – 12/2006 [3] Ths Nguyễn Văn Anh - Hướng dẫn sử dụng phần mềm Plaxis - Trường đại học Thuỷ lợi - Bộ môn địa kỹ thuật – Hà Nội 2003 [4] Nghiêm Hữu Hạnh – Cơ học đá – NXB giáo dục – Hà Nội 2001 [5] PGS – TS Phạm Hồng Giang – Đàn hồi ứng dụng – NXB Nông nghiệp – Hà Nội 1993 [6] PGS – TS Vũ Trọng Hồng – Thi công đường hầm Thuỷ công - Trường Đại học Thuỷ lợi 1999 [7] Trần Văn Tỉnh – Nghiên cứu ứng suất biến dạng môi trường đá và vỏ hầm Luận văn Thạc sĩ kỹ thuật – Hà Nội – 2005 [8] Giáo trình thuỷ công tập 2 - Trường đại học Thuỷ lợi - Bộ môn Thuỷ công – Hà Nội 2005 [9] PGS – TS Nguyễn Chiến - Bài giảng thiết kế đường hầm thuỷ công -Trường đại học Thuỷ Lợi - Khoa sau đại học [10] M. Karaku1 & R.J. Fowell2 - An Insight into the New Austrian Tunnelling Method. 1 Department of Mining Engineering, Inonu University Malatya 44069 Turkey 2 Department of Mining & Mineral Engineering, Leeds University LS2 9JT UK

SVTH: NguyÔn Träng Qu©n L· ThÞ BÝch H»ng – Líp 44C4

Trang 61