Phân tích ứng xử đất và tường vây của hố đào sâu trong điều kệin đất yếu ở khu vực thành phố hồ chí minh

4

Chương 1 : TỔNG QUAN VỀ ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG
TRÌNH Ở KHU VỰC TP.HCM VÀ HỐ ĐÀO SÂU ĐƯC ỔN
ĐỊNH BẰNG TƯỜNG VÂY

1.1.

ĐẶC ĐIỂM ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH Ở KHU VỰC TP.HCM
Đất là vật chất của vỏ Trái đất có nguồn gốc từ quá trình phong hoá tự

nhiên của đá gốc ( đá macma, đá trầm tích, đá biến chất). Tuỳ thuộc vào các
yếu tố như : thành phần vật chất của đá gốc, loại hình phong hoá, quá trình vận
chuyển và lắng động, các yếu tố khí hậu- địa lý mà hình thành các loại đất có
tính chất cơ lý khác nhau. Mặt khác, trong quá trình tồn tại trong tự nhiên
khoảng thời gian dài (hàng ngàn đến hàng triệu năm), đất đá còn chịu ảnh
hưởng của quá trình biến đổi tính chất vật lý và hoá học gồm các quá trình: bay
hơi, hình thành vết nứt, phong hoá, lọc rửa, ximăng hoá. . . .
1.1.1. Nguồn gốc hình thành địa chất khu vực Tp.HCM
Theo tài liệu địa chất kiến trúc và bản đồ phân vùng địa chất công trình
lãnh thổ Việt Nam [8 ] :
Địa chất khu vực Tp.HCM có cấu trúc móng Mezozon, có nguồn gốc núi
lửa tuổi Jura muộn, Creta sớm. Tầng trên là tầng có tuổi Holocene QIV, là tầng
đất yếu, hình thành bởi quá trình trầm tích ven biển, cửa sông, hạt vừa đến nhỏ
mịn, chứa nhiều xác động thực vật. Tầng bên dưới là tầng có tuổi Pleistocene
(QI-III), gồm các sản vật thô như cuội, sỏi, cát có nguồn gốc ven biển, có vết
tích của sườn tích.


5

1.1.2. Sự phân bố các loại đất ở TP.HCM
Địa chất khu vực Tp.HCM được chia thành 3 vùng chính [10]:
¾ Vùng A : gồm các loại đá tuổi từ J3 – K1 được cấu tạo bởi các loại đá
cứng và nửa cứng, phân bố rất ít ở khu vực Thủ Đức và Cần Giờ.
¾ Vùng B : thường là các loại sét, sét pha cát, cát pha sét, cát có chiều
dày từ 0-10 m phủ lên lớp đất laterit. Mực nước ngầm thay đổi từ 110m, còn được chia thành 2 tiểu vùng (B-I và B-II), phân bố ở khu vực
: Thủ Đức, Củ Chi, Hóc Môn.
¾ Vùng C : gồm các loại đất yếu (đất sét nhão, bùn sét, bùn sét pha cát),
chiều dày thay đổi từ 4 đến 30 m (có nơi đến 40m), phủ trên lớp cát
mịn đến trung, mực nước ngầm thường nhỏ hơn 1m. Địa mạo bằng
phẳng, có nơi trũng ngập, có hiện tượng lầy hoá cục bộ, chịu ảnh
hưởng của thủy triều. Hầu như phủ kín khắp bề mặt khu vực trừ các
khu vực nêu ở vùng A và B. Được chia thành nhiều tiểu vùng : C-I, C’

II, C-III, C-IV, C-V, C-V .
1.1.3. Các đặc điểm điển hình về điều kiện địa chất công trình [8], [10]
Khu vực TP.HCM nằm trên đơn nguyên địa hình đồng bằng thấp tích tụ
trầm tích phù sa Đệ Tứ trẻ. Do điều kiện hình thành nên ở đây phân bố các tầng
trầm tích có chiều dày lớn và biến đổi phức tạp. Đặc biệt là lớp trầm tích phù sa
trẻ Holocene gần như phủ kín khắp bề mặt khu vực : bề dày từ vài mét đến vài
chụt mét, có nơi lên đến 40 mét.
Đặc trưng của hệ trầm tích yếu trong khu vực là đang trong quá trình biến
đổi tích tụ, phân hủy hấp thụ hoá sinh, bão hòa nước, bắt đầu vào quá trình nén
chặt và hoá đá.


6

Ngoài ra lớp trên cùng có bề dày khoảng 0.5 dến 3.0 m đã dược cải tạo,
thổ nhưỡng hay thổ cư hoá.

Các tầng trầm tích trẻ Holocene bên dưới chủ yếu là bùn có các đặc điểm
chung về đặc tính xây dựng như:
¾

Trạng thái rất mềm (hoặc rất bời rời), hoàn toàn bảo hoà nước, đang trong

quá trình phân hủy hấp thụ hoá sinh; độ ẩm rất cao từ 50 – 100% ( có khi đến
120%); dung trọng khô nhỏ, thông thường không quá 10 KN/m3; độ sệt I L >1.0;
hệ số rỗng e>1.5, thậm chí có nơi từ 2 – 3 hoặc lớn hơn.
¾

Từ mặt đất tự nhiên đến độ sâu 6m : OCR = 7.2 – 2.12, đất sét có tính

chất cố kết trước nặng; từ độ sâu 6m đến 12m : OCR = 2.12 – xấp xỉ 1 : đất sét
có tính chất cố kết trước nhẹ; từ độ sâu 12m dến 22m : đất sét có tính chất cố kết
thường.[4]
¾

Tính nén lún cao, chỉ số C c biến đổi từ 0.5 – 1.5. Module tổng biến dạng

(cấp áp lực 0-2 daN/cm 2 ) từ 5-10 daN/ cm 2 .
¾

Cường độ sức chống cắt không thoát nước nói chung đều không lớn hơn

0.2 daN/ cm 2 .
¾

Tính thấm nước thấp : tính năng thấm nước của đất yếu rất thấp, thường
-6

-8

hệ số thấm theo phương đứng vào khoảng ix(10 đến 10

) cm/sec ( i=1-10).

Do vậy trong chu kỳ đầu gia tải, nền thường xuất hiện áp lực nước lổ rỗng thặng
dư cao, ảnh hưởng đến sức chịu tải của nền và thời gian lún kéo dài.
1.2.

TỔNG QUAN HỐ ĐÀO SÂU ỔN ĐỊNH BẰNG TƯỜNG CHẮN

1.2.1. Đặc điểm của hố đào sâu
Trong thực tế xây dựng thì thường lấy 6m làm ranh giới giữa hố móng
nông và hố móng sâu.[5]


7

Công trình có hố đào sâu được ổn định bằng tường vây liên quan mật thiết
giửa các lónh vực khoa học kỹ thuật như : Cơ học đất, Cơ học kết cấu, Công nghệ
thi công và chịu ảnh hưởng đan xen của nhiều nhân tố phức tạp.
¾

Kỹ thuật thi công phức tạp, phạm vi ảnh hưởng rộng, nhiều nhân tố biến

đổi. Sự cố hay xảy ra, đặc biệt trong điều kiện đất yếu, mực nước ngầm cao và
các điều kiện hiện trường phức tạp khác.
¾

Trong những thành phố, công trình thường ở nơi khu vực nhỏ hẹp, mật độ

xây dựng lớn, dân cư và giao thông đông đúc, điều kiện thi công khó khăn.
¾

Tính chất cơ lý của đất thay đổi trong phạm vi khá rộng.Tính không đồng

nhất và không đẳng hướng khá cao.
¾

Thời gian thi công tương đối dài, chịu ảnh hưởng của mưa, triều cường.

1.2.2. Các loại tường chắn ổn định hố đào sâu
Tường vây giữ ổn định hố đào có các loại chủ yếu sau đây [2],[5]
- Tường chắn bằng đất trộn ximăng ở tầng sâu: Trộn cưỡng chế đất với
ximăng thành cọc ximăng đất, sau khi đóng rắn lại sẽ thành tường chắn có dạng
bản liền khối đạt cường độ nhất định, dùng để đào loại hố móng có độ sâu 3-6m.

Hình 1.1 Cọc trộn Ximăng + đất dưới sâu


8

- Cọc bản thép: Dùng thép máng sấp ngửa móc vào nhau hoặc cọc bản
thép khoá miệng bằng thép hình với mặt cắt chữ U và chữ Z. Dùng phương pháp
đóng hoặc rung để hạ chúng vào trong đất, sau khi hoàn thành nhiệm vụ chắn
giữ, có thể thu hồi sử dụng lại, dùng cho loại hố móng có độ sâu từ 3-10m.
- Cọc bản bêtông cốt thép: Cọc dài 6-12m, sau khi đóng cọc xuống đất, trên
đỉnh cọc đổ một dầm vòng bằng bêtông cốt thép đặt một dãy chắn giữ hoặc

thanh neo, dùng cho loại hố móng có độ sâu 3-6m.
- Tường chắn bằng cọc khoan nhồi: Đường kính φ600-1000mm, cọc dài 1530m, làm thành tường chắn theo kiểu hàng cọc, trên đỉnh cũng đổ dầm giằng
bằng bêtông cốt thép (BTCT), dùng cho loại hố móng có độ sâu 6-13m.
- Tường liên tục trong đất (Tường vây – Diaphram walls): Sau khi đào tạo
rảnh thì đổ bêtông, làm thành tường chắn đất bằng bêtông cốt thép có cường độ
tương đối cao, dùng cho hố móng có độ sâu 10m trở lên hoặc trong trường hợp
điều kiện thi công tương đối khó khăn.(Hình 1.3, 1.4)

Hình 1.3 Minh họa thi công tường vây BTCT


9

Hình 1.4 Tường vây BTCT đã thi công xong, đang trong giai đọan đào dất

Hình 1.5 Hố đào được ổn định bằng tường vây và hệ thanh chống


10

Hình 1.6 Hố đào được ổn định bằng tường vây và Neo đất

1.2.3. Giới thiệu một số công trình hố đào được ổn định bằng tường vây
• Harbour View Tower - Thành phố Hồ Chí Minh
Công trình tọa lạc tại số 35 Nguyễn Huệ, Quận 1, Tp.HCM : gồm 19 tầng
lầu, 3 tầng hầm, có hố móng sâu đến 10m.
Diaphragm Wall có chiều rộng là 0.6m, sâu 30m.
• Vietcombank Tower - Hà Nội
Công trình gồm 22 tầng lầu, 2 tầng hầm, có hố móng sâu đến 11m.
Diaphragm Wall có chiều rộng là 0.8m, sâu 22m

• Công trình 25 Láng Hạ – Hà Nội
Công trình này gồm 28 tầng và hai tầng hầm.
Tổng chiều sâu tầng hầm là 9.6m. Hệ tường chắn gồm các mô đun pannel liên
kết. Kích thước một pannel là:
-

Bề rộng : 0.6m, Chiều dài: 2.8m

-

Chiều sâu tường: 20.0m


11

1.3. CÁC NGUYÊN NHÂN CỦA SỰ CỐ CÔNG TRÌNH HỐ ĐÀO SÂU
1.3.1. Sự sụp đổ tường vây trạm bơm nước thải ở bangkok [23]

Hình 1.7 Hố đào Trạm bơm nước thải ở Bangkok bị sụp đổ

Trạm bơm xử lý nước thải ngầm ở Bangkok có kết cấu tường vây đóng
vai trò là tường chắn đất trong giai đoạn thi công và cũng là phần kết cấu chính.
Ngày 17 tháng 08 năm 1997, trong khi giai đoạn đào đất cuối cùng sắp
hoàn tất thì tường vây bị đổ sập về phía trong.
Tường vây có dạng hình tròn kết hợp với đa giác, rộng 20.3m, dài 34.239.3m, sâu 24m.
Tình hình địa chất: lớp 1 dày 15m, là sét yếu trầm tích biển ( W=80-90%,
γ=14.5-15.0 kN/m3, S u =10-15 kPa); bên dưới là lớp sét cứùng có chiều dày lớn
(Su khoảng 100 kPa); Mực nước ngầm cách mặt đất 1-2m.

12

Theo kết quả điều nghiên của các cơ quan chức năng trong đó có Trường
Đại học Chulalongkorn, Bangkok, Thái Lan, nguyên nhân chính gây sự cố :
¾ Phân tích và tính toán chưa phù hợp điều kiện thực tế như: thông số
địa chất không đáng tin cậy, áp lực đất và nước tác dụng lên tường vây
thực tế lớn hơn khi tính toán.
¾ Chất lượng của chi tiết kết cấu hệ thanh chống không đạt nên khi áp
lực ngang lớn gây phá hoại và làm mất ổn định.
1.3.2. Tổng kết một số nguyên nhân chung của sự cố
Theo phân tích và tổng kết kinh nghiệm thi công hố đào sâu ở Anh và
Trung Quốc [5] thì hầu hết các sự cố xảy ra là do:
¾

Công tác khảo sát và đánh giá điều kiện địa chất chưa đầy đủ và tin cậy.

¾

Sự thay đổi phức tạp của môi trường (đất, nước ngầm, thời tiết . . .) chưa

được dự báo và chuẩn bị.
¾

Phân tích và tính toán chưa phù hợp điều kiện thực tế.

¾

Thiếu sự đánh giá của người thiết kế về giới hạn của chất lượng, kỹ thuật

thi công (của thanh chống hoặc neo); ảnh hưởng của biến dạng, của kết cấu

chống đỡ và biến dạng của đất được chống đỡ.(theo báo cáo của Sower).[5]
¾

Chủ quan hay trình độ thi công kém chất lượng các công trình tạm, sự quá

tải do tải trọng của máy móc, thiết bị tạm, vật tư . . . do tổ chức và bố trí kém.
1.4. MỘT SỐ KẾT QUẢ ĐÃ CÓ
1.4.1 Một số kết quả nghiên cứu về tường vây trong nước
Trần Thanh Tùng, đã nghiên cứu phương pháp tính toán và kiểm tra ổn
định công trình tường trong đất bảo vệ hai tầng hầm của nhà 14 tầng, trên đất
yếu ở Tp.HCM đã đưa ra được một số kết quả như sau:
• Khi tính chuyển vị tường trong đất lấy mô đun đàn hồi của các đất dính
E=375cu (cu là lực dính đơn vị không thoát nước), mô đun đàn hồi của


13

lớp đất cát E=766N (N là chỉ số SPT) thì kết quả ước lượng độ biến
dạng ban đầu tương đối sát với quan trắc thực tế.
• Đối với công trình tường trong đất bảo vệ hai tầng hầm (độ sâu khoảng
8m), ở khu vực quận 7, Tp. Hồ Chí Minh, khi bề dày của tường trong
đất lớn hơn 0.8m thì khi tăng bề dày tường thu được chuyển vị ngang
giảm ít hơn so với khi tường nhỏ hơn 0.8m. Do vậy, với công trình
tường trong đất bảo vệ hai tầng hầm của nhà cao tầng nên chọn chiều
dày tường là 0.8m. Đưa ra được quan hệ giữa chuyển vị ngang của
tường và chiều dày của tường.

Hình 1.1: Biểu đồ quan hệ giữa chuyển vị ngang và bề dày của tường
Đoàn Công Nam, đã nghiên cứu sự thay đổi nội lực và chuyển vị của
tường trong đất trong quá trình thi công đào các tầng hầm nhà cao tầng đã đưa ra

kết luận: chuyển vị ngang và nội lực trong tường được giải bằng phương pháp
giải tích cho kết quả lớn hơn so với phương pháp phần tử hữu hạn.
Hoàng Thế Thao [22], đã phân tích ứng xử giữa đất và tường vây của
công trình Trạm bơm ngầm kênh Nhiêu Lộc-Thị Nghè trên phầm mềm Plaxis
với mô hình Mohr-Coulomb, kết quả đạt được :


14

• Hình dạng đường chuyển vị giữa kết quả tính toán và kết quả quan trắc
thực tế giống nhau.
• Với lực kích tác dụng lên các thanh chống giống nhau, chuyển vị của
tường theo kết quả tính toán lớn hơn keỏt quaỷ quan traộc thửùc teỏ tửứ
(1,22ữ2,72) lan.
ã Qua phaõn tích nhận thấy ưu điểm của chương trình mô phỏng là:
+ Mô phỏng được sự làm việc việc đồng thời giữa đất và tường.
+ Tính được các chuyển vị, đặc biệt là chuyển vị của đất nền và tường
theo từng giai đoạn thi công đào đất.
+ Khi có được lực trong hệ thanh chống, tính ra được chuyển vị của
tường. Từ đó giúp cho các nhà thiết kế và nhà thầu thi công có thể kiểm
soát quá trình làm việc của hố đào trong từng giai đoạn thi công đào đất.
+ Hệ số hiệu chỉnh mô đun biến dạng của đất kE phù hợp với tỉ số
E (CPT )
, điều này chứng tỏ trong đất sét mềm lấy mô đun biến dạng tính từ
E (oed )

thí nghiệm CPT, sẽ cho kết quả chuyển vị của tường được tính toán bằng
phần mềm Plaxis (mô hình Mohr – Coulomb) sát với kết quả quan trắc ngoài
thực tế.
1.4.2. Một số kết quả nghiên cứu về tường vây ở nước ngoài

Clough và O’Rourke [21] đã dựa vào một số quan trắc về biến dạng của
một số hố đào, đã lập thành bảng, so sánh với độ cứng của tường chắn và tương
quan giữa hệ số an toàn với sự bùng nền. Đối với hố đào trong đất sét mềm tới
cứng vừa, Clough và O’Rourke đã so sánh chuyển vị ngang lớn nhất đã chuẩn
hoá (

u max
EI
) với độ cứng của hệ tường:
z
γ .h 4


Chuyển vị max / chiều sâu đào (%)

15

F S = 0.9
F S = 1.0
F S = 1.4

F S = 1.1

F S = 2.0
F S = 3.0
Đ ộc ư ùn g h e ä tho ág n : E I/ γ h4

Hình 1.2: Đường cong thiết kế cho chuyển dịch tường lớn nhất
Trong đó:

E là mô đun hồi của tường
I : là mô men chống uốn
h: khoảng cách trung bình giữa các thanh chống

Các đường cong thể hiện quan hệ giữa các hệ số an toàn FS khác nhau
với độ bùng nền.
FS =

Ncs
γz + p

Theo Brian Brenner, David L. Druss và Beatrice J. Nessen [2], nghiên cứu
về sự chuyển dịch đất và ảnh hưởng của nó với công trình lân cận trong thi công
đào đất đã đưa ra: tổng chuyển vị của đất nền t<[t0] =0.2 inch ≈ 5.08mm thì việc
đào đất xem như không ảnh hưởng đến tất cả các công trình hiện hữu.
Theo một số kết quả nghiên cứu gần đây ở nước ngoài về các đặc điểm
ứng xử của hố đào sâu và tường vây [25], các tác giả đã kiến nghị một số biện
pháp và rút ra các kết luận quan trọng như sau:


16

• Về việc phân tích các thông số đất nền:
Thông số về độ cứng và độ bền của đất là các thông số quan trọng nhất,
chúng phụ thuộc lẫn nhau, module biến dạng E phụ thuộc vào thông số chống
cắt c, ϕ và ngược lại.
Trong bài toán hố đào sâu, chuyển vị ngang của tường, độ lún mặt đất được
quan tâm, ở đây thông số độ cứng E của đất đóng vai trò quyết định lên mức độ
biến dạng. Thông số được xác định một cách phù hợp là điều kiện tiên quyết cho
sự phân tích được chính xác.

Từ đó, các nhà nghiên cứu đã tổng kết rằng:
Trong thí nghiệm nén 3 trục, module biến dạng E được đo với mức độ biến
dạng lớn nên cho giá trị thấp hơn trong thí nghiệm Oedometer và từ các tương
quan kinh nghiệm. Tất cả trị module biến dạng E cần phải hiệu chỉnh phù hợp
với điều kiện chịu tải thực tế và tính đặc thù của bài toán.
•

Theo nghiên cứu của Mair ( 1993 ):
- Độ cứng của đất E phụ thuộc vào mức độ biến dạng cắt.
- Sự phụ thuộc giửa tỉ số Eoed ( undrained ) / Su và chỉ số dẻo Ip , mức

độ cố kết trước OCR .


17

- Trong trường hợp hố đào sâu được ổn định bằng tường vây thì biến
dạng cắt từ 0.01% - 0.1% ( đây là điều kiện biến dạng nhỏ ).
- Thí nghiệm Bender Element Test thích hợp cho bài toán biến dạng
nhỏ này.
•

Theo các nghiên cứu đất sét Bangkok cho bài toán hố đào sâu:
* Shibuga (1997) cho rằng: ứng xử của đất loại sét trong điều kiện

biến dạng nhỏ, được thể hiện qua module cắt cực đại Gmax;
Gmax = ( 300÷500 ) Su
Su: sức chống cắt không thoát nước.
Từ đó module biến dạng một trục trong điều kiện không thoát nước:
Eoed ( undrained ) = ( 900÷1500 ) Su

* Teramast ( 1998 ), dựa vào thí nghiệm Bender Element đưa ra:
Gmax = ( 400÷570 ) Su
Eoed ( undrained ) = ( 1200ữ1710 ) Su
ã

Dửùa vaứo sửù phaõn tớch ngửụùc cuỷa bài toán hố đào ở Bangkok (1999), các

nhà nghiên cứu đã đưa ra:
o Khi biến dạng cắt εs = 0.1÷0.2%
Eoed ( undrained ) = 480 Su
o Khi biến dạng cắt εs =0.05÷0.1%
Eoed ( undrained ) = 1020 Su


18

Nhận xét chương 1
Phần lớn địa chất khu vực Tp.HCM là các tầng trầm tích phù sa trẽ, có
tính chất xây dựng mềm yếu, khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng cao. Sự
phân bố các tầng trầm tích này có chiều dày lớn (bề dày từ vài mét đến vài chụt
mét) và trên diện rộng, biến đổi phức tạp.
Dựa vào điều kiện địa chất, tình hình xây dựng ở Tp.HCM và các nghiên
cứu vừa nêu trên, cần phải có sự kế thừa, chọn lọc, phát triển cơ sở khoa học- kỹ
thuật cho chuyên đề này, để có thể ứng dụng hiệu quả vào thực tiễn.
Do đó trên cơ sở kế thừa và phát triển các vấn đề nêu trên, mục đích của
đề tài luận văn : " Phân tích ứng xử giữa đất và tường vây của hố đào sâu trong
điều kiện đất yếu ở khu vực Tp.HCM “ là :
- Chọn lựa mô hình mô phỏng phù hợp với điều kiện làm việc thực tế.
- Mô phỏng quá trình thi công đào đất của công trình tường vây trạm bơm
ngầm kênh Nhiêu Lộc- Thị Nghè.

- So sánh kết quả mô phỏng với số liệu quan trắc. Từ kết quả tính toán
mô phỏng kiến nghị một số giải pháp tính toán thiết kế thi công cho loại hình
công trình tương ứng.


19

Chương 2:

CƠ SỞ LÝ THUYẾT PHÂN TÍCH ỨNG XỬ ĐẤT VÀ
TƯỜNG CHẮN ỔN ĐỊNH HỐ ĐÀO SÂU

2.1. TÍNH ÁP LỰC NGANG CỦA ĐẤT TÁC DỤNG LÊN TƯỜNG CHẮN
Trong phân tích ứng xử giữa đất và tường chắn ở hố đào sâu thì việc phân
tích và tính toán áp lực ngang của đất lên công trình, cụ thể là giá trị áp lực
ngang lên tường chắn đóng vai trò quan trọng trong việc bảo đảm sự làm việc
ổn định của công trình.
Áp lực ngang của đất chỉ đạt được trạng thái cân bằng giới hạn theo điều
kiện cân bằng Mohr – Rankine khi nào chuyển vị lưng tường đạt giá trị đủ lớn.
Theo thực nghiệm của Terzaghi và nhiều tác giả, chuyển vị ngang của tường
chắn ra khỏi khối đất khoảng một phần ngàn chiều cao tường (h) thì đất sau
tường mới đạt trạng thái cân bằng giới hạn dẻo chủ động, chuyển vị này gọi là
da. Tương tự, chuyển vị tường vào khối đất ít nhất là một phần trăm (1%) chiều
cao tường mới đạt trạng thái cân bằng giới hạn dẻo bị động.[1]

K = σ h/σ z

d a ≈ 0 .0 0 1 h
d p ≈ 0 .0 1 h
da

dp

Hình 2.1: Chuyển vị vị trí tường cần để đất đạt trạng thái cân bằng dẻo[1]


20

Như vậy, khi tính toán ổn định các công trình chắn đất với các áp lực chủ
động, công trình đang yếu kém về cấu tạo chịu ngoại lực vì nếu tường tầng hầm
chưa chuyển vị thì áp lực lên tường lớn hơn áp lực cân bằng chủ động.
Ngược lại, khi sử dụng áp lực bị động trước tường để giữ ổn định trượt của
tường, hệ số an toàn chống trượt sẽ thấp hơn thực tế tính toán vì tường chưa di
chuyển đủ để áp lực đất trước tường đạt trạng thái cân bằng bị động.
Hiện nay có thể tính toán áp lực đất lên vật chắn với các phương pháp
gần đúng như sai phân hữu hạn, phần tử hữu hạn với các mô hình khác nhau như
Mohr Coulomb, Cam Clay, Hardening Soil … và việc tính toán thường được lập
trình thành các phần mềm tính toán, có như thế mới diễn tả đúng trạng thái áp
lực ngang của đất lên tường chắn và an toàn cho bản thân công trình cũng như
các công trình lân cận.
Mặt khác, trong tính toán áp lực ngang của đất ở trạng thái cân bằng dẻo
chủ động hoặc bị động, không xét đến trạng thái ban đầu của đất sau lưng tường,
như là đắp không đầm hoặc có đầm (lịch sử hình thành và chịu tải). Thí nghiệm
nén ba trục theo đúng điều kiện làm việc của đất sau lưng tường, tức là nở ngang
(LE) hoặc nén ngang (LC), chứng tỏ trạng thái đất ảnh hưởng khá lớn vào áp lực
ngang của đất ở trạng thái cân bằng dẻo.
Đối với cát chặt áp lực ngang trạng thái cân bằng dẻo bị động nhanh hơn
ứng với chuyển vị ngang tương đối khoảng 3%, và hệ số áp lực bị động kp trong
trường hợp này lớn gần gấp đôi giá trị tương ứng của cát rời cùng loại. Đối với
cát rời, áp lực ngang trạng thái cân bằng dẻo bị động ứng với chuyển vị ngang

10%.
Đối với cát rời, áp lực ngang của đất đạt trạng thái cân bằng dẻo chủ
động ứng với chuyển vị ngang tương đối khoảng 1%, và hệ số áp lực chủ động
của cát chặt nhỏ hơn cát rời.


21

Nhưng hiện tượng này không thể nào kể vào cách tính toán tường chắn,
vật chắn theo lý thuyết áp lực đất tường chắn theo trạng thái cân bằng giới hạn
dẻo của Sokolovski, Rankine, Coulomb được.
2.2. PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN TRONG ĐỊA KỸ THUẬT
Trong Cơ học phương pháp phần tử hữu hạn ( PP PTHH ) là một phương
pháp gần đúng dựa trên cách tính rời rạc hoá môi trường liên tục để tìm những
trường ứng suất và biến dạng trong miền xác định V.
Miền xác định V được chia nhỏ thành các miền con Ve ( phần tử), được
liên kết với nhau trên biên của phần tử tại điểm nút.
Đại lượng cần tìm trên Ve được xấp xỉ dưới dạng hàm đơn giản của các trị
( kể cả trị đạo hàm) của đại lượng đó tải các nút. Do đó nếu biết giá trị của đại
lượng cần tìm tại nút suy được giá trị của đại lượng ấy trên phần tử Ve.
Từ các hiện tượng vật lý và điều kiện biên của bài toán, ta diễn tả qua các
phương trình toán học, rồi xây dựng các phương trình ấy trên phần tử.
Các phần tử và các phương trình phần tử phải được kết nối đảm bảo tính
liên tục và xác định (về chuyển vị và lực) cho đối tượng bài toán.
Cuối cùng ta sẽ nhận đïc hệ phương trình đại số: mà ẩn số là đại lượng
cần tìm tại các nút.
Nghiệm của hệ phương trình này là trị của đại lượng cần tìm tại nút. Do
đó xác định được trị của đại lượng cần tìm trên phần tử Ve và cả miền V.
Trình tự phân tích bài toán cơ học theo phương pháp PTHH
Bước 1: Rời rạc hoá miền phân tích: Đối tượng được chia thành các phần

tử có dạng hình học thích hợp hàm xấp xỉ sẽ chọn.
Bước 2: Chọn hàm xấp xỉ thích hợp: chọn hàm sao cho đơn giản và thoả
mản các tiêu chuẩn hội tuï.


22

Bước 3: Xây dựng phương trình phần tử: trực tiếp hay theo nguyên lý biến
phân. . .
Phương trình phần tử: [ K }e . {q}e = { P }e

(2.1)

Phương trình trên toàn miền : [ K } . {q} = { P }

(2.2)

Kết hợp điều kiện biên : [ K *} . {q*} = { P* }

(2.3)

Bước 4: Giải hệ phương trình trên toàn miền : [ K *} . {q*} = { P* }
Bước 5: Hoàn thiện và tìm các đại lượng còn lại.
Đất là môi trường rất phức tạp đặc trưng bởi tính phân tán, không đồng
nhất, không đẳng hướng tương ứng với điều kiện biên phức tạp trong thực tế xây
dựng. Ngoài ra đặc tính và trạng thái của đất rất phong phú và phức tạp, phụ
thuộc nhiều nhân tố và luôn biến đổi trong phạm vi biến đổi khá rộng. Do đó
người ta đã áp dụng các lý thuyết cơ học để đơn giản hoá bài toán: Cơ học vật
rắn biến dạng, cơ học môi trường liên tục, cơ học môi trường rời có xét phân tích
đến hiện tượng thuỷ lực học. Do tính ưu việt của PP PTHH, nó đã được ứng dụng

rộng rãi vào việc giải các bài toán Địa kỹ thuật, đặc biệt nó có thể cho phép
phân tích và tính toán các trạng thái ứng suất và biến dạng giữa đất - kết cấu.
2.3.

CƠ SỞ LÝ THUYẾT CỦA PHẦN MỀM PLAXIS
Có rất nhiều chương trình phần mềm được lập trình trên cơ sở PP PTHH
( Sage-Crip, Plaxis Soilstuct, ABAQUS, ADINA, FLAC . . .), trong đó

Plaxis đang sử dụng ở một số Viện, Trường đại học, các công ty ở Việt Nam.
Phần mền Plaxis được sáng lập vào năm 1987 của trường đại học Kỹ
Thuật Hà Lan, ngày càng được các chuyên gia của Hà Lan và các nước Châu u
phát triển liên tục cho đến nay. Đến nay đã phát triển đến Verson 8. ; 3D
Tunnel; 3D Foundation.
Plaxis dựa trên cơ sở trên lý thuyết về biến dạng, lý thuyết dòng thấm, lý
thuyết cố kết, pha rắn và pha lỏng được phân tích đồng thời.[24]


23

2.3.1. Lý thuyết về biến dạng
Phương trình cân bằng tónh trong môi trường liên tục :
LT σ + p

=

(2.4)

0

Trong đó : Vectơ lực p tác động sẽ sinh trong vật thể trường ứng suất

được thể hiện Vectơ ứng suất σ = (σxx σyy σzz σxy σyz σzx) T
LT

được định nghóa như sau:

LT

Và ta có :

=

⎡
⎢ ∂
⎢
⎢ ∂x
⎢
⎢ 0
⎢
⎢
⎢
⎢ 0
⎢
⎣⎢
ε

=

0

0

∂
∂y

0

∂
∂y

0

∂
∂x

∂
∂z

0

∂
∂z

0

∂
∂y

⎤
∂ ⎥
⎥

∂z ⎥
⎥
0⎥
⎥
⎥
⎥
∂ ⎥
⎥
∂ x ⎥⎦

(2.5)

(2.6)

Lu
T

Với : ε = (εxx εyy εzz γxy γyz γzx )
Kết hợp các phương trình trên ta được :
Phương trình cơ bản : σ = M ε

(2.7)

M : thể hiện ma trận độ cứng của vật liệu
2.3.2. Lý thuyết về dòng chảy thấm
Lý thuyết dòng chảy thấm trong đất nền được diễn tả đơn giản dựa
theo định luật Darcy.
Trong mặt phẳng Oxy, dòng chảy thấm qua một phân tố đất được
diễn tả bởi các phương trình sau:
qx = - k x

∂φ
∂ x

vaø qy = - k y

∂φ
∂ y

(2.8)


24

Các phương trình này cho thấy sự quan hệ giữa lưu lượng thấm q
qua phân tố đất với đặc tính thấm của đất k và độ chênh lệch tổng cột
nước áp lực φ (hàm thế ), trong đó :
φ= y-

p

γw

(2.9)

y : cao trình tại điểm đang xét so với mặt chuẩn ( thế năng )
p : ứng suất của nước lỗ rỗng tại diểm đang xét
Đối với dòng chảy thấm ở trạng thái ổn định, điều kiện liên tục được xác
lập:
∂ qx ∂ q y

+
=0
∂ x
∂ y

(2.10)

Phương trình này nói lên : lưu lượng dòng thấm vào nguyên tố bằng
lưu lượng dòng thấm ra nguyên tố.

Hình 2.2: Sơ đồ dòng thấm qua một phân tố đất

2.3.3. Lý thuyết cố kết
Khung hạt đất được giả định là đàn hồi, dòng thấm tuân theo định luật
Darcy. Theo định đề Terzaghi, ứng suất tổng gồm ứng suất hữu hiệu và áp suất
nước trong loã roãng :


25

σ = σ' + m ⋅(psteady + pexcess)

(2.11)

Trong đó :
σ = (σxx σyy σzz σxy σyz σzx) T

vaø:

m = ( 1 1 1 0 0 0) T

Lưu ý với ứng suất cắt :

τ = τ’
Và quan hệ giữa ứng suất và biến dạng được viết lại :
σ= M ε
2.4.

(2.12)

ĐẶC ĐIỂM CỦA CÁC MÔ HÌNH NỀN TRONG PLAXIS
Ứng xử của đất có thể mô phỏng ở các mức độ chính xác khác nhau bằng

cách ứng dụng các mô hình đất nền với mức độ phức tạp khác nhau. Trong
Plaxis có các mô hình nền như: elastic-plastic Mohr-Coulomb (MC), Jointed
Rock, Soft Soil (Cam Clay), Hardening Soil, Soft Soil Creep. Trong đó ba mô
hình Mohr-Coulomb, Soft Soil, Hardening Soil thường được sử dụng. Đất nền
được giả định là hoàn toàn no nước và đồng nhất, nước ngầm ở trạng thái ổn
định.
2.4.1. Đặc điểm của mô hình Mohr-Coulomb
Mô hình đất nền Mohr–Coulomb xem đất như là vật liệu đàn hồi – dẻo lý
tưởng. Quá trình làm việc của đất như sau: trong giai đoạn ban đầu độ lệch ứng
suất q= |σ1-σ3| còn nhỏ vật liệu làm việc trong giai đoạn đàn hồi. Khi độ lệch
ứng suất q đạt đến giá trị nào đó – gọi là trạng thái giới hạn đàn hồi thì sức
kháng của đất không đổi khi biến dạng vẫn tiếp tục.
Các thông số của mô hình Mohr – Coulomb, bao gồm:
E

:

Module Young

ν

:

Hệ số Poisson

ϕ

:

Góc nội ma sát

[kN/m2]

[0]


26

c

:

Lực dính đơn vị

[kN/m2]

ψ

:

Góc dãn nở

[0]

Trong mô hình này, người ta còn bổ sung thêm một số thông số xét đến sự
gia tăng mô đun biến dạng E và lực dính của đất c theo chiều sâu.

Hình 2.3:Quan hệ ứng suất pháp hữu hiệu và biến dạng dọc trục

2.4.2. Đặc điểm của mô hình Cam Clay
Hiện nay, mô hình đàn hồi dẻo, tăng bền dạng Cam Clay rất thường được
sử dụng tính toán cho nền đất yếu. Ưu điểm của mô hình này là tổ hợp thành công
các tính chất cơ lý của đất bằng phương trình trạng thái, trong đó bao gồm: trạng
thái tới hạn, định luật chảy dẻo theo điều kiện tác dụng tải trọng (đường ứng suất),
thông số tăng bền phụ thuộc vào hệ số rỗng và lịch sử chịu tải của đất nền [1], [3].
Trong moâ hình Cam clay dành cho đất yếu, quan hệ giữa biến dạng thể tích
εv và ứng suất hữu hiệu p’ được xaùc định bằng caùc biểu thức sau:

⎛ p'
o
⎝p

ε v − ε vo = −λ * ⋅ ln⎜⎜

⎞
⎟
⎟

⎠

(2.13)


27

⎛ p'
o
⎝p

ε ve − ε veo = −κ * ⋅ ln⎜⎜

⎞
⎟
⎟
⎠

(2.14)

Ở đâây: λ*, κ* – chỉ số nén và dỡ tải theo biến dạng thể tích.
λ* =

λ
1+ e

, κ * = κ , với: λ, κ – chỉ số neùn vaø dỡ tải, e – hệ số rỗng.
1+ e

p’ – ứng suất neùn đẳng hướng hữu hiệu: p ' =

1
(σ ' x +σ ' y +σ ' z )
3

εv
1
λ*
κ*

1

Pc

lnp'

Hình 2.4: Quan hệ giữa biến dạng thể tích và ứng suất nén đẳng hướng
Thông thường, đất được xem như vật liệu đàn hồi tuyến tính hoặc dẻo trong
tính toán ước lượng biến dạng, còn khi đánh giá độ bền, đất được xem như vật
liệu rắn hoaëc chảy dẻo tuyệt đối. Đối với mô hình Cam clay thì biến dạng thể tích
có thể hồi phục, còn biến dạng cắt thì xem như khoâng hồi phục.
Trong hệ tọa trục p’ – q, mặt tới hạn là đường thẳng và được biểu diễn bằng
công thức sau:

qf = M.p’

(2.15)

Ở đây: qf – giá trị tenser ứng suất lệch khi phá hoại hay là độ bền của đất.
M – thông số độ bền của đất nền phụ thuộc vào góc ma sát trong, được xác

định bằng thí nghiệm trong điều kiện thoát nước.


28

Trong trường hợp tổng quaùt, tenser ứng suất lệch được xaùc định bằng biểu
thức sau:

q =

1
(σ ' y − σ ' z )2 + 1 (σ ' z − σ ' x )2 + 1 (σ ' x − σ ' z )2 +
2
2
2
2
2
2
+ 3 τ yz + τ zy + τ xz

(

)

Vùng biến dạng đàn hồi của mô hình Cam clay giới hạn bởi mặt giới hạn
dẻo. Hiện nay, thường được sử dụng nhất là mô hình Cam clay biến cải, quy luật
chảy dẻo của mô hình này có dạng:

p' ∂ε vp + q∂ε sp = p'

(∂ε ) + (M∂ε )
p 2
v

p 2
s

(2.16)

Viết lại phương trình trình, ta được:

∂ε vp
∂ε sp

=

với: η =

M 2 −η 2
2η

(2.17)

q
p'

Tích phân từng phần phương trình (2.17) ta nhận được mặt giới hạn dẻo của
mô hình Modified Cam Clay dưới dạng sau:
q2+M2.p’2 = M2.p’.pc
p'

M2
=
hay:
p' c M 2 + η 2

(2.18)
(2.19)

Ở đây: pc –áp lực tiền cố kết
Phương trình (2.19) có dạng hình elip. Điểm pc nằm trên trục p’, là giao
điểm của elip với trục ứng suất nén hữu hiệu.
Trong trường hợp trạng thái ứng suất đất nằm trong phạm vi giới hạn của
mặt giới hạn dẻo thì biến dạng là đàn hồi. Khi trạng thái ứng suất vượt ra ngoài
phạm vi mặt giới hạn dẻo này thì xảy ra vừa biến dạng dẻo, vừa biến dạng đàn
hồi.