NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH KẾT CẤU ĐƯỜNG HẦM DẪN NƯỚC CÔNG TRÌNH THỦY ĐIỆN ĐAKRÔNG 1

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG

LÊ TRƯỜNG VŨ

NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH KẾT CẤU ĐƯỜNG HẦM DẪN NƯỚC CÔNG TRÌNH THỦY ĐIỆN ĐAKRÔNG 1

THEO CÔNG NGHỆ NATM

Chuyên ngành : Kỹ thuật xây dựng công trình thủy Mã số : 60 58 02 02

TÓM TẮT LUẬN VĂN THẠC SĨ KỸ THUẬT

Đà Nẵng - Năm 2015

Công trình được hoàn thành tại ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG

Người hướng dẫn khoa học: TS. CHÂU TRƯỜNG LINH

Phản biện 1: PGS.TS. HOÀNG PHƯƠNG HOA

Phản biện 2: TS. NGUYỄN VĂN HƯỚNG

Luận văn được bảo vệ tại Hội đồng chấm luận văn tốt nghiệp Thạc sĩ

chuyên ngành kỹ thuật xây dựng công trình thủy họp tại Đại học Đà Nẵng vào ngày 16 tháng 7 năm 2015.

* Có thể tìm hiểu luận văn tại:

- Trung tâm Thông tin - Học liệu, Đại học Đà Nẵng

MỞ ĐẦU 1. Tính cấp thiết của đề tài

Trước đây, ở nước ta và các nước trên thế giới thường sử dụng phương pháp mỏ để tính toán và thi công các đường hầm. Quan điểm tính toán của phương pháp là sau khi đào hầm, đất đá quanh hầm sụt lở theo thời gian và tác dụng lên vỏ hầm một tải trọng nhất định, quá trình đó tiếp diễn cho đến khi đất đá tự hình thành một vòm cân bằng tải hay còn gọi là vòm áp lực. Với quan điểm như vậy, phải xây dựng vỏ hầm và vỏ hầm là kết cấu chống đỡ toàn bộ tải trọng đất đá từ vòm áp lực.

Để ổn định đường hầm người ta thường xây dựng vỏ hầm bằng bê tông hoặc đá xây để chống lại áp lực địa tầng nên việc tính toán các đường hầm chưa kinh tế với đường hầm qua vùng có địa chất tốt.

Đến những năm 1957-1965 tập thể kỹ sư mỏ người Áo và giáo sư Tiến sỹ L.V Rabcewicz đã phát triển phương pháp mới về tính toán và thi công hầm có tên là New Austrial Tunneling Method (NATM).

NATM cho rằng khối đá xung quanh hầm có độ bền sẳn có của nó, là một bộ phận của kết cấu đường hầm thông qua các biện pháp xử lý vòm hầm. Đối với đường hầm qua vùng địa chất tốt đường hầm có khả năng tự ổn định. Chính vì vậy, kết cấu đường hầm không phải sử dụng bê tông truyền thống hoặc đá xây để gia cố làm tăng chi phí cho công trình. Trong những thập nên gần đây với sự phát triển mạnh mẽ của thiết bị và khoa học công nghệ, việc áp dụng phương pháp xây dựng hầm mới của Áo NATM khá phổ biến. Ứng dụng NATM để xây dựng đường hầm thủy điện sẽ làm giảm kết cấu gia cố đường hầm do đó giảm chi phí cho công trình. Do vậy đề tài “Nghiên cứu tính toán ổn định kết cấu đường hầm dẫn nước công trình thủy điện Đakrông 1 theo công nghệ NATM” là yêu cầu cấp thiết.

2. Mục đích, đối tượng và phạm vi nghiên cứu

Mục đích của luận văn này là ứng dụng lý thuyết về phương pháp xây dựng đường hầm mới của Áo (NATM) để xây dựng đường hầm dẫn nước công trình thủy điện Đakrông 1.

Đối tượng nghiên cứu: Đường hầm dẫn nước công trình thủy điện.

Phạm vi nghiên cứu: Ứng dụng tính toán kết cấu đường hầm theo công nghệ thi công NATM.

3. Phương pháp nghiên cứu - Thu thập tài liệu nghiên cứu.

- Nghiên cứu cơ sở lý thuyết tính toán kết cấu đường hầm theo công nghệ NATM và đề xuất áp dụng thay thế phương pháp tính toán và xây dựng truyền thống.

- Áp dụng vào công trình thực tế.

4. Ý nghĩa khoa học và giá trị thực tiễn của đề tài - Ý nghĩa khoa học

Làm tài liệu để tham khảo về mô phỏng, đánh giá ứng suất - biến dạng trong các đường hầm thủy điện.

- Ý nghĩa thực tiễn

Kết quả nghiên cứu của đề tài làm cơ sở để xem xét áp dụng cho các đường hầm thủy điện.

5. Cấu trúc của luận văn

Ngoài phần mở đầu, kết luận và tài liệu tham khảo trong luận văn gồm có các chương như sau:

Chương 1. Tổng quan về xây dựng đường hầm

Chương 2. Các phương pháp tính toán kết cấu đường hầm Chương 3. Tính toán kết cấu đường hầm dẫn nước công trình thủy điện Đakrông 1 theo công nghệ NATM

CHƯƠNG 1

TỔNG QUAN VỀ XÂY DỰNG ĐƯỜNG HẦM

1.1. TỔNG QUAN VỀ PHÁT TRIỂN XÂY DỰNG ĐƯỜNG HẦM Từ những năm 1679 đến 1681 hầm đường thủy đầu tiên dài 160m được xây dựng ở Pháp. Hầm đường sắt đầu tiên được xây dựng trong những năm 1826-1830 có chiều dài 1190m thuộc tuyến đường từ Liverpool đến Manchester ở Anh.

Những năm 1990 người ta đã xây dựng những đường hầm dưới nước xuyên biển dài kỷ lục, như hầm qua vịnh Suga Nhật Bản dài 36,2km, hầm qua eo biển Manche nối Anh và Pháp dài gần 50km.

Ở Việt Nam, hầm đường thuỷ Rú Cóc được xây dựng năm 1930 ở xã Nam Sơn, huyện Anh Sơn, tỉnh Nghệ An. Trong những năm chiến tranh ở Việt Nam người ta đã đào được một số hầm ngắn để làm kho quân trang, quân dụng hoặc hầm trú ẩn cho người và hệ thống kỹ thuật. Điển hình là hệ thống địa đạo Vĩnh Mốc, Củ Chi. Trong những thập niên gần đây với sự phát triển của ngành giao thông, ngành điện ở Việt Nam, đã xây dựng được khá nhiều các đường hầm để phục vụ lưu thông và sản xuất điện.

1.2. MỘT SỐ CÔNG TRÌNH TIÊU BIỂU TẠI VIỆT NAM 1.2.1. Nhà máy thuỷ điện Hòa Bình

1.2.2. Thuỷ điện Yaly

1.2.3. Hầm đường bộ qua đèo Hải Vân 1.2.4. Thuỷ điện Đại Ninh

1.2.5. Các đường hầm thủy điện khác

1.3. CÁC PHƯƠNG PHÁP THI CÔNG ĐƯỜNG HẦM HIỆN NAY

1.3.1. Phương pháp mỏ 1.3.2. Phương pháp NATM

1.3.3. Phương pháp BTM (Tunnel Boring Machine) 1.3.4. Phương pháp khiên đào SM (Shild Machine) 1.3.5. Phương pháp kích đẩy

1.3.6. Phương pháp giếng chìm hơi ép

1.4. GIỚI THIỆU PHƯƠNG PHÁP XÂY DỰNG HẦM MỚI CỦA ÁO 1.4.1. Sơ lược về lịch sử và quá trình phát triển của NATM 1.4.2. Các nguyên tắc cơ bản của NATM

1. Cường độ có sẵn của đất hay đá xung quanh phạm vi hầm phải được bảo tồn và phải được chủ động huy động với mức tối đa.

2. Sự huy động có thể đạt được nhờ kiểm soát lượng biến dạng của nền đất, đá.

3. Các hệ thống chống đỡ ban đầu và chủ yếu bao gồm neo đá bố trí một cách có hệ thống và vỏ hầm bêtông phun.

4. Việc khép kín hệ chống đỡ phải được điều chỉnh với sự xác định thời gian thích hợp, mà thời điểm này có thể biến đổi phụ thuộc vào các điều kiện đất hay đá.

5. Phải tiến hành các thí nghiệm trong phòng và thực hiện việc theo dõi biến dạng của các hệ thống chống đỡ cũng như nền đất.

6. Những ai liên quan đến việc thi công, thiết kế và giám sát xây dựng hầm theo NATM đều phải hiểu rõ và công nhận cách tiếp cận của NATM

7. Chiều dài của đoạn hầm chưa được chống đỡ trong khi đào phải để lại càng ngắn càng tốt.

1.5. KẾT LUẬN CHƯƠNG 1

Trải qua các thời kỳ xây dựng các đường hầm, con người đã tích lũy nhiều kinh nghiệm quý giá, cùng với sự phát triển của khoa học công nghệ, các thiết bị cơ giới và các giải pháp vật liệu, con người cũng đã có những quan niệm đúng đắn hơn về phương pháp tính toán và các giải pháp thi công các đường hầm.

Phương pháp NATM là một trong những thành tựu nổi bật của việc tính toán và thi công các đường hầm và được xem là phương pháp có nhiều ưu điểm, linh hoạt cho các loại đường hầm và được ứng dụng để xây dựng đường hầm hiện nay.

CHƯƠNG 2

CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN KẾT CẤU ĐƯỜNG HẦM 2.1. TÍNH TOÁN KẾT CẤU ĐƯỜNG HẦM THI CÔNG THEO PHƯƠNG PHÁP TRUYỀN THỐNG

2.1.1. Xác định tải trọng tác dụng lên kết cấu hầm a. Phương pháp M.M Protodiakonov

Năm 1926 M.M Protodiakonov đưa ra phương pháp tính toán tải trọng khối đá tác dụng lên đường hầm có ma sát trong, có hoặc không có lực liên kết.

Hệ số bền vững “f” là một chỉ tiêu rất cơ bản, tổng hợp các đặc trưng cơ học của đá và không xác định trực tiếp được bằng thực nghiệm, M.M.Protodiakonov đã dùng hệ số f để giải các bài toán cơ học đá và phân loại đá. Ông chia thành 10 cấp có trị số f thay đổi từ 0,3 đến 20. Theo M.M.Protodiakonov chiều cao của vòm cân bằng tự nhiên cho đá rời phụ thuộc vào chiều rộng hầm và hệ số bền vững của đá. Độ ổn định của khối đá ở nóc hầm không phụ thuộc vào độ sâu của vị trí hầm ngang.

b. Phương pháp K .Terzaghi c. Phương pháp V.M. Moxtkov

2.1.2. Tính toán kết cấu hầm thi công theo phương pháp truyền thống

a. Xác định kích thước kết cấu đường hầm Xác định chiều dày của vòm nóc

Công thức của M. M Protodiakonov

(2.6)

Công thức của XX Đavưđov

(2.7)

0 0

0 3

0

4, 42 _n 2

l l

d = R f h

0 0

0

0

2 2

0, 06 l 1 l

d h f

 

=  + 

Trong đó:

h0: Chiều cao vòm nóc

Rn: Cường độ chịu nén của vật liệu f : Hệ số kiên cố đất đá

b. Tính toán nội lực theo sơ đồ vòm thấp c. Tính toán nội lực theo sơ đồ vòm cao d. Tính toán nội lực theo sơ đồ vòm kín

e. Tính toán kết cấu hầm mặt cắt hình tròn biến dạng tự do f. Tính kết cấu hầm mặt cắt hình tròn trong môi trường đàn hồi

- Khi chỉ có áp lực địa tầng tác dụng, nội lực trong kết cấu hầm được xác định theo công thức:

[ ]

R_ng . . (1 )

M=q r Aa B C n+ + +a

[ ]

R_ng . . (1 )

N=q Da E F n+ + +a

(2.24)

Trong đó :

q- áp lực đất thẳng đứng phân bố đều , T/m² Rng – bán kính ngoài của vỏ , m

r- bán kính trục của vỏ, m. A, B, C, D, E, F= f(

ϕ

) lấy theo bảng 2.5.

- Khi chỉ có trọng lượng vỏ hầm

2

1 1

r ( )

M = g A −B n

1 1

r ( )

N =g C −D n (2.26)

Trong đó :

g- trọng lượng trên 1m² kết cấu hầm, T/m² A1, B1, C1, D1= f (

ϕ

) lấy theo bảng 2.6.

2.1.3. Kiểm tra khả năng chịu lực của kết cấu

Kiểm tra ứng suất nén trong kết cấu hầm tính theo cấu kiện chịu nén lệch tâm cần thỏa mãn

(2. 27)

[ ]

^σ1

σ ≤ =

 +

= n

n

n R

F N W

M

Diện tích cốt thép tính toán: (2.29)

Để kết cấu không bị nứt cần thỏa mãn biểu thức

nc*M < mh*v*RkII*Wq.d (2.30) 2.2. TÍNH TOÁN KẾT CẤU ĐƯỜNG HẦM THEO CÔNG NGHỆ THI CÔNG NATM

2.2.1. Đánh giá chất lượng khối đá quanh đường hầm Năm 1973 Bieniawski đề xuất phương pháp phân loại đá mới đó là đánh giá chất lượng khối đá theo chỉ số RMR (Rock Mass Rating). Hệ thống đánh giá này dựa trên những kinh nghiệm của Bieniawski có được khi xây dựng các đường hầm trong nền đá trầm tích tại Nam Phi.

RMR được ứng dụng phổ biến trong xây dựng hầm, tính toán ổn định mái dốc. RMR được xác định theo công thức (2.32):

RMR = R_βS + RRQD + Rdj + Rcj + Roj + Rw (2.32) Trong đó:

RβS : Chỉ số kể đến độ bền nén 1 trục của mẫu đá RRQD : Chỉ số xét tới chỉ số RQD

Rdj : Chỉ số xét đến khoảng cách các khe nứt trong hệ thống khối đá Rcj : Chỉ số xét đến đặc điểm của các khe nứt trong khối đá

Rw : Chỉ số xét ảnh hưởng của nước trong khối đá

Roj : Chỉ số xét hướng và góc phát triển của các khe nứt trong khối đá so với trục thi công của đường hầm.

2.2.2. Mối quan hệ tương tác khối đá và hệ chống đỡ đường hầm 2.2.3. Quá trình biến đổi cơ học của khối đá quanh đường hầm 2.2.4. Trạng thái ứng suất và biến dạng của khối đá quanh

đường hầm

n a

a

F R bx

= R

Khối đá quanh hầm từ trạng thái đàn hồi chuyển sang trạng thái phá hủy dẻo khi áp lực chống đỡ trong hầm Pi nhỏ hơn áp lực tới hạn được xác định theo công thức:

ax

2 (1 sin ) cos

1

Z u

am z

p q C

k

σ ⁻ σ ϕ ϕ

= = − −

+

(2.43)

Khi Pi>Pa max, khối đá đàn hồi. Chuyển vị đàn hồi tính theo công thức

(2.44) Khi Pi<Pa max Khối đá hình thành vùng biến dạng dẻo, bán kính vùng biến dạng dẻo có thể được tính bởi

:

1

2 ( 1) 1

(1 )( 1) P

k

z u

p

i u

k q

R k k q

σ ⁻

 − + 

=  + − + 

(2.45) Chuyển vị biên hầm xác định theo công thức

(2.46)

1 2 1

) cot ) (

(

) 1 ) (

1 (

) ) (

1 ) (

1 ( )(

1 2 (

−

+





 +











− +

− + +



 



 

  + 











 +

− − + +

−

=

p

p

k

i i

p p

k e i e i

p

r g r C v p

k k v kk

r r r Cctg r k p

k v k Cctg

H v X

ϕ

ϕ ϕ

γ

α

Theo kết quả phân tích ứng suất khối đá theo mô hình đàn – dẻo, ứng suất hướng tâm σrp và ứng suất tiếp tuyến σ_rθ trong phạm vi khối đá ở vùng dẻo

(2.47)

Từ phạm vi R > Rp khối đá ở trạng thái đàn hồi, ứng suất hướng tâm σre và ứng suất tiếp tuyến σθe được xác định theo công thức:

( )

2sin 1 sin

0

.cot ^P .cot

p a

p c R c

R

ϕ ϕ

σθ = + ϕ ^ ^⁻ − ϕ

 

( )

2 sin 1 sin

0

1 sin

. cot . cot

1 sin

P

rp a

p c R c

R

φ

φ φ

σ φ ϕ

φ

  −

= + +−   −

( )

⁰²

( )

⁰

1 1

k z a z a

u p R p R

rE E

µ σ µ σ

+ +

= − = −

2 ri

u X

= G

(2.48) Đường hầm ổn định khi ứng suất nén lớn nhất quanh hầm nhỏ hơn cường độ chịu nén của vật liệu, ứng suất kéo lớn nhất nhỏ hơn ứng suất kéo cho phép của khối đất đá xung quanh hầm.

Theo kết quả nghiên cứu chuyển vị trong đường hầm của viện cơ học Nga (BNIMI) mức độ ổn định cho đường hầm không chống được đánh giá qua (bảng 2.11).

Bảng 2.11. Mức độ ổn định của đá Cấp độ ổn

định

Giá trị dịch chuyển của chu tuyến hầm U, mm Đá trầm tích Đá mác ma, biến chất

I-II <50 <20

III 50÷200 20÷100

IV 200÷500 100÷200

V >500 >200

Theo tiêu chuẩn kiểm soát biến dạng đường hầm của Nhật Bản đã áp dụng tại một số đường hầm tại Việt Nam như hầm đèo Hải Vân, hầm Đèo Ngang, hầm cao tốc Nội Bài – Lào Cai, độ hội tụ đường hầm cần lắp đặt kết cấu chống đỡ như sau:

Bảng 2.12. Bảng đánh giá cấp độ biến dạng của đường hầm

Nội dung Cấp 1 (ổn

định) Cấp 2 (chú ý) Cấp (báo động) Biến dạng hướng

tâm vòm hầm (mm) <25 25 - 30 >30

max

2 2

2 2

1 ^{P R P}

e z rp

R R

r r

σθ =σ ^ + ^−σ

 

max

2 2

2 2

1 ^{P R P}

re z rp

R R

r r

σ =σ ^ − ^+σ

 

2.2.5. Đặc điểm của đường hầm có gia cố a. K hả năng chống đỡ của bê tông phun

b. Xác định khả năng chống đỡ hầm bằng neo gia cố

2.3. ỨNG DỤNG PHẦN MỀM PHASE 2 ĐỂ TÍNH TOÁN KẾT CẤU ĐƯỜNG HẦM THEO CÔNG NGHỆ THI CÔNG NATM

2.3.1. Phương pháp phần tử hữu hạn

a. Giới thiệu tổng quan phương pháp phần tử hữu hạn b. Phương pháp phần tử hữu hạn trong công trình ngầm c. Các bước tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn 2.3.2. Cơ sở lý thuyết của phần mềm Phase 2

2.4. KẾT LUẬN CHƯƠNG 2

Tính toán đường hầm theo phương pháp mỏ truyền thống, khối đá xung quanh hầm được xem là nguồn gây tải trọng, kết cấu vỏ hầm được tính toán sao cho đảm bảo khả năng chịu lực của khối đất đá tác dụng lên đường hầm. Vì vậy, khi tính toán chưa tận dụng được khả năng chịu lực của khối đất đá quanh hầm. Ngày nay với sự phát triển của khoa học công nghệ trong đó áp dụng kết cấu chống đỡ bằng bê tông phun có vai trò quan trọng, đồng thời cùng sự phát triển của khoa học máy tính, phương pháp số, việc tính toán các đường hầm trở nên thuận tiện. Tính toán kết cấu và xây dựng đường hầm theo công nghệ NATM ngày càng được áp dụng rộng rải nhằm khắc phục các nhược điểm của phương pháp mỏ truyền thống và giảm thiểu chi phí xây dựng công trình.

CHƯƠNG 3

TÍNH TOÁN KẾT CẤU ĐƯỜNG HẦM DẪN NƯỚC CÔNG TRÌNH THỦY ĐIỆN ĐAKRÔNG 1 THEO CÔNG NGHỆ NATM 3.1. GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH THỦY ĐIỆN ĐAKRÔNG 1

Công trình thuỷ điện Đakrông 1 được xây dựng thuộc địa phận xã Húc Nghì, huyện Đakrông, tỉnh Quảng Trị. Công trình có công suất lắp máy 12MW, điện lượng bình quân năm 45,80 triệu KWh. Các hạng mục chính của công trình bao gồm: Đập đâng đập tràn, đường hầm dẫn nước và tháp điều áp, đường ống áp lực và nhà máy thủy điện.

Đường hầm dẫn nước được xây dựng từ tuyến đập đến nhà máy có tổng chiều dài 1089m, đường kính đường trong hầm D=3,4 m.

Các thông số của công trình:

- Công suất lắp máy (Nlm) : 12,0 MW;

- Lưu lượng lớn nhất phát điện (Qmax) :34,52 m³/s;

- Số tổ máy : 02 tổ;

- Cột nước lớn nhất (Hmax) : 52,916 m;

- Cột nước nhỏ nhất (Hmin) : 41,298 m;

- Cột nước tính toán (Htt) : 41,298 m;

- Cột nước trung bình (Htb) : 50,253 m;

- Mực nước dâng bình thường (MNDBT) : + 181,00 m;

- Mực nước lũ thiết kế (p=1,0%) : + 186,47 m;

- Mực nước lũ kiểm tra (p=0,2%) : + 188,57 m;

- Mực nước chết (MNC) : + 177,00 m;

- MN lớn nhất trong tháp điều áp khi có nước va: + 197,50 m;

+ MNHL max ứng với lũ p = 0,2% : + 145,10 m;

+ MNHL min khi xả Q = 0,6Qmax 1 tổ máy : + 129,16m;

Theo báo cáo kết quả khảo sát địa chất khu vực xây dựng công trình, địa chất khu vực tuyến hầm gồm các lớp đất đá như sau:

Lớp sườn tàn tích (edQ) và đới phong hóa mãnh liệt (IA1):

Thành phần là á sét màu xám nâu, nâu tím lẫn 10-50% dăm sạn thạch anh hoặc đá gốc, đôi chỗ lẫn đá tảng lăn của đá trầm tích.

Đới phong hóa mạnh (IA2): Đá trầm tích phong hóa mạnh màu xám nâu, nâu đỏ, nâu tím. Đá mềm yếu đến cứng chắc yếu, nứt nẻ mạnh, khe nứt có sét lấp nhét. Đới phân bố không đều.

Đới đá phong hóa (IB): Đá trầm tích phong hóa màu xám nâu, xám xanh, tím hồng, tím gụ. Đá cứng chắc yếu đến trung bình, nứt nẻ rất mạnh, khe nứt hở có ôxit sắt bám. Bề dày đới từ 1 đến 7m;

Đới đá nứt nẻ, giảm tải (IIA): Đá cát kết, cuội sạn kết có màu xám xanh, xen kẹp các lớp cát bột kết có màu xám nâu, tím nhạt, tím gụ. Đá phong hóa nhẹ, cứng chắc đến rất cứng chắc, nứt nẻ trung bình đến mạnh, khe nứt bị lấp đầy bởi canxit, độ bền cơ học giảm nhẹ. Bề dày đới không đồng đều 7-15m. Cường độ kháng nén của đới cao, trung bình 543kG/cm².

Đới đá tương đối nguyên vẹn (IIB): Đá giống đới IIA, nhưng hầu như chưa bị biến đổi, cứng chắc đến rất cứng chắc, độ bền cơ học cao, nứt nẻ yếu. Cường độ kháng nén trung bình mẫu đá IIB khá cao 752kG/cm². Đá thấm nước yếu.

Bảng 3.1. Các chỉ tiêu cơ lý của khối đá khu vực xây dựng đường hầm

TT Các chỉ tiêu Edq

&IA1 Đới IA2

Đới IB

Đới IIA

Đới IIB

1 Dung trọng (T/m3) 1,85 2,00 2,60 2,73 2,74

2

Góc ma sát trong (độ)

Độ sâu 50m 19 26 33 49 53

Độ sâu 200m 40 44

3

Lực dính khối đá (MPa)

Độ sâu 50m 0.023 0.03 0.08 0.23 0.34

Độ sâu 200m 0.51 0.67

4 Cường độ kháng nén mẫu đá

bảo hòa (MPa) 25 54 75

TT Các chỉ tiêu Edq

&IA1 Đới IA2

Đới IB

Đới IIA

Đới IIB

5

Mô đun biến dạng khối đá (MPa)

Độ sâu 50m 90 250 1100 5900 9200

Độ sâu 200m 6200 9800

6 Mô đun đàn hồi khối đá (MPa) 600 2800 14800 23000 7 Cường độ kháng kéo khối đá

bảo hòa (kG/cm²) 16 55 8,3

8 Hệ số Poisson 0,3 0,28 0,25 0,22

9 Hệ số kiên cố (f) 5,4 7,5

10 Hệ số thấm (UL) 10,0 6,0 2,5

Đối với đường hầm thủy điện Đakrông 1, phương pháp NATM mang lại hiệu quả cao nhất khi đường hầm đi qua vùng địa chất tốt, khối đá quanh hầm có khả năng chịu lực và ổn định đường hầm.

Do vậy trong luận văn này chủ yếu tính toán ổn định đường hầm qua khu vực có địa chất IIB có tính chất cơ lý ở bảng 3.1 trên.

3.2. TÍNH TOÁN KẾT CẤU ĐƯỜNG HẦM THEO PHƯƠNG PHÁP TRUYỀN THỐNG

3.2.1. Xác định áp lực tác dụng lên đường hầm và kích thước kết cấu

d01: Chiều dày kết cấu đường hầm tínhtheo công thức Protodiakonov

d02 Chiều dày kết cấu đường hầm tính theo công thức Davưdov Bảng 3.2. Kết quả tính toán tải trọng tác dụng lên đường hầm

theo công thức (2.1).

Đới địa chất

B0 H0

f γ Φ B hH q

m m T/m³ Độ m m T/m²

IIB 4,0 4,0 7,5 2,74 44 7,39 0,49 1,35

Bảng 3.3. Kết quả tính toán tải trọng tác dụng lên đường hầm theo công thức (2.3)

Đới địa chất

B₀ H₀

f γ

Ka h_H q

m m T/m³ m T/m²

IIB 4,0 4,0 7,5 2,74 0,13 0,52 1,42

Bảng 3.4. Kết quả tính toán chiều dày kết cấu gia cố đường hầm theo công thức (2.6), (2.7).

Đới địa

chất f d 01 d02 do dcv dt

m m m m m

Đới IIB 7,5 0,15 0,14 0,15 0,23 0,27 Theo kết quả tính toán bảng trên, chiều cao cột đất rời rạc gây tải trọng tác dụng lên kết cấu chống đỡ đường hầm đối với hầm qua đới đá IIB là 0,52m, tương ứng với tải trọng tác dụng lên vòm thuộc đới đá IIB là 1,42T/m².

Do có cột đất, đá gây tải trọng tại đỉnh vòm hầm, để hầm không bị sụt lở cần xây dựng kết cấu vỏ hầm để chống lại áp lực cột đất tại vòm hầm. Theo kết quả tính toán tại bảng (3.4) chiều dày kết cấu chống đỡ đường hầm bằng bê tông cốt thép qua lớp IIB là 27cm.

Để thuận lợi trong thi công chọn chiều dày gia kết cấu bê tông chống đỡ đường hầm là 30cm.

3.2.2. Tính toán nội lực trong kết cấu đường hầm

Kết quả tính toán kết cấu đường hầm theo phương pháp truyền thống:

Bảng 3.5. Các thông số mặt cắt hầm theo phương pháp truyền thống R_ng

(m)

R (m)

R_tr

(m) E_bt J

(m⁴)

q

(T/m) a K (T/m²) 2 1,85 1,7 24000 0,00225 1,42 0,919 250000

1,060 T.m

0,021 T.m

1,025 T.m

0,035 T.m

1,092 T.m

2,881T

5,795T

6,768 T

7,140 T 4,063T

0,035 T.m 1,025 T.m

0,021 T.m 4,063T

5,795T

6,768 T

Bảng 3.9. Tổng hợp nội lực trong kết cấu hầm

Nội lực 0^o 45^o 90^o 135^o 180^o

M (T.m) 1,060 -0,021 -1,025 -0,035 1,092

N (T) 2,881 4,063 5,795 6,768 7,140

a) Biểu đồ mô men b) Biểu đồ lực dọc Hình 3.3. Biểu đồ nội lực của kết bê tông gia cố hầm Kiểm tra khả năng chịu lực kết cấu đường hầm

Bảng 3.10. Kểm tra diện ứng suất nén trong kết cấu hầm theo công thức (2.27)

Góc 0^o 45^o 90^o 135^o 180^o

M (T.m) 1,060 -0,021 -1,025 -0,035 1,092

N (T) 2,881 4,063 5,795 6,768 7,140

e (m) 0,368 -0,005 -0,177 -0,005 0,153 σn (T/m²) 80,256 12,118 -49,001 20,252 96,600

Bảng 3.11. Kiểm tra diện tích cốt thép trong kết cấu hầm theo công thức (2.29).

Mặt cắt Ra (kG/cm2)

Rb (kG/cm2)

b (cm)

ho (cm)

M (kGcm)

x

(cm) Fa (cm2)

0^o 2700 90 100 25 106000 0,476 1,585

45^o 2700 90 100 25 2100 0,009 0,031

90^o 2700 90 100 25 102500 0,460 1,533 135^o 2700 90 100 25 3500 0,016 0,052 180^o 2700 90 100 25 109200 0,490 1,634

Do diện tích cốt thép theo tính toán tương đối nhỏ, để đảm bảo định vị cốt thép trong quá trình thi công bê tông, bố trí 5ϕ12 có Fa = 5,652cm².

Qua kết quả tính toán theo các bảng trên ta có:

- Ứng suất nén lớn nhất trong bê tông M200 σn = 96, 6T/m²< [σn]

= 900T/m² .

- Bố trí cốt thép đảm bảo diện tích cho vùng chịu kéo - Kết cấu đảm bảo điều kiện chịu nứt.

Theo kết quả tính toán trên, kết cấu hầm đã chọn đảm bảo khả năng chịu lực.

3.3. TÍNH TOÁN KẾT CẤU ĐƯỜNG HẦM THEO CÔNG NGHỆ NATM

3.3.1. Đánh giá chất lượng khối đá

Bảng 3.13. Đánh giá chất lượng khối đá theo chỉ số RMR

Đới đá IIB

Các thông số Giá trị Điểm

Cường độ kháng nén (MPA) 2.21 7.00

Giá trị RQD (%) 75.00 13.00

Bước của khe nứt (mm) 300.00 20.00

Mặt khe nứt nhám nhẹ, độ mở

1mm 12.00

Nước ngầm khô ráo 10.00

RMR 62.00

3.3.2. Các hình thức gia cố đường hầm theo NATM

Theo đánh giá điều kiện địa chất và độ sâu của đường hầm, lựa Đoạn thân hầm từ Km0+150 đến Km0+868 địa chất hầm là đá IIB có điểm số RMR =62 tương đối tốt. Đá tươi nguyên khối, đá nứt vỡ có thể rơi thành mãnh nhỏ, ít biến dạng. Đường hầm đảm bảo ổn định trong thời gian dài. Áp dụng kiểu gia cố vỏ hầm bằng bê tông phun M300 dày 5cm có lưới thép.

Hình 3-4: Mặt cắt gia cố hầm qua đá tốt IIB

3.3.3. Ứng dụng phần mềm Phase 2 tính toán kết cấu đường hầm theo công nghệ NATM

a. Mặt cắt tính toán và các thông số vật liệu

Để đại diện các mặt cắt hầm qua đới đá IIB, chọn mặt cắt tại lý trình K0+629 có độ sâu xây dựng đường hầm là 236.5m để tính toán.

Bảng 3.14. Bảng chỉ tiêu cơ lý đá tại mặt cắt lý trình Km0+629

Lớp đất Chiều dày

các lớp (m) γ (KN/m³) C (Mpa) φ E µ

EdQ+IA1 11.000 18.5 0.023 19.0 90

IA2 6.4 20.0 0.030 26.0 250 0.30

IB 15.2 26.0 0.120 33.0 1100 0.28

IIA 64.2 27.3 0.330 40.0 5900 0.25

IIB 139.700 27.4 0.480 44.0 9800 0.22

Tổng 236.500

Bảng 3.15. Bảng thông số vật liệu bê tông phun gia cố hầm TT Đặc tính Ký hiệu Đơn vị Bê tông phun

1 Cường độ chịu nén Σ MPa 30

2 Trọng lượng đơn vị γ KN/m3 24,5

3 Mô đun đàn hồi E MPa 27000

4 Hệ số Poát xông µ 0,2

b. Các trường hợp tính toán và giai đoạn tính toán

Trường hợp 1: Gia cố đường hầm ngay sau khi phát sinh áp lực lên đường hầm đạt 30% (gia cố tại mặt gương đào).

Tim tuyÕn hÇm bª t«ng phun M300 dµy 5cm

l−íi B40

Trường hợp 2: Gia cố đường hầm ngay sau khi phát sinh áp lực lên đường hầm đạt 60% (gia cố khi cách mặt gương đào 2,5m).

Trường hợp 3: Gia cố đường hầm sau khi phát sinh áp lực lên đường hầm đạt 100% (gia cố cách mặt gương đào 10m).

Ứng với các trường hợp gia cố nêu trên, ứng suất, biến dạng đường hầm được xác định qua các giai đoạn như sau:

Giai đoạn đầu: Khối đá quanh hầm ở trạng thái nguyên sinh;

Giai đoạn 1: Hầm được thi công đào toàn gương;

Giai đoạn 2: Hầm đã đào xong và hoàn thành gia cố bê tông phun;

Giai đoạn 3: Đường hầm được xây dựng hoàn thành và vận hành với MNDBT (cột nước lớn nhất trong hầm 36m).

Giai đoạn 4: Đường hầm được xây dựng hoàn thành và vận hành với MNDBT và xuất hiện áp lực nước va (cột nước lớn nhất trong hầm 52m).

c. Mô hình tính toán

Phạm vi của mô hình tính toán là:

- Đường hầm được xây dựng trong lòng đất đá ở độ sâu H.

- Khoảng cách tim hầm đến mỗi biên tính toán là 5D.

- Biên trái, phải của mô hình được gán bằng các liên kết cố định theo phương ngang, tự do theo phương đứng.

- Biên đáy mô hình được gán bằng liên kết cố định theo phương thẳng đứng và tự do theo phương ngang hầm.

- Mặt đất là tự do.

Mô hình tính tính toán.

Hình 3.7. Mô hình tính toán

d. Kết quả tính toán ứng suất biến dạng đường hầm Bảng 3.16. Tổng hợp kết quả tính toán trường hợp 1

TT Giai đoạn

Kết quả tính toán σ1

(MPa)

σ3

(MPa)

Chuyển vị biên hầm

(m)

1

Giai đoạn ban đầu: Hầm chưa đào

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

6.30 6.30 6.30

3.80 3.80 3.80

0.00 0.00 0.00

5D 5D

H

6D

TT Giai đoạn

Kết quả tính toán σ1

(MPa)

σ3

(MPa)

Chuyển vị biên hầm

(m)

2

Giai đoạn 1: Hầm đào xong và chưa gia cố

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

1.75 4.00 0.50

0.18 0.18 0.00

6.3e ^{– 004} 2.4e ^{– 004} 6.3e ^{– 004} 3

Giai đoạn 2: Hầm đã được lắp đặt kết cấu chống đỡ

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

5.40 7.20 2.25

0.60 0.80 0.00

2.20e ^{– 003} 1.00e ^{– 003} 2.10e ^{– 003}

4

Giai đoạn 3: Hầm thi công hoàn thành và vận hành với MNDBT

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

4.95 6.75 2.25

0.80 1.00 0.40

2.10e ^{– 003} 9.50e ^{– 004} 2.00e ^{– 003}

5

Giai đoạn 4: Hầm thi công hoàn thành và vận hành với MNDBT và xuất hiện nước va dương lớn nhất

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

4.95 6.30 2.25

1.00 1.20 0.60

2.10e ^{– 003} 9.00e ^{– 004} 1.90e ^{– 003}

Bảng 3.17. Tổng hợp kết quả tính toán trường hợp 2

TT Giai đoạn

Kết quả tính toán σ1

(MPa)

σ3

(MPa)

Chuyển vị biên hầm

(m)

1

Giai đoạn ban đầu: Hầm chưa đào

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

6.30 6.30 6.30

3.80 3.80 3.80

0.00 0.00 0.00

2

Giai đoạn 1: Hầm đào xong và chưa gia cố

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

3.30 4.20 1.20

0.30 0.30 0.00

1.4e ^{– 003} 6.0e ^{– 004} 1.3e ^{– 003} 3

Giai đoạn 2: Hầm đã được lắp đặt kết cấu chống đỡ

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

4.95 5.85 1.80

0.40 0.40 0.00

2.4e ^{– 003} 1.1e ^{– 003} 2.2e ^{– 003}

4

Giai đoạn 3: Hầm thi công hoàn thành và vận hành với MNDBT

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

4.50 5.40 1.80

0.60 0.80 0.40

2.3e ^{– 003} 1.0e ^{– 003} 2.1e ^{– 003}

5

Giai đoạn 4: Hầm thi công hoàn thành và vận hành với MNDBT và xuất hiện nước va dương lớn nhất

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

4.50 5.40 1.80

0.80 1.00 0.60

2.30e ^{– 003} 9.50e ^{– 004} 2.00e ^{– 003}

Bảng 3.18. Tổng hợp kết quả tính toán trường hợp 3 TT Giai đoạn

Kết quả tính toán σ¹

(MPa)

σ³ (MPa)

Chuyển vị biên hầm (m)

1

Giai đoạn ban đầu: Hầm chưa đào

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

6.30 6.30 6.30

3.80 3.80 3.80

0.00 0.00 0.00

2

Giai đoạn 1: Hầm đào xong và chưa gia cố

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

4.0 4.5 2.0

0.4 0.4 0.0

2.60e ^{– 003} 1.40e ^{– 003} 2.30e ^{– 003} 3

Giai đoạn 2: Hầm đã được lắp đặt kết cấu chống đỡ

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

4.0 4.5 2.0

0.4 0.2 0.0

2.60e ^{– 003} 1.40e ^{– 003} 2.30e ^{– 003}

4

Giai đoạn 3: Hầm thi công hoàn thành và vận hành với MNDBT

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

3.60 4.05 1.80

0.6 0.6 0.6

2.40e ^{– 003} 1.20e ^{– 003} 2.10e ^{– 003}

5

Giai đoạn 4: Hầm thi công hoàn thành và vận hành với MNDBT và xuất hiện nước va dương lớn nhất

+ Đỉnh vòm + Bên vòm + Đáy vòm

3.6 4.0 1.8

0.6 0.6 0.6

2.40e ^{– 003} 1.20e ^{– 003} 2.10e ^{– 003}

3.4. KẾT LUẬN CHƯƠNG 3

Theo kết quả đánh giá địa chất công trình thủy điện Đakrông 1, khu vực xây dựng đường hầm chủ yếu thuộc đới đá đá IIB. Phương pháp NATM mang lại hiệu quả cao nhất khi đường hầm đi qua vùng địa chất tốt, khối đá quanh hầm có khả năng chịu lực và có khả năng tự ổn định. Để đánh giá hiệu quả xây dựng đường hầm theo công nghệ NATM so với phương pháp truyền thống, tác giả đã chọn mặt cắt hầm tại Km0+629 có chiều sâu lớn nhất và thuộc đới đá IIB để tính toán.

Theo kết quả tính toán với phương pháp xây dựng hầm truyền thống, chiều cao vùng sạt lở vòm hầm là 0,52m do đó phải xây dựng kết cấu vỏ hầm bằng bê tông cốt thép M200 dày 30cm để chống lại áp lực khối đã nêu trên.

Qua kết quả tính toán toán ứng suất, biến dạng kết cấu hầm thi công theo công nghệ NATM: Trong các giai đoạn xây dựng đường hầm, ứng suất σ1 đều là ứng suất nén và giá trị lớn chủ yếu tập trung ở biên trái và phải hầm, giá trị ứng suất nén lớn nhất σ1 = 4,5 MPa nhỏ hơn ứng suất cho phép của khối đá 75MPa. Không xuất hiện ứng suất kéo tại các vị trí biên hầm. Chuyển vị biên hầm lớn nhất U=2,6mm nhỏ hơn biến dạng khuyến cáo là 25mm, do vậy đường hầm đảm bảo ổn định.

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Kết luận

Luận văn đã thực hiện tính toán ổn định kết cấu đường hầm dẫn nước công trình thủy điện Đakrông 1 theo 2 phương pháp đó là: Tính toán kết cấu hầm thi công theo phương pháp truyền thống và tính toán kết cấu đường hầm theo công nghệ NATM. Kết quả tính toán cho thấy:

Khi tính toán đường hầm theo phương pháp truyền thống, tại đỉnh vòm hầm luôn hình thành vùng mất ổn định gây sụt lở và tạo áp lực lên kết cấu đường hầm. Để ổn định đường hầm qua khu vực có địa chất là đá IIB cần xây dựng kết cấu chống đỡ bằng bê tông cốt thép M200 dày 30cm chống lại áp lực đất đá tại vùng mất ổn định nêu trên.

Do phải xây dựng kết cấu chống đỡ áp lực hầm bằng bê tông liền khối

M200 dày 30cm nên việc xây dựng đường hầm theo phương pháp truyền thông chưa kinh tế đối với đường hầm qua vùng có địa chất tốt và kéo dài thời gian thi công.

Kết quả tính toán đường hầm theo công nghệ NATM cho thấy, Đối với điều kiện địa chất IIB tại công trình thủy điện Đakrông 1, khi tính toán theo phương pháp NATM chỉ cần sử dụng bê tông phun M300 dày 5cm để bảo vệ khối đá và hầm đã đảm bảo tự ổn định. Với kết cấu đường hầm bằng bê tông phun M300 dày 5cm sẽ giảm được chi phí cho công trình và rút ngắn thời gian thi công.

Qua kết quả tính toán kết cấu hầm theo 2 phương pháp trên ta thấy: Tính toán đường hầm theo công nghệ NATM là một bước tiếp cận của bài toán nâng cao hiệu quả kinh tế khi xây dựng đường hầm thủy điện nói riêng và đường hầm nói chung. Kết quả này có thể xem xét áp dụng để thay thế kết cấu vỏ hầm truyền thống khi đường hầm được xây dựng qua những khu vực có địa chất tốt, ít thấm nước và có khả năng đảm bảo ổn định về chịu lực.

Kiến nghị

Do khả năng chịu lực của đường hầm thi công theo công nghệ NATM chủ yếu do khối đá quanh hầm nên trong quá trình thi công cần lắp đặt các thiết bị quan trắc để theo dõi ứng suất trong khối đá và biến dạng gương hầm để đánh giá lại kết quả tính toán làm cơ sở cho việc điều chỉnh, bổ sung kết cấu gia cố kịp thời.

Cần tính toán biện pháp nổ mìn hợp lý để đảm bảo tối đa tính nguyên vẹn của khối đá quanh hầm.

Các cán bộ thi công hầm phải được đào tạo, nắm vững các quy trình thi công, đồng thời phối hợp các công việc có hệ thống và hiệu quả.

Bố trí các hố thu đá phục vụ thu gom đá nhỏ trong quá trình vận hành công trình.

Hướng nghiên cứu tiếp theo

Nghiên cứu ổn định của đường hầm qua khu vực địa chất đứt gãy và chịu ảnh hưởng của nước ngầm.