Đồ án Thiết kế công trình hầm xuyên núi

ũ của Áo được xây dựng và phát triển bởi các kĩ sư Áo 2. Khái niệm chung về phương pháp NATM Phương pháp NATM lấy phun bê tông và neo làm biện pháp che chống chủ yếu, thông qua giám sát đo đạc khống chế biến dạng giới chất, tiện cho việc phát huy phương pháp thi công dùng năng lực tự chịu tải của đất đá. Phương pháp này dựa trên cơ sỏ kỹ thuật phun neo tổng kết lại và đề xuất ra. Phương pháp này đã dẫn lý luận hầm và công trình ngầm vào lãnh vực mới của lý luận hiện đại và cũng khiến cho việc thiết kế và thi công hầm và công trình ngầm càng phù hợp hơn với thực tế công trình dưới đất, tức là việc nhất trí giữa hệ thống lý luận thiết kế-phương pháp thi công-kết cấu và trạng thái công tác(kết quả). Do vậy phương pháp thi công NATM là một phương pháp thi công đã được áp dụng trên phạm vi toàn thế giới. Xét về mặt nguyên lý, phương pháp NATM có những nguyên lý cơ bản sau: 2.1. Bảo vệ sức bền của khối đất đá: Đào cẩn thận để tránh làm long rời có hại và lắp đặt thật nhanh các phương tiện che chống tăng cường. Phun bê tông, lắp đặt neo, lắp mạng lưới cốt thép và giá vòm thép sát với mặt đào hỗ trợ cho việc bảo vệ sự toàn vẹn của khối đất đá. 2.2. Nhanh chóng tạo hình dáng đường hầm tròn khép kín: Để tránh các tập trung ứng suất vào các góc mà ở đó các cơ chế phá hoại tiềm tàng sẽ xuất hiện. 2.3. Lập vỏ mỏng và dẻo : Che chống lần đầu phải dẻo nhằm để giảm thiểu các mômen uốn và để tạo thuận lợi cho quá trình sắp xếp lại ứng suất mà không tạo ra các lực cục bộ bất lợi cho lớp vỏ. Sau đó neo chặt các lớp che chống lần thứ nhất vào khối đất đá, ngoài ra không cần che chống phụ nào khác vì sẽ làm tăng bề dày lớp vỏ .Lớp vỏ phải tiếp xúc hoàn toàn với vi nham đào ra. Việc phun bê tông sẽ đáp ứng yêu cầu đó. 2.4. Đo đạc thường xuyên tại chỗ: Quan trắc trạng thái đường hầm trong qua trình thi công là một phần thông nhất của NATM. Với các phương tiện đo đạc tại chỗ hiện đại như: nghiêng kế, các tế bào theo dõi nội lực , máy đo áp suất và biến dạng, kinh vĩ lade.v.v. và với việc theo dõi và diễn giải các biến dạng, ứng suất và lực căng, người ta có thể tối ưu hoá các phương pháp thi công và yêu cầu che chống. Vì vậy với phương pháp NATM thì các nguyên tắc sau cần được tuân thủ: Phải xem xét tới phản ứng đặc trưng của khối đá Phải tránh gây ra trạng thái ứng suất biến dạng bất lợi bằng cách áp dụng biện pháp chống giữ thích hợp tại đúng thời điểm Việc thi công vòm ngược phải đảm bảo trạng thái tĩnh cho đường hầm. Kết cấu chống nên được sử dụng tối ưu theo mức độ biến dạng có thể chấp nhận (nằm trong giới hạn cho phép) Các công tác đo đạc chung và kiểm tra định kì phải được tiến hành. 3. Sự khác biệt và ưu nhược điểm của phương pháp NATM so với các phương pháp thi công truyền thống So với các phương pháp thi công truyền thống, khi thi công theo phương pháp NATM đòi hỏi có một số thay đổi trong các quá trình của công tác: khảo sát, thiết kế kĩ thuật và thi công. 3.1. Về công tác khảo sát: Cũng như trong tất cả các phương pháp xây dựng công trình ngầm khác, yêu cầu đặt ra trong giai đoạn khảo sát là phải thu thập được các chỉ tiêu cơ học của đất đá, điều kiện địa chất, điều kiện thuỷ văn phục vụ cho công tác thiết kế tuyến, hình dạng, tiết diện công trình, đánh giá mức độ ổn định của khối đá và lập phương án thi công…. Ngoài ra, trong qúa trình thi công, những khảo sát bổ sung cũng sẽ được thực hiện nếu cần thiết khi gặp điều kiện đất đá thay đổi ngoài dự kiến hoặc đường hầm mất ổn định mạnh sau khi đào để phục vụ việc điều chỉnh thiết kế hay đưa ra biện pháp chống giữ bổ sung. 3.2. Về công tác thiết kế: Khác với các phương pháp chống giữ truyền thống trước đó, trong NATM không còn tồn tại khái niệm kết cấu chống tạm hay kết cấu chống cố định. Tất cả các thành phần kết cấu chống “ban đầu” ngay sau khi đều được xem là 1 phần trong kết cấu chống “cuối cùng”, đây là khái niệm chỉ thể hiện thời gian kết cấu chống được lắp dựng chứ không thể hiện sự khác nhau về vai trò và nhiệm vụ của chúng. Yêu cầu về tính chính xác và hiệu quả của các giải pháp thiết kế trong giai đoạn trước khi thi công không đòi hỏi ở mức độ cao nhất, chúng thường xuyên được điều chỉnh, bổ sung trong suốt quá trình thi công dựa trên kết quả quan trắc thu được 3.3. Về công tác thi công: Với nội dung cơ bản của NATM là “bảo dưỡng” đá ở mức độ tối đa, công tác thi công trong NATM có ảnh hưởng quyết định tới toàn bộ quá trình xây dựng. Điểm khác biệt lớn nhất giữa NATM với các phương pháp khác chính là việc áp dụng và đánh giá đúng vai trò của công tác quan trắc như là một phần bên trong của chu trình xây dựng. Ngoài ra quá trình thi công của NATM cũng có tính linh hoạt rất cao, người thi công không bị bó buộc hay phải cứng nhắc tuân theo một vấn đề đã đưa ra trong thiết kế. Song chính điều này cũng đòi hỏi họ phải có đủ trình độ, kinh nghiệm để có thể đưa ra những quyết định chính xác một cách nhanh nhất giải quyết những khó khăn gặp phải ngay tại hiện trường. Nhìn chung, nếu chỉ chú ý riêng về công nghệ thì giữa NATM và các phương pháp thi công khác không thể hiện sự khác biệt nhiều. Sự thành công trong việc áp dụng chính là nhờ quan niệm linh hoạt trong quá trình thi công, nói cách khác là sự kết hợp các giải pháp khác nhau một cách hợp lý để đạt được mục tiêu “bảo dưỡng” khối đá ở mức tối đa. Đây chính là chìa khoá để đạt được cả 3 yếu tố: tính an toàn, chất lượng công trình và hiệu quả kinh tế. Vậy ta có thể nhận thấy những ưu và nhược điểm của phương pháp NATM như sau: * Ưu điểm: - Có khả năng áp dụng trong nhiều điều kiện khối đá khác nhau - Dễ dàng và linh hoạt để sự dụng cho các hình dạng tiết diện ngang công trình ngầm khác nhau. - Có tính kinh tế cao do tối ưu hoá được kết cấu chống giữ. - Sử dụng có tính kinh tế đối với các dự án đấu thầu được phân chia thành nhiều gói thầu nhỏ. - Kết hợp dễ dàng với phương pháp đào bằng máy (TBM) - Yêu cầu vốn đầu tư ban đầu tương đối nhỏ và có khả năng thu hồi vốn nhanh. * Nhược điểm: - Khi áp dụng trong điều kiện có nước ngầm đòi hỏi phải có công tác khảo sát bổ sung. - Tốc độ tiến gương tương đối nhỏ. - Đội ngũ cán bộ công nhân tham gia xây dựng đòi hỏi phải được đào tạo và đã trải qua thực tế. - Mức độ đòi hỏi cao về vật liệu và biện pháp thi công. - Có khả năng gây rủi ro với cả nhà thầu và chủ đầu tư - Khả năng tự động hoá các công tác bị hạn chế. Với những ưu điểm vượt trội kể trên, cộng thêm với sự hỗ trợ của các phương tiện máy móc tân tiến, NATM ngày càng được sử dụng nhiều để thay thế phương pháp mỏ truyền thống để thi công hầm và các công trình ngầm qua núi. CHƯƠNG II – TÍNH TOÁN KẾT CẤU. 1. Các số liệu tính toán. ( fKP =6) Chiều dài đặt hầm: Lớp 1 Diện tích tiết diện hang đào: Trọng lượng thể tích : Lớp 1 Góc nội ma sát: Cường độ lực dính : Môđun đàn hồi: Hệ số nở hông : Hệ số áp lực ngang: H h1 Ao g g2 j C E m l 82 92,244 26 40 0,4 50000 0,35 0,538 .m m2 kN/m3 độ MPa MPa 1.1.Tính toán bổ trợ: Bán kính hang đào qui đổi: 1.2.Xác định bán kính vùng dẻo: Công thức tính: Trong đó: Po - Áp lực đất tĩnh H - Chiều sâu đặt hầm so với mặt đất tự nhiên. j - Góc nội ma sát của nền. x - Hệ số tính theo công thức. p - Áp lực hướng tâm tại vách hang. qu - Cường độ nén đơn trục của khối đá. Ở trạng thái để vách hang tự biến dạng tự do, áp lực lên vách hang p=0 thì: Khi đó bán kính vùng dẻo Re,0 đạt giá trị lớn nhất Re,max. Trong phạm vi bán kính r từ R0 đến Rp,max tức là các giá trị r>Rp,max nền ở trạng thái đàn hồi, các giá trị ứng suất sr và st được tính theo công thức: Kết quả ghi trong bảng 1: Quan hệ s(t) khi p=0 r (m) 5.419 5.894 6.369 6.844 7.320 8.000 9.000 10.00 11.00 12.00 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.000 0.127 0.272 0.437 0.622 0.688 0.771 0.841 0.901 0.953 sb 1.345 1.813 2.349 2.957 3.642 3.576 3.493 3.423 3.363 3.311 Bảng 1 Tại vị trí st = sz : Với p= 0,12 MPa r (m) 5.419 5.753 6.088 6.422 6.757 7.000 8.000 9.00 10.00 11.00 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.120 0.228 0.348 0.479 0.622 0.649 0.745 0.824 0.891 0.949 sb 1.787 2.187 2.629 3.113 3.642 3.615 3.519 3.440 3.373 3.315 Bảng 2 Tại vị trí st = sz : Với p= 0,25 MPa r (m) 5.419 5.638 5.857 6.076 6.295 7.000 8.000 9.000 10.000 11.000 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.250 0.334 0.424 0.520 0.622 0.700 0.793 0.870 0.934 0.990 sb 2.267 2.578 2.911 3.265 3.642 3.564 3.471 3.394 3.330 3.274 Bảng 3 Tại vị trí st = sz : Với p= 0,37 MPa r (m) 5.419 5.553 5.688 5.823 5.957 6.000 7.000 8.000 9.000 10.000 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.370 0.429 0.491 0.556 0.622 0.628 0.739 0.829 0.904 0.967 sb 2.710 2.929 3.157 3.395 3.642 3.636 3.525 3.435 3.360 3.297 Bảng 4 Tại vị trí st = sz : Với p= 0,5 MPa r (m) 5.419 5.478 5.538 5.597 5.657 6.000 7.000 8.000 9.000 10.000 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.500 0.530 0.560 0.591 0.622 0.628 0.739 0.829 0.904 0.967 sb 3.190 3.300 3.412 3.525 3.642 3.636 3.525 3.435 3.360 3.297 Bảng 5 Tại vị trí st = sz : Tại Re=Ro, ngay sau vách hang là vùng đàn hồi, không có vùng dẻo. Tổng hợp các gia trị đã tính ta có: pa 0 0.12 0.25 0.37 0.5 0.622 Rp 7.320 6.757 6.295 5.957 5.657 5.419 R0/Rp 0.740 0.802 0.861 0.910 0.958 1.000 Rt 6.184 5.709 5.319 5.033 4.779 4.578 Bảng 6 1.3.Xác định chuyển vị vách hang: Chuyển vị tối đa tại vách hang khi Pa=0 Chuyển vị tại vách hang khi bắt đầu xuất hiện trạng thái đàn-dẻo Rp=Ro. Chuyển vị tại vách hang khi xuất hiện trạng thái đàn - dẻo Thay lần lượt các giá trị Rp tượng ứng với các giá trị Pa=0,2;0,6;0,4MPa trong bảng 5 để tính chuyển vị Up, kết quả lưu trong Bảng 7 Pa (Mpa) 5.063 1.502 1.200 0.900 0.600 0.300 0.000 RP (m) 5.206 5.206 5.451 5.758 6.165 6.751 7.732 UpR0 (mm) 0.000 0.383 0.420 0.469 0.537 0.644 0.845 1.4.Vẽ đường cong quan hệ Pi=Ui Những lưu ý khi vẽ đường cong: Khi vẽ đường cong quan hệ Pi – Ui , để đường cong trơn, ta có thể tính thêm chuyển vị với một số cấp áp lực Pa khác, và vẽ đường cong theo bảng sau: Bảng 8 Pa (Mpa) 2.132 0.622 0.500 0.370 0.250 0.120 0.11 0.1 0.06 0.03 0 RP (m) 5.419 5.419 5.657 5.957 6.295 6.757 6.798 6.840 7.017 7.163 7.320 UpR0 (mm) 0 0.789 0.860 0.953 1.065 1.226 1.241 1.257 1.323 1.378 1.439 Đoạn từ Pamax đến Vách hang chuyển vị đàn hồi nên đoạn này là đường thẳng. Tại vị trí nối tiếp giữa đoạn cong và đoạn thẳng thì đường thẳng tiếp xúc với đoạn cong. Theo tính toán lý thuyết thì chuyển vị đạt giá trị Umax khi Pa = 0. Nhưng trong thực tế, khi chuyển vị vách hang khi gần đạt đến giá trị tối đa thì áp lực lên kết cấu cũng tăng lên. Do đó, chúng ta không thể đạt được trạng thái áp lực lên vách hang Pa = 0, mà chỉ có thể đạt được Pa = Pamin. Giá trị này được xác định được xác định bằng phương pháp ngoại suy đường cong từ đoạn cong trước đó trong đoạn Pa = 0,1 – 0,15 cho giao cắt với đường dóng Umax. Ngay sau thời điểm, tương ứng với Umax thì áp lực lên vách hang tăng lên, do đó đường cong sẽ đi lên. 2. Tính toán lớp bêtông phun (Shotcrete): Điều kiện kiểm toán: Trong đó: Usc - Chuyển dịch của lớp vỏ bêtông phun, xác định theo công thức: Trong đó: - Sức kháng của lớp bêtông phun, Psc = 0,325 Mpa - Hệ số nở hông của bêtông phun, 0,2 Esc - Môđuyn đàn hồi của bêtông phun, Mpa 31798,929 Mpa - Khối lượng riêng của BTP h - Chiều dày lớp bêtông phun, theo lựa chọn h = 0,05m Ta được: 0,1570.10-3 m Usc = 0,157mm - Chuyển dịch của vách hang từ thời điểm lớp bêtông phun bắt đầu tham gia chịu lực đến thời điểm lớp vỏ bêtông tham gia chịu lực. 3,1785 - 3,0816= 0,0969 mm Nhận xét: , do đó điều kiện về chuyển vị lớp bêtông phun thoả mãn, hay : “ Chiều dày lớp BTP đủ mỏng để có thể cùng biến dạng cùng với vách hang, phù hợp với giá trị áp lực vách hang tác dụng lên vỏ bêtông là 40%Pa,max mà người thiết kế đưa ra ” 3.Tính toán neo. 3.1.Khả năng chịu lực của một neo 3.1.1. Theo lực dính bám : Trong đó: d - Đường kính neo, ta sử dụng loại neo nở Swellex có đường kính làm việc là: d = 41mm = 0,041m la - Chiều dài phần neo ngàm vào nền, nằm ngoài bán kính dẻo. Chiều dài này được xác định như sau: Trong đó: lneo - Là chiều dài neo, theo lựa chọn, lneo = 3,0m RPneo- Là bán kính vùng dẻo tại thời điểm cắm neo, ta có: – Là áp lực đường hang tại thời điểm cắm neo. Như ta đã biết, áp lực đường hang tại thời điểm lớp BTP bắt đầu phát huy khả năng mang tải là 12%Pa,max, còn tại tời điểm lớp vỏ BT bắt đầu mang tải là 40%Pa,max . Thời điểm cắm neo, là thời điểm lớp BTP đã biến dạng được cùng với vách hang, và giải phóng được thêm một phần áp lực nhất định. Ta chọn: = 12% Pa,max = 0,12*2,793 = 0,335 MPa 6,739 m 6,739 m Ta được: la = 3,0 - ( 6,739 – 5,419) = 1,680m - Cường độ dính bám của neo với nền, vì loại đá trong đồ án này là đá cứng, ta có: 250 KN/m Cuối cùng ta được: Sa = 1,953*250 = 420KN Chú ý: Thời điểm cắm neo được xác định như sau: Tính chuyển vị vách hang tại thời điểm cắm neo: 1,32403 mm “ Trong quá trình thi công, căn cứ vào các giá trị chuyển vị đo được bằng các thiết bị trắc đạc, so sánh với , để từ đó đưa ra được thời điểm cắm neo hợp lý, sao cho giá trị chuyển vị đo được gần với giá trị nhất, vì neo phát huy khả năng mang tải ngay sau khi cắm. Làm như vậy thì áp lực vách hang tác dụng lên neo trong quá trình chịu tải sẽ gần với giá trị giả thiết nhất là 40% “. 3.1.2. Theo vật liệu : Trong đó: fa - Cường độ chịu kéo đứt của thép làm neo, chọn loại thép cường độ cao, có: fa = 3000 Mpa = 3000000 KN/m2 dng ; dtr - Đường kính ngoài và đường kính trong của vỏ thép neo nở Swellex, ta có: dng = 41mm = 0,041m dtr = dng – = 41 – 2 =39mm = 0,039 m - Là chiều dày vỏ thép của neo nở, = 2mm Ta được: = 314 KN Kết luận: 314 KN 3.2.Sức kháng của neo ` Công thức: Trong đó: a -Bước neo theo mặt cắt ngang hầm, theo lựa chọn: a = 1.0 m b -Bước neo theo chiều dọc hầm, lựa chọn: b = 1.0 m Ta được: 139,556 KN/m2 = 0,14 Mpa Nhận xét: Kết lận: Neo đủ khả năng chịu lực 4.Tính toán lớp vỏ bêtông. Điều kiện kiểm toán: Trong đó: Pv0 - Sức kháng của lớp vỏ bêtông, xác định theo công thức: Trong đó: Rng - Bán kính qui đổi của mặt trong đường hang Rng = R0 - h = 5,419 – 0,1 = 5,319 m. Rtr - Bán kính qui đổi của khuôn hầm Rtr = Rng - t = 5,319 – 0,3 = 4,919 m fc - Cường độ nén đơn trục của bêtông vỏ hầm, fc = 35 Mpa Ta được: = 2.731 Mpa. - áp lực vách hang tác dụng lên vỏ bêtông trong quá trình chịu lực. 0,249 Mpa Nhận xét: , Do đó điều kiện về cường độ bêtông vỏ hầm thoả mãn. 5. Các số liệu tính toán ( fKP =8). Chiều dài đặt hầm: Lớp 1 Lớp 2 Diện tích tiết diện hang đào: Trọng lượng thể tích : Lớp 1 Lớp 2 Góc nội ma sát: Cường độ lực dính : Môđun đàn hồi: Hệ số nở hông : Hệ số áp lực ngang: H h1 h2 Ao g g1 g2 j C E m l 124,29 69,097 85,137 26 26.5 45 0,4 24000 0,35 0,538 .m m2 kN/m3 độ MPa MPa 5.1.Tính toán bổ trợ: Bán kính hang đào qui đổi: 5.2.Xác định bán kính vùng dẻo: Công thức tính: Trong đó: Po - Áp lực đất tĩnh H - Chiều sâu đặt hầm so với mặt đất tự nhiên. j - Góc nội ma sát của nền. x - Hệ số tính theo công thức. p - Áp lực hướng tâm tại vách hang. qu - Cường độ nén đơn trục của khối đá. Ở trạng thái để vách hang tự biến dạng tự do, áp lực lên vách hang p=0 thì: Khi đó bán kính vùng dẻo Re,0 đạt giá trị lớn nhất Re,max. Trong phạm vi bán kính r từ R0 đến Rp,max tức là các giá trị r>Rp,max nền ở trạng thái đàn hồi, các giá trị ứng suất sr và st được tính theo công thức: Kết quả ghi trong bảng 1: Quan hệ s(t) khi p=0 Bảng 1 r (m) 5.382 5.829 6.275 6.721 7.167 8.000 9.000 10.000 11.000 12.000 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.000 0.188 0.439 0.769 1.194 1.400 1.608 1.784 1.936 2.068 sb 1.931 3.024 4.489 6.412 8.891 8.685 8.477 8.300 8.149 8.016 Tại vị trí st = sz : Với p= 0,24 MPa Bảng 2 r (m) 5.382 5.662 5.942 6.222 6.502 7.000 8.000 9.000 10.000 11.000 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.240 0.418 0.632 0.889 1.194 1.333 1.573 1.771 1.939 2.084 sb 3.330 4.365 5.615 7.112 8.891 8.751 8.512 8.313 8.146 8.001 Tại vị trí st = sz : Với p= 0,48 MPa Bảng 3 r (m) 5.382 5.559 5.735 5.911 6.087 7.000 8.000 9.000 10.000 11.000 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.480 0.628 0.795 0.983 1.194 1.454 1.686 1.878 2.040 2.180 sb 4.729 5.592 6.566 7.662 8.891 8.631 8.399 8.207 8.045 7.905 Tại vị trí st = sz : Với p= 0,72 MPa Bảng 4 r (m) 5.382 5.485 5.587 5.689 5.791 6.000 7.000 8.000 9.000 10.000 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.720 0.826 0.941 1.063 1.194 1.262 1.542 1.768 1.956 2.114 sb 6.128 6.747 7.413 8.126 8.891 8.823 8.543 8.316 8.129 7.971 Tại vị trí st = sz : Với p= 0,96MPa Bảng 5 r (m) 5.382 5.427 5.473 5.518 5.563 6.000 7.000 8.000 9.000 10.000 Vïng dÎo "P" Vïng ®µn håi "e" sr 0.960 1.016 1.073 1.133 1.194 1.262 1.542 1.768 1.956 2.114 sb 7.526 7.851 8.187 8.533 8.891 8.823 8.543 8.316 8.129 7.971 Tại vị trí st = sz : Tại Re=Ro, ngay sau vách hang là vùng đàn hồi, không có vùng dẻo. Tổng hợp các gia trị đã tính ta có: Bảng 6 pa 0 0.24 0.48 0.72 0.96 1.194 Rp 7.167 6.502 6.087 5.791 5.563 5.382 R0/Rp 0.751 0.828 0.884 0.929 0.968 1.000 Rt 6.416 5.821 5.449 5.184 4.979 4.818 5.3.Xác định chuyển vị vách hang: Chuyển vị tối đa tại vách hang khi Pa=0 Chuyển vị tại vách hang khi bắt đầu xuất hiện trạng thái đàn-dẻo Rp=Ro. Chuyển vị tại vách hang khi xuất hiện trạng thái đàn - dẻo Thay lần lượt các giá trị Rp tượng ứng với các giá trị Pa=0,2;0,6;0,4MPa trong bảng 5 để tính chuyển vị Up, kết quả lưu trong Bảng 7 Pa (Mpa) 5.042 1.194 0.960 0.720 0.480 0.240 0.000 RP (m) 5.382 5.382 5.563 5.791 6.087 6.502 7.167 UpR0 (mm) 0.000 1.165 1.244 1.349 1.490 1.700 2.066 5.4.Vẽ đường cong quan hệ Pi=Ui Theo kết quả bảng 6, vẽ đường cong quan hệ Pi=Ui. Đoạn từ Pa =sz đến Pa,Ro vách hang chuyển vị đàn hồi nên đoạn này là đường thẳng, tại vị trí này đường cong tiếp theo tiếp xúc với đoạn thẳng này. Tuy trong tính toán, khi Pa =0, chuyển vị đạt giá trị Umax nhưng trong thực tế khi gần đạt đến chuyển vị max, áp lực lên kết cấu chống đỡ sẽ tăng lên. Vì vậy chúng ta không thể đạt được giá trị áp lực lên vách hang Pa=0, mà chỉ có thể đạt đến giá trị Pmin xác định bằng phương pháp ngoại suy đường công từ pa=0,2MPa cho giao cắt vơi đường dóng Umax. 6. Tính toán lớp bêtông phun (Shotcrete): Điều kiện kiểm toán: Trong đó: Usc - Chuyển dịch của lớp vỏ bêtông phun, xác định theo công thức: Trong đó: - Sức kháng của lớp bêtông phun, Psc = 0,325 Mpa - Hệ số nở hông của bêtông phun, 0,2 Esc - Môđuyn đàn hồi của bêtông phun, Mpa 31798,929 Mpa - Khối lượng riêng của BTP h - Chiều dày lớp bêtông phun, theo lựa chọn h = 0,05m Ta được: 0,1570.10-3 m Usc = 0,157mm - Chuyển dịch của vách hang từ thời điểm lớp bêtông phun bắt đầu tham gia chịu lực đến thời điểm lớp vỏ bêtông tham gia chịu lực. 3,1785 - 3,0816= 0,0969 mm Nhận xét: , do đó điều kiện về chuyển vị lớp bêtông phun thoả mãn, hay : “ Chiều dày lớp BTP đủ mỏng để có thể cùng biến dạng cùng với vách hang, phù hợp với giá trị áp lực vách hang tác dụng lên vỏ bêtông là 40%Pa,max mà người thiết kế đưa ra ” 7.Tính toán neo. 3.1.Khả năng chịu lực của một neo 3.1.1. Theo lực dính bám : Trong đó: d - Đường kính neo, ta sử dụng loại neo nở SN có đường kính làm việc là: d= 0.5m la - Chiều dài phần neo ngàm vào nền, nằm ngoài bán kính dẻo. Chiều dài này được xác định như sau: Trong đó: lneo - Là chiều dài neo, theo lựa chọn, lneo = 4,0m RPneo- Là bán kính vùng dẻo tại thời điểm cắm neo, ta có: – Là áp lực đường hang tại thời điểm cắm neo. Như ta đã biết, áp lực đường hang tại thời điểm lớp BTP bắt đầu phát huy khả năng mang tải là 12%Pa,max, còn tại tời điểm lớp vỏ BT bắt đầu mang tải là 40%Pa,max . Thời điểm cắm neo, là thời điểm lớp BTP đã biến dạng được cùng với vách hang, và giải phóng được thêm một phần áp lực nhất định. Ta chọn: = 12% Pa,max = 0,12*2,793 = 0,335 MPa 6,436 m 6,505 m Ta được: la = 4,0 - ( 6,505 – 5,389) = 1,878m - Cường độ dính bám của neo với nền, vì loại đá trong đồ án này là đá cứng, ta có: 1500 KN/m Cuối cùng ta được: Sa = 2.878 *1500 = 390,6KN Chú ý: Thời điểm cắm neo được xác định như sau: Tính chuyển vị vách hang tại thời điểm cắm neo: 1,32403 mm “ Trong quá trình thi công, căn cứ vào các giá trị chuyển vị đo được bằng các thiết bị trắc đạc, so sánh với , để từ đó đưa ra được thời điểm cắm neo hợp lý, sao cho giá trị chuyển vị đo được gần với giá trị nhất, vì neo phát huy khả năng mang tải ngay sau khi cắm. Làm như vậy thì áp lực vách hang tác dụng lên neo trong quá trình chịu tải sẽ gần với giá trị giả thiết nhất là 40% “. 7.1.2. Theo vật liệu : Trong đó: fa - Cường độ chịu kéo đứt của thép làm neo, chọn loại thép cường độ cao, có: fa = 1500 Mpa = 1500000 KN/m2 dng ; dtr - Đường kính ngoài và đường kính trong của vỏ thép neo nở Swellex, ta có: dng = =0.05m dtr = 0,03 m Ta được: = 677.68 KN Kết luận: 677.68 KN 7.2.Sức kháng của neo ` Công thức: Trong đó: a -Bước neo theo mặt cắt ngang hầm, theo lựa chọn: a = 1.5 m b -Bước neo theo chiều dọc hầm, lựa chọn: b = 1.5 m Ta được: 301.191 KN/m2 = 0,301 Mpa Nhận xét: Kết lận: Neo đủ khả năng chịu lực 8.Tính toán lớp vỏ bêtông. Điều kiện kiểm toán: Trong đó: Pv0 - Sức kháng của lớp vỏ bêtông, xác định theo công thức: Trong đó: Rng - Bán kính qui đổi của mặt trong đường hang Rng = R0 - h = 5,389 – 0,05 – 0,02 = 5,319 m. Rtr - Bán kính qui đổi của khuôn hầm Rtr = Rng - t = 5,319 – 0,3 = 5,019 m fc - Cường độ nén đơn trục của bêtông vỏ hầm, fc = 35 Mpa Ta được: = 2,724 Mpa. - áp lực vách hang tác dụng lên vỏ bêtông trong quá trình chịu lực. 1,117 Mpa Nhận xét: , Do đó điều kiện về cường độ bêtông vỏ hầm thoả mãn. CHƯƠNG III – TÍNH TOÁN THIẾT KẾ THÔNG GIÓ. Phân loại các thành phần khí thải độc hại trong đường hầm trong giai đoạn khai thác. Để đảm bảo sự sinh hoạt bình thường của con người đi lai cũng như làm việc trong hầm thì cần phải có đủ lượng khí sạch cần thiết. Không khí sạch là không khí có tỷ lệ nhất định về các chất khí, có rất ít bụi và tỷ lệ các chất khí độc ở dưới mức cho phép. Theo tiêu chuẩn về vệ sinh công nghiệp của Liên Xô (cũ), hàm lượng các chất khí độc trong hầm phải có tỷ lệ theo như bảng sau : Tên chất khí Công thức Giới hạn cho phép Theo % thể tích Tính bằng mg/l Các bon nic CO2 0,5 5 Sunfua Hyđro H2S 0,00066 0,01 Oxitcacbon CO 0,0008 0,01 Oxit Lưuhuỳnh SO2 0,00066 0,02 Oxit Nitơ NO2 0,0001 0,005 Mêtan CH4 0,002 + Yêu cầu thông gió trong hầm: Thay đổi không khí, chống ngưng đọng hơi nước và giảm nồng độ khí độc thoát ra từ các tầng nham thạch. Thổi những khí độc do tầu thải ra : Bồ hóng, CO, CO2,H2S … Hạ nhiệt độ trong hầm. + Những yêu cầu trên nhằm đảm bảo: Đảm bảo điều kiện bình thường của người đi lại, lao động trong hầm. Giảm cường độ ăn mòn vỏ hầm, giảm tốc độ phong hoá cho vách hang hầm. Đảm bảo độ ẩm cho phép để duy trì ma sát của bánh tàu với má ray, duy trì sức bám đảm bảo sức kéo của đầu máy. 2. Xác định lưu lượng gió sạch cần cung cấp. Để đáp ứng được các mục đích của thông gió phải cung cấp vào trong đường hầm một lượng không khí sạch với lưu lượng Q (m3/h) để sau một thời gian t nhất định nồng độ chất độc hại giảm xuống đến giới hạn cho phép. Các phương tiện thong qua hầm đường bộ gồm hai nhóm: chạy bằng động cơ xăng và dầu, trong đó đa số các xe có tải trọng lớn đều chạy bằng động cơ dầu. Những thàng phần chính trong khí thải của động cơ xăng và động cơ chạy dầu bao gồm CO), CO2, SO2, NO, N2O3. Tỉ lệ các chất này được phân tích theo bảng sau: Thành phần chính trong khí thải động cơ xăng TT Tên chất khí Thành phần (%)V 1 Oxit Cacbon CO 3.0 2 Cacbonic CO2 13.2 3 Các Oxit Nitơ NO, NO2 0.06 4 Doixit sulfur SO2 0.006 5 Alđêhit 0.004 6 Formalđêhit 0.0007 Thành phần chính trong khí thải động cơ dầu TT Tên chất khí Thành phần (%)V 1 Oxit Cacbon CO 0.1 2 Cacbonic CO2 9.0 3 Các Oxit Nitơ NO, NO2 0.04 4 Doixit sulfur SO2 0.02 5 Alđêhit 0.002 6 Formalđêhit 0.0011 Đối với hầm đường bộ, lượng khí thải do một xe ôtô xả trong một giờ xác định theo công thức: gi = (1+14.9a)qi (kg/h) (a) Trong đó a - là hệ số kể đến lượng không khí dư trong nhiên liệu của động cơ: Động cơ xăng : a = 0,9 Động cơ Diezel : a = 3 qi: chỉ tiêu nhiên liệu của động cơ ôtô (kg/h), ta tính theo cách quy đổi toàn bộ số xe thong qua hầm trong 1h về xe con quy đổi và lấy chỉ tiêu tiêu tốn nhiên liệu của xe con quy đổi làm xe tính toán, coi như tỉ lệ giữa xe chạy máy xăng và dầu là 70%-30%, ta lấy qx = 4,435kg/h, qd = 1,901kg/h Hệ số điều chỉnh qi