Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu ứng dụng lý thuyết độ tin cậy phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện và môi trường đất đá xung quanh

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

LÊ THỊ MINH GIANG

NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY TRONG PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN VÀ MÔI TRƯỜNG ĐẤT ĐÁ XUNG QUANH

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI, NĂM 2024

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

LÊ THỊ MINH GIANG

NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY TRONG PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN VÀ MÔI TRƯỜNG ĐẤT ĐÁ XUNG QUANH

Chuyên ngành: Địa kỹ thuật xây dựng

Mã số: 9580211

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC 1. TS. Phạm Quang Tú

2. GS.TS. Trịnh Minh Thụ

HÀ NỘI, NĂM 2024

LỜI CAM ĐOAN

Tác giả xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của bản thân tác giả. Các kết quả

nghiên cứu và các kết luận trong luận án là trung thực, không sao chép từ bất kỳ một

nguồn nào và dưới bất kỳ hình thức nào.Việc tham khảo các nguồn tài liệu (nếu có) đã

được thực hiện trích dẫn và ghi nguồn tài liệu tham khảo đúng quy định.

Tác giả luận án

Lê Thị Minh Giang

LỜI CÁM ƠN

Tác giả luận án xin bày tỏ lòng biết ơn chân thành tới TS. Phạm Quang Tú và GS.TS

Trịnh Minh Thụ đã tận tình hướng dẫn, góp ý các ý kiến khoa học và học thuật giúp tác

giả hoàn thành bản luận án tiến sĩ.

Tác giả xin trân trọng cảm ơn Công ty cổ phần Tư vấn xây dựng điện 1 (PECC1) đã tạo

điều kiện và giúp đỡ tác giả thu thập các số liệu thí nghiệm trong phòng, thí nghiện hiện

trường tại công trình thủy điện A Lưới; số liệu quan trắc thực địa tại công thủy điện

Xekaman 3 để phục vụ cho công tác nghiên cứu của luận án.

Tác giả xin trân trọng cảm ơn các nhà khoa học trong và ngoài Trường Đại học Thủy

Lợi đã giúp đỡ, chỉ dẫn và đóng góp ý kiến quý báu cho tác giả hoàn thành bản luận án

có ý nghĩa khoa học và thực tiễn.

Tác giả xin chân thành cảm ơn Phòng đào tạo, Bộ môn Địa kỹ thuật, Bộ môn Thủy điện

và Năng lượng tái tạo – Khoa Công trình và các phòng, khoa, ban liên quan đã tạo mọi

điều kiện tốt nhất và giúp đỡ tác giả trong quá trình nghiên cứu và hoàn thiện luận án.

Tác giả gửi lời cảm ơn sâu sắc tới người thân, bạn bè, đồng nghiệp đã động viên, khích

lệ và chia sẻ những khó khăn với tác giả trong thời gian thực hiện luận án.

MỤC LỤC

MỤC LỤC ..................................................................................................................... iii

DANH MỤC CÁC HÌNH ẢNH .....................................................................................vi

DANH MỤC BẢNG BIỂU ............................................................................................ix

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT ................................................................................xi

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

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

2 Mục tiêu nghiên cứu ................................................................................................. 2

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

4 Nội dung nghiên cứu ................................................................................................. 3

5 Cách tiếp cận và phương pháp nghiên cứu ............................................................... 3

6 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài .................................................................. 4

7 Những đóng góp mới của luận án ............................................................................. 4

8 Bố cục của luận án .................................................................................................... 4

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ ỔN ĐỊNH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN VÀ MÔI TRƯỜNG ĐẤT ĐÁ XUNG QUANH ............................................................................ 5

1.1 Tổng quan về hầm thủy điện .................................................................................. 5

1.1.1 Hầm thủy điện trên thế giới và ở Việt Nam ...................................................... 5

1.1.2 Các công nghệ thi công chính cho hầm thủy điện ............................................ 6

1.1.3 Kết cấu gia cố hầm và vỏ hầm thuỷ điện .......................................................... 8

1.1.4 Các vấn đề thường gặp đối với ổn định hầm thủy điện đi trong đất đá .......... 11

1.2 Phương pháp tất định trong phân tích ổn định hầm thủy điện ............................. 15

1.2.1 Phân tích ổn định hầm thủy điện trong giai đoạn thi công ............................. 15

1.2.2 Phân tích ổn định hầm thủy điện trong giai đoạn vận hành ............................ 23

1.3 Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện ..... 26

1.3.1 Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực kỹ thuật công trình trên thế giới và ở Việt Nam .......................................................................................................... 26

1.3.2 Một số nghiên cứu ứng dụng lý thuyết độ tin cậy phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện ................................................................................................................... 29

1.4 Kết luận ................................................................................................................ 35

iii

CHƯƠNG 2 LÝ THUYẾT TẤT ĐỊNH TRONG PHÂN TÍCH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN VÀ MÔI TRƯỜNG ĐẤT ĐÁ XUNG QUANH ................................................ 38

2.1 Lựa chọn phương pháp tất định phân tích ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn thi công và vận hành ........................................................................................................ 38

2.2 Mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm ................................................................. 39

2.2.1 Mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm giai đoạn thi công ............................... 39

2.2.2 Mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm giai đoạn vận hành ............................. 41

2.2.3 Lời giải của mô hình số ................................................................................... 42

2.3 Khảo sát mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm bằng RS2 cho hầm thủy điện ở Lào .................................................................................................................................... 48

2.3.1 Các thông số vật liệu và sơ đồ chất tải ............................................................ 49

2.3.2 Kết quả tính toán ............................................................................................. 51

2.4 Kết luận ................................................................................................................ 58

CHƯƠNG 3 LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY TRONG PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN ....................................................................................................... 60

3.1 Cơ sở lý thuyết độ tin cậy trong địa kỹ thuật công trình ..................................... 60

3.1.1 Biến ngẫu nhiên và phân bố xác suất .............................................................. 60

3.1.2 Hồi quy và phân tích tương quan .................................................................... 64

3.1.3 Cây sự cố và cây sự kiện ................................................................................. 69

3.1.4 Hàm trạng thái và độ tin cậy của phần tử ........................................................ 70

3.1.5 Độ tin cậy của hệ thống ................................................................................... 72

3.1.6 Mô phỏng Monte Carlo và công cụ tính toán ................................................. 73

3.2 Xây dựng sơ đồ phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện theo lý thuyết độ tin cậy .................................................................................................................................... 74

3.2.1 Tải trọng và sức kháng trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện theo lý thuyết độ tin cậy ....................................................................................................... 74

3.2.2 Sơ đồ cây sự cố trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy80

3.3 Kết luận ................................................................................................................ 87

CHƯƠNG 4 ỨNG DỤNG LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY TRONG PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN A LƯỚI ................................................................ 89

4.1 Giới thiệu ............................................................................................................. 89

4.2 Sơ lược về công trình thủy điện A Lưới – Thừa Thiên Huế ............................... 89

4.2.1 Cấu trúc địa chất tại công trình thủy điện A Lưới .......................................... 89

4.2.2 Điều kiện địa chất tuyến hầm thủy điện A Lưới ............................................. 91

4.3 Phân tích các thông số môi trường đá .................................................................. 93

4.3.1 Phân tích chất lượng khối đá ........................................................................... 93

4.3.2 Xác định các chỉ tiêu cơ học công trình của khối đá....................................... 97

4.4 Phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện A Lưới theo lý thuyết độ tin cậy ......... 106

4.4.1 Các thông số và sơ đồ chất tải ....................................................................... 106

4.4.2 Phân tích ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn thi công .................................. 112

4.5 Thảo luận ............................................................................................................ 125

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ..................................................................................... 127

1. Những kết quả đạt được ....................................................................................... 127

1.1 Tổng quan về ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện và môi trường đất đá xung quanh ................................................................................................................................ 127

1.2 Lý thuyết tất định trong phân tích hệ vỏ hầm thuỷ điện và môi trường đất đá xung quanh ...................................................................................................................... 128

1.3 Lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện ................. 129

1.4 Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện A Lưới ........................................................................................................................ 130

2. Những đóng góp mới của luận án ........................................................................ 131

3. Tồn tại và hướng phát triển .................................................................................. 131

3.1 Tồn tại............................................................................................................... 131

3.2 Hướng phát triển............................................................................................... 132

4. Kiến nghị .............................................................................................................. 132

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ ............................................................ 134

TÀI LIỆU THAM KHẢO ........................................................................................... 135

DANH MỤC CÁC HÌNH ẢNH

Hình 1.1 Hầm thủy điện trong tuyến năng lượng của trạm thủy điện ............................. 5 Hình 1.2 Biểu đồ kết cấu chống đỡ hầm theo giá trị Q [21] ........................................... 9 Hình 1.3 Cấu tạo neo kết dính bằng xi măng [22] .......................................................... 9 Hình 1.4 Các hình dạng khung chống của vì thép (a, b) và liên kết thép hình trong hệ khung (c, d) [17] ............................................................................................................ 10 Hình 1.5 Tỷ lệ các loại sự cố trong thi công hầm trên thế giới (theo số liệu [25]) ....... 12 Hình 1.6 Tỷ lệ các loại sự cố trong thi công hầm ở Việt Nam (theo số liệu [26, 27]) .. 12 Hình 1.7 Neo nêm cho sự cố đá rơi trong hầm đi trong đá [22] ................................... 17 Hình 1.8 Gia cố mái hầm dạng dầm khi hầm đi trong khối đá phân lớp nằm ngang [14] ... 17 Hình 1.9 Sơ đồ tạo vòm chống nhân tạo của hệ neo [45] ............................................. 18 Hình 1.10 Phương pháp biến dạng hội tụ và áp lực xung quanh [46] ........................... 19 Hình 1.11 Đường đặc trưng biến dạng của hệ kết cấu chống đỡ hầm sử dụng 3 loại kết cấu chống đỡ khác nhau [46] ......................................................................................... 20 Hình 1.12 Các dạng sơ đồ kết cấu của vòm .................................................................. 21 Hình 1.13 Sơ đồ phân bố tải trọng cho kết cấu vòm cao không khớp giai đoạn thi công.... 22 Hình 1.14 Kiểu kết cấu vòm trong tính toán ổn định hầm ............................................ 24 Hình 1.15 Sơ đồ tính toán và phân bố tải trọng cho kết cấu vòm cao không khớp ...... 24 Hình 1.16 Sơ đồ tính toán và phân bố tải trọng cho hệ vỏ hầm được thay thế bằng hệ thanh dầm nối tiếp [20] .................................................................................................. 25 Hình 2.1 Mô hình cơ học của môi trường đất đá ........................................................... 42 Hình 2.2 Cấu tạo neo dùng trong gia cố hầm ................................................................ 44 Hình 2.3 Hệ kết cấu chống đỡ bằng vì thép [110] ......................................................... 44 Hình 2.4 Ứng suất dọc trục (a) và ứng suất cắt (b) trong tiết diện kết cấu vỏ hầm dưới ảnh hưởng của nội lực M, P và Q .................................................................................. 46 Hình 2.5 Ứng suất trong mặt cắt ngang thép hình khi chịu đồng thời lực P và M ....... 46 Hình 2.6 Ứng suất trong mặt cắt ngang BT chèn khi chịu đồng thời lực P và M ......... 46 Hình 2.7 Ứng suất trong mặt cắt ngang BTCT khi chịu đồng thời lực P và M ............ 46 Hình 2.8 Mặt dọc tuyến đường ống áp lực sau tháp điều áp ......................................... 49 Hình 2.9 Mặt cắt ngang đoạn hầm số 10 trong đới đá IB ............................................. 49 Hình 2.10 Biến dạng biên hầm tiết diện vòm ngược trong mô hình số bằng RS2 ........ 52 Hình 2.11 Ứng suất BT chèn trong vì thép qua các bước tính toán .............................. 56 Hình 2.12 Ứng suất thép I160 trong vì thép qua các bước tính toán ............................ 56 Hình 2.13 Ứng suất BT trong BTCT qua các bước tính toán ....................................... 56 Hình 2.14 Ứng suất cốt thép trong BTCT qua các bước tính toán ................................ 56 Hình 3.1 Minh họa giá trị thông kê của biến ngẫu nhiên X với số mẫu quan sát n* .... 61 Hình 3.2 Minh họa PDF và CDF cho phân phối chuẩn Normal ( = 0;  = 1) ............ 62 Hình 3.3 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Log-normal ( = 1;  = 1) ................ 62 Hình 3.4 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Weibull (w = 1; k = 1,5) ................... 62

Hình 3.5 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Binomial (n = 25; p = 0,2) ................ 63 Hình 3.6 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Geometric (p = 0,2) .......................... 64 Hình 3.7 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Poisson (t = 10) .............................. 64 Hình 3.8 Minh họa tương quan giữa hai biến x, y ......................................................... 65 Hình 3.9 Minh họa sơ đồ cây sự kiện (a) và sơ đồ cây sự cố (b) .................................. 70 Hình 3.10 Phương pháp phân tích, thiết kế theo lý thuyết độ tin cậy ........................... 71 Hình 3.11 Mô tả hệ thống [82] ...................................................................................... 72 Hình 3.12 Ví dụ minh họa hàm mật độ xác suất của RQD theo biến ngẫu nhiên Jv .... 75 Hình 3.13 Hàm phân bố xác suất và tương quan cho RMR và Q ................................ 77 Hình 3.14 Mô phỏng sự thay đổi của tải trọng và tác động dọc theo tuyến hầm ......... 78 Hình 3.15 Biểu đồ biến thiên theo thời gian và hàm phân phối xác suất của áp lực nước tại mặt cắt sau tháp điều áp trạm thuỷ điện đường dẫn dùng hầm dẫn nước ................ 79 Hình 3.16 Minh hoạ cấu tạo và bố trí các lớp kết cấu trong hệ vỏ hầm thuỷ điện ........ 81 Hình 3.17 Sơ đồ hệ kết cấu vỏ hầm dùng trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy (S) ...................................................................................................... 82 Hình 3.18 Sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm trong giai đoạn thi công hầm (1) ............ 83 Hình 3.19 Sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm trong giai đoạn vận hành (2) .................. 86 Hình 4.1 Bản đồ địa chất khu vực công trình thủy điện A Lưới – Thừa Thiên Huế..... 90 Hình 4.2 Mặt cắt dọc tuyến năng lượng thủy điện A Lưới ........................................... 92 Hình 4.3 Tương quan giữa RMR ~ Q cho hệ tầng A Vương ....................................... 95 Hình 4.4 Biểu đồ xác suất và hàm phân mật độ xác suất của RMR & Q - hệ tầng A Vương .............................................................................................................. 97 Hình 4.5 Biểu đồ tần suất và hàm phân bố xác suất thống kê của c (MPa),  (kN/m3), t (MPa) cho đới IIA và IIB thuộc hệ tầng A Vương .................................................... 99 Hình 4.6 Biểu đồ tần suất và hàm phân bố xác suất thống kê của c (MPa), t (MPa), E (GPa) cho đới IIA và IIB thuộc phức hệ Bến Giằng – Quế Sơn ................................... 99 Hình 4.7 Sơ đồ thí nghiệm xác định mô đun biến dạng của khối đá [118] ................. 100 Hình 4.8 Biến thiên Em theo vị trí đặt thiết bị đo ........................................................ 101 Hình 4.9 Biến thiên độ biến dạng  (mm) theo vị trí đặt thiết bị đo ........................... 101 Hình 4.10 Quan hệ RMR và Em của khối đá trong hệ tầng A Vương ......................... 103 Hình 4.11 Quan hệ Eđh và Em của khối đá trong hệ tầng A Vương ............................. 103 Hình 4.12 Quan hệ giữa m và n thuộc đới IB, IIA và IIB - hệ tầng A Vương theo số liệu thí nghiệm và lý thuyết [117] ............................................................................... 105 Hình 4.13 Phân bố độ sâu đặt hầm trong hệ tầng A Vương ........................................ 106 Hình 4.14 Mặt cắt điển hình hệ vỏ hầm thủy điện A Lưới cho khối đá IIA – hệ tầng A Vương ......................................................................................................... 107 Hình 4.15 Tần suất và hàm mật độ xác suất của tải trọng v , h, hệ số áp lực ngang k và Em, GSI, mr, mb, a cho phân tích ổn định hầm trong đới đá IIA .................................. 109 Hình 4.16 Hàm mật độ xác suất lưu lượng thiên nhiên đến Q và mực nước dao động ở hồ chứa Ztl tại thủy điện A Lưới ................................................................................. 112

vii

Hình 4.17 Biến dạng biên hầm trong đới IIA – hệ tầng A Vương bằng RS2 ............. 113 Hình 4.18. Sơ đồ cây sự cố xác định độ tin cậy hệ kết cấu vỏ hầm A Lưới trong đới đá IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn thi công (T.S) dưới tác dụng của tải trọng ............ 117 Hình 4.19. Sơ đồ cây sự cố xác định độ tin cậy hệ kết cấu vỏ hầm A Lưới trong đới đá IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành (V.S) dưới tác dụng của tải trọng .......... 118 Hình 4.20 Sơ đồ cây sự cố xác định độ tin cậy hệ vỏ hầm A Lưới trong đới đá IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn thi công (1) .......................................................................... 122 Hình 4.21 Sơ đồ cây sự cố xác định độ tin cậy ổn định hệ vỏ hầm A Lưới trong đới đá IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành (2) .......................................................... 124

viii

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 Thống kê các công cụ dùng trong phân tích ổn định hầm [10] ..................... 16 Bảng 2.1 Sơ đồ nguyên lý phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện giai đoạn thi công dùng mô hình số trong môi trường liên tục ................................................................... 40 Bảng 2.2 Sơ đồ nguyên lý phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện giai đoạn vận hành dùng mô hình số trong môi trường liên tục ................................................................... 41 Bảng 2.3 Kiểm tra điều kiện ứng suất của kết cấu chống đỡ ........................................ 47 Bảng 2.4 Sơ đồ chất tải phân tích ổn định hệ vỏ hầm tiết diện hình vòm ngược giai đoạn thi công cho hầm thủy điện ở Lào ................................................................................. 50 Bảng 2.5 Sơ đồ chất tải phân tích ổn định hệ vỏ hầm tiết diện hình vòm ngược giai đoạn vận hành cho hầm thủy điện ở Lào................................................................................ 51 Bảng 2.6 Giá trị nội lực, biến dạng biên hầm sau khi thi công hầm và ứng suất trong kết cấu .............................................................................................................. 53 Bảng 2.7 Giá trị nội lực và ứng suất trong kết cấu giai đoạn vận hành bình thường .... 54 Bảng 2.8 Giá trị nội lực và ứng suất trong kết cấu giai đoạn tháo cạn tổ máy ............. 55 Bảng 2.9 Hệ số an toàn của kết cấu tại các vị trí có ứng suất lớn nhất ......................... 58 Bảng 3.1 Diễn giải hệ số tương quan Rp ....................................................................... 68 Bảng 3.2 Xác suất phá hủy của hệ thống theo mức độ phụ thuộc của phần tử thành phần [82] .......................................................................................................... 73 Bảng 3.3 Hàm trạng thái giới hạn của vật liệu kết cấu khi chịu lực ............................. 81 Bảng 3.4 Điều kiện mất ổn định biên hầm ứng với các dạng mất ổn định ................... 85 Bảng 4.1 Mô tả các phân đoạn hầm .............................................................................. 93 Bảng 4.2 Chỉ số RMR và Q– hệ tầng A Vương [126] .................................................. 94 Bảng 4.3 Kiểm định tương quan RMR và Q áp dụng cho hệ tầng A Vương [126] ...... 95 Bảng 4.4 Hàm phân phối xác suất cho RMR và Q – hệ tầng A Vương ........................ 95 Bảng 4.5 Hàm phân bố xác suất các chỉ tiêu của mẫu đá tại công trình thủy điện A Lưới ................................................................................................................. 98 Bảng 4.6 Bảng giá trị RMR, Q, Em, Eđh tại các bệ thí nghiệm giãn kế trong hầm thí nghiệm công trình thủy điện A Lưới ........................................................................... 102 Bảng 4.7 Bảng đánh giá tương quan Em ~ RMR, Q - hệ tầng A Vương [126] .......... 102 Bảng 4.8 Xác định độ bền kháng của khối đá – hệ tầng A Vương [126].................... 104 Bảng 4.9 Hệ số tương quan giữa m thí nghiệm với thành phần kháng cắt lý thuyết [126] ............................................................................................................... 104 Bảng 4.10 Thành phần kháng cắt cho đới phá hủy kiến tạo........................................ 106 Bảng 4.11 Thông số khối đá đới IIA - hệ tầng A Vương ............................................ 108 Bảng 4.12 Sơ đồ chất tải phân tích ổn định hệ vỏ hầm A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn thi công hầm .................................................................................... 111 Bảng 4.13 Sơ đồ chất tải phân tích ổn định hệ vỏ hầm A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành ........................................................................................... 112

Bảng 4.14 Biến dạng và nội lực, ứng suất của kết cấu vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn thi công ............................................................ 113 Bảng 4.15 Nội lực và ứng suất của kết cấu vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành hầm ....................................................................... 114 Bảng 4.16 Tham số λ;  hàm mật độ Lognormal cho biến dạng và ứng suất trong kết cấu vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương ...................................... 115 Bảng 4.17 Tham số λ;  hàm mật độ Lognormal cho ứng suất của kết cấu vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành hầm .................... 115 Bảng 4.18 Hàm trạng thái giới hạn và xác suất phá hủy của vật liệu hệ kết cấu vỏ hầm thủy điện A Lưới khi chịu lực ..................................................................................... 119 Bảng 4.19 Xác suất phá hủy của hệ kết cấu vỏ hầm thủy điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương dưới tác dụng của tải trọng giai đoạn thi công .................................... 120 Bảng 4.20 Xác suất phá hủy của hệ kết cấu vỏ hầm thủy điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương dưới tác dụng của tải trọng giai đoạn vận hành ................................... 120 Bảng 4.21 Xác suất mất ổn định của hệ vỏ hầm thủy điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương trong giai đoạn thi công ............................................................................... 123 Bảng 4.22 Xác suất mất ổn định của hệ vỏ hầm thủy điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương trong giai đoạn vận hành ............................................................................. 125

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT

ASTM BEM BT BTCT CDF DEM FDM FEM FORM FOSM

GSI LRFD

MCS MAE MAPE

Hiệp hội quốc tế kiểm nghiệm vật liệu Phương pháp phần tử biên Bê tông Bê tông cốt thép Hàm phân bố xác suất Phương pháp phần tử rời rạc Phương pháp sai phân hữu hạn Phương pháp phần tử hữu hạn Phương pháp độ tin cậy bậc nhất (First-Order Reliability Method) Phương pháp moment thứ 2 bậc nhất (First-Order Second-Moment Method) Chỉ số độ bền địa chất Thiết kế theo hệ số an toàn riêng phần (Load and Resistance Factor Design) Mô phỏng Monte Carlo (Monte Carlo Simulation) Trung bình sai số tuyệt đối trong kiểm định phương trình hồi quy Trung bình phần trăm sai số tuyệt đối trong kiểm định phương trình hồi quy

MEDAE Trung vị của sai số tuyệt đối trong kiểm định phương trình hồi quy MEDSE Trung vị bình phương sai số trong kiểm định phương trình hồi quy MNHL Mực nước hạ lưu MNTL MSE MSLE

NATM PDF PEM RAE RMR RMSE

RQD RRSE

Mực nước thượng lưu Trung bình bình phương sai số trong kiểm định phương trình hồi quy Trung bình bình phương sai số theo logarit trong kiểm định phương trình hồi quy Đào hầm bằng phương pháp của Áo (New Austrian Tunnelling Method) Hàm phân bố xác suất (Probability Density Function) Phương pháp dự đoán điểm (Point Estimate Method) Sai số phần trăm tuyệt đối trong kiểm định phương trình hồi quy Chỉ số khối đá (Rock mass rating) Khai căn trung bình bình phương sai số trong kiểm định phương trình hồi quy Chỉ số chất lượng đá Khai căn bình phương sai số tương đối trong kiểm định phương trình hồi quy Phương pháp mặt phản ứng (Response Surface Method) Tổng sai số tuyệt đối trong kiểm định phương trình hồi quy RSM SAE

SRF

Tham số suy giảm ứng suất khối đá quanh công trình ngầm trong hệ thống phân loại Q Phương pháp độ tin cậy bậc 2 (Second-Order Reliability Method) Đào hầm bằng máy khoan (Tunnel boring machine) Tiêu chuẩn Việt Nam Những người khác SORM TBM TCVN nnk.

xii

MỞ ĐẦU

1 Tính cấp thiết của đề tài

Hầm thủy điện là một trong những giải pháp công trình để khai thác năng lượng dòng

nước của các nhà máy thủy điện. Cũng giống như các công trình ngầm khác, hầm thủy

điện nằm trong môi trường đất đá khác nhau và chịu tác động của môi trường đất đá,

nước xung quanh hầm cùng với các điều kiện hình thành khác, đồng thời thường xuyên

chịu tác động của nước phía trong hầm khi công trình thủy điện được đưa vào sử dụng.

Theo thống kê, từ năm 1980 đến nay Việt Nam có gần 30% số lượng các công trình thủy

điện sử dụng phương án đường hầm đi qua núi đá để dẫn nước vào nhà máy; 3 công trình

thủy điện có nhà máy phát điện được bố trí ngầm trong núi đá gồm thủy điện Hòa Bình,

thủy điện Yaly, thủy điện Huội Quảng. Tùy thuộc vào nhiệm vụ, vị trí của công trình thủy

điện, hầm thủy điện có thể dài từ dưới 1 km đến hơn 10 km, đường kính hầm từ 2,5 m đến

11 m [1]. Hầm thủy điện chủ yếu đi qua núi đá với điều kiện đất đá đa dạng: từ đá cứng đến

đá mềm, hoặc theo nguồn gốc thuộc các nhóm đá magma, đá trầm tích, đá biến chất và có

chứa nhiều các khe nứt, đứt gãy, đới phá hủy kiến tạo.... Do đó, vấn đề đảm bảo ổn định

hầm trong giai đoạn thi công và giai đoạn vận hành luôn được các bên liên quan (Tư vấn

thiết kế, Tư vấn giám sát, Nhà thầu thi công, Chủ đầu tư...) đặc biệt quan tâm.

Phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện yêu cầu các số liệu đầu vào như địa chất, thủy

văn.... và được xem xét theo các tiêu chuẩn kỹ thuật và văn bản pháp quy. Tuy nhiên, đặc

thù hầm thủy điện thường có dạng tuyến trải dài, được xây dựng trong môi trường đất đá

có cấu trúc địa chất biến đổi, công tác khảo sát địa chất thường phức tạp, chi phí khảo sát

tốn kém, kéo dài ... nên các thông số môi trường đất đá xung quanh hầm thường được thu

thập một cách hạn chế và chứa nhiều thông tin phân tán, độ bất định cao. Kết cấu vỏ hầm

phức tạp do một hoặc nhiều lớp kết cấu tạo thành như bê tông (BT) phun, neo, vì thép, vỏ

BT, vỏ bê tông cốt thép (BTCT). Đa phần, các phân tích ổn định dựa trên các bài toán

điển hình cho từng kiểu dạng kết cấu và điều kiện môi trường đất đá, bỏ qua sự làm việc

của hệ vỏ hầm và sự phân bố ngẫu nhiên các chỉ tiêu cơ lý của môi trường đất đá. Các bài

toán này được hiệu chỉnh dần số liệu đầu vào và kết cấu vỏ hầm theo thực tế hiện trường

trong quá trình đào và vận hành hầm nên ổn định hầm thuỷ điện thiên về an toàn hoặc

mang tính chất xử lý tình huống cục bộ, chứa nhiều rủi ro, bất định.

Lý thuyết độ tin cậy tập trung vào định lượng các bất định từ số liệu đầu vào và sử dụng các

bất định đó trong quá trình phân tích. Lý thuyết độ tin cậy hiện được sử dụng kiểm nghiệm

các hệ số riêng phần trong tiêu chuẩn thiết kế kết cấu công trình của Châu Âu (CEN) [2, 3],

Mỹ (ASSHTO) [4] từ chỉ số độ tin cậy mục tiêu và các trạng thái giới hạn xác định có kể đến

các bất định tải trọng và sức kháng. Tiêu chuẩn TCVN 9905-2014 [5] quy định các nguyên

tắc, yêu cầu kỹ thuật trong thiết kế kết cấu theo độ tin cậy cho các công trình thuỷ lợi khi kể

đến các bất định từ tải trọng và sức kháng; các chỉ dẫn tính toán xác định các hệ số riêng phần

cho kết cấu công trình thuỷ lợi từ lý thuyết độ tin cậy. Lý thuyết này còn được ứng dụng trong

phân tích hệ thống như tối ưu hoá hệ thống, độ tin cậy và an toàn của hệ thống, quản lý rủi

ro, quản lý kỹ thuật ...[6]. Lý thuyết độ tin cậy là phương pháp hiện đại logic đã và đang được

phát triển mạnh mẽ ở nhiều lĩnh vực thiết kế kết cấu, công trình đê điều, thủy lợi, cảng biển,

phân tích kết cấu ... Tuy nhiên, việc nghiên cứu lý thuyết độ tin cậy theo phân tích hệ thống

cho công trình hầm thủy điện nói chung và phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện nói riêng

vẫn đang còn nhiều hạn chế ở trên thế giới và Việt Nam. Các bất định của số liệu đầu vào

trong các bài toán trên chưa được đánh giá đầy đủ do sử dụng các công thức tương quan chưa

được kiểm định hoặc giả thiết các bất định theo kinh nghiệm; kết cấu gia cố hầm đánh giá

theo lý thuyết độ tin cậy được áp dụng cho kết cấu đơn lẻ (neo hoặc vỏ hầm bê tông cốt thép

hoặc vì thép kết hợp bê tông phun), chưa áp dụng khi có sự làm việc đồng thời của các kết

cấu trong hệ vỏ hầm.

Do đó, việc lựa chọn đề tài “Nghiên cứu ứng dụng lý thuyết độ tin cậy phân tích ổn định

hệ vỏ hầm thủy điện và môi trường đất đá xung quanh” là cần thiết và cấp bách, bổ sung

kiến thức trong nghiên cứu phân tích độ tin cậy hệ thống cho công trình hầm thuỷ điện.

2 Mục tiêu nghiên cứu

- Xây dựng phương pháp luận phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện và môi trường đất

đá xung quanh theo lý thuyết độ tin cậy.

- Ứng dụng phương pháp luận đánh giá ổn định hệ vỏ hầm thủy điện trong môi trường

đất đá cho công trình thủy điện A Lưới – Tỉnh Thừa Thiên Huế ở Việt Nam.

3 Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

3.1 Đối tượng nghiên cứu

Hệ vỏ hầm dẫn nước có áp của nhà máy thủy điện trong môi trường đất đá, cụ thể là

tương tác của hệ vỏ hầm gồm kết cấu gia cố và vỏ hầm được sử dụng phổ biến cho hầm

dẫn nước thuỷ điện đi trong môi trường đất đá có mức độ phong hoá từ nhẹ đến mạnh,

đới đất đá yếu và/hoặc chịu áp lực nước lớn.

3.2 Phạm vi nghiên cứu

Phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện bằng ứng dụng lý thuyết độ tin cậy theo phân tích

hệ thống kể đến các bất định số liệu đầu vào từ môi trường đất đá xung quanh hầm và áp

lực nước tác động thường xuyên lên hệ vỏ hầm trong quá trình vận hành. Nghiên cứu chưa

xét đến các tải trọng tác động trong khoảng thời gian ngắn so với tuổi thọ của công trình

(động đất, nước va, nổ mìn thi công …), sự bất định của tải trọng thi công (áp lực phụt vữa,

thiết bị thi công …); các sai sót trong thiết kế, thi công và lỗi sai sót của con người.

4 Nội dung nghiên cứu

- Tổng hợp, nghiên cứu lý thuyết về phân tích ổn định hầm thủy điện và môi trường đất

đá xung quanh trong thiết kế hầm thủy điện ở Việt Nam và thế giới theo phương pháp

tất định và phương pháp lý thuyết độ tin cậy.

- Nghiên cứu phương pháp lý thuyết độ tin cậy theo phân tích hệ thống trong phân tích

ổn định hệ vỏ hầm thủy điện.

- Phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện theo lý thuyết độ tin cậy đã phát triển cho hầm

thủy điện A Lưới – Tỉnh Thừa Thiên Huế ở Việt Nam.

5 Cách tiếp cận và phương pháp nghiên cứu

Trong nghiên cứu này, các phương pháp sau được sử dụng, vận dụng:

(i) Phương pháp kế thừa (các kết quả nghiên cứu, giải pháp công nghệ đã có trước đây);

(ii) Phương pháp chuyên gia thông qua các hội thảo khoa học, thảo luận;

(iii) Phương pháp nghiên cứu kết hợp giữa thực nghiệm và lý thuyết. Nghiên cứu thực

nghiệm gồm tổng hợp, thống kê, phân tích, xử lý các số liệu cơ bản đã có, các số liệu

thực đo cho nghiên cứu và đặc điểm điều kiện tự nhiên khu vực nghiên cứu. Nghiên cứu

lý thuyết sử dụng các phần mềm Địa kỹ thuật, mô phỏng Monte Carlo, phần mềm lập

trình MATLAB để tính toán độ tin cậy của hệ vỏ hầm.

6 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

6.1 Ý nghĩa khoa học

Bằng nghiên cứu phân tích hệ thống và kinh nghiệm, luận án đã xây dựng được các bài

toán phân tích số liệu đầu vào, xây dựng các sơ đồ cây sự cố trong phân tích ổn định hệ

vỏ hầm thủy điện và môi trường đất đá xung quanh.

6.2 Ý nghĩa thực tiễn

Xác định được xác suất mất ổn định hệ vỏ hầm thủy điện trong giai đoạn thi công và

vận hành, có so sánh với tiêu chuẩn hiện hành ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong thiết

kế kết cấu.

7 Những đóng góp mới của luận án

- Xác định được các thông số môi trường đất đá, áp lực nước tác dụng lên vỏ hầm theo

lý thuyết độ tin cậy, phục vụ phân tích thiết kế ổn định của hệ vỏ hầm thuỷ điện và đất

đá xung quanh.

- Xây dựng được cây sự cố và thiết lập bài toán phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện

và môi trường đất đá xung quanh trong giai đoạn thi công và vận hành.

8 Bố cục của luận án

Ngoài phần mở đầu và phần kết luận, kiến nghị, luận án được trình bày trong bốn chương,

như sau:

Chương 1: Tổng quan về ổn định hệ vỏ hầm thủy điện và môi trường đất đá xung quanh;

Chương 2: Lý thuyết tất định trong phân tích hệ vỏ hầm thủy điện và môi trường đất đá

xung quanh;

Chương 3: Lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện;

Chương 4: Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện A Lưới

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ ỔN ĐỊNH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN VÀ MÔI TRƯỜNG ĐẤT ĐÁ XUNG QUANH

1.1 Tổng quan về hầm thủy điện

1.1.1 Hầm thủy điện trên thế giới và ở Việt Nam

Hầm thủy điện là công trình hầm dẫn ngầm có áp đi trong lòng đất, có nhiệm vụ dẫn

nước từ hồ chứa đến đường ống áp lực hoặc tuabin của nhà máy thủy điện. Hình dạng

mắt cắt ngang hầm được sử dụng rộng rãi gồm hình tròn, hình móng ngựa, hình vòm

ngược [7, 8]. Hầm thủy điện được bố trí đi xuyên qua núi để tận dụng được chênh lệch

địa hình tự nhiên tạo cột nước phát điện cho nhà máy thủy điện (Hình 1.1).

Hình 1.1 Hầm thủy điện trong tuyến năng lượng của trạm thủy điện

Các nhà máy thủy điện có tuyến hầm thủy điện dài nhất trên thế giới gồm thủy điện Gilgel

Gibe II – Ethiopia có công suất phát điện 420 MW, cột nước phát điện trên 500 m, sử

dụng hầm dẫn nước có áp dài 26 km đi qua dãy núi Faifa; thủy điện Kishanganga - Ấn

Độ có công suất 330 MW, cột nước phát điện trên 600 m, sử dụng hầm dẫn nước có áp

dài 23,2 km đi qua dãy núi Himalyas; thủy điện Tala – Bhutan có công suất 1020 MW,

cột nước phát điện trên 860 m, sử dụng hầm dẫn nước có áp dài 22 km đi qua dãy núi

Himalyas [9].

Ở Việt Nam, hiện có hơn 90 công trình thủy điện sử dụng hầm dẫn nước vào đường ống

áp lực của nhà máy (chiếm gần 30% số lượng các công trình thủy điện hiện có). Hầm chủ

yếu đi qua núi, chiều dài hầm từ dưới 1 km đến hơn 10 km, đường kính hầm từ 2,5 m đến

11 m [1]. Các nhà máy thủy điện có chiều dài hầm dẫn nước lớn như thủy điện Thượng

Kon Tum – tỉnh Kon Tum có công suất 220 MW, cột nước phát điện trên 900 m, hầm dẫn

nước có áp dài 20 km; thủy điện A Lưới – tỉnh Thừa Thiên Huế có công suất 170 MW,

cột nước phát điện trên 450 m, hầm dẫn nước có áp dài 11,6 km; thủy điện Đại Ninh –

tỉnh Bình Thuận có công suất 300 MW, cột nước phát điện trên 600m, hầm dẫn nước có

áp dài 11,2 km; thủy điện Đăk Đrinh – tỉnh Quảng Ngãi có công suất 125 MW, cột nước

phát điện trên 300 m, hầm dẫn nước có áp dài 10,7 km; thủy điện Ngòi Phát – tỉnh Lào

Cai có công suất 72 MW, cột nước phát điện trên 300m, hầm dẫn nước có áp dài 9,1 km;

thủy điện Hàm Thuận - Đa Mi – tỉnh Bình Thuận có công suất lắp máy 300 MW, hầm

dẫn nước có áp dài 7,8 km.

Hầm thủy điện đi trong núi, có chiều dài hầm lớn thường sẽ gặp điều kiện địa chất núi

phức tạp từ đá khối chất lượng tốt đến đá nứt nẻ mạnh, đá phân lớp, đá yếu, các đứt gãy

hoặc xen kẹp các địa tầng khác nhau,… Do đó, ổn định của hầm thủy điện đi trong núi

cũng sẽ có mức độ phức tạp khác nhau [10-14].

1.1.2 Các công nghệ thi công chính cho hầm thủy điện

Thi công hầm có thể được sử dụng nhiều công nghệ và phương pháp khác nhau, được giới

thiệu trong các tài liệu [15-17]. Đối với hầm thủy điện đi trong núi, phương pháp thi công

hầm hiện này gồm phương pháp khoan nổ, phương pháp đào hầm mới của Áo (New

Austrian Tunnelling Method – NATM) và phương pháp khoan đào (Tunnel Boring

Machines – TBM). Trong mục này sẽ trình bày một số điểm cần chú ý đối với phương pháp

khoan nổ, NATM và TBM trong ổn định hầm khi đào và phân tích ổn định hệ vỏ hầm.

Đào hầm bằng phương pháp khoan nổ là phương pháp thi công được sử dụng rộng rãi,

phổ biến trong đường hầm đi xuyên núi. Phương pháp đào hầm này gồm nhiều bước:

khoan, nạp nổ mìn, bốc xúc, lắp kết cấu gia cố (nếu cần), lắp kết cấu vĩnh cửu (nếu cần).

Phương pháp này có thể tiến hành đào toàn gương (dùng cho hầm đi trong khu vực địa

chất tốt) hoặc chia gương đào (dùng cho hầm đi địa chất trung bình, kém có cường độ

thấp hoặc hầm có tiết diện lớn). Yêu cầu chung đối với phương pháp khoan nổ là gây ít

xáo động đến môi trường đất đá xung quanh, kết cấu gia cố được lắp đặt kịp thời, vỏ

hầm vĩnh cửu được thi công nhanh gọn. Ưu điểm của phương pháp này là phù hợp với

điều kiện địa chất thay đổi phức tạp, hầm có kích thước và hình dạng bất kỳ. Thông

thường, kết cấu hầm cho phương pháp này được thi công 2 lần khi hầm đi qua vùng địa

chất kém ổn định: lần 1 là kết cấu gia cố, lần 2 là kết cấu vĩnh cửu. Với vùng địa chất

tốt, hầm có thể không cần đến kết cấu gia cố và kết cấu vĩnh cửu hoặc chỉ có kết cấu gia

cố và được thiết kế như là vĩnh cửu. Việc tính toán, phân tích kết cấu gia cố và vĩnh cửu

của hầm với điều kiện tải trọng đã biết, trong đó áp lực đất đá tác dụng lên kết cấu được

xác định theo thuyết tải trọng long rời, phụ thuộc vào chiều sâu đặt hầm, kích thước hầm

và tính chất của môi trường đất đá xung quanh.

Phương pháp NATM có kết cấu gia cố linh hoạt gồm lưới thép, BT phun, neo, vì thép.

Phương pháp NATM có quá trình đào tương tự như phương pháp khoan nổ nhưng có

sự khác nhau về kỹ thuật khoan nổ và tổ chức thi công để tận dụng được khả năng chịu

tải của khối đất đá xung quanh hầm. Phương pháp NATM đòi hỏi phải tuân thủ nhiều

quy tắc để bảo tồn cường độ của khối đá, khối đất đá bị long rời và biến dạng vượt mức

trong khi đào được hạn chế đến mức tối đa; các kết cấu chống đỡ hầm làm việc liên hợp

cùng với môi trường đất đá xung quanh; và hầm được khép kín nhanh để tránh ứng suất

bất lợi lên kết cấu. Kết cấu vỏ hầm dùng trong thi công bằng phương pháp NATM phải

mỏng và có độ mềm dẻo thích hợp để ngăn chặn đất đá xung quanh hầm biến dạng quá

mức, hạn chế việc sinh ra monment uốn tránh gây phá hủy do uốn của kết cấu.

Đào hầm bằng TBM là công nghệ đào hầm gồm 4 thành phần cơ giới chính: bộ phận

đào; bộ phận di chuyển; bộ phận vận chuyển đất đá ra khỏi gương và bộ phận lắp đặt vỏ

hầm. Kết cấu gia cố hầm được thi công 1 lần trong lúc đào hầm và được dùng là kết cấu

vỏ hầm vĩnh cửu. Phương pháp này được sử dụng trong môi trường đá và môi trường

đất, hầm tiết diện hình tròn, đường kính có thể từ 1 m đến 15 m. TBM dùng đào hầm

trong núi gồm TBM kiểu rãnh Gripper và TBM kiểu khiên đơn và được đào toàn gương.

Khi đào hầm được đặt nông trong lòng đất đá, kết cấu vỏ hầm được sử dụng là các vỏ

BT đúc sẵn và được phun BT phủ bên trong hầm sau khi lắp đặt. Trong trường hợp hầm

đặt sâu trong núi, kết cấu vỏ hầm dùng TBM là hệ các kết cấu gồm BT phun, neo, vì

thép. Phương pháp TBM giảm mức độ xáo động đến môi trường đất đá xung quanh,

thời gian thi công nhanh nên phân tích ổn định hầm và hệ vỏ hầm dựa trên tương tác

giữa hầm và đất đá xung quanh theo điều kiện biến dạng và ứng suất. Tuy nhiên, việc

sử dụng TBM cho hầm đặt sâu trong lòng núi cần cân nhắc vì TBM sẽ gặp khó khăn khi

hầm gặp các điều kiện địa chất phức tạp như đứt gãy chứa đất đá long rời, đất đá bị siết

ép, nổ đá, có sự xâm nhập mạnh của nước ngầm …[18].

Như vậy, với từng công nghệ thi công hầm khác nhau sẽ có điều kiện, trình tự và thời

lắp đặt các kết cấu chống đỡ khác nhau. Điều này có ảnh hưởng đến sự tương tác của hệ

vỏ hầm với môi trường đất đá xung quanh. Việc thi công hầm không tuân thủ đúng các

nguyên tắc thi công của phương pháp đào đã chọn hoặc kết cấu gia cố không phù hợp

với phương pháp đào có thể gây bất lợi cho kết cấu trong giai đoạn thi công và vận hành,

trong trường hợp xấu có thể gây ra các mất ổn định hầm ngay trong giai đoạn thi công.

Do đó, hiểu rõ nguyên tắc thi công, tuân thủ đúng các nguyên tắc này cho phép lựa chọn

đúng giải pháp kết cấu và lựa chọn phương pháp phân tích ổn định của hệ vỏ hầm với

môi trường đất đá xung quanh trong cả giai đoạn thi công lẫn vận hành hầm phù hợp.

1.1.3 Kết cấu gia cố hầm và vỏ hầm thuỷ điện

1.1.3.1 Kết cấu gia cố hầm

Kết cấu gia cố hầm là các kết cấu được lắp đặt trước, trong hoặc ngay lập tức sau khi

đào hầm để cung cấp chống đỡ lúc đầu, cho phép đào hầm an toàn, nhanh chóng và tiết

kiệm [19]. Tiêu chuẩn EM 1110-2-2901 [14] và TCVN 9154:2012 [20] chủ yếu tập

trung thiết kế vỏ hầm vĩnh cửu cho hầm thuỷ điện; các kết cấu gia cố hầm được lựa chọn

theo kinh nghiệm dựa trên chỉ số chất lượng đá Q (Rock Tunnelling Quality Index) ứng

với từng điều kiện môi trường đất đá xung quanh hầm như neo, BT phun, BT phun trộn

sợi thép, vì thép kèm BT phun và neo, BT đúc sẵn (Hình 1.2). Trong trường hợp môi

trường đất đá xung quanh hầm cực kỳ yếu đến đặc biệt yếu, kết cấu gia cố có thêm hệ

thống neo vượt trước.

Neo là cấu kiện vật liệu thép được khoan neo vào trong đá để tạo khả năng tự chống của

khối đá khi đá xung quanh hầm biến dạng và chuyển vị sau khi đào hầm, đồng thời huy

động độ bền vốn có của khối đá. Neo thường được kết hợp với các kết cấu gia cố khác

(lưới thép và/hoặc BT phun) tạo ra kết cấu tối ưu có thể làm kết cấu tạm hoặc cố định.

Các loại neo được sử dụng gồm: neo cơ học, neo ma sát, neo dính kết, hệ thống neo tự

khoan, neo cáp [17]. Neo cốt thép dính kết xi măng (Hình 1.3) được sử dụng rộng rãi

trong gia cố hầm thuỷ điện khi đào với ưu điểm dễ dàng lắp đặt, có khả năng mang tải

cao trong điều kiện đá cứng. Neo bị phá hoại có thể do vượt ứng suất kéo hoặc cắt của

cốt thép neo; vượt giới hạn chảy giữa xi măng và thép hoặc giữa xi măng và đất đá xung

quanh; hoặc do lỗi trong lắp đặt neo [14].

Ghi chú: (1) Không cần gia cố; (2) Neo rải rác (cục bộ); (3) Neo hệ thống; (4) Neo hệ thống và BT phun dày 4 – 10 cm; (5) BT phun trộn sợi thép, dày 5 – 9 cm và neo; (6) BT phun trộn sợi thép, dày 9 – 12 cm và neo; (7) BT phun trộn sợi thép, dày 12 – 15 cm và neo; (8) BT phun trộn sợi thép, dày > 15 cm, vì thép kèm BT phun và neo; (9) BTCT đúc sẵn; ESR – tỷ số chống đỡ đào Hình 1.2 Biểu đồ kết cấu chống đỡ hầm theo giá trị Q [21]

Hình 1.3 Cấu tạo neo kết dính bằng xi măng [22]

BT phun sử dụng nhiều trong gia cố hầm đào bằng phương pháp khoan nổ và NATM,

tạo nên chống đỡ nhanh chóng khi môi trường đất đá có thời gian tự chống thấp, các kết

cấu gia cố khác chưa kịp thời lắp đặt. BT phun đôi khi cũng được dùng như vỏ hầm vĩnh

cửu và thường được kết hợp với lưới thép hoặc trộn với sợi thép để tạo độ dẻo lâu dài

[22]. BT phun bị phá hoại có thể do phá huỷ cắt khi mất liên kết giữa đá và BT phun;

phá huỷ cắt do tải trọng đá khối cục bộ; vượt ứng suất dọc trục do nén hoặc nén và uốn

đồng thời; phá huỷ cắt quanh vị trí liên kết với neo khi kết cấu gia cố có sự tham gia của

(a) Vì thép dạng vòm ngược

(b) Vì thép dạng hình tròn

neo kết hợp BT phun; chất lượng hỗn hợp BT phun không đạt yêu cầu [14].

(d) Liên kết nẹp giữa các thép hình

Hình 1.4 Các hình dạng khung chống của vì thép (a, b) và liên kết thép hình trong hệ khung (c, d) [17]

Vì thép có khả năng mang tải cao, chịu được dịch chuyển lớn từ biên hầm, thường dùng

trong môi trường đất đá có điều kiện địa chất kém. Vì thép gồm các khung chống và

được lấp đầy bằng BT chèn giữa các khung chống. Các khung chống có cấu tạo là các

thép hình hoặc hệ giàn mắt cáo, được lắp ghép phù hợp tuỳ theo tiết diện hầm (Hình

1.4). Hệ khung thép hình kết hợp BT chèn được sử dụng phổ biến trong các hầm thuỷ

điện. EM 1110-2-2901 cho phép phân tích kết cấu vì thép dưới dạng kết cấu composite,

được tiến hành phân tích tương tự như kết cấu vỏ BTCT chịu đồng thời lực dọc và

moment uốn. Do đó, vì thép bị phá hoại của thép hình, BT chèn, khớp nối do vượt ứng

suất dọc trục; vượt ứng suất cắt; chất lượng lắp đặt vì thép không đạt yêu cầu.

1.1.3.2 Kết cấu vỏ hầm

Kết cấu vỏ hầm được lắp đặt trong thời gian ngắn hoặc rất lâu sau khi đào để cung cấp

kết cấu chịu lực vĩnh cửu trong giai đoạn vận hành. Kết cấu vỏ hầm thủy điện chủ yếu

là kết cấu BT có các dạng sau: vỏ BT phun/BT thường; vỏ BTCT; vỏ BT/BTCT lót thép

[14, 19].

Vỏ BT phun/BT thường dùng trong điều kiện đất đá xung quanh hầm đã đạt cân bằng

ổn định, tải trọng tác dụng lên vỏ hầm là đồng nhất; có tác dụng giảm độ nhám trong

hầm, ngăn mất nước và bảo vệ bề mặt đá quanh vỏ hầm trong giai đoạn vận hành. Vỏ

BTCT dùng trong điều kiện đất đá xung quanh hầm biến dạng không đồng nhất có thể

gây ra xoắn lên vỏ hầm, hoặc dùng khi hầm thủy điện có áp lực nước bên trong hầm

tương đối lớn. Vỏ BT/BTCT lót thép dùng chủ yếu trong hầm thủy điện có áp lực nước

bên trong hầm lớn, có thể gây ra đứt gãy thủy lực lên đá xung quanh hầm. Vỏ hầm có

thể bị phá hoại do vượt ứng suất dọc trục; vượt ứng suất cắt; nứt vỏ hầm gây mất nước;

thi công vỏ hầm không đạt yêu cầu [14].

Kết cấu gia cố hầm và vỏ hầm thuỷ điện được tính toán thiết kế riêng biệt theo các tiêu

chuẩn hiện hành. Tuy nhiên, các kết cấu gia cố hầm có thể được sử dụng như là kết cấu

vỏ hầm vĩnh cửu hoặc một phần của kết cấu vỏ hầm vĩnh cửu [14, 19]. Do đó, việc phân

tích hệ vỏ hầm gồm kết cấu gia cố hầm và vỏ hầm khi phân tích ổn định, thiết kế kết cấu

hầm thuỷ điện là cần thiết trong thực tiễn.

1.1.4 Các vấn đề thường gặp đối với ổn định hầm thủy điện đi trong đất đá

1.1.4.1 Các vấn đề thường gặp trong giai đoạn thi công đối với hầm thuỷ điện

Các công trình hầm đi trong núi làm thay đổi trạng thái ban đầu của đất đá, gây nên mất

ổn định của khối đất đá xung quanh biên hầm. Nguyên nhân gây mất ổn định gồm mất

ổn định do cấu trúc địa chất của đá và mất ổn định do thay đổi trường ứng suất ban đầu

của đất đá [13, 23, 24]. Một số trường hợp mất ổn định do thay đổi ứng suất và cấu trúc

địa chất đồng thời gây ra, khi đó cần phải có sự xem xét kỹ lưỡng để xác định dạng mất

ổn định nào chiếm ưu thế từ đó lựa chọn giải pháp chống đỡ phù hợp [23]. Các mất ổn

định này gây ra các dạng sự cố phổ biến được ghi nhận trong thi công hầm gồm:

- Rơi đá; - Nổ đá/ Tróc đá;

- Sập lở đất đá; - Bục nước;

- Sập lở đất đá tới mặt đất; - Biến dạng lớn.

Trong đó, mất ổn định do cấu trúc địa chất gây ra các sự cố rơi đá (khối hoặc mảnh đá

rơi tự do khi đào hầm); mất ổn định do thay đổi trường ứng suất ban đầu của đất đá gây

ra các sự cố nổ đá, tróc đá. Phá hủy sập lở đất đá, sập lở đất đá tới mặt đất với công trình

hầm đi trong núi thường xảy ra ở khu vực đá yếu, đứt gãy hoặc đới yếu, lớp đất đá xen

kẽ nhau nên nguyên nhân gây ra phá hủy kết hợp cả mất ổn định do cấu trúc địa chất và

do thay đổi trường ứng suất ban dầu của đất đá. Phá hủy biến dạng lớn xảy ra bên trong

hầm hoặc tại gương đào nhưng không sinh ra phá hủy sập lở hầm do đất đá có ứng xử

dẻo, siết ép hoặc trương nở. Vì vậy, nguyên nhân gây ra phá hủy này do thay đổi trường

ứng suất ban đầu. Các dạng phá hủy sập lở đất đá, sập lở đất đá tới mặt đất, và biến dạng

Sập lở đá 35%

Sập lở đá đến mặt đất 24%

Sập lở đá 35%

Sập lở đá đến mặt đất 21% Dịch chuyển, biến dạng lớn 12%

Nổ đá 4%

Sập lở cửa hầm 14%

Rơi đá 11%

Rơi đá 14%

Bục nước 16%

Bục nước 11%

lớn có mức độ nghiêm trọng khi có sự hiện diện của nước ngầm [10, 11].

Hình 1.5 Tỷ lệ các loại sự cố trong thi công hầm trên thế giới (theo số liệu [25]) Hình 1.6 Tỷ lệ các loại sự cố trong thi công hầm ở Việt Nam (theo số liệu [26, 27])

Sousa [16] đã thông kê được 132 công trình ngầm bị sự cố, trong đó có 80 công trình liên

quan đến hầm đi trong núi với 35% công trình bị sập lở đất đá, 21% công trình bị sự cố sập

lở đất đá tới mặt đất, 14% công trình bị sự cố đá rơi, 12% công trình có sự cố dịch chuyển

biến dạng lớn, 11% công trình có hiện tượng bục nước và 4% công trình bị sự cố nổ đá

(Hình 1.5). Trong các sự cố trên, nghiên cứu có thống kê hầm dẫn nước thủy điện Khimti I

– Nepal bị sự cố sập lở đá và sập lở đất đá tới mặt đất khi hầm đi qua khu vực đá yếu phân

phiến thuộc dãy núi Himalayas; thủy điện Cahora – Bassa – Mozambique, thủy điện

Harsprange – Sweden, thủy điện Pont Ventoux Susa – Italia gặp sự cố rơi đá trong quá trình

thi công hầm. Sự cố dịch chuyển và biến dạng lớn gặp ở hầm thủy điện Nathpa Jhakri – Ấn

Độ đi qua đới cắt gồm đá gơ nai, đá phiến, đá quaczit [28]; thủy điện Chameliya – Nepal đi

qua đá dolomit, dolomit lẫn đá phiến, thủy tinh bazan, domomit lẫn philit [29]. Sự cố nổ đá,

tróc đá, bục nước được ghi nhận tại thủy điện Jinping II – Trung Quốc ở đường hầm A

&B, bục nước tại nền và cạnh hầm do hầm đặt sâu trong lòng núi [30]; thủy điện Neelum

Jhelum – Pakistan nổ đá do ảnh hưởng của đới cắt [31].

Tại Việt Nam, số liệu thống kê các sự cố hầm đi trong núi giai đoạn thi công của 39

công trình hầm từ nghiên cứu của Nguyễn Quang Phích [26], Bùi Khôi Hùng [27] gồm

sập lở đất đá (35%), sập lở đất đá đến mặt đất (24%), bục nước (16%), sập lở cửa hầm

(14%), rơi đá (11%) (Hình 1.6). Các sự cố trên được ghi nhận xảy ra tại các hầm thủy

điện như: sự cố sập lở, sập lở đá tới mặt đất được ghi nhận ở hầm dẫn nước thủy điện

Buôn Kuốp – Đắk Lắk gặp đới yếu trong đá trầm tích sét kết, hầm dẫn nước thủy điện

Huội Quảng – Sơn La gặp đứt gãy trong đá ryolit phong hóa, hầm dẫn nước thủy điện

A Lưới sập lở tại vị trí hầm gặp khu vực đứt gãy, đá yếu; sập lở cửa hầm được ghi nhận

tại hầm dẫn nước thủy điện Dốc cáy, hầm dẫn nước thủy điện Ngàn Tươi; sự cố đá rơi

xảy ra ở hầm thủy điện Đồng Nai 4; sự cố bục nước xảy ra ở thủy điện Đăk Đrinh. Các

sự cố tróc đá, nổ đá có xảy ra trong quá trinh thi công hầm thủy điện nhưng chỉ được

ghi nhận với quy mô nhỏ.

Các nguyên nhân gây ra sự cố trong thi công hầm trên thế giới và Việt Nam [25, 32]

gồm: (i) số liệu khảo sát ban đầu của địa tầng biến đổi, sai khác so với thực tế (tính chất

cơ lý của đất đá, mức độ phong hóa, hệ thống khe nứt, hiện tượng karst…); (ii) chọn

tuyến sai, tính toán thiết kế sai các thông số liên quan đến tải trọng, sức kháng, kết cấu

chống đỡ, vật liệu xây dựng, biện pháp thi công sai, sử dụng mô hình tính toán không

phù hợp, xử lý dữ liệu quan trắc không chính xác; (iii) sai sót liên quan đến thi công do

biện pháp thi công không phù hợp, công tác khoan nổ mìn phá đá không hợp lý, kết cấu

chống đỡ không đảm bảo chất lượng hoặc không đúng thời điểm; (iv) sai sót trong điều

hành quản lý và sai sót trong tổ chức thu thập và xử lý thông tin.

1.1.4.2 Các vấn đề thường gặp trong giai đoạn vận hành đối với hầm thuỷ điện

Trong giai đoạn vận hành, hầm thủy điện làm việc trong điều kiện chịu áp lực nước bên

trong và bên ngoài. Mất ổn định hầm thủy điện giai đoạn vận hành ít có ghi nhận gây ra sập

hầm, chủ yếu gây mất chức năng hầm làm nhà máy phải dừng hoạt động gây thiệt hại về

kinh tế. Mất ổn định hầm trong giai đoạn vận hành gồm rò rỉ nước quá mức ở vùng có độ

dốc thủy lực lớn làm giảm cường độ của khối đất đá xung quanh hoặc tạo dòng thấm áp lực

lớn chảy về phía hạ lưu gây trượt các sườn dốc phía hạ lưu đường ống áp lực; áp lực nước

bên trong hoặc bên ngoài lớn gây hư hỏng kết cấu vỏ hầm vĩnh cửu [14, 33, 34].

Trên thế giới, một số hầm thủy điện có ghi nhận sự cố trong giai đoạn vận hành như

hầm dẫn nước thủy điện Gilgel Gibe II – Ethiopia sập hầm và rơi đá trong giai đoạn thử

tải do không phát hiện được đứt gãy trong giai đoạn thi công, áp lực nước lớn gây phá

hủy vỏ hầm ngay khi tích nước cho hầm [35]; hầm thủy điện Estí – Panama có kết cấu

vỏ hầm gồm BT phun và neo, bị sự cố rơi đá và sập hầm sau 7 năm vận hành do địa chất

phía trên hầm có các lớp sét kết nhạy cảm với nước; hầm thủy điện Pucará – Ecuado vỏ

hầm BT, bị sập hầm do nước rò rỉ từ hầm gây trượt mái dốc phía hạ lưu hầm dẫn nước

do địa chất hầm phức tạp với nhiều đứt gãy và các khe nứt mở [36]; hầm thủy điện

Xekaman 3 – Lào bị sự cố vỡ đường ống áp lực đặt trên khối trượt cổ do dòng thấm từ

hầm không áo làm tăng áp lực nước ngầm và gây trượt lên khối trượt cổ [37]. Đối với

hầm không áo, nghiên cứu [38] cũng chỉ ra các sự cố trong quá trình vận hành hầm

không áo tại Nauy gồm rơi đá, mất nước đường hầm, áp lực nước đường hầm lớn theo

các khe nứt mở trong khối đá gây trượt mái hạ lưu hầm.

Ở Việt Nam, các sự cố trong vận hành hầm thủy điện gồm phá hủy mặt cắt hầm dưới

tác dụng của áp lực nước bên ngoài tại khu vực hầm có độ dốc thủy lực lớn khi tháo

nước đường hầm, sự cố này ghi nhận tại hầm thủy điện Nậm Chiến 1 và Suối Sập 3; áp

lực nước trong hầm theo dòng thấm, khe nứt mở ảnh hưởng đá phân lớp gây hiện tượng

trượt mái hạ lưu hầm thủy điện, sự cố này ghi nhận tại hầm thủy điện A Lưới [37].

Như vậy, đánh giá ổn định hệ vỏ hầm thủy điện trong giai đoạn thi công và vận hành

cần xem xét trên bài toán địa kỹ thuật với đối tượng gồm môi trường đất đá, tương tác

của đất đá với kết cấu chống đỡ, và điều kiện áp lực nước bên trong và bên ngoài hầm.

Theo quan điểm lý thuyết độ tin cậy và phân tích rủi ro, Ang và Tang [39] chia các bất

định trong địa kỹ thuật thành 2 nhóm: bất định ngẫu nhiên và bất định chủ quan do nhận

thức. Bất định ngẫu nhiên là sự ngẫu nhiên cố hữu có sẵn trong đất, đá được hình thành

do quá trình địa chất, môi trường vật lý hóa học diễn ra liên tục tạo nên tính dị hướng

và tính không đồng nhất của các tham số địa kỹ thuật công trình. Bất định chủ quan do

nhận thức là do thiếu kiến thức về biến số, thiếu hiểu biết về các định luật vật lý làm

hạn chế khả năng mô hình hóa thực tế. Việc định lượng các bất định và đánh giá các bất

định trong phân tích độ tin cậy các bài toán địa kỹ thuật cho móng, tường chắn, trượt

trên nền đất, trượt trên nền đá và kết cấu chống đỡ hầm đã được giới thiệu trong các tài

liệu [40, 41]. Tuy nhiên, việc ứng dụng lý thuyết độ tin cậy phân tích ổn định hệ vỏ hầm

thủy điện trong điều kiện môi trường đất đá, áp lực nước chứa các bất định vẫn chưa

được nghiên cứu đầy đủ.

Trong luận án này, tác giả tập trung việc ứng dụng lý thuyết độ tin cậy phân tích ổn định

hệ vỏ hầm thủy điện trong điều kiện môi trường đất đá có chứa nhiều bất định ảnh hưởng

đến ổn định và an toàn của công trình.

1.2 Phương pháp tất định trong phân tích ổn định hầm thủy điện

1.2.1 Phân tích ổn định hầm thủy điện trong giai đoạn thi công

Palmstrom và Stille [10] đã có đánh giá sơ bộ các công cụ dùng trong phân tích ổn định

hầm với các dạng phá hủy có thể xảy ra khi đào hầm trong núi. Các công cụ được đánh

giá gồm: hệ thống phân loại khối đá theo chỉ số khối đá RMR (Rock Mass Rating) và

chỉ số chất lượng đá Q đang được sử dụng rộng rãi trên thế giới; phương pháp NATM;

mô hình số; tính toán giải tích; phương pháp quan sát và đánh giá từ các chuyên gia.

Trong đó, chỉ số khối đá RMR và Q được xác định dựa trên các đặc trưng của khe nứt

có trong khối đá, từ đó xác định các kết cấu chống và thời gian tự chống của khối đá để

đảm bảo đất đá xung quanh hầm ổn định khi đào hầm. Phương pháp NATM đề xuất

biện pháp gia cố ổn định hầm dựa trên quan trắc biến dạng đất đá xung quanh hầm trong

và sau khi đào hầm. Mô hình số cho phép phân tích ứng suất và biến dạng của đất đá

xung quanh hầm trong quá trình đào hầm dựa trên các phương trình vi phân phức tạp.

Tính toán giải tích đánh giá ổn định hầm dựa trên tương tác giữa kết cấu chống đỡ và

đất đá xung quanh hầm bằng các lời giải nghiệm kín. Phương pháp quan sát đánh giá ổn

định hầm và đưa ra biện pháp chống đỡ dự phòng dựa trên việc đánh giá khả năng xảy

ra tương tác của đất đá, trong quá trình thi công nếu tương tác của đất đá không nằm

trong dự đoán thì các kế hoạch dự phòng sẽ được sử dụng. Đánh giá từ chuyên gia được

dựa trên các ý kiến đề xuất của hội đồng chuyên môn hoặc các chuyên gia giàu kinh

nghiệm với các vấn đề đặc thù để lựa chọn kết cấu chống đỡ đảm bảo ổn định hầm.

Bảng 1.1 liệt kê 10 dạng phá hủy phổ biến khi đào hầm trong núi. Trong đó, các phá hủy

tạo hang trống, đất đá chảy đều dẫn đến các phá hủy sập lở đất đá hoặc sập lở đất đá đến

mặt đất; các phá hủy đứt vỡ, oằn vênh, tách tấm dẫn đến các phá hủy tróc đá của hầm.

Mức độ phù hợp của các công cụ dùng phân tích ổn định hầm ứng với các dạng phá hủy

được đánh giá theo cấp độ từ rất thích hợp, khá thích hợp, kém thích hợp và không nên

áp dụng.

Bảng 1.1 cho thấy hệ thống phân loại khối đá chỉ thích hợp dùng đánh giá ổn định hầm

với 4/10 dạng phá hủy; tính toán giải tích và mô hình số là giải pháp khá thích hợp cho

phân tích ổn định hầm với 8/10 dạng phá hủy. Dạng phá hủy đất đá chảy và trương nở

cần được đánh giá ổn định theo các đánh giá chuyên gia, chi tiết trong tài liệu [11, 22].

Các phá hủy của hầm khi đào

Nguyên nhân phá hủy

Các công cụ phân tích ổn định Phương pháp NATM

Mô hình số

Hệ thống phân loại khối đá RMR Q 2

1 - 2 1 - 2

1 1 - 2

1 2

Tính toán giải tích 2 2

Phương pháp quan sát 1 2

Đánh giá chuyên gia 1 1

hang

2 - 3

Do cấu trúc địa chất

a Ổn định b Rơi đá Tạo trống

Do thay đổi ứng suất

d Đất đá chảy e Oằn vênh f Đứt vỡ g Tách tấm h Nổ đá i Siết ép

4 4 4 4 4 4

4 3 2 2 3 - 4 3

4 3 2 - 3 2 - 3 3 1 - 2

4 2 2 2 2 2

4 2 3 2 2 2

3 2 2 2 1 - 2 2

2 2 2 2 2 3

Do nước j Trương nở Ghi chú: Mức độ đánh giá sự phù hợp của các công cụ phân tích ổn định hầm: 1 – rất thích hợp, 2 – khá thích hợp, 3 – kém thích hợp, 4 – không nên áp dụng. Mô hình số chủ yếu dùng mô hình môi trường đất đá liên tục.

Bảng 1.1 Thống kê các công cụ dùng trong phân tích ổn định hầm [10]

1.2.1.1 Hầm bị mất ổn định do cấu trúc địa chất

Mất ổn định do cấu trúc địa chất là hiện tượng rơi hoặc trượt ra khỏi chu vi hầm của các

khối đá dưới tác dụng của trọng lực hoặc ứng suất gây ra bởi quá trình đào. Các khối đá

này được hình thành từ giao cắt của khe nứt trong khối đá. Do đó, mất ổn định này

thường gặp khi hầm đi qua khối đá nứt nẻ khối lớn hoặc đá phân phiến [42, 43]. Phá hủy

rơi đá thường gặp ở hầm đi trong khối đá nứt nẻ, hầm đặt nông (< 150 m). Phá hủy tạo

hang trống, đất đá chảy thường gặp ở các đứt gãy trong khối đá nơi có cường độ đá thấp,

đất đá bị long rời [23].

Rơi đá gặp trong trường hợp hầm đi qua đá nứt nẻ khối lớn. Các khe nứt trong khối đá

giao cắt nhau hình thành các nêm rơi hoặc trượt, ít nhất phải có sự giao cắt của 2 3 khe

nứt. Phương pháp chiếu cầu (stereographic) dùng để đánh giá khả năng hình thành nêm

tại nóc, biên và gương hầm, đánh giá chi tiết về hình dạng, thể tích của nêm đá mất ổn

định từ đó xác định được trọng lượng nêm, phương hướng trượt của nêm. Từ điều kiện

cân bằng của khối nêm (Hình 1.7), số lượng neo cần đảm bảo ổn định cho nêm rơi từ

mái và vách lần lượt theo các công thức sau [14]:

𝑊.𝐹𝑠 𝑇

(1-1) Nêm rơi từ mái: 𝑁 =

𝑊.(𝐹𝑠𝑠𝑖𝑛𝛽−𝑐𝑜𝑠𝛽 𝑡𝑎𝑛𝜑)−𝑐.𝐴 𝑇.(𝑐𝑜𝑠𝛼 𝑡𝑎𝑛𝜑+𝐹𝑠𝑖𝑛𝜑)

(1-2) Nêm trượt từ vách: 𝑁 =

Trong đó: N – số lượng neo; W – trọng lượng nêm; Fs – hệ số an toàn thiết kế;  - góc

ma của mặt trượt (mặt khe nứt); c – lực dính của mặt trượt; A – diện tích của mặt

trượt; T – khả năng chịu kéo của bu lông neo; ,  - góc của neo, khe nứt tại biên hầm

(Hình 1-4b). Rơi đá khối lớn có thể phân tích ổn định bằng mô hình số sử dụng phần

(a) Nêm rơi từ mái hầm

(b) Nêm trượt từ vách hầm

mềm UNWEDGE.

Hình 1.7 Neo nêm cho sự cố đá rơi trong hầm đi trong đá [22]

Trong trường hợp hầm đi trong khối đá bị phân lớp nằm ngang, neo được thiết kế đảm

bảo ổn định hầm theo hệ dầm treo (Hình 1.8). Số lượng neo được xác định theo công

thức [42, 43]:

(1-3) 𝑁 = 𝐹. 𝐷. 𝛾. 𝐵 𝑇. 𝑠

Trong đó: D – chiều cao vùng nguy cơ mất ổn định; s – khoảng cách bước neo dọc theo

chiều rộng hầm; B – bề rộng hầm; 𝛾 – trọng lượng riêng của đá

Kết cấu chống đỡ mất ổn định do cấu trúc địa chất chủ yếu sử dụng neo để đảm bảo ổn

định ban đầu, sau đó bổ sung thêm BT phun sẽ đảm bảo các nêm đá ổn định lâu dài. Đối

với đá cứng chắc ít nứt nẻ, thường hình thành nêm có kích thước lớn trong hầm, phần

BT phun được bố trí dọc chu vi của nêm để tăng khả năng chống trượt [22].

Hình 1.8 Gia cố mái hầm dạng dầm khi hầm đi trong khối đá phân lớp nằm ngang [14]

Trong trường hợp phá hủy tạo hang trống với kích thước hang nhỏ dạng hình ống khói,

hệ thống neo được gia cố phía trên vòm có tác dụng tạo vòm mang tải. Vòm này phải

truyền tải trọng của vùng đất đá bị long rời hoặc vùng đất đá yếu phía trên vòm đến khối

đá cứng chắc xung quanh (Hình 1.9). Khi đó, khả năng chịu tải trọng của vòm được xác

định theo đề xuất của Krauland [36] dùng công thức:

(1-4) ) 𝜎𝑎 = 𝑘𝑎𝜎𝑐 ( 𝐿𝑛 − 𝑠 𝐵

Trong đó: 𝜎𝑎 – ứng suất lớn nhất theo phương ngang có thể chịu được của vòm; Ln –

chiều dài neo; 𝑘𝑎 – hệ số tỷ lệ theo cánh tay đòn của vòm.

Hình 1.9 Sơ đồ tạo vòm chống nhân tạo của hệ neo [45]

1.2.1.2 Hầm bị mất ổn định do thay đổi trường ứng suất ban đầu

Việc phân tích ổn định hầm bị mất ổn định do thay đổi trường ứng suất ban đầu cần xem

xét đến biện pháp thi công hầm. Từ một số điểm cần chú ý đối với phương pháp thi công

hầm theo phương pháp khoan nổ, NATM và TBM được trình bày trong mục 1.1.2, điều

cần lưu ý trong bài toán phân tích ổn định là kết cấu hầm được thi công khép kín nhanh

hay chậm. Theo triết lý thiết kế của NATM, vỏ hầm được khép kín nhanh sẽ có lợi cho

kết cấu hầm do ngăn được ứng suất bất lợi sinh ra moment uốn trong vỏ hầm. Như vậy,

với phương pháp thi công NATM và TBM, kết cấu hầm được khép kín sớm, phân tích

ổn định vỏ hầm áp dụng phương pháp khống chế hội tụ dựa trên tương tác giữa kết cấu

gia cố với đất đá xung quanh hầm. Với phương pháp khoan nổ, phân tích ổn định hầm

áp dụng phương pháp cơ học kết cấu với điều kiện áp lực đất đá cho trước.

a) Lời giải giải tích

* Phương pháp khống chế hội tụ

D), biến

Phương pháp này cho phép xác định được nội lực trong kết cấu chống đỡ (pi

dạng của đá xung quanh hầm (ueq), xác định được vùng đất đá bị phá hủy xung quanh

hầm (rf). Các giá trị này được xác định tại điểm cân bằng A (Hình 1.10) - điểm giao của

đường cong phản ứng nền (Ground reaction curve – GRC) và đường cong đặc tính kết

Ghi chú: uin – biến dạng của đất đá tại thời điểm lắp kết cấu chống đỡ; uel – biến dạng đàn hồi của kết cấu chống đỡ; k – độ cứng biến dạng của kết cấu chống đỡ; umax – biến dạng lớn nhất của kết cấu chống đỡ ở trạng thái dẻo; ueq – biến dạng tại điểm cân bằng; pmax – áp lực lớn nhất của kết cấu chống đỡ

cấu chống đỡ (Support characteristic curve – SCC).

Hình 1.10 Phương pháp biến dạng hội tụ và áp lực xung quanh [46]

Đường cong phản ứng nền được xây dựng từ lời giải nghiệm kín. Môi trường đá dùng

để xây dựng các lời giải nghiệm kín đã được các tác giả nghiên cứu với các mô hình vật

liệu đàn hồi, dẻo đàn hồi, giòn đàn hồi, giảm bền. Tiêu chuẩn phá hủy của khối đá trong

các lời giải này gồm tiêu chuẩn Hoek – Brown cho đá cứng chắc trung bình đến cứng

và tiêu chuẩn Mohr – Colomb cho đá yếu [13, 47, 48]. Trường ứng suất tự nhiên ban

đầu của khối đá trong lời giả nghiệm kín được coi là tải trọng. Các lời giải trên đều sử

dụng giả thiết môi trường đá đồng nhất đẳng hướng, hầm tiết diện tròn, khối đá trước và

sau khi đào không có đặc tính từ biến, áp lực đá tác dụng lên kết cấu chống đỡ phân bố

đều quanh chu vi hầm do đó nội lực trong kết cấu chống đỡ chủ yếu là ứng suất nén /

kéo dọc trục, không có moment và ứng suất cắt. Do đó, phương pháp này chỉ phù hợp

khi các biện pháp thi công gây ra ít xáo động trong đất đá xung quanh hầm và hầm được

khép kín nhanh nhất có thể.

Để xây dựng được đường cong đặc tính kết cấu chống đỡ, cần xác định các tham số k,

pmax và umax của kết cấu (Hình 1.10). Nội lực trong kết cấu chống đỡ chủ yếu là ứng suất

nén / kéo dọc trục nên biến dạng của kết cấu ứng với giá trị pi tuân theo định luận Hooke

biểu diễn bằng công thức:

(1-5) 𝑢 = 𝑝𝑖 𝑘

Trong đó: u – biến dạng của kết cấu chống đỡ; pi – giá trị áp lực chống đỡ giả thiết; k –

độ cứng đàn hồi của vật liệu

Hoek và Brown [49], và Oreste [46] đã giới thiệu chi tiết các công thức xác định k, pmax

và umax cho kết cấu chống đỡ gồm neo, BT phun hoặc vỏ BT, vì thép trong trường hợp

chống đỡ riêng lẻ. Trong trường hợp kết cấu chống đỡ được tổ hợp bởi nhiều dạng kết

cấu (Hình 1.11), các giá trị đặc trưng biến dạng của hệ khi các kết cấu chống đỡ được

lắp đặt đồng thời tính theo các công thức sau:

𝑖

𝑘𝑡𝑜𝑡 = ∑ 𝑘𝑖 (1-6)

(1-7)

(1-8) 𝑝𝑚𝑎𝑥 = ∑ 𝑝𝑚𝑎𝑥𝑖 𝑖 𝑢𝑚𝑎𝑥 = min (𝑢𝑚𝑎𝑥𝑖)

Trong đó: 𝑘𝑡𝑜𝑡 – độ cứng chung của hệ kết cấu; ki – độ cứng của kết cấu thành phần thứ

i; pmax – giá trị áp lực chống đỡ lớn nhất của hệ kết cấu; pmaxi – giá trị áp lực chống đỡ

lớn nhất của kết cấu thành phần thứ i; umax – biến dạng lớn nhất của hệ kết cấu; umaxi –

Ghi chú: uin – biến dạng của đất đá tại thời điểm lắp kết cấu chống đỡ; uel,1 – biến dạng đàn hồi của kết cấu chống đỡ thứ nhất; uel,2 – biến dạng đàn hồi của kết cấu chống đỡ thứ hai; uel,3 – biến dạng đàn hồi của kết cấu chống đỡ thứ ba; umax,tot – biến dạng lớn nhất của hệ kết cấu Hình 1.11 Đường đặc trưng biến dạng của hệ kết cấu chống đỡ hầm sử dụng 3 loại kết cấu chống đỡ khác nhau [46]

biến dạng lớn nhất của kết cấu thành phần thứ i.

Khi các kết cấu chống đỡ không được lắp đặt đồng thời, các đặc trưng biến dạng của hệ

tính theo công thức:

𝑖

̅ = 0 ̅ 𝑘𝑡𝑜𝑡 = ∑ 𝑘𝑖 , 𝑣ớ𝑖 𝑘𝑖 ̅ = 𝑘𝑖 𝑘ℎ𝑖 𝑢 < 𝑢𝑒𝑙, 𝑛𝑔ượ𝑐 𝑙ạ𝑖 𝑘𝑖 (1-9)

̅ – độ cứng của kết cấu thành phần tham gia chịu lực. Trong đó: 𝑘𝑖

Phương pháp khống chế hội tụ phản ánh đầy đủ các điều kiện cần phải đảm bảo trong

thi công theo phương pháp NATM và TBM: đất đá trong khi đào ít bị phá hủy, kết cấu

không sinh moment uốn, các kết cấu làm việc liên hợp với nhau và với môi trường đất

đá xung quanh. Phương pháp khống chế hội tụ cho phép sử dụng lời giải nghiệm kín

linh hoạt với các điều kiện về cường độ và biến dạng của khối đá, trường ứng suất thiên

nhiên ban đầu của khối đá.

* Phương pháp cơ học kết cấu

Phương pháp cơ học kết cấu tính toán ổn định hầm chủ yếu dùng lý thuyết vòm tính

toán cho trường hợp kết cấu vòm thấp và kết cấu vòm cao đối với hầm thủy điện. Tùy

thuộc vào cấu tạo của kết cấu thép chống đỡ hầm ở giai đoạn thi công, vòm có thể được

tính toán theo kết cấu vòm có liên kết khớp hoặc không: vòm không khớp, vòm 2 khớp

và vòm 3 khớp (Hình 1.12). Các kích thước chính trong kết cấu vòm gồm chiều rộng

chân vòm l và chiều cao vòm f (Hình 1.12a). Kết cấu vòm cao khi f / l > 0.25, trường

hợp ngược lại sẽ được tính với kết cấu vòm thấp.

Tính toán nội lực trong kết cấu vòm sử dụng phương pháp giải trong các bài toán kết cấu

với tải trọng đã biết tác dụng lên vòm trong giai đoạn thi công gồm áp lực đá, trọng lượng

bản thân vỏ hầm, áp lực nước ngầm (nếu có). Hình 1.13 minh họa phân bố tải trọng cho

kết cấu vòm cao không khớp với áp lực phân bố đều (q) tại đỉnh vòm, áp lực phân bố hình

(b) Vòm 2 khớp

(a) Vòm không khớp

thang tại tường vòm (e’ và e”).

Hình 1.12 Các dạng sơ đồ kết cấu của vòm

Ghi chú: q – áp lực đất đá chủ động tại vòm hầm, e’ và e “ – áp lực đất đá chủ động tại tường hầm Hình 1.13 Sơ đồ phân bố tải trọng cho kết cấu vòm cao không khớp giai đoạn thi công

b) Mô hình số

Lời giải giải tích trong phân tích ổn định hầm vẫn còn nhiều hạn chế về giả thiết hình học

của hầm, tương tác của khối đất đá, và quá trình thi công hầm. Sử dụng mô hình số cho

phép xét đến yếu tố tính phi tuyến hình học của hầm, phi tuyến cơ học của đất đá xung

quanh hầm; các dạng kết cấu chống đỡ hầm và tương tác của chúng với môi trường đất

đá xung quanh qua từng giai đoạn khác nhau trong quá trình đào hầm; và các điều kiện

biên, điều kiện ban đầu phức tạp của môi trường đất đá ... Mô hình số sử dụng công cụ

máy tính để giải các phương trình vi phân phức tạp (hay còn gọi là phương pháp số) được

chia thành hai nhóm chính: phương pháp phần tử biên và phương pháp chia lưới [13, 43].

+ Phương pháp phần tử biên (BEM) có biên hầm được chia thành các phần tử, còn môi

trường đất đá được thể hiện bằng toán học dưới dạng liên tục vô hạn;

+ Phương pháp chia lưới có môi trường đất đá được chia thành các phần tử đơn giản về

mặt hình học mà mỗi phần tử này được giả định các tính chất. Việc tập hợp các đặc tính

và tương tác của chúng được đơn giản hóa bằng các mô hình phần tử phức tạp hơn thể

hiện đầy đủ tính chất của đất đá. Phương pháp chia lưới gồm các phương pháp phân tích

phần tử hữu hạn (FEM), sai phân hữu hạn (FDM) và phần tử rời rạc (DEM). FEM và

FDM đều phân tích môi trường đất đá là môi trường liên tục; còn DEM coi mỗi phần tử

đất đá riêng lẻ là phần tử duy nhất. DEM có kể đến ảnh hưởng của các gián đoạn có

trong khối đá khi phân tích ổn định cho công trình ngầm. Tuy nhiên, phương pháp này

thường sử dụng trong phân tích công trình ngầm có kích thước lớn. Với các công trình

ngầm nhỏ như hầm thì ít ý nghĩa hơn.

Với sự phát triển mạnh mẽ của điện toán, các phần mềm trong phân tích địa kỹ thuật được

phát triển mạnh cho phép thực hiện các mô hình số để phân tích ổn định hầm trong môi

trường liên tục (phần mềm FLAC, RS, PLAXIS..) và môi trường rời rạc (phần mềm UDEC,

PFC ...). Các nghiên cứu trên thế giới sử dụng các mô hình số để mô phỏng và đánh giá một

số các dạng phá hủy khi công trình ngầm đi qua khu vực địa chất phức tạp như tạo hang

trống [50], tróc lở hầm trong đá nứt nẻ [51, 52], nổ đá [53, 54], siết ép [55] ...

Ở Việt Nam, mô hình số cũng được sử dụng trong một số nghiên cứu ổn định công trình

ngầm. Trong đó, Phạm Thị Nhàn và nnk. [56] dùng mô hình số để xét ảnh hưởng của

neo đến ổn định hầm bằng phần mềm FLAC 2D trong nghiên cứu cơ sở lý thuyết lựa

chọn giải pháp neo dùng trong chống giữ hầm, lò. Nguyễn Quang Phích [26] sử dụng

mô hình số dùng phần mềm UDEC, FLAC 2D và PFC 2D trong nghiên cứu lập các mô

hình phân tích, dự báo, đánh giá tai biến địa chất-kỹ thuật cho các dạng mất ổn định xảy

ra trong công trình ngầm, công trình khai thác mỏ ở Việt Nam.

1.2.2 Phân tích ổn định hầm thủy điện trong giai đoạn vận hành

Trong giai đoạn vận hành, ổn định hệ vỏ hầm được phân tích có xét thêm ảnh hưởng

của áp lực nước trong hầm trên sự tương tác giữa môi trường đất đá và hệ kết cấu.

Hệ vỏ hầm có thể được phân tích bằng các phương pháp: (i) hệ kết cấu tự do chỉ chịu tải

trọng theo phương đứng và phương ngang, bỏ qua tương tác với đất đá xung quanh hầm;

(ii) hệ kết cấu có tương tác với đất đá xung quanh hầm thông qua hệ số kháng đàn hồi;

(iii) dùng mô hình số phân tích theo các phương pháp cơ học của môi trường liên tục [14].

Phương pháp (i) và (ii) còn được biết đến là phương pháp tách kết cấu ra khỏi môi trường

đất đá xung quanh. Sự khác nhau của hai phương pháp này là có hay không xét đến

tương tác của môi trường đất đá với hệ kết cấu. Do tách kết cấu ra khỏi môi trường đất

đá nên phân tích ổn định hệ vỏ hầm sẽ dùng phương pháp cơ học kết cấu cho kết cấu

vòm. Hình 1.14 thể hiện các dạng vỏ hầm được phân tích theo kết cấu vòm khi tách khỏi

môi trường đất đá. Kết cấu vòm thấp được áp dụng khi vòm hầm kê trực tiếp lên đá

cứng, vòm kê lên tường thẳng, vòm dạng mũi tên (Hình 1.14a); kết cấu vòm cao được

áp dụng cho vỏ hầm dạng vòm tường thẳng, vòm tường cong (Hình 1.14b). Vòm hầm

trong trường hợp này được xét là các vòm không khớp. Tường hầm trong kết cấu vòm

thấp và đáy hầm trong kết cấu vòm cao sẽ được tính toán riêng biệt khi biết các phản

lực tại chân vòm. Khi xét đến tương tác của môi trường đất đá với hệ kết cấu, môi trường

đất đá được xem như là biến dạng toàn bộ, khi có chuyển vị tại một điểm sẽ hình thành

lực kháng đàn hồi chống lại biến dạng của kết cấu. Lực kháng đàn hồi không phát sinh

tại vùng đất đá bị long rời. Hình 1.15 minh họa sơ đồ tính toán và phân bố tải trọng cho

kết cấu vòm cao không khớp có kể đến áp lực nước pw khi xét đến tương tác đất đá với

hệ kết cấu qua hệ lò xo dọc biên hầm, đất đá bị long rời tại vòm hầm. Hệ lò xo thể hiện

phản lực đàn hồi của đất đá lên hệ kết cấu, phụ thuộc vào lực kháng đàn hồi (hay còn

(b) Kết cấu vòm cao

(a) Kết cấu vòm thấp

gọi là áp lực bị động) của đất đá khi nhận biến dạng từ hệ kết cấu.

Ghi chú: q – áp lực đất đá chủ động tại vòm hầm, e’ và e “ – áp lực đất đá chủ động tại tường hầm, pw – áp lực nước bên trong hầm ở giai đoạn vận hành hầm thuỷ điện

Hình 1.14 Kiểu kết cấu vòm trong tính toán ổn định hầm

Hình 1.15 Sơ đồ tính toán và phân bố tải trọng cho kết cấu vòm cao không khớp giai đoạn vận hành theo phương pháp tách kết cấu ra khỏi môi trường đất đá

Vỏ hầm trong Hình 1.14 có thể được thực hiện bằng cách thay vỏ hầm thành các dầm

gãy khúc nối nhau liên tục, lực kháng đàn hồi của môi trường đất đá được thay thế bằng

các phản lực đàn hồi đặt tại tim của vỏ hầm và tại điểm gẫy khúc của dầm (là các hệ lò

xo theo phương tiếp tuyến và pháp tuyến tại điểm gãy khúc của các dầm nối nhau) [57,

58]. Hình 1.16 thể hiện sơ đồ tính toán và phân bố tải trọng trong phân tích vỏ hầm hệ

Ghi chú: q – áp lực đá chủ động tại vòm hầm; e’– áp lực đá chủ động tại tường hầm; pw – áp lực bên trong hầm ở giai đoạn vận hành hầm thuỷ điện; g – trọng lượng bản thân của kết cấu vỏ hầm Hình 1.16 Sơ đồ tính toán và phân bố tải trọng cho hệ vỏ hầm được thay thế bằng hệ thanh dầm nối tiếp [20]

thanh dầm nối tiếp có xét đến tương tác giữa đất đá và hệ vỏ hầm.

Phương pháp (iii) sử dụng mô hình số trong phân tích địa kỹ thuật cho phân tích ổn định

hầm để xác định biến dạng và ứng suất trong hệ vỏ hầm dưới tác dụng của áp lực nước

trong hoặc bên ngoài vỏ hầm trong môi trường đất đá.

Các mô hình kể trên ngoài việc xem xét ổn định hầm với áp lực nước bên trong hầm khi

vận hành còn phải xét đến trường hợp hầm thủy điện tháo cạn nước nhanh. Việc tháo

cạn nước nhanh trong hầm sẽ hình thành nên áp lực chân không kết hợp với áp nước

bên ngoài tạo nên hiện tượng chênh lệch áp lực nước tác dụng lên hệ vỏ hầm [34]. Vỏ

hầm cần phân tích kiểm tra về vết nứt và dòng thấm từ trong hầm qua hệ vỏ hầm ra môi

trường đất đá xung quanh. Dòng thấm có thể phát sinh trong điều kiện vỏ hầm nứt hoặc

không bị nứt. Nghiên cứu [59, 60] đã đưa ra các lời giải giải tích để xác định vết nứt,

dòng thấm, áp lực nước bên ngoài vỏ hầm khi có dòng thấm của hầm không áo và hầm

BTCT dưới tác dụng của áp lực nước bên trong hầm.

Từ tổng quan phương pháp tất định phân tích ổn hầm thủy điện có thể thấy:

- Các phương pháp phân tích kể trên được xây dựng từ đánh giá tương tác của môi

trương đất đá với kết cấu chống đỡ. Lấy thông số môi trường đất đá là số liệu đầu vào

trong phân tích ổn định như ứng suất tự nhiên, tiêu chuẩn phá hủy, lực kháng đàn hồi

của môi trường đất đá xung quanh hầm. Do đó, thông số môi trường đất đá thiếu chính

xác, lựa chọn phương pháp phân tích không phù hợp với điều kiện thi công, vận hành

và đặc điểm địa chất thực tế sẽ dẫn đến nguy cơ mất ổn định vỏ hầm, gây phá hủy hầm

hoặc dẫn đến thiết kế lãng phí;

- Áp lực nước có vai trò quyết định trong bài toán ổn định hầm giai đoạn vận hành. Hiểu

rõ quy trình vận hành của trạm thủy điện để xác định đúng điều kiện xuất hiện áp lực nước

bên trong và bên ngoài lên vỏ hầm là điều cần thiết. Đánh giá đúng điều kiện địa chất liên

quan đến hiện tượng rò rỉ nước trong hầm để có biện pháp xử lý công trình phù hợp;

- Lời giải giải tích có thể áp dụng phân tích ổn định hệ vỏ hầm gồm kết cấu gia cố và vỏ

hầm vĩnh cửu ở giai đoạn thi công bằng phương pháp khống chế hội tụ. Giai đoạn vận

hành, phương pháp phân tích ổn định hầm chủ yếu áp dụng vỏ hầm BT hoặc BTCT, bỏ

qua vai trò của kết cấu gia cố hầm. Với sự phát triển mạnh mẽ của điện toán, mô hình

số được sử dụng ngày càng rộng rãi trong các bài toán phân tích ổn định công trình thuộc

lĩnh vực địa kỹ thuật, thuận tiện trong phân tích hệ kết cấu vỏ hầm ở cả giai đoạn thi

công và vận hành. Các tiêu chuẩn liên quan đến lĩnh vực địa kỹ thuật như EM 1110-2-

2901, AASHTO LRFDTUN-1 [4], BS EN 1997-1: 2004 (EC7) kiến nghị sử dụng mô

hình số phân tích ổn định công trình thuộc lĩnh vực địa kỹ thuật khi mô hình phản ánh

được sự tương tác qua lại giữa môi trường đất đá với kết cấu chống đỡ. Do đó, khi sử

dụng mô hình số trong phân tích ổn định hầm thuỷ điện giai đoạn thi công và vận hành

cần đánh giá sự phù hợp của mô hình với dạng mất ổn định của hầm khi đào và tương

tác qua lại giữa môi trường đất đá với kết cấu chống đỡ ở giai đoạn thi công và vận hành.

1.3 Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện

1.3.1 Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực kỹ thuật công trình trên thế giới và ở Việt Nam

1.3.1.1 Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực kỹ thuật công trình trên thế giới

Lý thuyết độ tin cậy được ứng dụng nhiều thập kỷ qua trong lĩnh vực kỹ thuật phục vụ

cho thiết kế, tối ưu, kiểm nghiệm, đánh giá độ tin cậy, an toàn, rủi ro, quản lý kỹ thuật

... cho hệ thống phức tạp cũng như các thành phần con của hệ thống bằng cách sử dụng

lý thuyết xác suất thống kê. Lý thuyết độ tin cậy không chỉ được dùng trong phân tích

các vấn đề quy hoạch, dự đoán, thiết kế mới mà còn được dùng để phân tích các vấn đề

bảo trì, sửa chữa cho hệ thống, thành phần con đã và đang được vận hành [6, 61].

Với lĩnh vực kỹ thuật công trình (xây dựng, thuỷ lợi, địa kỹ thuật, công trình ngầm, giao

thông ...), lý thuyết độ tin cậy được ứng dụng phát triển các tiêu chuẩn thiết kế (như EN

1990:2002 (EC0), EC7, AASHTO LRFDTUN-1) theo hệ số an toàn riêng phần từ chỉ

số độ tin cậy mục tiêu và các trạng thái giới hạn xác định có kể đến các bất định tải trọng

và sức kháng. Chỉ số độ tin cậy mục tiêu (βT) trong EC0 được phân loại theo mức độ

gây hậu quả nghiệm trọng của kết cấu, công trình đối với người hoặc kinh tế, xã hội.

Giá trị βT dao động từ 4,2 – 5,2 với công trình có thời gian sử dụng 1 năm; 3,3 – 4,3 với

công trình có tuổi thọ 50 năm. Các tiêu chuẩn đó chủ yếu đưa ra các hệ số an toàn riêng

phần cho cấu kiện kết cấu riêng lẻ, vật liệu và tải trọng điển hình; rất khó áp dụng cho

các hệ kết cấu phức tạp hay hệ thống công trình phức tạp hay vật liệu và tải trọng chứa

nhiều bất định phức tạp, điển hình là các công trình liên quan đến địa kỹ thuật, thuỷ lợi

và cảng biển. Low [40] giới thiệu ứng dụng lý thuyết độ tin cậy cho một số công trình

địa kỹ thuật trong môi trường đất, đá chứa nhiều bất định để củng cố thêm cho tiêu chuẩn

EC7 và phương pháp thiết kế theo hệ số riêng phần. Các công trình gồm móng băng,

móng cọc, tường chắn, trượt trên nền đất, trượt phẳng của khối đá trên sườn dốc và trượt

khối đá trong đào công trình ngầm. Những công trình này chưa có chỉ dẫn thiết kế cụ

thể trong tiêu chuẩn EC7. Burcharth [62] giới thiệu lý thuyết độ tin cậy thiết kế kết cấu

công trình cảng biển gồm phân tích hệ thống và xác định hệ số riêng phần. Lý thuyết độ

tin cậy được nghiên cứu ứng dụng cho các công trình thuỷ lợi như đập tràn [63], đập BT

trọng lực [64], công trình ngăn lũ [65] ...

Từ đó có thể thấy lý thuyết độ tin cậy đã và đang được nghiên cứu phát triển ứng dụng

rộng rãi trong kỹ thuật công trình theo hướng phân tích hệ thống với các bất định của tải

trọng và sức kháng được xem xét chi tiết theo quy luật biến đổi ngẫu nhiên của chúng.

Phương pháp phân tích hệ thống theo lý thuyết độ tin cậy được giới thiệu trong các tài

liệu của Melchers và Beck [66], Birolini [61] cho hệ thống kết cấu đơn giản và phức tạp

trong thiết kế, dự đoán; Baecher và Christian [41], Ang và Tang [39] cho các bài toán

địa kỹ thuật trong thiết kế, quy hoạch, đánh giá rủi ro. Phân tích hệ thống theo lý thuyết

độ tin cậy yêu cầu cần xác định rõ các biến ngẫu nhiên đầu vào, mô hình phân tích bài

toán, các hàm trạng thái giới hạn, sơ đồ cây sự cố, sự kiện thể hiện các bất lợi có thể xảy

ra trong hệ thống và mối tương quan giữa các bất lợi đó, đồng thời bao gồm các sai sót

trong thiết kế, thi công kết cấu cũng như các sai sót nghiêm trọng của con người.

1.3.1.2 Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực kỹ thuật công trình ở Việt Nam

Lý thuyết độ tin cậy được đưa vào Việt Nam từ những năm 80 của thế kỷ XX, điển hình

là cuốn sách “Những phương pháp toán học trong lý thuyết độ tin cậy” của Gnedenko

và nnk. [67] được dịch ra tiếng Việt. Lý thuyết độ tin cậy cũng đã được đưa vào giảng

dạy ở các trường đại học như: Đại học Bách khoa, trường Đại học Xây dựng, trường

Đại học Thủy lợi, trường Đại học Giao thông vận tải… Một số tài liệu về lý thuyết độ

tin cậy đã được biên soạn để phục vụ cho nhu cầu giảng dạy [68-72]. Trong những năm

gần đây, hệ thống tiêu chuẩn Việt Nam đã cập nhật mới các tiêu chuẩn thiết kế thuộc

lĩnh vực xây dựng dân dụng [73, 74], kết cấu hạ tầng [75], địa kỹ thuật [76]. Các tiêu

chuẩn này chủ yếu được cập nhật từ các tiêu chuẩn châu Âu và tiêu chuẩn Mỹ, chuyển

từ thiết kế theo ứng suất giới hạn sang thiết kế theo hệ số riêng phần. Với các kết cấu

công trình thuỷ lợi, tiêu chuẩn TCVN 9905-2014 quy định các nguyên tắc, yêu cầu kỹ

thuật khi thiết kế kết cấu theo độ tin cậy có kể đến các bất định từ tải trọng và sức kháng;

các chỉ dẫn tính toán xác định các hệ số riêng phần cho kết cấu từ lý thuyết độ tin cậy.

Chỉ số độ tin cậy mục tiêu trong tiêu chuẩn được lấy theo ý kiến chuyên gia, phân loại

theo cấp công trình, áp dụng cho kết cấu thành phần và trạng thái làm việc của kết cấu.

Giá trị βT dao động từ 2,7 – 3,7 cho phá hoại dẻo; 3,2 – 4.2 cho phá hoại giòn.

Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực kết cấu chủ yếu được tiến hành cho các

trường hợp kết cấu đặc biệt, chưa được quy định trong tiêu chuẩn như dầm hộp BT dự

ứng lực [77]; dầm BTCT được tăng cường bằng tấm polymer [78]; kết cấu tấm và vỏ

mỏng [79]; hệ khung BTCT [80]. Với hệ khung BTCT, tác giả xây dựng quy trình xác

định độ tin cậy cho hệ nhiều phần tử và cải tiến tiêu chuẩn thiết kế, đánh giá chất lượng

công trình hiện hữu theo lý thuyết độ tin cậy; chưa xây dựng sơ đồ hệ thống cho hệ

khung BTCT để xác định độ tin cậy.

Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực thủy lợi chủ yếu tập trung vào đánh giá an

toàn, quản lý sự cố [81-84], phân tích rủi ro [85] cho công trình lợi như công trình đầu

mối hồ chứa, hệ thống đê sông, hệ thống công trình kiểm soát ngập lụt, hệ thống phòng

lũ bờ biển ... Với các nghiên này, lý thuyết độ tin cậy được ứng dụng trong phân tích độ

tin cậy của hệ thống cống ngầm, kè, đê, đập dâng, đập tràn, đê biển ... bằng sơ đồ sự cố

hệ thống từ lý thuyết công trình thuỷ lợi và lý thuyết hệ thống; lý thuyết công trình thuỷ

lợi là cơ sở xác định các biến ngẫu, mô hình phân tích và các hàm trạng thái.

Phân tích hệ thống theo lý thuyết độ tin cậy là phương pháp tiên tiến và ưu việt đối với

các bài toán hệ thống phức tạp có chứa nhiều các bất định khó xác định, giúp giảm bớt

các sai sót trong thiết kế, quản lý, đánh giá chất lượng ... Do đó, phương pháp này được

ứng dụng nhiều trong lĩnh vực kỹ thuật công trình như công trình thuộc lĩnh vực địa kỹ

thuật, thuỷ lợi, cảng biển ở trên thế giới và Việt Nam hoặc công trình có hệ kết cấu phức

tạp. Từ đó cho phép đánh giá độ an toàn, đánh giá rủi ro của hệ thống công trình thuỷ

lợi, thuỷ điện, cảng biển hoặc tối ưu trong thiết kế hệ kết cấu, phân tích lựa chọn giải

pháp hệ kết cấu tối ưu. Tuy nhiên, ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích hệ thống

có khối lượng tính toán lớn, các thông số bất định nhiều nên đòi hỏi công cụ và phương

pháp tính toán được thực hiện trên các phần mềm, công cụ điện toán hiện đại và tốc độ

lớn. Đồng thời, các bài toán cần xác định rõ các biến ngẫu nhiên, lựa chọn mô hình phân

tích, thiết lập các hàm trạng thái và xây dựng sơ đồ cây sự cố thể hiện rõ các trường hợp

bất lợi cũng như mối tương quan giữa các bất lợi đó có thể xảy ra cho hệ thống.

1.3.2 Một số nghiên cứu ứng dụng lý thuyết độ tin cậy phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện

Qua đánh giá các phương pháp tất định nêu trên, ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong

phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện được xem xét trên các vấn đề chính gồm: cách

xác định các thông số môi trường đất đá xung quanh hầm, mô hình tải trọng và mô hình

phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện.

1.3.2.1 Xác định các thông số môi trường đất đá xung quanh hầm

Thông số môi trường đất đá xung quanh hầm được hiểu là các chỉ tiêu vật lý, cơ học của

mẫu đất đá, khối đá, các thông số về khe nứt, thế nằm, cấu tạo… cũng như chất lượng

khối đá ngoài hiện trường. Các thông số môi trường đất đá dùng trong phân tích ổn định

hầm có liên quan đến các đặc trưng cơ học công trình khối đá gồm mô đun biến dạng

và cường độ của khối đá, tính dị hướng của cường độ, sự hiện diện của các gián đoạn

trong khối đá và ảnh hưởng của phong hóa [86]. Tuy nhiên, việc xác định các thông số

cơ học này một cách chính xác là điều khó khăn. Các thông số cơ học công trình chủ

yếu được lấy từ các kết quả thí nghiệm, hoặc từ các quan hệ tương quan đã được xây

dựng từ trước của vùng có điều kiện địa chất tượng tự, hoặc các dữ liệu tương tự khác.

Tiêu chuẩn EN 1997-1: 2004 đưa ra quy định về việc xác định giá trị đặc trưng1 cho các

thông số địa kỹ thuật. Giá trị đặc trưng là giá trị ứng với một phân số cụ thể của phân

phối thống kê giả định cho chỉ tiêu cụ thể của vật liệu dựa trên kết quả thí nghiệm trong

phòng và hiện trường, được bổ sung bởi các kinh nghiệm đã có từ trước. Giá trị đặc

trưng giới hạn dưới là trường hợp gây bất lợi được lấy tại giá trị có xác suất các giá trị

nhỏ hơn nó chiếm 5%; giá trị đặc trưng giới hạn trên là trường hợp bất lợi được lấy tại

giá trị có xác suất các giá trị nhỏ hơn nó chiếm 95% [2]. Khi thiết kế công trình ở các

trạng thái giới hạn, các tiêu chuẩn đều xét đến các hệ số vượt tải đối với tải trọng (n), hệ

số tổ hợp tải trọng (nc), hệ số điều kiện làm việc (m) hoặc hệ số an toàn riêng phần cho

tải trọng (F) và sức kháng (M) [3, 14]. Trong tiêu chuẩn EN 1997-1: 2004, khi tính toán

ổn định công trình trong địa kỹ thuật và đánh giá biến dạng của đất đá, các đặc trưng

của đất đá được coi là sức kháng. Các hệ số an toàn riêng phần đã kể đến yếu tố vượt tải

và các bất định có trong mô hình tính toán.

Theo Tang và Mitchell [87], việc sử dụng hệ số an toàn riêng phần (hệ số cho tải trọng

và sức kháng) rất phù hợp và hữu ích trong lĩnh vực kỹ thuật sử dụng vật liệu nhân tạo

chống đỡ tải trọng vì các vật liệu này chứa rất ít các bất định; các bất định chủ yếu có

trong điều kiện của tải trọng. Với lĩnh vực địa kỹ thuật, hệ số an toàn riêng phần sẽ

không hữu ích bởi các đặc trưng của môi trường đất đá chứa nhiều yếu tố bất định. Khó

khăn đối với lĩnh vực địa kỹ thuật chủ yếu là phải thể hiện rõ các điều kiện hiện trường,

dự đoán tương tác của đất đá khi có công trình, đánh giá được quan hệ phụ thuộc giữa

thiết kế và thi công. Các thông số đầu vào khi dùng lý thuyết độ tin cậy sẽ được coi là

các biến ngẫu nhiên có hàm phân bố xác suất thích hợp với số liệu thu thập tại phòng

thí nghiệm và hiện trường.

Để đánh giá được ảnh hưởng của các bất định trong thiết kế hầm nói chung, các thông

số địa kỹ thuật được thể hiện dưới hàm phân bố xác suất hoặc các hàm phân tích hồi

quy. Sari và Karpuz [88] sử dụng lý thuyết xác suất thống kê xác định hàm phân bố xác

1 Characteristic value – Giá trị đặc trưng

suất cho thông số c (cường độ nén đơn trục của mẫu đá) cho đá magma phun trào

andesite – Thổ Nhĩ kỳ là hàm phân bố chuẩn normal. Sari [89], Sari và nnk [90] xác

định các giá trị đặc trưng cho khối đá vụn núi lửa (pyroclastic rock) và đá magma phun

trào andesite - Thổ Nhĩ Kỳ. Trong đó, các số liệu thu thập gồm c lấy từ số liệu phòng

thí nghiệm, RQD xác định theo phương pháp đường quét và thông số về khe nứt (bước

khe nứt, độ dài, độ mở, độ gồ ghề, chất lấp nhét, mức độ phong hóa và điều kiện nước

ngầm) từ hiện trường khối đá. Bằng phân tích thống kê, tác giả xác định được: c phân

bố theo hàm chuẩn normal; RQD và độ mở khe nứt phân bố theo hàm số mũ; bước khe

nứt phân bố theo hàm lognormal; các thông số khác được thống kê theo tỷ lệ % dựa trên

quan sát hiện trường. Sử dụng mô phỏng Monte Carlo (MCS), tác giả xác định được các

thông số gồm cm (cường độ kháng nén của khối đá), tm (cường độ kháng kéo của khối

đá), Em dựa trên các công thức tương quan của Hoek và nnk. [91]. Tương tự, Idris và

nnk. [92] đã xác định Em cho đá biến chất có nguồn gốc magma (gơ nai và thạch anh

fenspat hạt mịn) - Thụy Điển, biến ngẫu nhiên đầu vào gồm c, chỉ số độ bền địa chất

GSI và hệ số mẫu đá mi dùng trong tiêu chuẩn phá hủy theo Hoek – Brown. Các biến

ngẫu nhiên này có hàm phân bố tiêu chuẩn normal. Bedi và nnk. [93] cũng tiến hành

cách làm tương tự để xác định ứng suất chính lớn nhất 1 và ứng suất chính nhỏ nhất 3

theo tiêu chuẩn phá hủy theo Hoek – Brown cho khối đá nứt nẻ.

Ưu điểm của các nghiên cứu trên là xác định được bất định có trong các chỉ tiêu hiện

trường của khối đá (khe nứt, mức độ nứt nẻ, chất lượng khối đá) và chỉ tiêu c của đá

magma phun trào và xâm nhập tại các vùng lãnh thổ khác nhau dựa trên việc thu thập

các số liệu từ phòng thí nghiệm, hiện trường. Sử dụng MCS phân tích biến ngẫu nhiên

để xác định các thông số cơ học công trình dựa trên các tương quan có sẵn với chỉ tiêu

hiện trường và chỉ tiêu c. Bằng phương pháp này, các bất định từ các biến ngẫu nhiên

đầu vào được lan truyền đến các thông số cơ học công trình của khối đá (Em, cm, tm).

Tuy nhiên, các nghiên cứu trên bỏ qua việc đánh giá sự phù hợp các công thức tương

quan được sử dụng ở khu vực đất đá đang nghiên cứu. Việc xác định các thông số cơ

học công trình của môi trường đất đá thông qua các công thức tương quan có sẵn giúp

tiết kiệm được thời gian và kinh phí nhưng cần kiểm định tính phù hợp của chúng với

môi trường đất đá đang xem xét hoặc đánh giá sự tương tự về điều kiện địa chất của môi

trường đất đá dùng để xây dựng các tương quan đó.

1.3.2.2 Phân tích mô hình tải trọng

Tải trọng dùng trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện gồm ứng suất thiên nhiên,

áp lực chủ động và bị động của đất đá xung quanh hầm, áp lực nước trong và ngoài hầm

và tác động của động đất.

Áp lực nước bên trong tác dụng lên vỏ hầm phục thuộc vào chế độ vận hành của nhà

máy, áp lực nước bên ngoài phụ thuộc vào quy trình tháo nước tổ máy, chế độ thủy văn

nước ngầm tại khu vực hầm đi qua. Hiện chưa có công bố nào về phân bố xác suất cho

áp lực nước tác dụng lên hầm. Tác động của động đất thể hiện qua tỷ số của gia tốc động

đất theo phương ngang và gia tốc trọng trường. Một nghiên cứu liên quan ở Hong Kong

đã đưa ra hàm phân bố xác suất của tỷ số gia tốc là hàm phân bố số mũ [13].

Ứng suất tự nhiên, áp lực chủ động và bị động của đất đá xung quanh hầm phụ thuộc

vào đặc trưng của môi trường đất đá, chiều sâu đặt hầm, kích thước hầm ... và được biểu

diễn bằng các công thức tương quan kinh nghiệm. Các công thức tương quan này có liên

hệ đến các đặc trưng vật lý và cơ học của môi trường đất đá như trọng lượng riêng của

đá, cường độ nén đơn trục và mô đun đàn hồi của đá. Từ các phương trình tương quan,

mô hình tải trọng tác dụng lên vỏ hầm có thể xác định được bằng lý thuyết xác suất

thông kê. Fortsakis và nnk. [94] đã xác định độ biến thiên của áp lực đá tác dụng lên vỏ

hầm vĩnh cửu theo thuyết vòm sụt lở của Protodyakonov, thuyết vòm áp lực của

Terzaghi và thuyết biến dạng dẻo theo cơ học môi trường liên tục bằng phương pháp

không chế hội tụ với biến ngẫu nghiên đầu vào là c , GSI và hệ số mi của mẫu đá. Qua

việc so sánh độ biến thiên của áp lực đá theo từng phương pháp, các tác giả lựa chọn độ

biến thiên từ 20% - 50% cho hàm phân phối chuẩn của áp lực đá để phân tích độ tin cậy

cho vỏ hầm vĩnh cửu.

Như vậy, tải trọng có liên quan đến các thông số cơ học của địa tầng được xác định theo

các mô hình xác suất thống kê hoặc mô hình phân tích rời rạc của lý thuyết độ tin cậy

với các biến ngẫu nhiên có quy luật. Do đó, tải trọng sẽ biến thiên ngẫu nhiên theo cấu

trúc địa tầng dọc theo tuyến hầm. Tải trọng là áp lực nước (bên trong và bên ngoài), tác

động của động đất là những tải trọng có giá trị thay đổi theo thời gian và được xác định

theo mô hình thống kê xác suất với thời gian thực hoặc giả định sự xuất hiện của tải

trọng trong từng giai đoạn làm việc của hầm thủy điện. Tải trọng áp lực nước của hầm

thủy điện chưa có nhiều nghiên cứu đánh giá các bất định hay mức độ biến thiên của

chúng trong giai đoạn vận hành để dùng tính toán ổn định vỏ hầm.

1.3.2.3 Mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện

Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm đã được thực

hiện trong một số các nghiên cứu như:

El Matarawi và Harrison [95] đã nghiên cứu đánh giá độ tin cậy của neo do phá hủy rơi

đá kích thước lớn. Các tác giả xây dựng được phương trình xác định trọng lượng của

khối đá rơi theo quan hệ giao góc của các khe nứt chính khi hầm đào trong đá dùng để

phân tích độ tin cậy. Biến ngẫu nhiên là góc dốc của khe nứt, trọng lượng riêng của đá

và các đặc trưng kỹ thuật của vật liệu neo. Phương pháp phân tích độ tin cậy dùng

phương pháp độ tin cậy bậc nhất (First-Order Reliability Method – FORM). Bjureland

và nnk. [96] đã đánh giá độ tin cậy của BT phun do phá hủy rơi đá kích thước nhỏ nằm

bên ngoài vòm tự nhiên của neo. Biến ngẫu nhiên gồm chiều dày và các đặc trưng kỹ

thuật của BT phun (cường độ nén, kéo của BT, hệ số kết dính của BT). Phương pháp

phân tích độ tin cậy dùng mô phỏng Monte Carlo. Các hàm trạng thái được các tác giả

thiết lập gồm trạng thái giới hạn về khả năng kết dính, chống cắt trực tiếp, chống chọc

thủng và chống moment uốn của BT phun. Từ đó, xác suất phá hủy của BT phun được

xác định dựa trên sơ đồ cây sự cố của BT phun khi chịu tải trọng đá tác dụng. Cả hai

nghiên cứu trên đều phân tích ổn định hầm với phương án 1 kết cấu gia cố làm việc độc

lập. Trên thực tế, kết cấu gia cố cho mất ổn định do cấu trúc địa chất có sự làm việc liên

hợp của cả neo và BT phun;

Phân tích độ tin cậy của hầm mất ổn định do thay đổi ứng suất ban đầu gồm có các

nghiên cứu của Idris và nnk. [97]; Valley và nnk. [98], Lü và Low [99]; Lü và nnk.

[100]; Song và nnk. [101]; El Matarawi và Harrison [102]. Các nghiên cứu này chủ yếu

đánh giá độ tin cậy ổn định của hầm dựa trên phân tích ứng suất biến dạng theo phương

pháp khống chế hội tụ và phương pháp phần tử hữu hạn. Các biến ngẫu nhiên là các

thông số cơ học của môi trường đá: Em, cm,  (góc ma sát trong của khối đá) và c (lực

dính của khối đá) hoặc ứng suất tự nhiên chính lớn nhất và nhỏ nhất. Kết cấu khống chế

biến dạng của hầm chỉ sử dụng hệ thống neo. Do đó, phương trình trạng thái gồm: (1)

phương trình giới hạn biến dạng tỷ đối; (2) phương trình giới hạn bán kính vùng dẻo và

(3) phương trình giới hạn về ứng suất trong thân neo. Phương pháp phân tích độ tin cậy

đa dạng gồm phương pháp mặt phản ứng (Response Surface Method – RSM), dự đoán

điểm (Point Estimate Method – PEM), phương pháp độ tin cậy bậc 2 (Second-Order

Reliability Method – SORM), FORM và MCS. Kết quả thu được từ các nghiên cứu trên

là xác định được xác suất phá hủy cho từng trạng thái giới hạn đã lập, chưa thiết lập

được sơ đồ cậy sự cố thể hiện mối liên hệ của các trạng thái giới hạn đó để xác định xác

suất mất ổn định của mặt cắt hầm;

Bukaçi và nnk. [103], Langford và Diederichs [104] phân tích độ tin cậy của từng kết

cấu chống đỡ hầm khi hầm dùng đồng thời thép hình và BT phun. Phương trình trạng

thái giới hạn là hệ số an toàn (Fs) của kết cấu. Các biến ngẫu nhiên dùng trong tính toán

xác định Fs gồm GSI, c, mi. Phương pháp xác định Fs sử dụng mô hình số phân tích

biến dạng hầm bằng phương pháp phần tử hữu hạn. Phương pháp phân tích độ tin cậy

sử dụng RSM hoặc FORM, MCS. Hai nghiên cứu này đã phân tích ổn định hầm khi có

sự làm việc đồng thời của hệ kết cấu. Tuy nhiên, nghiên cứu mới xác định xác suất mất

an toàn cho từng kết cấu, chưa thiết lập được xác suất mất an toàn của cả hệ kết cấu dẫn

đến mất ổn định mặt cắt hầm;

Gharouni-Nik và nnk. [105] đã xây dựng được sơ đồ cây sự cố cho hệ các kết cấu chống

đỡ hầm gồm neo, lưới thép, BT phun, vỏ BT, thép hình từ các dạng phá hủy thành phần

có thể xảy ra cho từng kết cấu chống đỡ. Từ đó các tác giả đề xuất cách xác định xác

suất phá hủy cho cả hệ thống dựa vào quan hệ tương quan của các dạng phá hủy thành

phần. Phương pháp xác định xác suất phá hủy cho các dạng phá hủy thành phần của kết

cấu sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để xác định Fs cho từng kết cấu chống đỡ với

3 kịch bản gồm biên trên, biên dưới và giá trị thiết kế ban đầu của biến kích thước hoặc

bố trí kết cấu chống đỡ hầm. Sau đó, tính chuyển Fs sang giá trị xác suất phá hủy theo

quan hệ tuyến tính với hằng số tuyến tính c = 0,473. Ưu điểm của nghiên cứu này đã

thành công xây dựng sơ đồ cậy sự cố cho hệ kết cấu chống đỡ hầm, tuy nhiên phương

pháp xác định xác suất phá hủy thành phần còn hạn chế;

Fortsakis và nnk. [94], Đỗ Nhật Tân [106] phân tích độ tin cậy của hầm với kết cấu hầm

là BTCT. Phương trình trạng thái giới hạn là khả năng chịu moment uốn, lực dọc trục

hoặc lực cắt của vỏ hầm. Phương pháp xác định độ tin cậy dùng MCS. Trong nghiên

cứu của Fortsakis và nnk. [94], các giá trị moment uốn và lực cắt được xác định bằng

phân tích đàn hồi, biến ngẫu nhiên là áp lực đá tác dụng lên vỏ hầm. Trong nghiên cứu

của Đỗ Nhật Tân [106], giá trị moment uốn và lực cắt được xác định theo lời giải của

Duddeck và Erdmann [107], biến ngẫu nhiên là mô đun đàn hồi của đất đá, các đặc trưng

hình học của hầm và các đặc trưng kỹ thuật của vật liệu làm vỏ hầm. Cả hai nghiên cứu

này giới thiệu được hàm trạng thái giới hạn cho kết cấu BTCT khi làm việc trong môi

trường đất đá. Các nghiên cứu chưa xây dựng được xác suất mất an toàn của cả hệ kết

cấu khi có sự làm việc đồng thời của các hệ kết cấu khác trong mặt cắt hầm.

Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong mô hình phân tích ổn định hầm và ổn định hệ vỏ

hầm với hầm đi xuyên qua núi đang được nghiên cứu nhiều trong những năm gần đây.

Các nghiên cứu đã đưa các bất định số liệu đầu vào áp dụng trong mô hình phân tích ổn

định bằng phương pháp giải tích và mô hình số. Phương pháp xác định độ tin cậy đa

dạng gồm MCS, RSM, PEM, FORM, SORM. Các kết cấu chống đỡ điển hình (neo, BT

phun, vì thép, vỏ BTCT) đã được xét đến trong bài toán phân tích ổn định. Hạn chế của

các nghiên cứu là chưa ứng dụng được phân tích hệ thống theo lý thuyết độ tin cậy cho

ổn định hệ vỏ hầm với môi trường đất đá xung quanh trong giai đoạn thi công và vận

hành. Đặc biệt, đối với hầm thủy điện, phân tích độ tin cậy của hệ vỏ hầm thủy điện khi

có thêm tải trọng áp lực nước tham gia vẫn chưa có nhiều nghiên cứu.

1.4 Kết luận

Hầm thuỷ điện là công trình dẫn nước có áp dạng tuyến kéo dài đi qua môi trường đất

đá có điều kiện địa chất phức tạp, xuất hiện sự mất ổn định hầm trong giai đoạn thi công

và vận hành với các dạng sự cố khác nhau. Nguyên nhân gây ra sự cố có thể từ số liệu

khảo sát ban đầu của địa tầng; tính toán thiết kế sai các thông số liên quan đến tải trọng,

sức kháng, kết cấu chống đỡ, vật liệu xây dựng; sai sót liên quan đến thi công, vận hành;

sai sót trong tổ chức thu thập và xử lý thông tin ...

Công tác khảo sát địa kỹ thuật phục vụ cho thiết kế công trình ngầm nói chung và hầm

thủy điện nói riêng được quy định đầy đủ, nghiêm ngặt trong các tiêu chuẩn hiện hành

ở các nước trên thế giới như Mỹ, Trung Quốc, Châu Âu và Việt Nam. Trong đó, thí

nghiệm hiện trường và thí nghiệm trong phòng là cơ sở để lựa chọn chỉ tiêu cơ lý của

đất đá. Đặc điểm của các hầm thủy điện có tuyến dài, được đặt sâu trong các dãy núi

nên công tác khoan lấy mẫu không phân bố đều dọc tuyến; các thí nghiệm hiện trường

thường phức tạp, chi phí tốn kém nên các thông số này được phép lấy theo các vị trí tiến

hành khảo sát hoặc kinh nghiệm hoặc công thức tương quan với RMR hoặc Q, sau đó

giải quyết các vấn đề phát sinh (nếu có) tại hiện trường. Tuy nhiên, các thông số này

chứa nhiều bất định, đặc trưng cho sự biến đổi trong không gian, theo lịch sử hình thành,

quá trình tồn tại và biến đổi theo thời gian, quá trình phong hóa, cũng như nhận thức

hạn chế của chúng ta về môi trường đất đá. Việc sử dụng công thức tương quan hoặc

kinh nghiệm để xác định các thông số cơ học của môi trường đất đá dùng trong phân

tích ổn định hầm thuỷ điện phải thận trọng vì có thể làm tăng thêm các bất định do các

công thức tương quan chưa phù hợp. Môi trường đất đá có tính địa phương, phụ thuộc

vào cấu tạo địa chất và điều kiện hình thành cũng như những tương tác khác nên việc

áp dụng lý thuyết độ tin cậy cần được xem xét cụ thể cho phù hợp với điều kiện vùng

miền, việc địa phương hóa các tương quan dựa trên các nghiên cứu lý thuyết và chuỗi

số liệu thực nghiệm tin cậy là hết sức cần thiết.

Hầm thuỷ điện có kết cấu gia cố và vỏ hầm đa dạng tuỳ thuộc theo điều kiện địa chất và

tải trọng tác động lên kết cấu trong giai đoạn thi công và vận hành. Các phương pháp tất

định phân tích ổn hầm thuỷ điện cho phép xem xét ổn định hầm từ tương tác của môi

trường đất đá với kết cấu gia cố, vỏ hầm; lấy các thông số môi trường đất đá là số liệu đầu

vào. Cơ sở ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện và

môi trường đất đá xung quanh là xem xét các biến ngẫu nhiên từ thông số cơ học công

trình của môi trường đất đá, thông số vật liệu của kết cấu chống đỡ và tải trọng tác động

trong thi công và vận hành vào các bài toán thiết kế. Việc ứng dụng lý thuyết độ tin cậy

trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện và môi trường đất đá xung quanh hiện chưa

được nghiên cứu đầy đủ, theo hướng phân tích hệ thống còn hạn chế, chủ yếu tập trung

vào xác định biến ngẫu nhiên của thông số môi trường đất đá, phương pháp đánh giá độ

tin cậy (MCS, RSM, PEM, FORM, SORM) từ lý thuyết phân tích ổn định hầm cho các

kết cấu hầm riêng lẻ. Từ tổng hợp các ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực kỹ

thuật công trình, trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện trên thế giới và Việt Nam,

tác giả tập trung phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện và môi trường đất đá xung quanh

bằng lý thuyết độ tin cậy theo hướng phân tích hệ thống với các nội dung sau:

(1) Xây dựng mô hình tất định phân tích hệ vỏ hầm thuỷ điện và môi trường đất đá xung

quanh trong giai đoạn thi công và vận hành với đầy đủ các thông số đầu vào của môi

trường đất đá, kết cấu gia cố, vỏ hầm vĩnh cửu, tải trọng tác động; các điều kiện làm

việc của kết cấu vỏ hầm khi chịu lực. Các thông số đầu vào và điều kiện làm việc của

kết cấu trong mô hình tất định là cơ sở xác định các biến ngẫu nhiễn, thiết lập hàm trạng

thái trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện theo lý thuyết độ tin cậy;

(2) Phát triển chi tiết phương pháp phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện và môi trường

đất đá xung quanh bằng lý thuyết độ tin cậy theo hướng phân tích hệ thống thông qua

phân tích sự biến đổi ngẫu nhiên của các thông số môi trường đất đá xung quanh hầm,

các biến đổi của tải trọng tác dụng trong giai đoạn thi công và vận hành, sơ đồ cây sự

cố cho các bài toán cũng như xác suất phá huỷ của hệ vỏ hầm;

(3) Ứng dụng phương pháp luận đã phát triển vào đánh giá tương tác hệ vỏ hầm thủy

điện và môi trường đất đá xung quanh thông qua phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện

A Lưới – Thừa Thiên Huế.

CHƯƠNG 2 LÝ THUYẾT TẤT ĐỊNH TRONG PHÂN TÍCH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN VÀ MÔI TRƯỜNG ĐẤT ĐÁ XUNG QUANH

2.1 Lựa chọn phương pháp tất định phân tích ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn thi công và vận hành

Từ tổng quan phương pháp tất định trong phân tích ổn định hầm thuỷ điện ở mục 1.2 –

Chương 1, mô hình số được lựa chọn để phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện với môi

trường đất đá xung quanh trong giai đoạn thi công và vận hành. Trong mô hình số, có

hai phương pháp phân tích chính gồm phương pháp phần tử biên và phương pháp chia

lưới. Môi trường đất đá trong phương pháp chia lưới được xét là môi trường liên tục

hoặc môi trường không liên tục. Bảng 1.1 cho thấy mô hình số với môi trường đất đá

liên tục phù hợp dùng phân tích ổn định hầm với các dạng phá hủy phổ biến xảy ra khi

đào hầm. Các phần mềm địa kỹ thuật áp dung cho phân tích ổn định hầm dùng phương

pháp chia lưới phân tích môi trường liên tục như UNWEDGE, FLAC2D, FLAC3D,

RS2, RS3 … có các ưu thế vượt trội so với phương pháp giải tích:

- Phân tích ổn định hầm có xét đến trình tự thi công hầm cũng như tương tác giữa kết

cấu chống đỡ và môi trường đất đá. Hầm có thể được mô hình với kích thước hình học

thực tế thi công theo mặt cắt ngang hoặc dọc hầm. Kết cấu chống đỡ hầm trong mô hình

có thể lựa chọn theo điều kiện thi công thực tế gồm BT phun, neo, vỏ BTCT ... Điều

kiện làm việc của các kết cấu chống đỡ dễ dàng được lựa chọn phân tích theo trạng thái

đàn hồi hoặc trạng thái dẻo để đảm bảo thiết kế tối ưu kết cấu. Mô hình số phân tích ổn

định hầm cho phép đánh giá được vùng phá hoại, các ứng suất cục bộ ảnh hưởng đến

kết cấu hầm, khả năng làm việc của kết cấu chống đỡ…;

- Môi trường đất đá trong phân tích môi trường liên tục có nhiều lựa chọn gồm đàn hồi

tuyến tính, đàn hồi phi tuyến, đàn hồi nhớt, đàn hồi dẻo, đàn hồi - dẻo nhớt, độ dẻo bề

mặt ranh giới ... được phân tích đẳng hướng hoặc không đẳng hướng. Tiêu chuẩn phá

huỷ cho môi trường đất đá có thể lựa chọn theo Mohr - Coulomb, Hoek - Brown,

Drucker - Prager. Khe nứt có thể được mô hình trong môi trường liên tục với các kiểu

phân bố Baecher, Veneziano, Voronoi ... Tiêu chuẩn phá huỷ trượt của khe nứt có thể

lựa chọn theo Mohr - Coulomb, Barton-Bandis.

Tuy nhiên, các phần mềm trên có một số giới hạn: Trong mô hình chưa kể đến hệ số tải

trọng và sức kháng, hệ số tổ hợp tải trọng. Phân tích dòng thấm trong mô hình cho kết

quả xác định ứng suất lỗ rỗng xung quanh vỏ hầm trong môi trường đất, không xác định

được áp lực nước phía bên trong và bên ngoài vỏ hầm cho hầm thuỷ điện trong môi

trường đá. Mô hình chưa phù hợp trong đánh giá ổn định hầm cho các dạng phá huỷ tạo

hang, đất đá chảy, trương nở (Bảng 1.1).

Luận án sử dụng mô hình số làm bài toán tất định phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện

và môi trường đất đá xung quanh ở giai đoạn thi công và vận hành bằng FEM xét trong

môi trường liên tục.

2.2 Mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm

2.2.1 Mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm giai đoạn thi công

Trong giai đoạn thi công hầm, ổn định hệ vỏ hầm được đánh giá qua quá trình đào hầm

gồm giai đoạn đào hầm khi chưa có kết cấu chống đỡ, hầm được lắp đặt kết cấu gia cố

tạm và hầm được lắp vỏ BTCT vĩnh cửu. Sơ đồ nguyên lý phân tích ổn định hệ vỏ hầm

trong môi trường đất đá ở giai đoạn thi công theo mô hình số được thể hiện ở Bảng 2.1.

Các giả thiết của mô hình gồm:

- Chiều sâu đặt hầm đủ lớn để đưa mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm về bài toán tạo

hang trống trong không gian đàn hồi tuyến tính;

- Môi trường đất đá xung quanh hầm là môi trường liên tục. Đất đá có trạng thái ứng

suất ban đầu là trạng thái ứng suất thủy tĩnh gồm ứng suất thẳng đứng (v) và ứng suất

nằm ngang (h). Tỷ số giữa ứng suất nằm ngang và ứng suất thẳng đứng được gọi là hệ

số áp lực ngang (k);

- Ứng suất và biến dạng biên hầm khi đào được hình thành do trường ứng suất ban đầu;

- Cả khối đá khi chưa đào và sau khi đào đều không có đặc tính từ biến.

Mô hình tính toán

Điều kiện bài toán

Bước tính toán

Trước khi đào

- Miền nghiên cứu đánh giá ổn định hầm được lấy cách biên hầm từ (5-7)R (với R bán kính đào hầm). - Điều kiện trên biên của miền: + Ứng suất: v = .z; h = k.v ( - trọng lượng riêng của đất đá; z – độ sâu đặt hầm); + Biến dạng: bằng 0. - Vật liệu miền nghiên cứu: đồng nhất, đẳng hướng ở trạng thái đàn hồi/dẻo. - Tiêu chuẩn phá hủy cường độ của vật liệu: Mohr Colomb hoặc Hoek Brown.

Sau khi đào, ứng suất chính tại biên hầm: r = 0; t = max (r - ứng suất hướng tâm và t - ứng suất tiếp tuyến).

Đào hầm không kết cấu gia cố

Lắp đặt kết cấu gia cố

BT phun và neo/vì thép chữ I làm việc đồng thời khống chế biến dạng tại biên đào hầm: + Hệ neo chịu phá hủy chịu kéo, cường độ kéo dư bằng 0 khi neo bị vượt khả năng chịu kéo; + BT phun chịu phá huỷ nén; + Vì thép là cấu kiện dầm chịu lực dọc trục, lực cắt và moment uốn; tuân theo thuyết dầm Euler-Bernoulli chịu phá hoại dẻo về cường độ.

Lắp đặt vỏ hầm vĩnh cửu

Neo/vì thép và vỏ BTCT làm việc đồng thời khống chế biến dạng tại biên đào hầm: + Hệ neo chịu phá hủy chịu kéo, cường độ kéo dư bằng 0 khi neo bị vượt khả năng chịu kéo; + Vỏ BTCT và vì thép chịu lực kéo, lực cắt và moment uốn; tuân theo thuyết dầm Euler-Bernoulli chịu phá hoại dẻo về cường độ.

Bảng 2.1 Sơ đồ nguyên lý phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện giai đoạn thi công dùng mô hình số trong môi trường liên tục

2.2.2 Mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm giai đoạn vận hành

Trong giai đoạn vận hành, phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện đánh giá qua quá trình

vận hành trạm thủy điện gồm hầm chịu áp lực nước bên trong khi vận hành bình thường

và hầm chịu áp lực nước bên ngoài khi tháo cạn đường hầm. Các trạng thái chịu tải trọng

khác của hệ vỏ hầm sẽ không xét đến trong phạm vi luận án này gồm: vỏ hầm vĩnh cửu

chịu tải trọng thi công (áp lực vữa phụt xi măng, áp lực thiết bị cơ giới thi công, nổ mìn

thi công); tải trọng trong quá trình chuyển tiếp khi vận hành (áp lực nước va khi đóng

mở van tuabin); tải trọng đặc biệt (động đất, cắt tải đột ngột tổ máy thủy điện). Sơ đồ

nguyên lý phân tích ổn định hệ vỏ hầm trong môi trường đất đá ở giai đoạn vận hành

theo mô hình số được thể hiện ở Bảng 2.2.

Mô hình tính toán

Điều kiện bài toán

Bước tính toán

Hầm chịu áp lực nước bên trong khi vận hành bình thường

Hầm chịu áp lực nước bên ngoài khi tháo cạn nước tổ máy

- Miền nghiên cứu đánh giá ổn định hầm được lấy cách biên hầm từ (5-7)R (với R bán kính đào hầm). - Điều kiện trên biên của miền: biến dạng bằng 0. - Vật liệu miền nghiên cứu: đồng nhất, đẳng hướng ở trạng thái đàn hồi/dẻo. - Tiêu chuẩn phá hủy cường độ của vật liệu: Mohr Colomb hoặc Hoek Brown. - Neo/vì thép và vỏ BTCT làm việc đồng thời: + Hệ neo chịu phá hủy chịu kéo, cường độ kéo dư bằng 0 khi neo bị vượt khả năng chịu kéo; + Vỏ BTCT và vì thép chịu lực kéo, lực cắt và moment uốn; tuân theo thuyết dầm Euler-Bernoulli, chịu phá hoại dẻo về cường độ; + Tương tác giữa đất đá và kết cấu chống đỡ biểu diễn qua phần tử tiếp xúc.

Bảng 2.2 Sơ đồ nguyên lý phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện giai đoạn vận hành dùng mô hình số trong môi trường liên tục

Các giả thiết của mô hình gồm:

- Chiều sâu đặt hầm đủ lớn để đưa mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm về bài toán

phân tích tương tác vỏ hầm không gian đàn hồi tuyến tính;

- Môi trường đất đá xung quanh hầm là môi trường liên tục. Bỏ qua từ biến của môi

trường đất đá và vật liệu của kết cấu gia cố;

- Áp lực kháng đàn hồi của môi trường đất đá được tính toán tự động thông qua phần tử

tiếp xúc.

2.2.3 Lời giải của mô hình số

Luận án sử dụng phần mềm địa kỹ thuật RS2 thực hiện phân tích ổn định hệ vỏ hầm

thủy điện với môi trường đất đá xung quanh ở giai đoạn thi công và vận hành hầm. Phần

mềm RS2 là một sản phẩm của công ty Rocscience - được thành lập vào năm 1996.

Phần mềm RS2 cho phép phân tích ứng suất / biến dạng, phân tích ổn định, thiết kế kết

cấu chống đỡ cũng như mô phỏng giai đoạn thi công một cách dễ dàng với các công

trình đào ngầm hoặc đào mở như hầm, mỏ lộ thiên, hầm lò, kè, móng nông, móng sâu

… bằng FEM. Cơ sở lý thuyết RS2 sử dụng xây dựng chương trình phân tích địa kỹ

thuật cho các bài toán ổn định liên quan đến công trình ngầm gồm mô hình vật liệu đất

đá, các đặc trưng cơ học của kết cấu chống đỡ và tương tác giữa môi trường đất đá và

kết cấu chống đỡ.

2.2.3.1 Mô hình vật liệu đất đá

Tùy thuộc vào cấu trúc địa chất và điều kiện thành tạo, môi trường đất đá hầm đi qua

được phân loại dựa theo chỉ số độ bền địa chất (GSI) gồm 3 dạng mô hình cơ học (Hình

2.1): mô hình đàn - dẻo có GSI ≤ 30; mô hình đàn hồi – giòn có GSI ≥ 60; mô hình giảm

bền có 30 < GSI < 60 [108].

Hình 2.1 Mô hình cơ học của môi trường đất đá

Với 3 dạng mô hình cơ học này, RS2 cho phép lựa chọn vật liệu của mô hình phân tích

theo trạng thái đàn hồi / dẻo với hai tiêu chuẩn phá hủy về cường độ của vật liệu thường

áp dụng cho hầm trong môi trường đất đá: tiêu chuẩn phá hủy Mohr Colomb và tiêu

chuẩn phá hủy Hoek – Brown.

*Tiêu chuẩn Mohr – Coulomb được biểu diễn theo các công thức:

2𝑐∗𝑐𝑜𝑠

(2-1) 𝜎1 = 𝜎𝑐𝑚 + 𝑘𝜎3

1−𝑠𝑖𝑛

1+𝑠𝑖𝑛

(2-2) Cường độ nén dọc trục của khối đá: 𝜎𝑐𝑚 =

1−𝑠𝑖𝑛

Hệ số áp lực ngang: 𝑘 = (2-3)

Trong đó: 𝜎1, 𝜎3 − ứng suất lớn nhất và nhỏ nhất theo phương chính khi phá hủy xảy

ra; c - lực dính và  là góc ma sát trong của khối đá. Khi khối đá ở dạng thái dẻo, sử

dụng giá trị cr và 𝑟.

* Phương trình phá hủy ở vùng đàn hồi và vùng dẻo theo tiêu chuẩn Hoek-Brown thể

hiện qua các công thức:

(2-4)

2)0,5 2)0,5

(2-5) 𝜎1 = 𝜎3 + (𝑚𝑖𝜎𝑐𝜎3 + 𝑠𝜎𝑐 𝜎1 = 𝜎3 + (𝑚𝑟𝜎𝑐𝜎3 + 𝑠𝑟𝜎𝑐

Trong đó: c là cường độ kháng nén dọc trục của mẫu đá; mi và s là hằng số của khối

đá; mr và sr là hằng số của khối đá sau khi bị phá hủy ở vùng dẻo; giá trị mr = 0,65mb

[109].

Các hằng số tại vùng đàn hồi và vùng dẻo xác định theo công thức:

)

𝑚𝑏 = 𝑚𝑖 𝑒𝑥𝑝 (

𝐺𝑆𝐼 − 100 28 − 14𝐷

(2-6)

𝑠 = 𝑒𝑥𝑝 (

)

(2-7)

20 3 )

𝐺𝑆𝐼 − 100 9 − 3𝐷 𝐺𝑆𝐼 15 − 𝑒−

(2-8) 𝑎 = + (𝑒− 1 2 1 6

2.2.3.2 Đặc trưng cơ học của kết cấu chống đỡ

a) Neo

Neo sử dụng trong gia cố hầm thủy điện có dạng cấu tạo như Hình 2.2 gồm thanh thép

neo, vữa bơm và bản mặt (nếu cần) dùng dạng “End Anchored Bolt” trong phần mềm

RS2. Cơ chế phá huỷ chủ yếu của neo do vượt qua khả năng chịu kéo của vật liệu và

cường độ kéo dư bằng 0 khi neo bị vượt khả năng chịu kéo (bỏ qua tương tác giữa thép

neo, vữa bơm và môi trường đất đá xung quanh). Lực dọc trục của neo được biểu diễn

qua công thức:

(2-9) 𝐹 = 𝐾𝑛. ∆𝑢

Với Kn là độ cứng chịu kéo của neo tính theo công thức:

(2-10) 𝐾𝑛 = 𝐸𝑛. 𝐴𝑛/𝐿𝑛

Trong đó: En – mô đun đàn hồi của vật liệu neo; An – diện tích chịu kéo của thanh neo;

Ln – chiều dài chịu kéo của thanh neo; u là biến dạng dài của thanh neo

Hình 2.2 Cấu tạo neo dùng trong gia cố hầm

b) Vỏ hầm

Trong phần mềm RS2, BT phun, vì thép và vỏ BTCT được định nghĩa là kết cấu vỏ hầm

có các thành nội lực gồm lực dọc trục (P), moment uốn (M) và lực cắt (Q). Kết cấu vỏ

hầm cho phép lựa chọn dạng vỏ hầm đơn (chỉ có 1 kết cấu chịu lực) hoặc vỏ hầm kết

hợp (có từ 2 kết cấu chịu lực trở lên). Vỏ hầm kết hợp cho phép mô hình hệ vỏ hầm gồm

1 – thép hình; 2 – BT chèn Hình 2.3 Hệ kết cấu chống đỡ bằng vì thép [110]

BT phun và BTCT hoặc BT phun – vì thép – BTCT.

Với hệ kết cấu vì thép có cấu tạo gồm thép hình và BT chèn như Hình 2.3, kết cấu được

xem là một hệ dầm đồng nhất với các đặc trưng được xác định theo công thức:

𝐶𝐴

(2-11) Chiều cao trung bình của dầm: ℎ𝑒𝑞 = 2 √3𝐶𝐴𝐶𝐼

2 𝐶𝐴 √𝐶𝐴𝐶𝐼

(2-12) Mô đun trung bình của dầm: 𝐸𝑒𝑞 = √3

Trong đó:

(2-13)

𝐶𝐴 = 𝑛(𝐴1𝐸1 + 𝐴2𝐸2) 𝐶𝐼 = 𝑛(𝐼1𝐸1 + 𝐼2𝐸2)

(2-14) Với A – diện tích cấu kiện, E – mô đun đàn hồi của vật liệu; I – moment quán tính cấu kiện; 1 – thép hình; 2 – BT chèn; n – số thép hình trong 1 m dài

Các thành phần nội lực của vì thép và BT chèn được xác định dựa trên giá trị nội lực

của hệ dầm đồng nhất bằng các công thức [110]:

(2-15) Lực dọc trục thép hình: 𝑃1 =

(2-16) Lực dọc trục BT chèn: 𝑃2 =

(2-17) Moment uốn thép hình: 𝑀1 =

(2-18) Moment uốn BT chèn: 𝑀2 =

(2-19) Lực cắt thép hình: 𝑄1 =

𝑃. 𝐴1𝐸1 𝐶𝐴 𝑃. 𝐴2𝐸2 𝐶𝐴 𝑀. 𝐼1𝐸1 𝐶𝐼 𝑀. 𝐼2𝐸2 𝐶𝐼 𝑄. 𝐼1𝐸1 𝐶𝐼 𝑄. 𝐼2𝐸2 𝐶𝐼

(2-20) Lực cắt BT chèn: 𝑄2 =

2.2.3.3 Kiểm tra điều kiện làm việc của kết cấu chống đỡ

RS2 kiểm tra điều kiện làm việc của kết cấu chống đỡ dựa trên việc xác định cường độ

chịu lực của kết cấu. Với kết cấu vì thép, khả năng chịu lực của thép hình và BT chèn

được xác định thông qua việc xây dựng biểu đồ tương tác giữa moment và lực dọc (P ~

M), lực cắt và lực dọc (P ~ Q). Với kết cấu BTCT, khả năng chịu lực được xác định

thông qua việc xây dựng biểu đồ tương tác giữa moment và lực dọc (P ~ M). Các biểu

đồ này được xây dựng dựa trên điều kiện giới hạn về ứng suất dọc trục và ứng suất cắt

của vật liệu.

Ứng suất dọc trục trong kết cấu được xác định theo công thức tổng quát:

(2-21) 𝜎 = ± 𝑦 𝑃 𝐴 𝑀 𝐼

Trong đó: A – diện tích tiết diện chịu lực; I – moment quán tính của tiết diện chịu lực;

y – khoảng cách từ trục trung hoà của tiết diện đến mép ngoài của tiết diện. Ứng suất tại

mép biên ngoài của kết cấu được tính với giá trị yo, ứng suất tại mép biên trong của kết

cấu được tính với giá trị yi = t - yo với t là chiều cao chịu lực của kết cấu (Hình 2.4).

Ứng suất cắt trong kết cấu chống đỡ được xác định theo công thức:

(2-22) 𝜏 = 𝑄 𝐴

Hình 2.4 Ứng suất dọc trục (a) và ứng suất cắt (b) trong tiết diện kết cấu vỏ hầm dưới ảnh hưởng của nội lực M, P và Q

Hình 2.5 Ứng suất trong mặt cắt ngang thép hình khi chịu đồng thời lực P và M

Hình 2.6 Ứng suất trong mặt cắt ngang BT chèn khi chịu đồng thời lực P và M

Hình 2.7 Ứng suất trong mặt cắt ngang BTCT khi chịu đồng thời lực P và M

STT

Kết cấu

Ứng suất trong tiết diện

Giới hạn ứng suất

Chịu kéo thuần túy, ứng suất kéo:

𝑃

Neo

𝜎𝑡 ≤ 𝑓𝑦

𝜎𝑡 =

𝐴

Chịu nén thuần túy, ứng suất nén:

𝑃

BT phun

𝜎𝑐 ≤ 𝑓𝑐

𝜎𝑐 =

𝐴

Ứng suất dọc trục mép biên ngoài:

+ Ứng suất nén:

𝜎𝑜 & 𝜎𝑖 ≤ 𝑓𝑐

𝜎𝑜 =

𝑦𝑜

𝑀 𝐼

𝑃 𝐴

+ Ứng suất kéo:

Ứng suất dọc trục mép biên trong:

BT chèn

Bảng 2.3 Kiểm tra điều kiện ứng suất của kết cấu chống đỡ

−

𝜎𝑖 =

𝑦𝑖

𝑀 𝐼

𝑃 𝐴

+ Ứng suất cắt:

Ứng suất cắt:

τ ≤ √𝑓𝑐

𝜏 =

3. 𝑄 2. 𝐴

Ứng suất dọc trục mép biên ngoài:

𝜎𝑜 =

𝑦𝑜

𝑀 𝐼

𝑃 𝐴𝑛

+ Ứng suất nén/kéo: 𝜎𝑜 & 𝜎𝑖 < 𝑓𝑦

Ứng suất dọc trục mép biên trong:

−

𝜎𝑖 =

𝑦𝑖

Thép hình

𝑀 𝐼

𝑃 𝐴𝑛

Ứng suất cắt:

+ Ứng suất cắt: τ ≤ 𝑓𝑦/√3 khi P = 0 τ ≤ 𝑓𝑦/2√3 khi P ≠ 0

𝜏 =

𝑄 𝐴𝑣

An – diện tích chịu nén; Av – diện tích chịu cắt

* BT: + Ứng suất nén:

𝜎𝑜 & 𝜎𝑖 ≤ 𝑓𝑐

+ Ứng suất kéo:

* Khi BTCT chưa nứt, σ và τ xác định tương tự theo kết cấu BT chèn. * Khi BTCT bị nứt: Ứng suất cắt trong BT:

𝜏 =

𝜎𝑜 & 𝜎𝑖 ≤ 𝑓𝑡

𝑄 𝐴

BTCT

Ứng suất dọc trục cốt thép:

+ Ứng suất cắt:

𝑀

−

𝜎𝑠 =

τ < √𝑓𝑐 +

𝑃 − 𝑓𝑐. 𝐴𝑛 𝑛. 𝐴𝑠

)

𝜎𝑜 & 𝜎𝑖 ≤ 𝑓𝑡

𝑚. 𝐴𝑠 (𝑡 −

𝑦𝑐 2

As - diện tích cốt thép; n - số cốt thép chịu lực dọc; m – số cốt thép chịu kéo do moment uốn; yc – chiều cao vùng chịu nén của BT

* Cốt thép: + Ứng suất nén / kéo σ ≤ 𝑓𝑦

𝑃 𝐴

Dưới ảnh hưởng của nội lực M và P, tiết diện kết cấu có các trạng thái ứng suất dọc trục

() gồm chịu kéo / nén thuần túy, chịu nén / kéo do moment uốn hoặc đồng thời nén /

kéo và uốn. Dưới ảnh hưởng của lực dọc trục P, khả năng chống cắt của tiết diện tăng

lên khi chịu lực nén và giảm đi khi chịu lực kéo.

Do đặc tính của vật liệu, sự phát triển ứng suất trong kết cấu sẽ khác nhau khi chịu

đồng thời lực dọc và moment uốn. Kết cấu thép làm việc ở trạng thái đàn hồi khi ứng

suất trong kết cấu  < fy (cường độ chảy dẻo của thép) và biến dạng tỷ đối   y (biến

dạng tỷ đối của thép); ở trạng thái đàn hồi – dẻo khi  = fy và biến dạng tỷ đối y < 

 2y (Hình 2.5). Kết cấu BT là việc ở trạng thái đàn hồi khi tiết diện kết cấu chưa bị

nứt, ứng suất trong kết cấu  < fc (cường độ kháng nén của BT) và biến dạng tỷ đối 

< cu (biến dạng tỷ đối của BT); ở trạng thái đàn hồi - dẻo, ứng suất kéo trong tiết diện

kết cấu được huy động từ khả năng chịu kéo của BT (ft) (BT chèn) hoặc khả năng chịu

kéo của cốt thép fy (BTCT) (Hình 2.6 và Hình 2.7), biến dạng tỷ đối tại vùng chịu nén

của BT  = cu và tại vùng chịu kéo của cốt thép   y. Lực cắt trong cấu kiện BT ở

trạng thái đàn hồi được kể đến hệ số 1,5 [110, 111], bỏ qua khả kháng cắt của cốt thép

dọc khi tiết diện BT bị nứt.

Trong phạm vi luận án, kiểm tra điều kiện ứng suất của kết cấu được đề xuất theo

Bảng 2.3, thay thế cho phương pháp kiểm tra theo biểu đồ tương tác giữa moment và

lực dọc (P ~ M), lực cắt và lực dọc (P ~ Q) của RS2. Neo và BT phun được kiểm tra

theo điều kiện kéo / nén thuần tuý. Thép hình, BT chèn và BTCT kiểm tra ứng suất

theo điều kiện chịu lực đồng thời của lực dọc, moment uốn và lực cắt. Thép hình và

BT chèn được kiểm tra phá hoại theo giới hạn ứng suất ở trạng thái đàn hồi (kết cấu

thép đạt giới hạn chảy, tiết diện BT bắt đầu hình thành vết nứt). BTCT được kiểm tra

phá hoại theo giới hạn ứng suất ở trạng thái đàn dẻo (cốt thép đạt giới hạn chảy, tiết

diện BT bị nứt).

2.3 Khảo sát mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm bằng RS2 cho hầm thủy điện ở Lào

Từ sơ đồ nguyên lý phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện với môi trường đất đá xung

quanh trong giai đoạn thi công và vận hành, tiến hành khảo sát mô hình số bằng phần

mềm RS2 cho công trình thủy điện ở Lào đi qua khối đá trầm tích hệ tầng Sông Bung

(T1-2sb) trong nghiên cứu của Giang và Huy [112] khi được cải tạo lại tuyến hầm sau

tháp điều áp. Đoạn hầm sau tháp điều áp nằm trong khu vực đá trầm tích phong hoá

trung bình đến mạnh (Hình 2.8). Đoạn hầm số 10 là đoạn hầm mới bổ sung, có tiết diện

lớn, bên trong bố trí đường ống áp lực; các đoạn hầm còn lại là hầm BT lót thép có

đường kính trong từ 3,1 m đến 3,6 m. Mặt cắt hầm khảo sát nằm trong đoạn hầm số 10

đi qua khu vực đới IB có tiết diện vòm ngược kích thước 6,45 m (cao) × 6,7 m (rộng),

bán kính vòm 3,35 m, chiều dài hầm 119,6 m; đường ống áp lực đường kính 3,4 m được

đặt bên trong hầm BTCT. Vỏ BTCT không trực tiếp chịu tải áp lực nước mà nhận tải

trọng này qua hệ thống các mố ôm và mố đỡ đặt ở đáy hầm [113] (Hình 2.9).

Hình 2.8 Mặt dọc tuyến đường ống áp lực sau tháp điều áp

Hình 2.9 Mặt cắt ngang đoạn hầm số 10 trong đới đá IB

2.3.1 Các thông số vật liệu và sơ đồ chất tải

Thông số vật liệu và sơ đồ chất tải dùng phân tích ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn thi

công hầm thủy điện được thể hiện ở Bảng 2.4 và giai đoạn vận hành ở Bảng 2.5.

Mô hình tính toán

Thông số vật liệu và tải trọng

Bước tính toán

Trước khi đào (Stage 2)

Đào hầm không kết cấu chống đỡ (Stage 3)

- Giới hạn miền vật liệu cách biên hầm: 5R = 5*3,35 = 16,75 m. - Điều kiện trên biên của miền: + Ứng suất: v = .z = 0,0277*185 =5,13 MPa; h = k.v = 0,51*5,13 = 2,6 MPa với k = 0,51; + Biến dạng: bằng 0. - Môi trường vật liệu đồng nhất đẳng hướng: Mô đun biến dạng của khối đá Em = 1280 MPa, hệ số Poisson  = 0,3. - Tiêu chuẩn phá hủy Hoek-Brown: + GSI = 25; mi = 16; D = 0,5  mb = 0,45; a = 0.53 ; s = 0; + Cường độ kháng nén mẫu đá: c = 20 MPa. - Mô hình cơ học vật liệu đàn dẻo: mr = 0,45; ar = 0,53 ; sr = 0.

Lắp đặt kết cấu chống đỡ ban đầu (Stage 4)

- BT phun: dày 0,05 m M300; trọng lượng riêng  = 24 kN/m3; mô đun đàn hồi Ec = 29000 MPa; hệ số Poisson c = 0,15. - Vì thép: + Thép hình I160x18 bước 0,75m;  = 78,5 kN/m3; Es = 200000 MPa; s = 0,3; cường độ chảy dẻo fy = 400 MPa; +BT chèn dày 0,2 m M200;  = 20kN/m3; Ec = 24000 MPa; c = 0,15; cường độ kháng nén c = 11,5 MPa.

Lắp đặt vỏ hầm vĩnh cửu (Stage 5)

BTCT: + BT dày 0,5m M300;  = 24 kN/m3; Ec = 29000 MPa; c = 0,15; cường độ kháng nén fc = 17 MPa.; + Cốt thép đường kính 25mm bước 0,2m;  = 78,5 kN/m3; Es = 200000 MPa; s = 0,3; cường độ chảy dẻo fy = 400 MPa.

Bảng 2.4 Sơ đồ chất tải phân tích ổn định hệ vỏ hầm tiết diện hình vòm ngược giai đoạn thi công cho hầm thủy điện ở Lào

Mô hình tính toán

Thông số vật liệu và tải trọng

Bước tính toán

Hầm vận hành bình thường (Stage 6)

Hầm khi tháo cạn tổ máy (Stage 7)

- Thông số vật liệu tương tự Bảng 2-4 * Tải trọng bên trong đường hầm trong giai đoạn vận hành tổ máy: + Nhịp mố đỡ đường ống áp lực: 15 m; + Kích thước mố đỡ BT: Bên trái: 5 m x 1,765 m x 0, 75 m; Bên phải: 5 m x 1,335 x 0,75 m;  Tải trọng mố đỡ: Trái: 0,032 MN/m; Phải: 0,024 MN/m; + Đường kính trong đường ống áp lực: 3,4 m; + Đường kính ngoài đường ống áp lực: 3,44 m;  Trọng lượng đường ống áp lực lên mố: 0,125 MN;  Trọng lượng nước lên mố: 0,68 MN;  Tổng tải trọng tác dụng lên đáy hầm: Bên trái: 0,837 MN; Bên phải: 0,829 MN. * Tải trọng bên trong đường hầm khi tháo cạn tổ máy: Bên trái: 0,157 MN; Bên phải: 0,149 MN.

Bảng 2.5 Sơ đồ chất tải phân tích ổn định hệ vỏ hầm tiết diện hình vòm ngược giai đoạn vận hành cho hầm thủy điện ở Lào

Hệ số áp lực ngang trong sơ đồ chất tải sử dụng theo công thức (2-23) của Sheorey và

nnk. [114] khi xét đến ảnh hưởng của nhiệt độ.

(2-23) 𝑘 = + . (1 + ) 𝑣 1 − 𝑣 𝛽𝑡. 𝐸ℎ. 𝐺𝑡 (1 − 𝑣)𝛾 1000 𝑧

Trong đó: Eh – mô đun biến dạng của khối đá được đo theo phương ngang (MPa);  - trọng

lượng riêng của mẫu đá (MPa/m); t – hệ số giãn nở nhiệt tuyến tính, lấy bằng 8.10-6/oC cho

mọi loại đá khác nhau; Gt – gradient địa nhiệt của đá, lấy bằng 0,024oC/m;  - hệ số Poisson

của mẫu đá. Trong tính toán, lấy Eh = Em, với Em – mô đun biến dạng của khối đá.

2.3.2 Kết quả tính toán

Các giá trị nội lực của kết cấu và biến dạng của biên hầm giai đoạn hoàn thành thi

công hầm (Stage 5) được thể hiện ở Bảng 2.6, giai đoạn vận hành bình thường (Stage

6) ở Bảng 2.7, giai đoạn tháo cạn tổ máy (Stage 7) ở Bảng 2.8 tại các vị trí vòm hầm

(vị trí 4, 5, 6), biên hầm (vị trí 2, 3 và 7, 8), đáy hầm (vị trí 1), và vị trí 8 và 9 tại điểm

bố trí mố ôm của đường ống áp lực (Hình 2.10) trong trường hợp chưa kể đến các hệ

số tải trọng.

Hình 2.10 Biến dạng biên hầm tiết diện vòm ngược trong mô hình số bằng RS2

Từ kết quả Bảng 2.6 ~ Bảng 2.8, kết cấu chống đỡ hầm gồm vì thép hình và BTCT

chịu lực phức tạp gồm lực dọc trục, moment và lực cắt; BT phun chủ yếu chịu lực dọc

trục. Các giá trị ứng suất được xác định tương ứng với các trường hợp chịu lực. Trong

môi trường đất đá xung quanh liên tục, đồng nhất, đẳng hướng, kết cấu chủ yếu chịu

lực nén dọc trục.

Giá trị ứng suất lớn nhất tại các vị trí trong kết cấu vỏ hầm qua các bước tính toán

được biểu diễn trong Hình 2.11 ~ Hình 2.14. Các bước tính toán Stage 6a và Stage 7a

có xét đến hệ số tải trọng 1,4 và hệ số tính toán của vật liệu 1,1 theo TCVN 9154:2012;

bước tính toán Stage 6b và Stage 7b kể đến trường hợp kết cấu vì thép không tham gia

chịu lực cùng BTCT; BT phun được xét đến trong giai đoạn thi công hầm, không xét

đến trong giai đoạn vận hành hầm. Trong các bước tính toán kể trên bỏ qua ảnh hưởng

của từ biến của vật liệu kết cấu và môi trường đất đá xung quanh.

Biên hầm

Vị trí

Đáy hầm 9 33

1 36

10 34

Biến dạng biên hầm (mm)

Thép hình

Vòm hầm 5 28 136,0 -1,0 0,0 49,6 65,7 0,0 1240,0

4 26 157,0 -1,0 2,0 58,5 74,6 2,1 1436,0

6 26 158,0 -2,0 -4,0 50,8 83,1 - 4,2 1445,0

2 6 137,0 4,0 2,0 90,3 25,8 2,1 1253,0

3 7 129,0 2,0 -3,0 70,8 38,5 - 3,1 1180,0

7 7 127,0 4,0 5,0 86,0 21,6 5,2 1163,0

8 6 145,0 3,0 -2,0 85,6 37,3 - 2,1 1323,0

BT chèn

Hoàn thành thi công hầm - Stage 5

BT phun

BTCT

- - - - - - - - - - - - - - 547,0 59,0 -268,0 1,28 0,78 -0,8 8,85

- - - - - - - - - - - - - - 915,0 195,0 -11,0 3,38 1,73 -0,03 23,29

28,0 37,0 6,7 6,3 0,3 25,0 0,5 163,0 2,0 22,0 0,32 0,30 0,07 2,18

17,0 -24,0 6,7 6,5 - 0,2 23,0 0,5 185,0 -3,0 -24,0 0,34 0,36 -0,07 2,45

22,0 -17,0 7,5 7,3 - 0,1 22,0 0,4 184,0 -21,0 -70,0 0,26 0,44 0,21 3,01

29,0 14,0 7,2 6,8 0,1 27,0 0,5 213,0 -8,0 64,0 0,37 0,44 0,19 3,01

-8,0 19,0 8,0 8,1 0,2 12,0 0,2 99,0 -3,0 14,0 0,17 0,20 0,04 1,38

-5,0 0,0 6,9 7,0 0,0 3,0 0,1 24,0 9,0 0,0 0,08 0,01 0,0 0,58

P M Q o i  P M Q o i  P  P M Q o i  s

- - - - - - - - -15,0 - -33,0 8,0 - 8,2 - - - 0,3 - 11,0 - 0,2 346,0 87,0 24,0 -4,0 403,0 -13,0 0,76 0,15 0,55 0,18 1,21 -0,04 5,21 1,25 Ghi chú: M - Moment (kNm), giá trị âm – căng mặt trong hầm; P - Lực dọc (kN), giá trị âm – lực kéo; Q - Lực cắt (kN), giá trị âm – lực hướng ngược chiều kim đồng hồ; Ứng suất (MPa). Vị trí các điểm tính toán trên mặt cắt thể hiện ở Hình 2.10.

Bảng 2.6 Giá trị nội lực, biến dạng biên hầm sau khi thi công hầm và ứng suất trong kết cấu

Vị trí

Đáy hầm 9

Thép hình

BT chèn

Vận hành bình thường - Stage 6

BTCT

- - - - - - - - - - - - 555,0 -80,0 328,0 0,71 1,39 0,98 9,57

- - - - - - - - - - - - 934,0 235,0 -7,0 3,75 1,77 -0,02 25,87

Biên hầm 7 3 129,0 132,0 4,0 2,0 4,0 -3,0 86,9 72,0 22,4 39,8 4,2 3,1 1174,0 1201,0 28,0 17,0 18,0 -23,0 6,7 6,8 6,4 6,6 0,2 - 0,2 198,0 255,0 7,0 1,0 -24,0 5,0 0,4 0,49 0,34 0,48 -0,07 0,02 2,79 3,3

Vòm hầm 5 143,0 1,0 0,0 68,6 52,5 0,0 1308,0 -6,0 0,0 7,3 7,4 0,0 245,0 -4,0 -2,0 0,45 0,48 -0,01 3,31

6 160,0 -2,0 -4,0 51,7 83,9 - 4,2 1499,0 -15,0 -47,0 8,3 8,5 - 0,4 264,0 2,0 9,0 0,51 0,49 0,03 3,5

4 164,0 -1,0 2,0 61,4 77,5 2,1 1497,0 -8,0 25,0 8,3 8,4 0,2 298,0 -2,0 -4,0 0,55 0,57 -0,02 3,94

2 139,0 4,0 2,0 91,1 26,7 2,1 1268,0 29,0 0,0 7,3 6,9 0,0 264,0 -5,0 26,0 0,48 0,52 0,08 3,59

8 146,0 3,0 -2,0 86 37,7 - 2,1 1333,0 22,0 8,0 7,6 7,3 0,1 218,0 -14,0 -32,0 0,35 0,47 -0,1 3,25

P M Q o i  P M Q o i  P M Q o i  s

- - - - - - - - - - - - 332,0 -148,0 -286,0 0,63 1,88 0,86 12,95 Ghi chú: M - Moment (kNm), giá trị âm – căng mặt trong hầm; P - Lực dọc (kN), giá trị âm – lực kéo; Q - Lực cắt (kN), giá trị âm – lực hướng ngược chiều kim đồng hồ; Ứng suất (MPa). Vị trí các điểm tính toán trên mặt cắt thể hiện ở Hình 2.10.

Bảng 2.7 Giá trị nội lực và ứng suất trong kết cấu giai đoạn vận hành bình thường

Vị trí

Đáy hầm 9

Thép hình

BT chèn

Tháo cạn tổ máy - Stage 7

Vòm hầm 5 144,0 -1,0 0,0 53 69,1 0,0 1313,0 -5,0 0,0 7,3 7,4 0,0 262,0 5,0

4 166,0 -1,0 2,0 62,3 78,4 2,1 1518,0 -8,0 18,0 8,4 8,5 0,2 367,0 -2,0

6 168,0 -2,0 -4,0 55,1 87,3 -4,2 1531,0 -15,0 32,0 8,5 8,7 0,3 366,0 -3,0

2 144,0 4,0 2,0 93,2 28,8 2,1 1318,0 29,0 13,0 7,6 7,2 0,1 427,0 -8,0

Biên hầm 7 3 135,0 136,0 4,0 2,0 5,0 -3,0 89,4 73,7 25,0 41,5 5,2 -3,1 1232,0 1245,0 28,0 17,0 36,0 -24,0 7,1 7,1 6,7 6,9 0,3 - 0,2 387,0 396,0 7,0 -2,0

8 153,0 3,0 -2,0 89,0 40,7 -2,1 1399,0 22,0 -17,0 8 7,7 - 0,1 433,0 -24,0

- - - - - - - - - - - - 557,0 36,0

- - - - - - - - - - - - 928,0 201,0

- - - - - - - - - - - - 353,0 -2,0

BTCT

-157,0 1,21 0,9 -0,47 8,31

-10,0 3,45 1,75 -0,03 23,81

-6,0 0,68 0,7 -0,02 4,86

-71,0 0,72 0,92 -0,21 6,34

-13,0 0,74 0,76 -0,04 5,22

-7,0 0,69 0,7 -0,02 4,84

59,0 0,77 0,84 0,18 5,8

0,0 0,76 0,70 0,0 5,25

2,0 0,52 0,47 0,01 3,56

P M Q o i  P M Q o i  P M Q o i  s

306,0 0,66 0,68 0,92 4,66 Ghi chú: M - Moment (kNm), giá trị âm – căng mặt trong hầm; P - Lực dọc (kN), giá trị âm – lực kéo; Q - Lực cắt (kN), giá trị âm – lực hướng ngược chiều kim đồng hồ; Ứng suất (MPa). Vị trí các điểm tính toán trên mặt cắt thể hiện ở Hình 2.10.

Bảng 2.8 Giá trị nội lực và ứng suất trong kết cấu giai đoạn tháo cạn tổ máy

9,5

8,5

) a P M

7,5

( t ấ u s g n Ứ

Vị trí 4 Vị trí 5 Vị trí 6 Vị trí 2 Vị trí 7 Vị trí 3 Vị trí 8

6,5

Stage 5

Stage 6

Stage 7

Stage 6a

Stage7a

Bước tính toán Hình 2.11 Ứng suất BT chèn trong vì thép qua các bước tính toán

) a P M

Vị trí 4 vị trí 5 Vị trí 6 Vị trí 2 Vị trí 3 Vị trí 7 Vị trí 8

( t ấ u s g n Ứ

100 95 90 85 80 75 70 65 Stage 5

Stage 6

Stage 6a

Stage7a

Stage 7 Bước tính toán

5,0

4,0

3,0

Hình 2.12 Ứng suất thép I160 trong vì thép qua các bước tính toán

) a P M

2,0

1,0

Vị trí 1 Vị trí 9 Vị trí 10 Max min

( t ấ u s g n Ứ

0,0

Stage 5

Stage 6

Stage 7

Stage7a

Stage 6b Stage 7b

Stage 6a Bước tính toán

Hình 2.13 Ứng suất BT trong BTCT qua các bước tính toán

) a P M

Vị trí 1 Vị trí 9 Vị trí 10 max Min

( t ấ u s g n Ứ

35 30 25 20 15 10 5 0 Stage 5

Stage 6

Stage 7

Stage7a

Stage 6b

Stage 7b

Stage 6a Bước tính toán

Hình 2.14 Ứng suất cốt thép trong BTCT qua các bước tính toán

Ứng suất max trong BT chèn của vì thép (Hình 2.11) biến thiên trong khoảng từ 6,5

MPa ~ 9,5 MPa, vị trí vòm hầm (vị trí 4 và 6) có giá trị ứng suất lớn nhất. Ứng suất max

trong thép I160 của vì thép (Hình 2.12) biến thiên trong khoảng từ 65 MPa ~ 100 MPa,

vị trí chân thép I160 tại biên hầm (vị trí 2 và 8) có giá trị ứng suất lớn nhất.

Ứng suất max trong BT và cốt thép của BTCT tại vị trí vòm hầm và biên hầm được biểu

diễn bằng giới hạn đường max và min trong Hình 2.13 và Hình 2.14. Khi có sự tham gia

làm việc của vì thép (Stage 5, 6, 7, 6a và 7a), tại vị trí vòm hầm và biên hầm có ứng suất

max của BT biến thiên từ 0,0 MPa ~ 1,5 MPa; ứng suất max của cốt thép biến thiên từ

0,0 MPa ~ 10,0 MPa. Tại vị trí đáy hầm, ứng suất max của BT và cốt thép tại vị trí 8 lần

lượt là 4,2 MPa và 28,7 MPa. Khi không kể đến sự làm việc của vì thép (Stage 6b và

7b), ứng suất max BT biến thiên 3,5 ~ 4,5 MPa, ứng suất max cốt thép biến thiên 24

MPa ~ 30,5 MPa. Trong giai đoạn vận hành bình thường (Stage 6b), vị trí đáy hầm có

giá trị ứng suất lớn nhất; trong giai đoạn tháo cạn tổ máy (Stage 7b), vị trí vòm hầm (vị

trí 4 và 6) có giá trị ứng suất lớn nhất.

Khi kể đến hệ số làm việc của vật liệu, ứng suất giới hạn trong BT chèn, BT, thép I160

và cột thép lần lượt là 10,45 MPa; 15,45 MPa; 360,0 MPa. Hệ vỏ hầm có ứng suất trong

vật liệu đều nhỏ hơn giá trị ứng suất giới hạn, vỏ hầm làm việc ở trạng thái đàn hồi. Hệ

số an toàn của kết cấu vỏ hầm gồm thép hình, BT chèn và BTCT được thể hiện ở Bảng

2.9.

Thép hình và BT chèn được xem là kết cấu tổ hợp phân bố tải trọng theo đặc trưng vật

liệu. BTCT là kết cấu có sự làm việc đồng thời của BT và cốt thép tham gia chịu tải đảm

bảo biến dạng đồng thời, trong đó biến dạng của cốt thép quy định trạng thái của BTCT

ở trạng thái đàn hồi hay dẻo hay giòn. Do đó, hệ số an toàn của thép hình và BT chèn là

riêng biệt, hệ số an toàn của BTCT được đề xuất bằng hệ số an toàn của cốt thép trong

BT.

Từ kết quả Bảng 2.9, hệ kết cấu vỏ hầm làm việc phụ thuộc lẫn nhau. Vỏ hầm bị phá

hủy khi các kết cấu thành phần đồng thời bị phá hủy. Hệ số an toàn của hệ vỏ hầm đề

xuất theo hệ số an toàn của vỏ BTCT là 11,8 trong trường hợp khi không kể đến sự làm

việc của vì thép.

Vị trí

Vì thép

Stage 5

BTCT

Vì thép

Stage 6

BTCT

Vì thép

Stage 7

BTCT

Vì thép

Stage 6a

BTCT

Vì thép

Stage 7a

BTCT

Stage 6b

BTCT

Stage 7b

4,0 1,45 35,40 119,6 119,6 4,0 1,43 29,71 100,3 100,3 3,9 1,38 18,39 62,1 62,1 3,9 1,39 16,96 57,3 57,3 3,8 1,33 12,18 41,2 41,2 4,07 13,7 13,7 3,62 12,2 12,2

- - 4,57 15,5 15,5 - - 4,12 13,9 13,9 - - 4,47 15,1 15,1 - - 3,72 12,6 12,6 - - 4,06 13,7 13,7 3,60 12,1 12,1 3,95 13,3 13,3

Thép hình BT chèn BT Cốt thép Hệ số an toàn Thép hình BT chèn BT Cốt thép Hệ số an toàn Thép hình BT chèn BT Cốt thép Hệ số an toàn Thép hình BT chèn BT Cốt thép Hệ số an toàn Thép hình BT chèn BT Cốt thép Hệ số an toàn BT Cốt thép Hệ số an toàn BT Cốt thép Hệ số an toàn

4,3 1,27 85,83 288,0 288,0 4,3 1,23 30,29 102,9 102,9 4,1 1,20 22,07 74,1 74,1 4,1 1,19 17,71 59,8 59,8 4,0 1,16 13,70 46,3 46,3 3,79 12,8 12,8 3,50 11,8 11,8

Ghi chú: Vị trí các điểm tính toán trên mặt cắt thể hiện ở Hình 2.10.

Bảng 2.9 Hệ số an toàn của kết cấu tại các vị trí có ứng suất lớn nhất 6

2.4 Kết luận

Chương 2 trình bày cơ sở lý thuyết phân tích ổn định hầm thủy điện giai đoạn thi công

và vận hành bằng mô hình số phân tích phần tử hữu hạn với hệ vỏ hầm gồm kết cấu gia

cố và vỏ hầm vĩnh cửu:

- Thiết lập mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm dựa trên sơ đồ nguyên lý phân tích

trong mô hình số theo từng bước tương ứng với giai đoạn cụ thể trong quá trình thi công

và vận hành hầm thuỷ điện: đào hầm, lắp kết cấu gia cố, lắp vỏ hầm vĩnh cửu, hầm chịu

áp lực nước khi vận hành bình thường và hầm khi tháo cạn nước tổ máy;

- Môi trường đất đá xung quanh hầm được giả thiết đồng nhất, đẳng hướng; các đặc

trưng của khối đất đá được xác định từ chỉ số GSI hoặc độ bền kháng cắt của khối đá.

Các kết cấu vỏ hầm trong mô hình số phù hợp với thực tế thi công và điều kiện chịu tải

trọng. Các thông số cơ học của môi trường đất đá và kết cấu vỏ hầm là thông số đầu vào

của bài toán phân tích ổn định hầm, đồng thời là cơ sở để xác định các biến ngẫu nhiên

khi ứng dụng lý thuyết độ tin cậy;

- Điều kiện làm việc của kết cấu vỏ hầm được xem xét dựa trên khả năng chịu lực của

kết cấu dưới tác dụng của ngoại lực bằng ứng suất của kết cấu khi chịu tác động của P,

M và Q và ứng suất giới hạn của vật liệu kết cấu. Các điều kiện này là cơ sở thiết lập

các hàm trạng thái trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy.

Kết quả khảo sát mô hình số bằng chương trình RS2 cho phép tính toán cụ thể các thành

phần nội lực trong kết cấu khi hệ vỏ hầm có cấu tạo gồm các kết cấu khác nhau cùng

làm việc đồng thời. Từ đó, trạng thái ứng suất trong kết cấu được xác định để đánh giá

điều kiện làm việc của vật liệu và hệ số an toàn của kết cấu. Tuy nhiên, các hệ số an toàn

của kết cấu bằng phương pháp tất định được xác định cho các thành phần kết cấu riêng

biệt. Việc xác định hệ số an toàn cho cả hệ vỏ hầm làm việc đồng thời vẫn còn hạn chế.

Trong tính toán thiết kế thực tế, ổn định vỏ hầm được tính toán cho các trường hợp riêng

biệt khi các kết cấu làm việc độc lập.

Lý thuyết độ tin cậy theo hướng phân tích hệ thống cho phép đánh giá ổn định của hệ

vỏ hầm khi các kết cấu vỏ hầm làm việc đồng thời. Luận án kiến nghị sử dụng mô hình

số bằng chương trình RS2 trong nghiên cứu ứng dụng lý thuyết độ tin cậy cho hệ vỏ

hầm thủy điện và môi trường đất đá xung quanh có xét đến biến đổi ngẫu nhiên của các

thông số đầu vào, biến đổi của tải trọng tác dụng trong giai đoạn thi công và vận hành;

ứng suất của kết cấu khi chịu lực là cơ sở thiết lập các hàm trạng thái.

CHƯƠNG 3 LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY TRONG PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN

3.1 Cơ sở lý thuyết độ tin cậy trong địa kỹ thuật công trình

Phân tích độ tin cậy xem xét sự biến đổi giữa tải trọng và sức kháng của một phần tử,

kết cấu hay một hệ kết cấu theo xác suất xuất hiện. Tải trọng và sức kháng biến đổi nên

mối quan hệ giữa chúng cũng chứa các bất định không dự báo trước được. Do đó, cơ sở

lý thuyết độ tin cậy trong địa kỹ thuật được xây dựng dựa trên xác định các bất định của

tải trọng và sức kháng, từ đó xác định các bất định trong mối quan hệ của chúng thông

qua các hàm trạng thái. Tải trọng và sức kháng được xem như là các biến ngẫu nhiên có

quy luật, các phân bố này được xây dựng từ chuỗi số liệu thu thập từ hiện trường, thí

nghiệm trong phòng hoặc phân tích tương quan.

3.1.1 Biến ngẫu nhiên và phân bố xác suất

3.1.1.1 Biến ngẫu nhiên

Biến ngẫu nhiên là một phương tiện toán học để biểu diễn một sự kiện ở dạng giải tích.

Biến ngẫu nhiên có thể nhận một giá trị cụ thể, hoặc một giá trị nằm trong một khoảng

nào đó thuộc miền giá trị có thể có của nó.

Trong lĩnh vực kỹ thuật và khoa học vật lý, nhiều hiện tượng ngẫu nhiên liên quan đến

các kết quả số học một vài định lượng vật lý. Ví dụ như các kết quả thí nghiệm của mẫu

đất hoặc mẫu đá. Mô tả bằng số của kết quả thí nghiệm một chỉ tiêu cơ lý sẽ được coi là

một biến ngẫu nhiên.

Biến ngẫu nhiên gồm hai loại: biến ngẫu nhiên rời rạc và biến ngẫu nhiên liên tục trong

một khoảng giá trị nếu như các giá trị có thể có của nó lấp đầy khoảng giá trị đó.

Các thông số thông kê của biến ngẫu nhiên được xác định theo các công thức (3-1) ~

(3-4) gồm giá trị trung bình (x), phương sai (Var), độ lệch chuẩn (X), hệ số biến thiên

(). Các thông số này sẽ là thông số đầu vào trong phân tích xác suất địa kỹ thuật để lựa

chọn hàm phân phối phù hợp (Hình 3.1).

𝑛∗ 1 𝑛∗ ∑ 𝑥𝑖

𝑖=1

(3-1) 𝜇𝑥 =

(3-2) 𝜎𝑋 = √𝑉𝑎𝑟

(3-3) 𝑉𝑎𝑟 = 1 𝑛∗ − 1

𝑛∗ ∑(𝑥𝑖 − 𝜇)2 𝑖=1 𝜎𝑋 𝜇𝑥

𝛿 = (3-4)

Trong đó: n* – số mẫu của biến ngẫu nhiên, xi – giá trị của mẫu.

Hàm phân phối

𝝈𝑿

𝝁𝒙

Hình 3.1 Minh họa giá trị thông kê của biến ngẫu nhiên X với số mẫu quan sát n*

3.1.1.2 Phân bố xác suất

Quy luật phân phối xác suất của biến ngẫu nhiên là cách biểu diễn mối quan hệ giữa giá

trị có thể có của biến ngẫu nhiên với các xác suất tương ứng để biến ngẫu nhiên nhận

các giá trị đó. Hàm phân bố lũy tích (CDF) thể hiện quy luật phân bố xác suất của biến

ngẫu nhiên liên tục và biến ngẫu nhiên rời rạc. Với biến ngẫu nghiên liên tục, quy luật

phân bố xác suất được thể hiện ở dạng hàm mật độ xác xuất (PDF). Khi đó, CDF là tích

phân của PDF.

Một số hàm mật độ xác suất thường gặp trong lĩnh vực địa kỹ thuật như hàm Normal

(Gaussian) (Hình 3.2), Lognormal (Hình 3.3), Weibull (Hình 3.4) …

+ Hàm mật độ xác suất Normal biểu diễn bằng phương trình:

√2πσX

2 = 𝜎2

) f(x) = exp [− ] (với −∞ < x < +∞) (3-5)

(x−μ σX với 𝜇 = 𝜇𝑥 ; 𝜎𝑋

+ Hàm mật độ xác suất Log-normal biểu diễn bằng phương trình:

2 1

(3-6) f(x) = exp [−

√2π(x) với 𝜇𝑥 = exp ( +

2 = 𝜇𝑥

] (với x 0) 2(𝑒2 − 1) (lnx− )  2) ; 𝜎𝑋

k−1

+ Hàm mật độ xác suất Weibull bằng phương trình:

2 = (𝑤 − 𝜀)2 [ (1 +

(3-7) ) ] (với x >) f(x) = ( x w exp [− ( x ) w

𝑘

) − 2(1 + )] với 𝜇𝑥 = ε + (x − ε)(1 + ); 𝜎𝑋

Hình 3.2 Minh họa PDF và CDF cho phân phối chuẩn Normal ( = 0;  = 1)

Hình 3.3 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Log-normal ( = 1;  = 1)

Hình 3.4 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Weibull (w = 1; k = 1,5)

Để kiểm tra sự phù hợp của hàm mật độ lý thuyết với sự phân bố xác suất quan sát từ mẫu

thí nghiệm, kiểm định Chi-Square được áp dụng (2).  được xác định theo công thức:

k∗ 2 = ∑ j=1

(3-8) < C1−α∗,f∗ (nj − ej) ej

Trong đó: nj – tần suất quan sát được của mẫu thứ j, ej – tần suất theo lý thuyết từ hàm mật

độ xác suất. Điều kiện sử dụng Chi – Square là k*  5 và ej 5 . 𝐶1−𝛼∗,𝑓∗ – giá trị tiêu chuẩn

hàm 2 tại tần xuất cộng dồn (1-*), f* = k*-1 là bậc tự do.

Một số hàm phân phối cho biến rời rạc thường gặp trong lĩnh vực kỹ thuật như hàm

Binomial (Hình 3.5), Geometric (Hình 3.6), Poisson (Hình 3.7) …

+ Hàm phân bố lũy tích Binomial bằng phương trình:

x) px(1 − p)n−x (với x = 0, 1, 2, …, n)

2 = 𝑛𝑝(1 − 𝑝)

P(x) = (n (3-9)

với 𝜇𝑥 = 𝑛𝑝 ; 𝜎𝑋

+ Hàm phân bố lũy tích Geometric bằng phương trình (3-10):

(3-10)

P(x) = p(1 − p)x−1 (với x = 0, 1, 2, …) 2 = (1 − 𝑝)/𝑝2 với 𝜇𝑥 = 1/𝑝 ; 𝜎𝑋

+ Hàm phân bố lũy tích Poisson bằng phương trình (3-11):

(t)x x!

2 = (𝑡)2 + 𝑡

(3-11) P(x) = e−t (với x = 0, 1, 2, …)

với 𝜇𝑥 = 𝑡 ; 𝜎𝑋

Để kiểm tra sự phù hợp của hàm phân bố lũy tích với sự phân bố xác suất quan sát từ mẫu

thí nghiệm, kiểm định Kolmogorov-Smirnov hoặc Anderson-Darling được áp dụng. Hai

phương pháp kiểm định này được trình bày trong tài liệu của Ang và Tang [39].

Hình 3.5 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Binomial (n = 25; p = 0,2)

Hình 3.6 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Geometric (p = 0,2)

Hình 3.7 Minh họa PDF và CDF cho phân phối Poisson (t = 10)

3.1.2 Hồi quy và phân tích tương quan

Khi có từ hai biến trở lên, giữa các biến có thể có mối quan hệ với nhau. Do có sự ngẫu

nhiên, mối quan hệ giữa các biến sẽ không phải là duy nhất; với một giá trị cho trước

của biến này có thể cho nhiều giá trị của biến còn lại. Do đó, mối quan hệ của các biến

yêu cầu mô tả bằng xác suất thống kê. Nếu mối quan hệ xác suất thống kê giữa các biến

được biểu diễn bằng giá trị trung bình và giá trị phương sai của một biến ngẫu nhiên là

hàm giá trị của biến còn lại, thì cần dùng đến phân tích hồi quy.

3.1.2.1 Phân tích hồi quy

Phương pháp phân tích hồi quy là phương pháp thống kê xác định và định lượng được

mối quan hệ qua lại giữa các biến. Phương pháp cho phép xác định được phương trình

giữa các biến dựa trên các số liệu khảo sát thực tế với mối liên hệ phù hợp nhất. Một số

dạng liên hệ có thể có của các biến (Hình 3.8): quan hệ tuyến tính (thuận, nghịch), quan

hệ phi tuyến (như hàm số mũ, hàm logarit, hàm lũy thừa, quan hệ hàm đa thức...) [39].

(b)

(d)

(c)

(a) – không có tương quan; (b) – tương quan tuyến tính thuận; (c) – tương quan tuyến tính nghịch; (d) – tương quan phi tuyến

(a)

Hình 3.8 Minh họa tương quan giữa hai biến x, y

Giả sử với hai biến ngẫu nhiên X và Y, phương trình hồi quy tuyến tính có dạng:

(3-12) Y = aX + b

Trong đó: a và b là hệ số của phương trình, được xác định bằng phương pháp bình

phương nhỏ nhất theo công thức:

; b = Y − aX;

a =

n ∑ (Xi−X)(Yi−Y) i=1 2 n ∑ (Xi−X) i=1

(3-13)

Với 𝑋 và 𝑌 là giá trị trung bình của biến X và Y.

Với hai biến ngẫu nhiên X và Y, phương trình hồi quy phi tuyến viết dưới dạng:

(3-14) Y = a. g(X) + b

Với g(X) là hàm phi tuyến xác định trước của biến X. Hàm phi tuyến có thể được biểu

diễn hàm tuyến tính với X’ = g(X) theo công thức:

(3-15) Y = a. X′ + b

Hệ số a và b được xác định tương tự như phương trình hồi quy tuyến tính.

Một biến độc lập có thể là hàm của nhiều biến phụ thuộc. Trong trường hợp này, khi các

biến là ngẫu nhiên, giá trị trung bình và phương sai của biến độc lập cũng được coi là

hàm của các biến phụ thuộc. Khi đó hàm giá trị trung bình của được giả thiết là tuyến

tính và được phân tích theo hồi quy tuyến tính tính đa biến. Phương pháp này cũng được

trình bày trong [39].

3.1.2.2 Kiểm định phương trình hồi quy và phân tích tương quan

Kiểm định phương trình hồi quy nhằm đo lường kích thước sai biệt giữa giá trị thực (yi)

và giá trị tiên lượng (fi) của biến Y trong phương trình hồi quy. Có 5 nhóm tiêu chí để

kiểm định phương trình hồi quy.

Nhóm 1: dựa vào giá trị sai số tuyệt đối gồm MAE (trung bình sai số tuyệt đối), MEDAE

(trung vị của sai số tuyệt đối), SAE (tổng sai số tuyệt đối) và MAPE (trung bình phần

trăm sai số tuyệt đối). MAPE đo lường sai biệt theo tỉ lệ %, dùng cho những trường hợp

mà giá trị tiên lượng quá thấp hoặc quá cao.

(3-16) 𝑀𝐴𝐸 = MAE - trung bình sai số tuyệt đối theo công thức: ∑|𝑓𝑖 − 𝑦𝑖| 𝑛 MEDAE - trung vị của sai số tuyệt đối theo công thức:

(3-17) 𝑀𝐸𝐷𝐴𝐸 = 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑎𝑛(|𝑓𝑖 − 𝑦𝑖|)

SAE - tổng sai số tuyệt đối theo công thức:

𝑛 𝑆𝐴𝐸 = ∑|𝑓𝑖 − 𝑦𝑖| 𝑖=1

(3-18)

MAPE - trung bình phần trăm sai số tuyệt đối theo công thức:

∑ (3-19) 𝑀𝐴𝑃𝐸 = |𝑦𝑖 − 𝑓𝑖| 𝑦𝑖 𝑛

Nhóm 2: dựa vào giá trị bình phương sai số gồm MSE (trung bình bình phương sai số),

MEDSE (trung vị bình phương sai số), SSE (tổng bình phương sai số), RMSE (khai căn

trung bình bình phương sai số), MSLE (trung bình bình phương sai số theo logarit),

RMSLE (khai căn trung bình bình phương sai số theo logarit)

MSE - trung bình bình phương sai số theo công thức:

(3-20) 𝑀𝑆𝐸 = ∑(𝑓𝑖 − 𝑦𝑖)2 𝑛

MEDSE - trung vị bình phương sai số theo công thức:

(3-21) 𝑀𝐸𝐷𝐴𝐸 = 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑎𝑛 ((𝑓𝑖 − 𝑦𝑖)2)

SSE - tổng bình phương sai số theo công thức:

𝑛 𝑆𝑆𝐸 = ∑(𝑓𝑖 − 𝑦𝑖)2 𝑖=1

(3-22)

RMSE - khai căn trung bình bình phương sai số theo công thức:

(3-23) 𝑅𝑀𝑆𝐸 = √ ∑(𝑓𝑖 − 𝑦𝑖)2 𝑛

MSLE - trung bình bình phương sai số theo logarit theo công thức:

(3-24) 𝑀𝑆𝐿𝐸 = ∑(log(𝑓𝑖 + 1) − log (𝑦𝑖 + 1))2 𝑛

RMSLE - khai căn trung bình bình phương sai số theo logarit theo công thức:

(3-25) 𝑀𝑆𝐿𝐸 = √ ∑(log(𝑓𝑖 + 1) − log (𝑦𝑖 + 1))2 𝑛

Nhóm 3: dựa vào khảo sát sai biệt tương đối của mô hình gồm RRSE (khai căn bình

phương sai số tương đối), RAE (sai số phần trăm tuyệt đối)

RRSE - khai căn bình phương sai số tương đối theo công thức:

(3-26) 𝑅𝑅𝑆𝐸 = √ ∑(𝑓𝑖 − 𝑦𝑖)2 ∑(𝑦𝑖 − 𝑦̅)2

RAE – sai số phần trăm tuyệt đối theo công thức:

(3-27) 𝑅𝐴𝐸 = √ ∑|𝑓𝑖 − 𝑦𝑖| ∑|𝑦𝑖 − 𝑦̅|

Nhóm 4: dựa vào hệ số xác định để xác định phần phương sai của giá trị tiên lượng trong

mẫu.

Với các nhóm từ 1– 4, các sai số càng nhỏ thì phương trình hồi quy càng phù hợp với

các biến đang xét.

Nhóm 5: dựa vào hệ số tương quan để đánh giá độ chặt chẽ của mối liên hệ hồi quy

tuyến tính giữa hai biến X và Y hoặc giữa giá trị thực và giá trị tiên lượng. Hệ số tương

quan thường được xác định theo công thức (3-28) của Pearson:

𝑛 𝑖=1

∑ (𝑋𝑖 − 𝑋)(𝑌𝑖 − 𝑌) 𝑅𝑃 = (3-28)

√∑ (𝑋𝑖 − 𝑋)

. ∑ (𝑌𝑖 − 𝑌)

𝑛 𝑖=1

Hệ số tương quan thường nằm trong phạm vi từ -1 đến +1. Nếu RP càng gần giá trị ±1

thì các biến có mối quan hệ càng chặt chẽ; nếu Rp càng gần giá trị 0 thì các biến không

có sự tương quan. Bảng 3.1 diễn giải mức độ tương quan giữa các biến theo từng cấp từ

tương chặt chẽ, tương quan mạnh, tương quan trung bình, tương quan yếu và không có

tương quan theo các giá trị Rp xác định.

Mức độ tương quan giữa các biến

Tương quan thuận

Tương quan nghịch

Tương quan chặt chẽ

- 1

Tương quan mạnh

0,7 ~ 0,9

- 0,7 ~ - 0,9

Tương quan trung bình

0,5 ~ 0,6

- 0,5 ~ - 0,6

Tương quan yếu

0,2 ~ 0,4

-0,2 ~ - 0,4

Không có tương quan

0 ~ 0,1

0 ~ -0,1

Bảng 3.1 Diễn giải hệ số tương quan Rp

3.1.2.3 Lựa chọn phân phối xác suất phù hợp nhất

Các biến đầu vào cần được nghiên cứu, phân tích kỹ lưỡng để tìm ra quy luật phân phối

của chúng đảm bảo các nguyên tắc cơ bản trong thống kê toán học cũng như bản chất

vật lý của biến số đó.

Trình tự thông thường khi xét quy luật phân bố xác suất của một biến ngẫu nhiên:

- Chuyển dữ liệu đầu vào sang dạng hàm mật độ phân bố xác xuất;

- Sử dụng phương pháp ước lượng tối đa MLEs (maximum-likelihood estimator) để

đưa ra ước lượng ban đầu về các thông số thống kê;

- Sử dụng hàm tối ưu tính toán giá trị ước lượng sát nhất (goodness-of-fit measure);

- So sánh giá trị ước lượng sát nhất, goodness-of-fit measure, giữa các hàm và hàm nào

có giá trị goodness-of-fit nhỏ nhất được xem là kết quả tối ưu phù hợp nhất;

- Vẽ đồ thị trên cùng hệ trục với số liệu đầu vào để kiểm tra kỹ lại các kết quả.

Quy trình tính toán MLEs và tối ưu hoá có thể thực hiện theo tiêu chuẩn kiểm định -

bình phương (2 - chi-square), để cho ra kết quả tốt nhất cho từng hàm phân bố. Sau đó,

sẽ sắp xếp các hàm phân bố theo thứ tự giá trị 2 từ tốt nhất giảm dần lệch nhất.

Ngoài 2 - chi-square, còn có các tiêu chuẩn khác đánh giá độ phù hợp của phân bố, đó

là phương pháp Kolmogorov-Smirnov và Anderson-Darling. Trong một số trường hợp,

hàm phân bố tối ưu phù hợp được chọn từ các tiêu chuẩn kiểm định khác nhau sẽ khác

nhiều so với lựa chọn bằng phương pháp 2. Các kiểm định này được tích hợp trong

phần mềm BestFit và EasyFit, là công cụ hữu hiệu để tìm luật phân bố xác suất của các

biến đầu vào nhanh gọn và chính xác.

3.1.3 Cây sự cố và cây sự kiện

Cây sự cố và cậy sự kiện là phương pháp thường được sử dụng trong phân tích độ tin

cậy, phân tích rủi ro của một hệ thống phức tạp. Cây sự cố và cây sự kiện được biểu

diễn dưới dạng sơ đồ trực quan phân tích các sự cố, sự kiện của một hệ thống cụ thể.

Cây sự kiện biểu diễn chuỗi sự kiện (Eij..k) có thể là kết quả của một sự kiện khởi đầu

(E) nào đó, một vài trong số đó nếu xảy ra sẽ dẫn đến sự phá hủy của hệ thống (Hình

3.9a). Ứng với từng chuỗi sự kiện sẽ có hệ quả tương ứng (Cij..k).

Cây sự cố biểu diễn chuỗi các sự cố (Ei) gây nên sự kiện không mong muốn (E) của hệ

thống (Hình 3.9b). Sơ đồ cây sự cố sử dụng hệ thống ký hiệu để biểu diễn mối quan hệ

giữa các chuỗi sự cố và định nghĩa các sự cố. Chuỗi các sự cố phụ (nguyên nhân gây sự

cố) liên hệ với sự cố chính qua các cổng quan hệ “nối tiếp” và “song song”. Cổng song

song thể hiện bất kỳ các sự cố nào xuất hiện cũng gây ra sự kiện không mong muốn và

cổng nối tiếp thể hiện các sự cố xảy ra đồng thời sẽ gây ra sự kiện không mong muốn.

Sơ đồ cây sự cố, cây sự kiện được dùng trong phân tích rủi ro của hệ thống. Sơ đồ cây

sự cố còn được sử dụng trong các bài toán phân tích ổn định, an toàn của hệ thống [41,

115].

(a)

Cổng nối tiếp Cổng song song Sự cố / sự kiện

Sự cố / nguyên nhân cơ bản Sự cố bên ngoài Sự cố không tiếp tục phân tích

(b)

Hình 3.9 Minh họa sơ đồ cây sự kiện (a) và sơ đồ cây sự cố (b)

3.1.4 Hàm trạng thái và độ tin cậy của phần tử

Từ sơ đồ cây sự cố, để đánh giá độ tin cậy của một hệ thống, cần xác định được độ tin

cậy của các phần tử chính (nguyên nhân). Trước đây, độ tin cậy khi đánh giá kỹ thuật

cho phần tử sử dụng các hệ số an toàn Fs. Khái niệm này là một phương pháp tất định

đảm bảo đủ độ an toàn của phần tử bằng cách xác định tỷ lệ giữa sức chịu tải trung bình

và tải trọng trung bình cho tất cả các tình huống liên quan [116]. Khi đó, Fs được xác

định theo công thức:

(3-29) Fs= R/L

Trong đó: R – sức kháng hay sức chịu tải, L – tải trọng; các giá trị R và L lấy theo giá

trị trung bình thiên về an toàn cho phần tử và phần tử bị phá hủy khi hệ số an toàn Fs<1.

Phương pháp truyền thống khó định lượng và dễ bỏ qua các cơ sở để xác định các bất

định có trong số liệu đầu vào (tải trọng và sức chịu tải), các bất định được kể đến chủ

yếu dựa trên các giả thiết theo hướng thiên về an toàn với trường hợp bất lợi nhất. Do

đó, mức độ an toàn hoặc độ tin cậy của công trình là khó có thể định lượng được [115].

Ngày nay, độ tin cậy thường được biểu diễn dưới dạng chỉ số độ tin cậy (β) thay cho giá

trị hệ số an toàn, chỉ số này có liên quan đến xác suất phá hủy.

Theo lý thuyết, hàm trạng thái giới hạn được định nghĩa theo công thức:

Z = R - L (3-30)

Trong đó: Z – hàm trạng thái giới hạn (trạng thái ngay trước khi xảy ra sự cố gây phá

hủy công trình). Phương trình (3-30) được gọi là phương trình trạng thái giới hạn hay

còn gọi là độ an toàn. Khi Z > 0 thì phần tử được coi là an toàn, và khi Z < 0 thì phần tử

được coi là không an toàn, trong trường hợp Z = 0 thì gọi là ranh giới mất ổn định (biên

phá hủy).

Khi cả R và L đều chứa các bất định, chúng có thể được đặc trưng bằng các giá trị trung

bình μL và μR, độ lệch chuẩn L và R cùng với hàm mật độ xác suất của chúng fR(r) và

fL(l). Khi đó xác suất phá hủy P(Z<0) được định nghĩa là xác suất để Z < 0 và tại Z = 0

chính là đường bao ranh giới giữa vùng an toàn và vùng không an toàn. Xác suất phá

hủy được tính theo công thức (3-31):

(3-31) = ∬ 𝑓𝑅(𝑟). 𝑓𝐿(𝑙). 𝑑𝑟. 𝑑𝑙

𝑃𝑓 = 𝑃(𝑍 < 0) = ∬ 𝑓𝑅𝐿(𝑟, 𝑙). 𝑑𝑟. 𝑑𝑙 𝑍<0

(a) Mô phỏng phạm vi xác định xác suất phá hủy Pf; (b) ảnh hưởng của bất định tới phạm vi xác định xác suất phá hủy

Trong đó, 𝑓𝑅𝐿(𝑟, 𝑙) – hàm mật độ xác suất kết hợp của R và L.

Hình 3.10 Phương pháp phân tích, thiết kế theo lý thuyết độ tin cậy

Hình 3.10 minh họa vùng xác định xác suất phá hủy theo lý thuyết độ tin cậy khi biết

hàm mật độ xác suất của R và L. Phạm vi vùng xác suất phá hủy có thể rộng hoặc hẹp

phụ thuộc vào mức độ bất định của R và L (Hình 3.10b). Độ bất định của R và L càng

nhỏ thì xác suất phá hủy càng nhỏ (vùng xác suất phá hủy càng thu hẹp).

Phương trình tích phân (3-31) đối với hầu hết các trường hợp là không thể giải tích được.

Do đó, một số phương pháp đã được phát triển để giải các trường hợp phức tạp hơn bao

gồm các biến phụ thuộc hoặc biến không theo hàm chuẩn (hàm phân phối chuẩn Gauss)

và các hàm trạng thái giới hạn phi tuyến. Phương pháp phân tích gần đúng gồm FOSM,

FORM, SORM. Phương pháp dựa theo mẫu có thể là phương pháp mẫu rời rạc hoặc

mẫu ngẫu nhiên. Phương pháp mẫu rời rạc gồm PEM, RSM. Phương pháp mẫu ngẫu

nhiên chủ yếu dùng MCS.

3.1.5 Độ tin cậy của hệ thống

Xét một hệ thống có j phần tử, mỗi phần tử có hàm trạng thái giới hạn khác nhau và

được biểu diễn theo công thức:

(3-32) Zi= f(r,l) i=1, 2 ,…j

và xác suất phá hủy cho mỗi phần tử theo công thức:

(3-33)

(a) phần tử quan hệ nối tiếp; (b) phần tử quan hệ song song; (c) phần tử kết hợp; (d) phần tử con; (e) phần tử thành phần

𝑃𝑓𝑖 = 𝑃(𝑍𝑖 < 0)

Hình 3.11 Mô tả hệ thống [82]

Khi hệ thống có các phần tử thành phần quan hệ nối tiếp với nhau thì phá hủy của bất

kỳ phần tử thành phần nào cũng gây ra phá hủy của cả hệ. Hệ thống có các phần tử thành

phần quan hệ song song thì hệ thống bị phá hủy khi các phần tử này bị phá hủy đồng

thời [115]. Các phá hủy của phần tử con cũng có khái niệm tương tự. Tùy vào mức độ

phụ thuộc của các phần tử thành phần và các dạng phá hủy có thể xảy ra trong phần tử

con, xác suất phá hủy của phần tử con và hệ thống được xác định như Bảng 3.2.

Trong đó, quan hệ loại trừ lẫn nhau là các dạng phá hủy không xảy ra đồng thời và không

có liên quan đến nhau. Quan hệ độc lập là sự xuất hiện hay không xuất hiện dạng phá

hủy này cũng sẽ không ảnh hưởng đến xác suất xuất hiện của dạng phá hủy kia. Quan

hệ phụ thuộc hoàn toàn là các dạng phá hủy xảy ra đồng thời và dạng phá hủy này là hệ

quả của phá hủy kia.

Mức độ phụ thuộc

Hệ cấu kiện/ cấu kiện con

Loại trừ lẫn nhau

Độc lập

Phụ thuộc hoàn toàn

𝑗

Nối tiếp

𝑃𝑓𝑠 = max (𝑃𝑓𝑖)

𝑃𝑓𝑠 = ∑ 𝑃𝑓𝑖

𝑃𝑓𝑠 = 1 − ∏(1 −

𝑃𝑓𝑖)

𝑖=1

𝑗

Song song

𝑃𝑓𝑠 = 0

𝑃𝑓𝑠 = min (𝑃𝑓𝑖)

𝑃𝑓𝑠 = ∏ 𝑃𝑓𝑖

𝑖=1

Bảng 3.2 Xác suất phá hủy của hệ thống theo mức độ phụ thuộc của phần tử thành phần [82]

3.1.6 Mô phỏng Monte Carlo và công cụ tính toán

Mô phỏng Monte Carlo là một kỹ thuật gieo mẫu, biến ngẫu nhiên để mô phỏng nhân

tạo lượng lớn các thí nghiệm và quan sát kết quả. Lấy mẫu ngẫu nhiên từ biến ngẫu

nhiên Xi để tạo ra giá trị mẫu 𝑥̂𝑖 và giá trị mẫu 𝑥̂𝑖 tương tự như giá trị mẫu lấy từ thí

nghiệm hoặc quan sát từ thực nghiệm. Các giá trị mẫu 𝑥̂𝑖 thu được có thể biểu diễn bằng

các hàm phân bố xác suất. Do đó, mô phỏng Monte Carlo được sử dụng như là một công

cụ xác định hàm phân bố xác xuất của một biến ngẫu nhiên bất kỳ (𝑥̂𝑖) khi biết tương

quan của nó với các biến ngẫu nhiên khác (Xi, Yi ...).

Kỹ thuật gieo biến MCS còn được sử dụng rộng rãi trong lý thuyết độ tin cậy khi biết

các hàm trạng thái giới hạn, đặc biệt trong các bài toán hệ thống lớn có các hàm trạng

thái giới hạn nhiều và phức tạp. Hàm trạng thái giới hạn Z(x) = 0 sẽ được kiểm tra với

bộ giá trị mẫu 𝑥̂𝑖. Nếu hàm trạng thái bị vi phạm (i.e. Z(𝑥̂) ≤ 0), hệ thống sẽ được xác

định là phá hủy. Thí nghiệm được lặp lại nhiều lần, mỗi lần được tiến hành với vecto 𝑥̂

được chọn ngẫu nhiên từ giá trị mẫu 𝑥̂𝑖. Nếu có N thử nghiệm được tiến hành thì xác

suất phá hủy được xác định theo công thức:

(3-34) 𝑃𝑓 ≈ 𝑛1𝑃[𝑍(𝑥̂𝑖) ≤ 0] 𝑁

Với 𝑛1𝑃[𝑍(𝑥̂𝑖) ≤ 0] là số thử nghiệm n1 có 𝑍(𝑥̂𝑖) ≤ 0, và N thử nghiệm có liên quan

đến độ chính xác của Pf

Tính chính xác của MCS với số mẫu thử nghiệm N được xác định theo công thức:

𝑛1 𝑁 (3-35) 𝑒𝑟𝑟𝑜𝑟 (%) ≈ − 𝑃𝑓 𝑃𝑓

Khi các mẫu gieo đủ lớn, hàm phân bố của mẫu không ảnh hưởng đến kết quả xác suất phá

hủy của hàm trạng thái giới hạn, đặc biệt khi xác suất phá hủy có giá trị rất nhỏ (10-7). Với

công cụ máy tính thuận tiện, mô phỏng Monte Carlo rất tiện, có thể gieo triệu biến và đếm

nhanh các phân bố các số mẫu được gieo.

Phần mềm lập trình MATLAB là một trong những công cụ tính toán cung cấp môi

trường tính toán số và lập trình cho phép thực hiện các bài toán liên quan đến thống kê

và biến ngẫu nhiên. Với thư viện Statistic Toolbox và ngôn ngữ lập trình, MATLAB

cho phép thực hiện kỹ thuật gieo biến ngẫu nhiên theo MCS với số mẫu lớn khi biết

phương trình hàm mật độ xác suất, phương trình tương quan giữa các biến; thiết lập các

phương trình trạng thái giới hạn; xác định số mẫu n1 có 𝑍(𝑥̂𝑖) ≤ 0. Từ đó, xác suất phá

hủy của phần tử và hệ thống được xác định.

Luận án sử dụng mô phỏng Monte Carlo và MATLAB phân tích ổn định hệ vỏ hầm

thủy điện và môi trường xung quanh theo lý thuyết độ tin cậy.

3.2 Xây dựng sơ đồ phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện theo lý thuyết độ tin cậy

Từ cơ sở lý thuyết độ tin cậy trong địa kỹ thuật công trình, việc phân tích ổn định hệ vỏ

hầm thủy điện theo lý thuyết độ tin cậy cần xây dựng được mô hình xác định tải trọng

và sức kháng là các biến ngẫu nhiên; xây dựng sơ đồ cây sự cố phân tích ổn định hệ vỏ

hầm.

3.2.1 Tải trọng và sức kháng trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện theo lý thuyết độ tin cậy

3.2.1.1 Chất lượng đá và phân loại khối đá

Hầm thủy điện đi trong núi thường đi qua môi trường đá. Chất lượng đá thường được

đánh giá dựa trên mức độ nứt nẻ của khối đá, thông qua chỉ số chất lượng đá RQD và

số khe nứt trong một đơn vị thể tích Jv. RQD là thông số được sử dụng xác định chỉ số

phân loại khối đá RMR và chỉ số chất lượng đá Q.

RQD thông thường được xác định dựa vào nõn khoan. Do đó, giá trị RQD phụ thuộc

vào chất lượng của nõn khoan và hướng khoan. Khi khe nứt có bước lớn đều cho giá trị

RQD =100. Do đó, RQD xác định theo nõn khoan còn bị hạn chế.

Priest và Hudson [117] đề xuất tính RQD theo bước của khe nứt theo công thức:

(3-36) 𝑅𝑄𝐷 = 100𝑒−(0.1 + 1)

Trong đó:  - số khe nứt trung bình trên 1m dài ( =1/bước trung bình của khe nứt).

Bước của hệ khe nứt được xác định theo đường scanline tại hiện trường hoặc trong

đường hầm khi đào, chiều dài khe nứt phân bố theo hàm phân phối Negative Exponential

Phương pháp này có thể áp dụng khi đánh giá chất lượng đá trong quá trình đào hầm.

Palmstrom [118] đề xuất tương quan giữa RQD và tổng số khe nứt thể tích Jv theo công thức:

(3-37) 𝑅𝑄𝐷 = 115 − 3.3𝐽𝑣

(3-38) 𝐽𝑣 = 1.5 ∑( ) 𝑛𝑎𝑖𝐿𝑖 √𝐴

Trong đó: Jv - tổng số khe nứt thể tích trong một đơn vị thể tích; nai - số khe nứt với

chiều dài Li và A - diện tích bề mặt đang đánh giá RQD. Các giá trị này được xác định

tại hiện trường hoặc trong đường hầm khi đào.

Hình 3.12 Ví dụ minh họa hàm mật độ xác suất của RQD theo biến ngẫu nhiên Jv

Xác định RQD theo Jv hoặc  có thể sử dụng đan xen tùy theo số liệu khe nứt có thể thu

thập được tại công trình. Khi biết hàm mật độ xác suất của Jv hoặc , phân bố của RQD

được xác định bằng mô phỏng Monte Carlo theo phương trình tương quan (3-36) và (3-37).

Hình 3.12 minh hoạ kết quả hàm mật độ xác suất RQD theo hàm Weibull (7,49; 74,5) khi

Jv phân phối theo hàm Weibull (4,26; 15,0), trong đó RQD xác định theo công thức (3-37).

RMR và Q là hai hệ thống chính thường được sử dụng để xác định kết cấu chống đỡ ban

đầu cho hầm khi đào và các chỉ tiêu cơ học đá công trình trong thiết kế kết cấu hầm.

Hệ thống phân loại Q được Barton và nnk. [119] đề ra từ năm 1974, ngày càng được

hoàn thiện do tích lũy và bổ sung những số liệu mới, kinh nghiệm mới, hiện nay được

sử dụng rộng rãi trên thế giới. Giá trị Q là chỉ số chất lượng đào hầm của khối đá, thay

đổi từ 0.001 đến 1000 được xác định theo công thức:

(3-39) 𝑄 = ( ) . ( ) . ( ) 𝐽𝑤 𝑆𝑅𝐹 𝑅𝑄𝐷 𝐽𝑛 𝐽𝑟 𝐽𝑎

Trong đó: RQD – tham số đánh giá chất lượng đá, lấy chẵn từ 10 - 100; Jn – tham số chỉ

ảnh hưởng của số lượng khe nứt (cho điểm từ 0,5 đến 20); Jr – tham số thể hiện độ nhám

của khe nứt (cho điểm từ 0,5 - 4); Ja – tham số xét đến mức độ biến đổi bề mặt của các khe

nứt (cho điểm 0,75 - 20); Jw – tham số thể hiện mức độ ngậm nước (cho điểm từ 0,05 - 1);

SRF – tham số suy giảm ứng suất khối đá quanh công trình ngầm (cho điểm từ 0,5 - 400).

Hệ thống phân loại khối đá RMR do Bieniawski [120] đề xuất với 6 tham số để đánh

giá khối đá theo công thức:

(3-40) 𝑅𝑀𝑅 = 𝑅𝛽𝑆 + 𝑅𝑅𝑄𝐷 + 𝑅𝑐𝑗 + 𝑅𝑑𝑗 + 𝑅𝑤 + 𝑅𝑜𝑗

Trong đó: 𝑅𝛽𝑆 – điểm số kể đến cường độ kháng nén đơn trục của mẫu đá; 𝑅𝑅𝑄𝐷 – điểm

số xét tới chỉ số RQD; 𝑅𝑐𝑗 – điểm số xét tới đặc điểm gián đoạn; 𝑅𝑑𝑗 – điểm số xét tới

khoảng cách mặt gián đoạn; 𝑅𝑤 – điểm số xét tới ảnh hưởng của nước trong khối đá;

𝑅𝑜𝑗 – điểm số xét tới hướng của mặt gián đoạn.

Cả hai hệ thống đều dùng các thông số khe nứt của đá để làm thông số đầu vào gồm

bước khe nứt, độ dài của khe nứt, độ mở của khe nứt, độ nhám của khe nứt, chất lấp

nhét; mức độ phong hóa và ảnh hưởng của nước. Các giá trị này được thu thập tại hiện

trường hoặc trong đường hầm khi đào dựa trên quan sát cho điểm theo chỉ dẫn. Từ các

số liệu thu thập, các chỉ số RMR và Q được xác định và làm cơ sở xây dựng hàm phân

bố xác suất của RMR và Q, xây dựng mối quan hệ tương quan RMR và Q cho khối đá.

Hình 3.13a minh họa số liệu ngẫu nhiên của giá trị RMR sau khi có số liệu RQD, các

chỉ số tính điểm của khe nứt tại hiện trường công trình cụ thể. Hình 3.13b biểu diễn

tương quan giữa hai hệ thống phân loại khối đá RMR và Q sau khi có số liệu các giá trị

RMR, Q cho khối đá diorite và cát kết tại một công trình cụ thể.

Bằng lý thuyết xác suất thống kê và phân tích hồi quy, các tương quan và hàm phân bố

xác suất dễ dàng được thiết lập cho chỉ số khối đá cụ thể.

(a)

(b)

(a) Biểu đồ xác suất của RMR theo số liệu thu thập hiện trường [89]; (b) Tương quan RMR và Q theo số liệu thu thập hiện trường cho đá diorite và cát kết [121]

Hình 3.13 Hàm phân bố xác suất và tương quan cho RMR và Q

3.2.1.2 Chỉ tiêu về độ bền và cường độ

Phân tích biến dạng của đất đá xung quanh hầm được dựa trên hai tiêu chuẩn phá hủy

về cường độ của khối đá: tiêu chuẩn phá hủy Hoek – Brown và tiêu chuẩn phá hủy Mohr

- Coulomb.

Tiêu chuẩn phá hủy Hoek – Brown phụ thuộc vào các tham số mi, GSI và c. Trong đó,

các giá trị cường độ 𝜎𝑐 của mẫu đá được xác định bằng thí nghiệm trong phòng. Từ

chuỗi số liệu thí nghiệm, hàm phân bố xác suất của cường độ mẫu đã được xác định khi

coi c là biến ngẫu nhiên. GSI thường dùng xác định tính chất cơ học của khối đá và

đánh giá sự giảm độ bền khối đá trong những điều kiện địa chất khác nhau. GSI thường

xác định thông qua công thức tương quan với RMR hoặc Q [22, 122]. Hằng số mi xác

định thông qua quan hệ giữa cường độ chịu kéo của khối đá t và 𝜎𝑐 trong thí nghiệm

nén ba trục của mẫu đá [123].

Tiêu chuẩn phá hủy Mohr – Coulomb phụ thuộc vào tham số c và  . Các giá trị này của

khối đá được xác định từ thí nghiệm hiện trường và có thể xác định theo công thức kinh

nghiệm của Barton [124]:

𝑐 =

(3-41) = tan−1( 𝐽𝑤) 𝐽𝑟 𝐽𝑎

1 𝑆𝑅𝐹

𝜎𝑐 100

𝑅𝑄𝐷 𝐽𝑛

(3-42)

Từ các số liệu thí nghiệm hiện trường, các công thức tương quan, hàm phân bố xác suất thống

kê của các tham số trong tiêu chuẩn phá hủy sẽ được xác định bằng mô phỏng Monte Carlo.

3.2.1.3 Phân tích tải trọng và tác động

Tải trọng trong phân tích ổn định hầm thủy điện gồm có: ứng suất thiên nhiên; áp lực

đất đá chủ động, bị động (nếu có); áp lực nước trong và bên ngoài hầm; tải trọng thi

công hầm (áp lực vữa phụt xi măng, áp lực thiết bị cơ giới thi công, nổ mìn thi công);

tải trọng trong quá trình chuyển tiếp khi vận hành (áp lực nước va khi đóng mở van

tuabin); tải trọng đặc biệt (động đất, cắt tải đột ngột tổ máy thủy điện).

Trường ngẫu nhiên của áp lực đá chủ động và bị động, ứng suất thiên nhiên phụ thuộc

vào các đặc trưng cơ học của đất đá xung quanh hầm gồm , c, , Em (Hình 3.14b). Các

đặc trưng này có độ lớn giá trị thay đổi theo từng vị trí dọc tuyến hầm trong một địa tầng

cụ thể. Hàm phân bố xác suất các tải trọng này được xác định qua công thức tương quan

Chú giải: (1) – tuyến hầm thủy điện (giả thiết đi qua 3 hệ tầng hoặc phức hệ khác nhau); (2) – tháp điều áp; (3) – nhà máy thủy điện; (4) – đường áp lực nước thủy tĩnh trong hầm khi trạm thủy điện vận hành bình thường ứng với mực nước thượng lưu (MNTL) và mực nước hạ lưu (MNHL) cụ thể; (a) – đồ thị biểu diễn giá trị tải trọng thay đổi theo thời gian tại vị trí bất kỳ trên hầm (áp lực nước trong và ngoài hầm); (b) – đồ thị biểu biễn giá trị tải trọng phụ thuộc vào đặc trưng địa tầng thay đổi theo dọc tuyến hầm (áp lực đá chủ động và bị động, ứng suất thiên nhiên, lực kháng đàn hồi). Hình 3.14 Mô phỏng sự thay đổi của tải trọng và tác động dọc theo tuyến hầm

với các đặc trưng cơ học của đất đá xung quanh hầm bằng mô phỏng Monte Carlo.

Sự thay đổi ngẫu nhiên của áp lực nước trong và ngoài hầm (Hình 3.14a), tải trọng thi

công hầm, tải trọng trong giai đoạn chuyển tiếp và tải trọng đặc biệt đều phụ thuộc theo

thời gian. Trong đó, tải trọng thi công hầm (nổ mìn thi công), tải trọng giai đoạn chuyển

tiếp (áp lực nước va) và tải trọng đặc biệt (động đất, áp lực nước khi cắt tải đột ngột) có

thời gian tác động lên kết cấu ngắn hơn rất nhiều so với tuổi thọ của công trình. Các tải

trọng này thường được biểu diễn dưới hàm có gia tốc phụ thuộc theo thời gian và áp

dụng trong lời giải phân tích kết cấu động. Trong phạm vi luận án, phân tích ổn định hệ

vỏ hầm và môi trường đất đá xung quanh không xét đến bài toán phân tích kết cấu động.

Áp lực nước trong và ngoài hầm chiếm phần lớn thời gian tác động lên kết cấu. Chúng

phụ thuộc vào quá trình vận hành bình thường của tổ máy, hình thức điều tiết hồ chứa

của trạm thuỷ điện và chế độ thuỷ văn của dòng chảy đến công trình. Việc xác định các

đặc tính thống kê của áp nước trong và ngoài hầm có thể dựa trên các số liệu quan trắc

giá trị cột nước vận hành tại vị trí cụ thể nào đó trong tuyến hầm. Từ đó, hàm phân bố

xác suất của áp lực nước được lựa chọn phù hợp. Trong trường hợp, không có số liệu

quan trắc giá trị cột nước trong tuyến hầm, các công thức xác định cột nước của trạm

thuỷ điện từ điều kiện điều tiết lưu lượng, tính toán thuỷ năng trạm thuỷ điện có thể áp

dụng. Khi đó, áp lực nước trong và ngoài hầm có hàm phân bố xác suất phụ thuộc vào

hàm phân bố xác xuất của lưu lượng phát điện.

Hình 3.15 Biểu đồ biến thiên theo thời gian và hàm phân phối xác suất của áp lực nước tại mặt cắt sau tháp điều áp trạm thuỷ điện đường dẫn dùng hầm dẫn nước

Hình 3.15 minh họa thay đổi áp lực nước trong hầm thủy điện thu được từ số liệu quan

trắc áp lực nước tại mặt cắt hầm phía sau tháp điều áp và hàm mật độ xác suất của áp

lực nước cho công trình thủy điện ở Lào. Thời gian quan trắc từ giai đoạn tích nước và

đến khi hầm vận hành ổn định, trạm thuỷ điện có hình thức điều tiết năm. Áp lực nước

thay đổi do thay đổi mực nước trong hồ thủy điện và mực nước tại cửa xả của nhà máy

trong quá trình vận hành tổ máy. Áp lực nước dao động chủ yếu trong phạm vi 4,3 MPa

đến 5,3 MPa, áp lực tăng đột ngột tại giai đoạn đầu vận hành 6,1 MPa. Từ các số liệu

trên biểu đồ, biến thiên độ lớn giá trị áp lực nước được xác định bằng các thông số thông

kê 𝜇𝑥 và 𝜎𝑥. Theo đó, hàm phân mật độ xác suất của áp lực nước trong hầm được xác

định phù hợp với phân bố Log-normal (3,89; 0,062).

Như vậy quá trình xây dựng mô hình xác suất cho thông số tải trọng và sức kháng cụ thể cần:

- Hiểu rõ về quá trình xác định sức kháng, quá trình hình thành tải trọng để nhận dạng

biến ngẫu nhiên và các bất định liên quan đến biến ngẫu nhiên đó. Các bất định có thể

xác định thông qua các tham số thống kê thu được từ số liệu quan trắc, quan sát hiện

trường, thí nghiệm vật lý hoặc xây dựng tương quan, quan hệ tương quan có sẵn với các

biến ngẫu nhiên khác …;

- Lựa chọn hàm phân bố xác suất phù hợp với biến ngẫu nhiên từ chuỗi số liệu mẫu trực

tiếp thu thập hoặc chuỗi số liệu nhân tạo được mô phỏng bằng MCS khi có các tương

quan xác định với các biến ngẫu nhiên khác.

3.2.2 Sơ đồ cây sự cố trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy

Hầm thủy điện có hệ kết cấu phức tạp và yêu cầu cao về chức năng, nhiệm vụ trong thi

công và vận hành, tránh gây thiệt hại về kinh tế và xã hội. Phân tích ổn định hệ vỏ hầm

theo lý thuyết độ tin cậy cho phép xác định xác suất hệ vỏ hầm mất ổn định trong toàn

bộ thời gian làm việc của vỏ hầm. Các hàm trạng thái giới hạn cho từng kết cấu của hệ

vỏ hầm khi chịu lực (Bảng 3.3) gồm ứng suất dọc trục (U1), ứng suất cắt (U2), bề rộng

vết nứt trong BT (B2), biến dạng dẻo (B1) (với kết cấu làm việc ở trạng thái đàn hồi –

dẻo) của tiết diện hầm và tại các vị trí liên kết của kết cấu.

Mối quan hệ giữa các kết cấu của hệ vỏ hầm ở Hình 3.17 biểu diễn theo sơ đồ cây sự cố

dùng trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy. Hệ vỏ hầm có sự tham

gia làm việc của các cấu kiện thành phần như neo (S.1), BT phun (S.2), vì thép (S.3)

gồm khung thép (S.3.1) và BT chèn (S.3.2), BTCT (S.4). Cấu tạo và bố trí các lớp kết

cấu được minh hoạ sơ bộ ở Hình 3.16. Các kết cấu kiện thành phần (S.1, S.2, S.3, S.4)

đồng thời mất ổn định sẽ dẫn đến sự mất ổn định của hệ vỏ hầm, do đó các cấu kiện có

mối quan hệ song song phụ thuộc lẫn nhau. Neo và khung thép ngoài phụ thuộc vào điều

kiện làm việc của vật liệu (S.1.1, S.3.1.1) còn phụ thuộc vào điều kiện tại vị trí liên kết

kết cấu như liên kết neo (S.1.2), khớp nối (S.3.1.2). Tuỳ vào điều kiện chịu lực, các kết

cấu vỏ hầm có các hàm trạng thái giới hạn tương ứng như U1, U2, B1, B2, L1… Định

nghĩa các hàm trạng thái giới hạn U1, U2, B1, B2, L1 và điều kiện kết cấu mất ổn định

tương ứng được thể hiện ở Bảng 3.3. Các hàm trạng thái giới hạn này có quan hệ nối

tiếp không phụ thuộc lẫn nhau và gây ra mất ổn định cho các kết cấu thành phần.

Hình 3.16 Minh hoạ cấu tạo và bố trí các lớp kết cấu trong hệ vỏ hầm thuỷ điện

Stt Hàm trạng thái giới hạn

Điều kiện kết cấu mất ổn định

Ký hiệu

Giới hạn về ứng suất

f -  < 0

Ứng suất dọc trục (ứng suất nén, kéo)

 - ứng suất dọc trục do ngoại lực f - ứng suất tới hạn của vật liệu (trạng thái đàn hồi hoặc dẻo)

v -  < 0

Ứng suất cắt

 - ứng suất cắt do ngoại lực v - ứng cắt tới hạn của vật liệu (trạng thái đàn hồi hoặc dẻo)

Giới hạn về biến dạng dẻo

y -  < 0  - biến dạng do ngoại lực y - biến dạng dẻo tới hạn của vật liệu

bgh - bgh < 0

Giới hạn về nứt trong BT

bw - bề rộng vết nứt do ngoại lực bgh - bề rộng giới hạn

Giới hạn chiều dài neo

ln - ry < 0 ln - chiều dài neo làm việc ry - bán kính vùng dẻo đất đá quanh vỏ hầm

Bảng 3.3 Hàm trạng thái giới hạn của vật liệu kết cấu khi chịu lực

Hình 3.17 Sơ đồ hệ kết cấu vỏ hầm dùng trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy (S)

Hình 3.18 Sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm trong giai đoạn thi công hầm (1)

Mất ổn định của hệ vỏ hầm thuỷ điện theo sơ đồ Hình 3.17 được xây dựng dựa trên các

hàm trạng thái giới hạn về khả năng chịu lực của kết cấu. Trong thi công và vận hành,

hệ vỏ hầm chịu các điều kiện làm việc khác nhau, yêu cầu chức năng nhiệm vụ khác

nhau, do đó xác suất mất ổn định của hệ vỏ hầm còn phụ thuộc các điều kiện chủ quan

khác nhau. Để đánh giá được mức độ ổn định của hệ vỏ hầm thủy điện với môi trường

đất đá xung quanh trong thi công và vận hành, sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm trong

thi công và vận hành được xây dựng khi xem xét đến các yếu tố có thể ảnh hưởng đến

xác suất mất ổn định của cả hệ.

3.2.2.1 Sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm trong giai đoạn thi công

Sơ đồ cây sự cố mất ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn thi công được thể hiện ở Hình

Hình 3.18. Trong giai đoạn thi công hầm, chủ yếu là giai đoạn đào hầm và lắp đặt các

kết cấu gia cố, mất ổn định hệ vỏ hầm (1) có thể xảy ra trước thi công xong kết cấu gia

cố (1.1) hoặc sau khi (1.2) tiến hành lắp đặt xong kết cấu (Hình 3.18).

Trước khi lắp đặt xong các kết cấu gia cố, quá trình đào hầm có thể gây mất ổn định

hầm làm ảnh hưởng đến việc hoàn thành hệ kết cấu vỏ hầm để chịu lực do ảnh hưởng

của cấu trúc địa chất đất đá (1.1.1) hoặc do thay đổi trường ứng suất (1.1.2) khi các

kết cấu lắp đặt chưa kịp thời. Các dạng mất ổn định của hầm do cấu trúc địa chất đất

đá có thể do rơi đá (gồm đá kích thước lớn và kích thước nhỏ) (1.1.1.1), tạo hang

trống (1.1.1.2) hay đất đá chảy; các dạng mất ổn định của hầm do thay đổi trường

ứng suất có thể do đất đá biên hầm bị oằn vênh (1.1.2.1), đứt vỡ (1.1.2.2), tách tấm

(1.1.2.3), nổ đá (1.1.2.4), siết ép (1.1.2.5). Các dạng mất ổn định này có thể xuất hiện

độc lập hoặc xảy ra đồng thời khi đào hầm, do đó quan hệ giữa các dạng mất ổn định

là quan hệ song song. Tuy nhiên, do hạn chế của mô hình hoặc kinh nghiệm của kỹ

sư, các dạng mất ổn định của biên hầm chưa được phản ánh đúng trong tính toán nên

mất ổn định vỏ hầm trước khi gia cố có thể do sai sót trong mô hình môi trường đất

đá (1.1.3). Điều kiện mất ổn định biên hầm ứng với các dạng ổn định được tổng hợp

từ các nghiên cứu của Martin và nnk. [53], Palmstrom và Stille [10], Marinos [23]

xác định từ điều kiện tỷ số v/c, RMR và  (biến dạng biên hầm) trong Bảng 3.4.

Stt Dạng mất ổn định

Điều kiện mất ổn định biên hầm

Ký hiệu sự cố

Rơi đá, tróc lở

1.1.1.1

v/c < 0,15; 75 > RMR;  < 1% - rơi đá kích thước nhỏ (thể tích đá nhỏ hơn 10 m3) RMR >75, các khe nứt lớn giao nhau – rơi đá kích thước lớn (khối nêm lớn)

Tạo hang trống

1.1.1.2

0,15 < v/c < 0,4; RMR < 50; kèm đứt gãy phong hoá mạnh hoặc đới yếu

Đất đá chảy

Đất đá rời rạc kèm với nước ngầm

1.1.1.3

Oằn vênh

1.1.2.1

v/c > 0,4; RMR >75;  <1%

Đứt vỡ

1.1.2.2

0,15 < v/c < 0,4; 75> RMR >50;  < 1%

Tách tấm

1.1.2.3

v/c > 0,4; RMR >75;  = 1% ~ 2,5%

Nổ đá

1.1.2.4

v/c > 0,4; 75> RMR >50;  < 1% ~ 2,5%

Siết ép

1.1.2.5

v/c > 0,4; RMR < 75;  > 2,5%

Bảng 3.4 Điều kiện mất ổn định biên hầm ứng với các dạng mất ổn định

Sau khi lắp đặt các kết cấu gia cố (bao gồm cả kết cấu vĩnh cửu), mất ổn định của hầm

(1.2) do hệ kết cấu vỏ hầm không đảm bảo điều kiện chịu lực (1.2.1). Đánh giá ổn định

hệ vỏ hầm theo điều kiện chịu lực được thực hiện theo sơ đồ hệ kết cấu vỏ hầm (S) ở

Hình 3.17 với điều kiện tải trọng, trình tự thi công tương ứng. Bên cạnh đó, những sai

sót trong mô hình kết cấu (1.2.2) có thể xảy ra do chưa hiểu rõ quá trình làm việc của

hệ kết cấu và đặc trưng vật liệu kết cấu gây nên mất ổn định của hầm.

Ngoài các sai sót trong quá trình mô hình tính toán ổn định hệ vỏ hầm, mất ổn định hầm

trong giai đoạn thi công có thể do sai sót trong biện pháp thi công hầm (1.3), sai sót khác

trong thi công (1.4) (sai sót trong quá trình lắp đặt, sai sót trong quan sát xử lý thông tin

khi đào hầm ...) và những bất thường trong môi trường đất đá (1.5) trong quá trình khảo

sát địa chất chưa phản ánh đúng thực tế hiện trường.

Các nguyên nhân gây mất ổn định hầm trong giai đoạn thi công hầm 1.1.3; 1.2.2; 1.3; 1.4;

1.5 là từ bất định chủ quan do nhận thức hoặc do sai sót của con người trong quá trình thi

công, thiết kế. Chúng rất khó định lượng bằng dữ liệu và tính toán mô hình, có thể tham

khảo từ các ý kiến chuyên gia để ước tính xác suất [41]. Trường hợp các nguyên nhân này

rất khó tránh trong quá trình đánh giá ổn định của hệ vỏ hầm giai đoạn thi công, kiến nghị

ước tính với xác suất mất ổn định từ những nguyên trên với Pf = 0 ~ 0,05.

3.2.2.2 Sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm trong giai đoạn vận hành

Sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm trong giai đoạn vận hành được thể hiện ở Hình 3.19.

Các nguyên nhân gây mất ổn định hầm (2) do hệ kết cấu mất khả năng chịu lực (2.1),

sai sót trong mô hình kết cấu (2.2), sai sót trong mô hình môi trường đất đá (2.3), sai sót

trong vận hành (2.4), bất thường trong môi trường đất đá (2.5) và sai sót trong thi công

kết cấu (2.6).

Mất ổn định hệ vỏ hầm theo điều kiện chịu lực được đánh giá theo sơ đồ hệ kết cấu vỏ

hầm (S) ở Hình 3.17 với các điều kiện tải trọng và sức kháng ở giai đoạn vận hành. Các

nguyên nhân gây mất ổn định hầm trong giai đoạn vận hành 2.2, 2.3, 2.4, 2.5, 2.6 là

những bất định chủ quan do nhận thức, chưa được phản ánh trong quá trình tính toán ổn

hệ vỏ hầm theo điều kiện chịu lực. Sai sót trong mô hình kết cấu (2.2) do chưa phản ánh

đúng điều kiện làm việc của kết cấu trong giai đoạn vận hành. Sai sót trong mô hình môi

trường đất đá (2.3) do lỗi của kỹ sư khi chọn mô hình chưa phản ánh đúng môi trường

đất đá tương tác với các kết cấu vỏ hầm hoặc sai sót khi lập mô hình môi trường đất đá.

Sai sót trong vận hành (2.4) do hạn chế trong hiểu biết vận hành tổ máy gây ra các bất

lợi về áp lực nước tác động lên vỏ hầm. Bất thường trong môi trường đất đá (2.5) do

chưa có đủ nhận thức về bất thường có trong đặc trưng của đất đá trong quá trình khảo

sát địa chất, các bất thường không được phản ánh trong số liệu khảo sát được thu thập.

Sai sót trong thi công kết cấu (2.6) có thể gây ra các ứng suất, biến dạng bất lợi có sẵn

trong kết cấu trước khi chịu các tải trọng trong giai đoạn vận hành. Ví dụ như lỗi trong

lắp đặt neo, thép hình, cốt thép; lỗi trong thi công BT phun, BT chèn, ... không đảm bảo

chất lượng thi công.

Hình 3.19 Sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm trong giai đoạn vận hành (2)

Các bất định chủ quan do nhận thức trong đánh giá mất ổn định hầm giai đoạn vận hành

rất khó xác định mặc dù các sai sót được đề cấp đến trong các tài liệu [35, 36, 38]. Tùy

thuộc vào mức độ ảnh hưởng đến mất ổn định hầm, xác suất phá hủy của chúng có thể

tham khảo ý kiến chuyên gia, kiến nghị: hầu như không ảnh hưởng (Pf = 0 ~ 0,05), rất

ít ảnh hưởng (Pf = 0,02 ~ 0,15) và có ảnh hưởng (Pf = 0,04 ~ 0,45).

Sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm trong giai đoạn thi công (Hình 3.18) và giai đoạn vận

hành (Hình 3.19) được xây dựng dựa trên sơ đồ hệ kết cấu vỏ hầm theo lý thuyết độ tin

cậy (Hình 3.17). Sơ đồ hệ kết cấu vỏ hầm (S) dùng để xác định mất ổn định hệ vỏ hầm

dưới ảnh hưởng bất định ngẫu nhiên của tải trọng và sức kháng, chưa kể đến các bất

định chủ quan trong nhận thức và sai sót từ con người. Trong quá trình thi công và vận

hành hầm thủy điện, mất ổn định của hệ vỏ hầm còn phải kể đến các sai sót từ các bất

định chủ quan trong nhận thức, sai sót từ con người. Các sai sót này được kể đến trong

các sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm, việc định lượng các sai sót này bằng các mô hình

phân bố xác suất còn hạn chế. Trong phạm vi luận án, xác suất mất ổn định từ các nguyên

nhân sai sót được tham khảo từ ý kiến chuyên gia, kiến nghị ứng dụng trong xác định

xác suất mất ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn thi công và vận hành theo lý thuyết độ

tin cậy.

3.3 Kết luận

Lý thuyết xác suất thống kê toán học là cơ sở quan trọng trong phân tích biến ngẫu

nhiên, tương quan và mối quan hệ giữa tải trọng và sức kháng trong phân tích ổn định

hệ vỏ hầm với môi trường đất đá xung quanh. Độ tin cậy của phần tử và hệ thống được

xem xét dựa trên các quy luật cơ học và trạng thái giới hạn truyền thống nhưng có xét

đến “chất lượng” của dữ liệu đầu vào. Biến ngẫu nhiên đến từ môi trường đất đá có quy

luật phân bố xác suất qua chuỗi số liệu thí nghiệm trong phòng, thí nghiệm hiện trường

hoặc qua các tương quan liên quan đến chất lượng đá, chỉ số khối đá. Biến ngẫu nhiễn

áp lực nước bên trong và ngoài vỏ hầm từ quá trình vận hành của tổ máy, hình thức điều

tiết hồ chứa của trạm thuỷ điện và chế độ thuỷ văn của dòng chảy đến công trình. Các

bất định cố hữu có sẵn trong các chỉ tiêu cơ lý của đất đá, các tải trọng tác dụng lên hệ

vỏ hầm… được sử dụng ngôn ngữ toán học diễn tả quy luật phân bố, các tham số của

hàm phân bố… từ đó quyết định đến xác suất mất ổn định có thể xảy ra, điều này không

thể làm được trong phương pháp tiếp cận truyền thống.

Hầm thủy điện có kết cấu chống đỡ phức tạp để đảm bảo hầm ổn định trong giai đoạn

thi công và vận hành. Hệ kết cấu này làm việc đồng thời với môi trường đất đá xung

quanh hầm nên việc đánh giá ổn định hầm bằng các lý thuyết truyền thống, tách rời từng

phần tử, hệ kết cấu để tính toán hoặc mô phỏng 2D, 3D cho các bài toán hoàn chỉnh

nhưng tham số đầu vào tất định… đều chưa giải quyết hoàn chỉnh vấn đề. Lý thuyết độ

tin cậy theo phân tích hệ thống cho phép xây dựng sơ đồ cây sự cố mất ổn định hầm

tổng thể trong giai đoạn thi công và vận hành dựa trên các sự kiện “con” nằm trong hệ

thống. Với mỗi sự kiện đơn lẻ, lại được tiếp tục phân tích quan hệ “nhân – quả” để tìm

ra gốc rễ nguyên nhân cuối cùng, từ đó sẽ phân tích và tính toán cho từng cơ chế cơ học

cũng như tương tác. Hàm trạng thái của kết cấu thể hiện sự tương tác đó trên cơ sở biến

đổi ngẫu nhiên của các biến số tải trọng và sức kháng. Xác suất mất ổn định của kết cấu

khi hàm trạng thái vượt quá giới hạn vào miền mất ổn định là cơ sở để tính toán chỉ số

độ tin cậy trong phân tích kết cấu. Độ tin cậy của kết cấu / hệ kết cấu còn cần kể đến các

bất định chủ quan do nhận thức trong quá trình xác định các bất định ngẫu nhiên của tải

trọng và sức kháng, và các sai sót chủ quan của con người trong xây dựng mô hình tính

toán, thi công lắp đặt, vận hành hệ kết cấu. Việc định lượng các bất định chủ quan do

nhận thức và sai sót chủ quan của con người trong quá trình thi công và vận hành hầm

thuỷ điện còn hạn chế và cần các nghiên cứu tiếp theo.

Sơ đồ phân tích các tham số đầu vào cũng như cơ chế mất ổn định của hệ gia cố vỏ hầm

thủy điện trong giai đoạn thi công và vận hành đã được xây dựng dựa theo trạng thái

giới hạn I và giới hạn II của kết cấu công trình dưới bất định ngẫu nhiên của tải trọng và

sức kháng, kết hợp với các bất định chủ quan do nhận thức. Cách tiếp cận này không

xung đột mà phù hợp với tiếp cận chung trên thế giới, giúp người đọc có thể liên hệ dễ

dàng với các phương pháp tính toán truyền thống. Hệ số an toàn – một ẩn số lớn trong

tiếp cận tất định sẽ không được xét đến trong phân tích theo lý thuyết độ tin cậy vì bản

chất các bất định đã được thể hiện định lượng trong xác suất sự mất ổn định của phần tử

hoặc hệ thống.

CHƯƠNG 4 ỨNG DỤNG LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY TRONG PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH HỆ VỎ HẦM THỦY ĐIỆN A LƯỚI

4.1 Giới thiệu

Ổn định hầm và hệ vỏ hầm theo phương pháp tất định được đề cập ở Chương 2 đã nêu

bật các vấn đề cần quan tâm trong thực tế xây dựng hầm thủy điện. Ở Chương 3, các bài

toán ứng dụng lý thuyết độ tin cậy cho thông số môi trường đá, cũng như sự biến thiên

của tải trọng, sức kháng trong các cơ chế sự cố cụ thể của hệ gia cố vỏ hầm được trình

bày chi tiết dưới các sơ đồ cây sự cố, hàm trạng thái... Trong chương này, tác giả tập

trung phân tích ổn định hệ vỏ hầm của thủy điện A Lưới – tỉnh Thừa Thiên Huế trong

giai đoạn thi công và vận hành theo lý thuyết độ tin cậy để làm rõ ý nghĩa các bài toán

đã xây dựng.

4.2 Sơ lược về công trình thủy điện A Lưới – Thừa Thiên Huế

Thủy điện A Lưới tỉnh Thừa Thiên Huế là công trình lấy nước từ sông A Sáp chuyển

nước qua dải Trường Sơn đổ về sông Bồ để phát điện với công suất 170MW. Các hạng

mục công trình của Thủy điện A Lưới phân bố theo chiều dài 23km, trong phạm vi dãy

Trường Sơn thuộc hệ uốn nếp Việt Lào. Khu vực kênh dẫn, cửa nhận nước của Thủy

điện A Lưới có đứt gãy Rào Quán - A Lưới cắt qua; vùng tuyến đập, tuyến kênh dẫn

nằm trên phụ đới Sông Bung của đới cấu trúc Kon Tum; khu vực tuyến năng lượng từ

cửa nhận nước đến nhà máy thủy điện nằm trên phụ đới Đà Nẵng của đới uốn nếp Bình

Trị Thiên.

4.2.1 Cấu trúc địa chất tại công trình thủy điện A Lưới

Cấu trúc địa chất công trình thuỷ điện A Lưới được tập hợp từ báo cáo điều kiện địa

chất công trình thuỷ điện A Lưới trong giai đoạn thiết kế kỹ thuật 2 [125]. Cấu trúc

địa chất công trình thuỷ điện A Lưới gồm các địa tầng (hệ tầng Núi Vú, A Vương,

Long Đại) và các thành tạo xâm nhập (phức hệ Đại Lộc, phức hệ Bến Giằng – Quế

Sơn).

Phân hệ tầng giữa A Vương

Pha 1 – Bến Giằng Quế Sơn

Pha 2 – Bến Giằng Quế Sơn

Pha 1 – Đại lộc

Phân hệ tầng dưới Núi Vú

Đứt gãy nghịch

Đứt gãy không phân loại (a-xác định, b-không xác định)

Phân hệ tầng trên A Vương Đường phương và góc dốc của đá

Hình 4.1 Bản đồ địa chất khu vực công trình thủy điện A Lưới – Thừa Thiên Huế

4.2.1.1 Địa tầng khu vực công trình thủy điện A Lưới

a) Hệ tầng Núi Vú (PR3-1nv2)

Hệ tầng Núi Vú tập trung chủ yếu ở phạm vi tuyến đập và kênh dẫn nước vào hầm, thành

phần chủ yếu là các đá lục nguyên - cacbonat - silic và các lớp mỏng đá phun trào xen kẹp.

Đá của hệ tầng Núi Vú bị biến chất tướng phiến lục, bị phân phiến và vi uốn nếp mạnh mẽ.

b) Hệ tầng A Vương (ë2-O1av)

Hệ tầng A Vương gồm các thành tạo lục nguyên - cacbonat bị biến chất tướng phiến lục,

phân bố dọc theo cánh Đông Bắc của đứt gãy bậc II Rào Quán - A Lưới thuộc đới uốn nếp

Bình Trị Thiên. Thành phần thạch học chủ yếu là đá phiến serixit - thạch anh, đá phiến

thạch anh mica, đá phiến thạch anh - penfat màu xám tro, xám nâu xen kẹp các tập lớp

quaczit biotit màu xám tro, xám sáng, phân lớp dày 0,3 m - 0,4 m đến 0,7 m - 1,0 m.

c) Hệ tầng Long Đại (O3-S1lđ)

Các thành tạo hệ tầng Long Đại thuộc phụ hệ tầng dưới, phụ hệ tầng giữa phân bố ở

sườn phía Đông dãy núi AKo, tạo nên một cánh nếp lõm kéo dài theo phương TB-ĐN,

bị các thành tạo xâm nhập trung tính - axit của phức hệ Bến Giằng - Quế Sơn chia cắt

thành các dải rộng từ 100 m - 500 m. Thành phần thạch học gồm các tập, lớp cát kết đa

khoáng, cát kết thạch anh dạng quaczit màu xám sáng, xám vàng xen kẹp bột kết bị ép

phiến, đá phiến thạch anh - serixit màu xám tro, xám đen, đá phiến clorit màu xám lục.

d) Các thành tạo xâm nhập

Các thành tạo xâm nhập vùng tuyến hầm dẫn nước được xếp vào các phức hệ:

+ Phức hệ Đại Lộc (aD1đl1), thành phần chủ yếu là granit biotit, granit 2 mica dạng gơ nai;

+ Phức hệ Bến Giằng - Quế Sơn (-PZ3bg-qs1,2), thành phần gabrođiorit - điorit biotit

- hocblen, granođiorit bocblen.

4.2.2 Điều kiện địa chất tuyến hầm thủy điện A Lưới

Theo báo cáo địa chất của PECC1 [125] giai đoạn thiết kế kỹ thuật 2 cho hầm dẫn nước

thủy điện, hầm có đường kính trong 4 m, đường kính đào 4,8 m, chiều dài 11,625 km,

cao trình đáy hầm từ 541 m xuống 439 m ở tháp điều áp, nằm sâu dưới mặt đất từ 50 -

400 m, trung bình 200 m. Điều kiện địa chất công trình tuyến hầm dẫn nước khá phức

tạp, được chia thành các đoạn như Bảng 4.1.

Hầm dẫn nước A-Lưới cắt qua 38 đứt gãy bao gồm 2 đứt gãy bậc III và 36 đứt gãy bậc

IV. Do sự khác biệt về vật liệu lấp nhét, các đứt gãy bậc IV sẽ được chia thành đứt gãy

bậc IV trong đá granit và đứt gãy bậc IV trong đá nguồn gốc trầm tích.

Đới deQ + IA1: đới tàn tích gồm á sét, sét chứa dăm sạn và mảnh vụn của đá gốc. Đới IA2: đới phong hoá mạnh gồm dăm cục, tảng nhỏ nhét á set, á cát, sạn.

Đới IB: đá phong hoá, khối đá gốc bị nứt nẻ mạnh. Đới IIA: khối đá gốc tươi bị nứt nẻ Đới IIB : đá nguyên khối tươi, ít nứt nẻ

Hình 4.2 Mặt cắt dọc tuyến năng lượng thủy điện A Lưới

Đoạn

Mô tả chung

Lý trình (m)

Chiều dài (m)

1905

0  1905

Hệ tầng trên A Vương: sét kết phân phiến mạnh. Đoạn đầu hầm nằm trong hệ thống đứt gẫy Rào Quán- A Lưới (680m), đá bị phá hủy hoàn toàn.

1905  1981

Phức hệ Đại Lộc: đá granit màu xám sáng, cứng chắc đến rất cứng chắc

279

1981  2260

Hệ tầng giữa A Vương: đá cuội sỏi kết đến bột kết, cứng chắc đến rất cứng chắc.

1430

3690  2260

Phức hệ Đại Lộc: Đá granit màu xám sáng, cứng chắc đến rất cứng chắc

1095

3690  4785

Hệ tầng giữa A Vương: đá cuội sỏi kết đến bột kết, cứng chắc đến rất cứng chắc.

6374

4785  11159

Phức hệ Bến Giằng – Quế Sơn: đá granit tương đối nguyên khối. Đá cứng chắc, nứt nẻ ít, khe nứt nhám.

466

11159  11625

Hệ tầng Long Đại: đá bột kết, nứt nẻ trung bình đến nứt nẻ mạnh

Bảng 4.1 Mô tả các phân đoạn hầm

4.3 Phân tích các thông số môi trường đá

4.3.1 Phân tích chất lượng khối đá

Chất lượng khối đá là chỉ tiêu quan trọng trong tính toán thiết kế các công trình đặt trên

nền đá, đi ngầm trong đá. Chỉ số GSI thường được sử dụng nhiều trong các bài toán ổn

định công trình ngầm, các chỉ số Q và RMR được dùng với mục đích phân loại khối đá,

lựa chọn các biện pháp gia cố hầm ban đầu và đánh giá thời gian tự chống của khối đá

khi đào hầm. RMR và Q còn được dùng là tham số số quan trọng để xây dựng tương

quan với các chỉ tiêu cơ lý của khối đá.

Xác lập tương quan giữa RMR và Q này là công tác quan trọng trong phân tích ổn định

hầm có xét đến sự biến đổi ngẫu nhiên của các thông số trong các đới cũng như hệ tầng.

Tương quan RMR và Q cho hệ tầng A Vương được Giang và nnk. [126] xây dựng dựa

trên đánh giá chỉ số RMR và Q tại hầm thí nghiệm hiện trường của công trình thuỷ điện

A Lưới theo các công thức (3-39) và (3-40). Hầm có đới IB là sét kết, cát kết dạng

quartzit bị phiến hóa mạnh; đới IIA là cát kết dạng quartzit phân lớp dày; đới IIB là cát

kết dạng quartzit phân lớp dày bị phiến nhẹ; đới đá vùng phá hủy kiến tạo là cát kết dạng

quartzit bị phá hủy kiến tạo, đá mềm yếu, nứt nẻ vỡ vụn rất mạnh. Khe nứt khu vực hầm

ngang dạng gồ ghề, chất lấp nhét có sét, oxit sắt hoặc canxit, clorit [127].

Bảng 4-2 là kết quả tính Q và RMR tại các mặt trụ đá trong hầm thí nghiệm hiện trường.

Chỉ số chất lượng đá RQD trong trường hợp này được xác định theo phương pháp gián

tiếp của Palmstrom [128], áp dụng công thức (3-37) và (3-38). Bề mặt các trụ đá có phân

bố và chất lượng các hệ khe nứt không đồng nhất nhau nên thông số Jr - hệ số kể đến độ

nhám của khe nứt và Ja - hệ số kể đến sự biến đổi (phong hóa) của khe nứt cũng được

xác định theo phương pháp của Palmstrom [128] với các công thức:

(4-1)

J = Σ(Nai*)2 Ji / Σ(Nai*)2 ∗ = (4-2)

𝑁𝑎𝑖

𝑛𝑎𝑖𝐿𝑖 √𝐴

2 = 0,81:

Từ chuỗi số liệu Error! Not a valid bookmark self-reference., công thức tương quan

(4-3) được đề xuất cho hệ tầng A Vương [126], có hệ số tương quan Rp

RMR

Đới IIA Phá hủy kiến tạo Phá hủy kiến tạo Phá hủy kiến tạo Phá hủy kiến tạo Phá hủy kiến tạo IIB IIB IIB IIB IIB IIB IIB IIB IIB IIB IIB IIB IIB IIB IIB

Q 3,47 3,52 4,83 2,64 8,85 5,23 7,03 4,38 5,05 3,46 5,77 3,28 9,36 11,89 8,32 4,78 7,63 7,05 11,71 8,15 7,68

53,0 53,0 53,0 50,0 52,0 45,0 58,0 53,0 53,0 51,0 51,0 48,0 61,0 59,0 59,0 56,0 53,0 55,0 62,0 62,0 58,0

8,05 0,55 0,60 0,60 0,72 0,66 15,90 17,91 14,86 10,36 10,43 10,71 12,11 11,32 21,84 19,04 12,57 12,16 22,00 11,09 30,67

Đới IB IB IB IB IB IB IB IB IB IB IB IB IIA IIA IIA IIA IIA IIA IIA IIA IIA

Stt 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21

53,0 42,0 42,0 36,0 42,0 38,0 59,0 55,0 63,0 57,0 57,0 61,0 59,0 59,0 67,0 62,0 66,0 57,0 61,0 55,0 72,0

RMR = 6,7lnQ + 42,64 (4-3)

Bảng 4.2 Chỉ số RMR và Q– hệ tầng A Vương [126] Stt 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42

Tác giả

Công thức

RMSE MAPE

Điều kiện áp dụng

6,87

0,109 Cho mọi loại đá

and

RMR = 5,9lnQ + 43

3,55

0,051 New Zealand

RMR = 15logQ + 50

Bieniawski [129] RMR = 9lnQ + 44 Rutledge Preston [130] Barton [131] Giang và nnk [126] RMR = 6,77lnQ + 42,67

7,74 3,27

0,134 Đá trầm tích, đá biến chất 0,049 Đá trầm tích, đá biến chất

RMR = 9ln(Q) + 44

RMR = 15log(Q) + 50

RMR = 6,77ln(Q) + 42.67 Rp² = 0,81

RMR = 5,9ln(Q) + 43

Bảng 4.3 Kiểm định tương quan RMR và Q áp dụng cho hệ tầng A Vương [126]

R M R

Đới IB Đới IIB (a) (c)

Đới IIA Phá hủy kiến tạo (b) (d)

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

35,0

Q

Chú giải: (a) – tương quan theo Bieniawski [129]; (b) – tương quan theo Barton [131]; (c) – tương quan theo Giang và nnk. [126]; (d) – tương quan theo Rutledge và Preston [130]

Hình 4.3 Tương quan giữa RMR ~ Q cho hệ tầng A Vương

IIB

PHKT

Đới

60,67

51,67

57,8



4,76 72 55

17,68 42 36

3,14 58 47

3,43 62 42

X Max Min

RMR

Log-normal

Uniform

Weibull

PDF

a =35,1; b = 44,9

k = 18,1; w = 52,46

k = 17,1; w = 59,03

0,609 < [3,84]

0,137 < [3,84]

 = 4,1  = 0,074 0,0103 < [5,99] 0,38 < [0,56]

2

15,9

0,626

4,79

8,46



5,86 30,67 11,09

0,065 0,72 0,55

1,78 8,85 2,64

X Max Min

2,11 11,89 4,78

Weibull

Log-normal

Weibull

Uniform

PDF

k = 3,52; w = 16,47

a = 0,51; b = 0,74

k w  0,35 < [3,84]

    0,028 < [3,84]

0,763 < [5,99]

0,2036 < [0.56]

2

Bảng 4.4 Hàm phân phối xác suất cho RMR và Q – hệ tầng A Vương IIA

Bảng 4.3 là kết quả các tác giả kiểm định các tương quan RMR ~ Q của Rutledge và

Preston [130], Bieniawski [129], Barton [131] và công thức (4-3) cho hệ tầng A

Vương sử dụng tiêu chí RMSE và MAPE để đánh giá. Tương quan theo Rutledge và

Preston [130] và Giang và nnk. [126] cho kết quả sai số nhỏ với giá trị RMSE ~ 3,55;

3,27 và MAPE ~ 0,051; 0,049; các tương quan còn lại có kết quả sai số lớn gấp 2 lần.

Hình 4.3 thể hiện mức độ tương quan của các công thức đề xuất với số liệu RMR và

Q thực của hệ tầng A Vương. Tương quan (4-3) của hệ tầng A Vương có sự sai khác

ít so với các tương quan được công bố [129-131]. Tương quan này có thể được sử

dụng cho hệ tầng A Vương trong khu vực cũng như các tầng đất đá có tính chất tương

tự. Từ kết quả ở Bảng 4.3, hàm mật độ xác suất cho các chỉ số RMR và Q trong các

đới đá hệ tầng A Vương được xác định và thể hiện ở Bảng 4.4.

Hình 4.4 biểu diễn giá trị ngẫu nhiên của RMR và Q theo dạng biểu đồ xác suất số

liệu thu thập được (histogram) và các hàm mật độ xác suất có độ phù hợp gần với

biểu đồ xác suất. f(RMR) và f(Q) là xác suất xuất hiện giá trị RMR và Q tương ứng.

Do các giá trị RMR và Q không có giá trị âm, hàm phân phối chuẩn normal không

được ưu tiên lựa chọn, chủ yếu lựa chọn các hàm mật độ xác suất không có giá trị

âm nên hàm Weibull và hàm Lognormal phù hợp với các giá trị ngẫu nhiên của RMR

và Q trong đới IB, IIA, IIB. Các biến ngẫu nhiên RMR và Q vùng phá hủy kiến tạo

(PHKT) phù hợp với hàm phân bố xác suất Uniform có phương trình biểu diễn theo

công thức:

(4-4)

2 =

𝑣ớ𝑖 𝑎 ≤ 𝑥 ≤ 𝑏 𝑓(𝑥) = { 1 𝑏 − 𝑎

(𝑏 − 𝑎)2 𝑣ớ𝑖 𝜇𝑥 = (𝑎 + 𝑏) 𝑣à 𝜎𝑥 1 2 0 𝑣ớ𝑖 𝑥 < 𝑎 ℎ𝑜ặ𝑐 𝑥 > 𝑏 1 2

Hình 4.4 Biểu đồ xác suất và hàm phân mật độ xác suất của RMR & Q - hệ tầng A Vương

4.3.2 Xác định các chỉ tiêu cơ học công trình của khối đá

a) Chỉ tiêu vật lý và cơ học của mẫu đá

Các mẫu đá dùng cho thí nghiệm trong phòng được lấy từ các nõn khoan địa chất tại khu

vực công trình thủy điện A Lưới [125]. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu vật lý và cơ học thu

được từ mẫu đá gồm cường độ kháng nén một trục của mẫu đá c, mô đun biến dạng của

mẫu đá E, trọng lượng riêng của đá , cường độ kháng kéo đơn trục của mẫu đá t.

Bến Giằng – Quế Sơn

A Vương

IIB

IIA

IIB

IIA

 X Max Min n*

c (MPa)

PDF

2

 X Max Min n*

t (MPa)

PDF

88,33 87,5 103,7 75,7 9 Log-normal  = 4,47;  = 0,092 0,098 < [9,49] 8,7 1,58 11,2 6,6 11 Weibull (3P)  = 2,15;  = 0,16;  = 6,32

2

E (GPa)

 X Max Min n*

53,47 24,33 93,2 16,5 18 Log-normal  = 3,85;  = 0,53 0,13 < [5,99] 4,54 2,15 8,8 1,4 18 Weibull k =2,08; w =4,93 0,0086 < [3,84] 0,01 < [3,84] 34,25 - 38 24 4 -

PDF

43,18 16,05 70 25 11 Weibull k =2,62; w =46,1 0,018 < [3,84]

78,06 27,94 122,8 31,7 20 Weibull k =2,84; w =85,3 0,126 < [3,84] 7,56 2,71 13 3,7 20 Weibull k =2,93; w =8,19 0,064 < [3,84] 49,36 10,72 68 28 14 Normal = 49,36;  = 10,72 0,219 < [3,84]

128,47 23,46 183 91,5 22 Weibull k =6,52; w =134,7 0,423 < [9,49] 11,29 2,54 17 7,2 26 Normal = 2,54; = 11,28 0,2036 < [7,81] 62,67 11,1 78 41 24 Weibull = 6,01; = 66,66 1,528 < [7,815]

2

 X Max Min n*

 (kN/m3)

PDF

2

27,6 0,5 28,4 26,8 18 Weibull k =56,3; w =27,77 0,063 < [3,84]

27,6 0,56 28,3 26,8 11 Log-normal  = 0,02;  = 3,32 0,054 < [3,84]

27,8 0,49 28,8 26,9 20 Normal = 27,8;  = 0,49 0,2 < [ 5,99]

28,3 0,25 28,8 27,8 19 Normal = 28,3;  = 0,25 0,038 < [3,84]

Bảng 4.5 Hàm phân bố xác suất các chỉ tiêu của mẫu đá tại công trình thủy điện A Lưới Hệ tầng / phức hệ Đới

Các giá trị thí nghiệm thay đổi và có tính ngẫu nhiên do phương pháp đo, vị trí lấy mẫu,

cấu trúc vi mô của mẫu đá nên sự phân bố giá trị với từng hệ tầng, phức hệ là khác nhau.

Bảng 4-5 thể hiện kết quả giá trị thống kê của c, E, , t cho các loại đá tại công trình

Thủy điện A Lưới với n* là số mẫu giá trị thu được từ kết quả thí nghiệm.

Hình 4.5 Biểu đồ tần suất và hàm phân bố xác suất thống kê của c (MPa),  (kN/m3), t (MPa) cho đới IIA và IIB thuộc hệ tầng A Vương

Hình 4.6 Biểu đồ tần suất và hàm phân bố xác suất thống kê của c (MPa), t (MPa), E (GPa) cho đới IIA và IIB thuộc phức hệ Bến Giằng – Quế Sơn

Hình 4.5 và Hình 4.6 biểu diễn các hàm mật độ xác suất cho các chỉ tiêu cơ học đá c, E, ,

t thuộc phức hệ Bến Giằng – Quế Sơn và hệ tầng A Vương. Các hàm mật độ xác suất đa

dạng, không chỉ có các hàm điển hình Normal, Lognormal và Weibull. Các chỉ tiêu cơ học

có mật độ phân bố xác suất phù hợp với các hàm phân bố Gamma, Log-gamma, Weibull

(3P), Pert, Burr, Prechet, Logistic. Các hàm mật độ xác xuất trong Hình 4.5 và Hình 4.6 đều

thỏa mãn điều kiện kiểm định Chi-Square theo công thức (3-8). Do đó, Bảng 4.5 lựa chọn

các hàm phân bố chuẩn Normal, Lognormal và Weibull là hàm mật độ xác suất chính cho

các chi tiêu cơ học đá trong thiết kế theo lý thuyết độ tin cậy. Các chỉ tiêu cơ học đá đều có

giá trị dương nên hàm phân bố Normal cho giá trị âm sẽ không được ưu tiên lựa chọn.

b) Chỉ tiêu biến dạng của khối đá

Đặc trưng cho khả năng biến dạng của khối đá gồm mô đun biến dạng của khối đá Em

và mô đun đàn hồi của khối đá Eđh. Các chỉ tiêu biến dạng này tại công trình thủy điện

A Lưới được xác định bằng thí nghiệm hiện trường tại hầm thí nghiệm nằm trong hệ

tầng A Vương. Phương pháp thí nghiệm dùng thí nghiệm nén tĩnh có giãn kế theo tiêu

chuẩn ASTM 4394-04. Thí nghiệm được tiến hành tại 2 bên tường hầm ở 5 vị trí khác

nhau. Hình 4.7 thể hiện sơ đồ thí nghiệm tại 2 bên tường hầm gồm thiết bị thủy lực để

gia tải và các thiết bị đọc dữ liệu biến dạng. Vị trí đặt đầu đọc cách mặt bệ thí nghiệm

0,0 m; 0,3 m; 0,5 m; 1 m; 2 m; 3,5 m. Cấp áp lực thực hiện nén gồm 0,5 MPa; 1,0 MPa;

1,5 MPa; 2,0 MPa; 3,0 MPa [127].

Hình 4.7 Sơ đồ thí nghiệm xác định mô đun biến dạng của khối đá [118]

100

25,0

20,0

15,0

10,0

) a P G

(

5,0

m E

T41 T42 T39 T40 T37 T38 T33 T34 T31 T32

0,0

0,5

1,0

1,5

2,5

3,5

3,0 2,0 Vị trí đặt đầu đo tính từ đáy bệ gia tải (m) Hình 4.8 Biến thiên Em theo vị trí đặt thiết bị đo

1,2

1,0

)

0,8

m m

0,6

0,4

(  g n ạ d n ế i

0,2

T41 T42 T39 T40 T37 T38 T33 T34 T31 T32

b ộ Đ

0,0

0,5

1,0

2,0

1,5

2,5

3,5

3,0 Vị trí đặt đầu đo tính từ đáy bệ gia tải (m)

Hình 4.9 Biến thiên độ biến dạng  (mm) theo vị trí đặt thiết bị đo

Kết quả thí nghiệm thu được giá trị Em, Eđh và độ biến dạng  tại từng vị trí đặt đầu đo.

Hình 4.8 và Hình 4.9 biểu diễn biến thiên Em và  tại các vị trí đặt đầu đo. Trong phạm

vi 0 – 1,0 m tính từ đáy bệ gia tải, biến thiên Em và  không ổn định do đá tại vị trí này

dễ bị nghiền nát dưới áp lực nén lớn. Vị trí từ 2,0 m trở đi, biến thiên Em và  không gia

tăng nhiều do áp lực gia tải truyền đến vị trị đo giảm giá trị. Giá trị RMR và Q được xác

định bằng phương pháp đánh giá mức độ nứt nẻ tải bề mặt đá đặt bệ BT gia tải, không

dùng kết quả nõn khoan. Do đó, để đánh giá tương quan RMR và Q với Em, kiến nghị

sử dụng giá trị Em, Eđh tại vị trí 1,0m. Kết quả tính RMR, Q cho các bệ thí nghiệm giãn

kế xác định Em, Eđh thể hiện ở Bảng 4.6.

101

Em ( GPa )

Eđh ( GPa )

Đới Ký hiêu bệ

RMR

IIA

IIB

Stt 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

T39 T40 T41 T42 T37 T38 T31 T32 T33 T34

Q 5,05 3,46 5,77 3,28 7,68 8,05 12,16 22,00 11,09 30,67

53 51 51 48 58 53 57 61 55 72

7,48 9,08 7,17 2,53 13,16 14,52 15,32 16,63 15,62 15,62

21,6 26,62 17,28 7,63 38,57 43,03 44,27 47,47 44,08 43,39

Bảng 4.7 Bảng đánh giá tương quan Em ~ RMR, Q - hệ tầng A Vương [126] MAPE

Tác giả

Phương trình

Đới IB

RMSE x103(MPa) Đới Cả IIA, hệ IIB tầng

Cả hệ tầng

Đới IIA, IIB

5,27 5,13 5,35 0,41 0,57 0,31

𝐸𝑚 = 2𝑅𝑀𝑅 − 100 (4-5)

Bieniawski [132]

(4-6)

2,69 3,34 2,21 0,24 0,41 0,14

Serafim [133]

𝐸𝑚 = 10(𝑅𝑀𝑅−10)/40 𝐸𝑚 = 0,5(0,0028𝑅𝑀𝑅2

(4-7)

4,24 1,0

5,31 0,26 0,12 0,34

Nicholson và Bieniawski [134]

+ 0,9 exp (

)

𝑅𝑀𝑅 22,82

Barton [124]

10,9 9,35 11,7 0,90 1,16 0,74

𝐸𝑚 = 25 log10 𝑄 (4-8)

Barton [124]

6,6

5,94 6,99 0,56 0,75 0,44

1 3 (4-9) )

𝐸𝑚 = 10(𝑄.

𝜎𝑐 100

Bảng 4.6 Bảng giá trị RMR, Q, Em, Eđh tại các bệ thí nghiệm giãn kế trong hầm thí nghiệm công trình thủy điện A Lưới

Giang và nnk. [126] xác định được mối tương quan giữa Em và RMR cho khối đá thuộc

hệ tầng A Vương dựa trên số liệu Bảng 4.6. Các công thức tương quan này được lựa

chọn dựa trên phương pháp kiểm định phương trình hồi quy đánh giá sai số theo RMSE

và MAPE khi so sánh với các công thức kinh nghiệm của Bieniawski [132], Serafim

[133], Nicholson và Bieniawski [134] và Barton [135] (Bảng 4.7).

Công thức tương quan của Serafim [133] khi xét cho cả hệ tầng A Vương có các giá trị

sai số RMSE = 2,69.103 (MPa) và MAPE = 0,24 là giá trị sai số nhỏ nhất khi so sánh

với các giá trị sai số của các công thức tương quan còn lại. Riêng đối với đới IB, giá trị

sai số RMSE và MAPE nhỏ nhất xuất hiện ở công thức tương quan của Nicholson và

Bieniawski [134] với các giá trị lần lượt là 1,0.103(MPa) và 0,12. Các tác giả đề xuất:

đối với đới IIA và IIB kiến nghị sử dụng công thức tương quan Em ~ RMR của Serafim

102

[133]; với đới IB kiến nghị sử dụng công thức tương quan Em ~ RMR của Nicholson

và Bieniawski [134]. Hình 4.10 biểu diễn tương quan RMR với Em của hệ tầng A Vương

với các công thức (4-6) và (4-7). Từ quan hệ Hình 4.10 cho thấy, khối đá trong hệ tầng

A Vương có giá trị Em nằm trong vùng khối đá có giá trị Em thấp.

2 = 0,99 (Hình 4.11).

Từ Bảng 4.6, quan hệ Em và Eđh được xác định theo công thức (4-10) có hệ số tương

quan Rp

100

IB- A Vương IIA- A Vương IIB- A Vương Serafim Nicholson và Bieniawski

(4-10) Eđh = 2,8976Em -0,5474

) a P G

(

m E

100

50 RMR

Eđh = 2,8976Em - 0,5474 Rp² = 0,9909

Hình 4.10 Quan hệ RMR và Em của khối đá trong hệ tầng A Vương

) a P G

(

h đ E

60,0 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 0,0

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

Em (GPa) Hình 4.11 Quan hệ Eđh và Em của khối đá trong hệ tầng A Vương

c) Cường độ kháng cắt của khối đá

Lực kháng cắt của khối đá trong hệ tầng A Vương được xác định bằng thí nghiệm cắt

trụ đá trong hầm thí nghiệm theo tiêu chuẩn ASTM D4554-90, kích thước bệ đá thí

nghiệm 700 mm x 700 mm x 350 mm.

Giang và nnk. [126] đánh giá độ bền kháng cắt thí nghiệm với độ bền kháng cắt của

khối đá theo Barton [124] (công thức (3-41) và (3-42)). Từ kết quả tính toán ở Bảng 4.8,

đường bao kháng cắt theo thí nghiệm và lý thuyết của khối đá thể hiện ở Hình 4.12. Hệ

103

số tương quan Pearson giữa các thông số kháng cắt theo lý thuyết với kháng cắt thí

nghiệm cho các đới IB, IIA và IIB của hệ tầng A Vương được thể hiện ở Bảng 4.9. Qua

đánh giá hệ số tương quan Pearson giữa giá trị lực kháng cắt lý thuyết và lực kháng cắt

thí nghiệm cho kết quả ở đới IB có hệ số tương quan là 0,92. Các tác giả đề xuất: với

đới bị nứt nẻ nhiều, chỉ số chất lượng đá Q < 10, mức độ phong hóa mạnh đến trung

bình, công thức (3-41) và (3-42) phù hợp để xác định các chỉ tiêu kháng cắt của khối đá.

Khi phá hủy

Barton [124]

Tham số đánh giá chất lượng khối đá

Stt Đới

RQD Jn

tg

Chỉ số RMR

c (MPa)

SF R

 độ

Áp lực nén  (MPa)

Áp lực cắt m (MPa)

2,6

1,03

2,56 0,61 31,5

2,29

43 10 1,7 2,5

2,9

4,4

1,54

3,89 0,70 35,1

3,32

9 1,7 2,5

4,4

8,9

2,05

4,42 1,70 59,6

2,77

52 11 1,7 1,0

6,3

5,2

2,54

5,03 0,96 43,9

2,90

8 1,6 1,7

5,3

7,0

3,07

5,83 1,07 47,0

3,49

9 1,6 1,5

6,8

8,2

1,03

2,83 0,78 38,0

9,18

10,0

7 2,2 2,9

4,8

1,55

4,42 0,77 37,6

5,48

6,7

51 10 1,8 2,4

IIA

2,06

5,03 0,89 41,6

11,6

13,4

6 2,1 2,4

1 11,7

7,0

2,54

5,83 0,73 36,0

8,55

10,4

8 1,9 2,6

7,6

3,05

6,62 0,77 37,7

8,67

11,0

7 2,2 2,9

1,06

3,18 1,71 59,7

9,98

11,8

7 1,7 1,0

1 19,0 62

1,54

3,53 1,35 53,4

14,5

16,6

5 1,3 1,0

1 21,8 67

IIB

2,10

4,77 1,15 48,9

8,83

11,2

7 1,1 1,0

1 11,3 59

2,54

5,30 1,29 52,3

10,1

12,0

6 1,3 1,0

1 14,7 66

3,03

6,01 1,16 49,3

9,3

12,9

7 1,2 1,0

1 12,1 59

Bảng 4.8 Xác định độ bền kháng của khối đá – hệ tầng A Vương [126]

0,82 0,97 0,96

0,92 0,3 0,58

Bảng 4.9 Hệ số tương quan giữa m thí nghiệm với thành phần kháng cắt lý thuyết [126] (* thể hiện giá trị lý thuyết) Đới m ~ (m)* m ~ (ntg* m ~ c* 0,76 IB 0,06 IIA -0,64 IIB

104

m~ n đới IB - hệ tầng A Vương

 (MPa) 8,0

Barton [124] Barton(2002)

Thí nghiệm

6,0

4,0

2,0

0,0

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

n (MPa)

m~ n đới IIA - hệ tầng A Vương

 (MPa) 16,0

12,0

8,0

4,0

Thí nghiệm

Barton(2002) Barton [124]

0,0

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

n (MPa)

m~ n đới IIB - hệ tầng A Vương

 (MPa) 20,0

Barton [124] Barton(2002)

Thí nghiệm

15,0

10,0

5,0

0,0

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

n (MPa)

Hình 4.12 Quan hệ giữa m và n thuộc đới IB, IIA và IIB - hệ tầng A Vương theo số liệu thí nghiệm và lý thuyết [117]

Từ nhận định trên, giá trị  và c cho đới phá hủy kiến tạo được áp dụng công thức của

Barton [124], kết quả tính toán thể hiện ở Bảng 4.10. Từ giá trị  và c trong Bảng 4.10,

hàm mật độ xác suất cho các chỉ tiêu kháng cắt của khối đá tại đới phá hủy kiến tạo như

+ Góc ma sát  (độ): Normal, =3,00; =31,34;

+ Lực dính c (MPa): Normal, =0,04; =0,55.

105

Barton [124]

Tham số đánh giá chất lượng khối đá

Stt Đới Bệ số

Ja Jw SFR Q

tg

c (MPa)

 (độ)

Áp lực cắt RQD Jn  ( MPa )

B17

0,55 28,9

0,54

0,5

15 2,47 4,5 1

0,552

B18

0,53 27,9

0,61

0,6

15 2,87 5,4 1

0,600

B19

0,61 31,2

0,53

0,5

15 1,7

2,8 1

0,598

PH KT

T35

0,68 34,1

0,57

0,6

15 2,05 3,0 1

0,723

T36

0,69 34,6

0,52

0,5

15 1,82 2,6 1

0,662

Bảng 4.10 Thành phần kháng cắt cho đới phá hủy kiến tạo

4.4 Phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện A Lưới theo lý thuyết độ tin cậy

4.4.1 Các thông số và sơ đồ chất tải

4.4.1.1 Thông số môi trường đất đá

Phân tích ổn định hầm thủy điện A Lưới theo lý thuyết độ tin cậy được áp dụng cho đoạn

hầm nằm trong đới IIA - hệ tầng A Vương (đoạn hầm 1, đoạn hầm 3 và đoạn hầm 5) với

hệ thống gia cố khối đá gồm hệ neo kết hợp BT phun có độ dày 12 cm, vỏ hầm BT vĩnh

cửu có đường kính trong 4 m. Cấu tạo chi tiết giữa neo và BT phun ở Hình 4.14.

Độ sâu đặt hầm trong hệ tầng A Vương từ 50 m - 350 m, tỷ lệ phân bố độ sâu đặt hầm

tại khu vực hệ tầng A Vương thể hiện ở Hình 4.13. Hầm chủ yếu nằm ở độ sâu (100 -

150) m (chiếm 50% tổng chiều dài hầm trong hệ tầng A Lưới), độ sâu (150 – 250) m và

(250 – 350) m chiếm không quá 20% mỗi loại. Đới IIA – hệ tầng A Vương chủ yếu nằm

ở độ sâu (50-100) m và (100 -150) m. Ứng suất tự nhiên thẳng đứng (h) trong phân tích

0,6

1800

ổn định hệ vỏ hầm trong đới IIA hệ tầng A Vương được xét với độ sâu đặt hầm 150 m.

u â s

0,5

0,4

1200

ố b n â h p ệ l

ộ đ o e h t

)

ỷ T

m

0,3

(

m â h

0,2

600

i à d u ê i

0,1

h C

50-100

100-150

250-300

300-350

200-250 150-200 Độ sâu đặt hầm (m)

Hình 4.13 Phân bố độ sâu đặt hầm trong hệ tầng A Vương

106

(a)

(b)

(a) mặt cắt ngang gia cố neo kết hợp vữa phun/BT cốt thép; (b) chi tiết neo tại BT phun dày 12cm [135] Hình 4.14 Mặt cắt điển hình hệ vỏ hầm thủy điện A Lưới cho khối đá IIA – hệ tầng A Vương

Hệ tầng A Vương gồm các thành tạo lục nguyên - cacbonat bị biến chất tướng phiến lục.

Thành phần thạch học chủ yếu là đá phiến serixit - thạch anh, đá phiến thạch anh mica,

đá phiến thạch anh - penfat màu xám tro, xám nâu xen kẹp các tập lớp quaczit biotit màu

xám tro, xám sáng, phân lớp nên tỷ số c/t không lớn. Công thức tính mi của Hoek và

Brown [136] được kiến nghị sử dụng (công thức (4-12)). Dựa trên kết quả c và t từ

thí nghiệm nén mẫu đá trong phòng, chuỗi số liệu mi cho các đới IIA được xác định.

Tham số GSI cho đá trầm tích [122] theo công thức:

GSI = 1,3RMR – 20,19 (4-11)

2 )

(4-12) ) 𝑚𝑖 = (1 − ( 𝜎𝑡 𝜎𝑐 𝜎𝑐 𝜎𝑡

Số liệu đầu vào dùng trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy cho hầm

đoạn 1, đoạn 3 và đoạn 5 chủ yếu nằm trong đới IIA thuộc hệ tầng A Vương được thể hiện

ở Bảng 4.11 với Em áp dụng công thức (4-6) cho cả hệ tầng A Vương.

107

Thông số

Hàm phân bố

Đới đá

Giá trị Max

Giá trị TB

Giá trị Min

RMR

Weibull

k = 17,1; w = 59,03







Log-normal







93,2

53,47

16,5

k =2,08; w =4,93

8,8

5,54

1,4

IIA

Log-normal

16,7

11,85

6,57

 = 0,19;  = 2,455

k =56,3; w =27,77

28,4

27,6

26,8

 = 0,25;  = 2,10 c (MPa) Log-normal  = 0,53;  = 3,85 t (MPa) Weibull mi  (kN/m3) Weibull E (GPa)

0,28



Bảng 4.11 Thông số khối đá đới IIA - hệ tầng A Vương

Từ các hàm mật độ xác suất thống kê của các biến ngẫu nhiên RMR, c, mi, , trong Bảng

4.11, bằng mô phỏng Monte Carlo, chuỗi số liệu cho tải trọng v, h và các thông số đầu

vào cho mô hình số gồm GSI, mb, mr, a, Em được thể hiện ở Hình 4.15. Tải trọng h phụ

thuộc vào giá trị trọng lượng riêng của đá (),  có hàm phân bố Weibull. Khi xác định hàm

phân bố cho v, để tránh xuất hiện giá trị h = 0, chuỗi gieo cho  sử dụng giá trị chặn min

= 26,8 kN/m3. Do đó, hàm phân bố xác suất cho v có dạng Normal với các hệ số khác nhau

tùy thuộc vào giá trị z. GSI có mô hình hàm phân bố xác suất Weibull tương tự với RMR.

Biến ngẫu nhiên mb, Em phù hợp với mô hình hàm phân bố Normal.

Hệ số áp lực ngang được tính theo công thức (2-23), giá trị t – hệ số giãn nở nhiệt tuyến

tính, lấy bằng 3.10-6/oC áp dụng cho hệ tầng A Vương có thành phần thạch học chủ yếu là

phiến serixit - thạch anh, đá phiến thạch anh mica, đá phiến thạch anh - penfat màu xám tro.

Hàm mật độ hệ số áp lực ngang và ứng suất áp lực ngang được thể hiện ở Hình 4.15.

4.4.1.2 Sơ đồ chất tải

Phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện A Lưới theo lý thuyết độ tin cậy với thông số môi

trường đất đá, tải trọng dưới dạng hàm mật độ thống kê bằng phần mềm địa kỹ thuật RS2.

RS2 được kế thừa từ PHASE2 8.0, sử dụng các thuật toán xác suất thống kê để xem xét các

biến đầu vào với các bất định, biến đổi và không đồng nhất dựa trên bài toán truyền thống

theo phương pháp tất định. Có hai phương pháp tính thường được sử dụng là phương pháp

gần đúng Point Estimate method và phương pháp gieo biến ngẫu nhiên Monte Carlo. Mục

tiêu chung là gieo được biến đầu vào một cách ngẫu nhiên trong các khoảng định trước. Kết

quả tính toán cho phép xác định hàm mật độ xác suất giá trị nội lực của kết cấu và trạng thái

108

đất đá xung quanh. Các kết quả này tích hợp với các bài toán phân tích độ tin cậy cho hệ

thống, đánh giá rủi ro, các bài toán tùy biến khác trong phân tích số liệu đầu vào.

Hình 4.15 Tần suất và hàm mật độ xác suất của tải trọng v , h, hệ số áp lực ngang k và Em, GSI, mr, mb, a cho phân tích ổn định hầm trong đới đá IIA

109

Sơ đồ chất tải phân tích ổn định hệ vỏ hầm A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương

giai đoạn thi công và vận hành dùng cho mô hình số bằng RS2 được thể hiện ở Bảng

4.12 và Bảng 4.13 với các biến ngẫu nhiên gồm v, h, mb, mr, a, Em, c, fc, fy, pw.

Áp lực nước trong hầm giai đoạn vận hành được xác định theo công thức:

(4-13) 𝑝𝑤 = (𝑍𝑡𝑙 − ∇𝑡𝑖𝑚)𝛾𝑤

Trong đó: 𝑍𝑡𝑙 – mực nước thượng lưu hồ chứa; ∇𝑡𝑖𝑚 – cao trình tim hầm

Trong giai đoạn thiết kế kỹ thuật của dự án thủy điện A Lưới, mực nước thượng lưu hồ

(4-14) (4-15) chứa 𝑍𝑡𝑙 tại từng thời đoạn tính toán thủy năng được xác định theo công thức: 𝑍𝑡𝑙 = 𝑓(𝑉𝑡𝑏) 𝑉𝑡𝑏 = (𝑄𝑡𝑛 ∗ 𝑇 ∗ 3600)/2 + 𝑉𝑐

Trong đó: 𝑓(𝑉𝑡𝑏) – quan hệ Z ~V tại hồ chứa; 𝑉𝑡𝑏 – dung tích trung bình hồ chứa theo

thời đoạn tính toán; 𝑄𝑡𝑛 – lưu lượng nước đến trong ngày; T – thời gian trữ nước vào

hồ; 𝑉𝑐 - dung tích hồ cuối thời đoạn trước.

𝑄𝑡𝑛 – lưu lượng nước đến trong ngày của hồ thủy điện A Lưới có hàm mật độ xác suất Pearson III với Qo = 27,1 m3/s; Cv =0,35 và Cs =3*Cv [125]. Hàm mật độ xác suất

Pearson III có các tham số (; ; s; k) được xác định theo các công thức:

(4-16) (4-17)

2 𝐶𝑠

(4-18) 𝑘 = 3 + 𝜎 = 𝜇 ∗ 𝐶𝑣 𝑠 = 𝐶𝑠 6 4

Trong đó μ - giá trị trung bình của biến ngẫu nhiên (μ = Qo).

Mực nước thượng lưu hồ trong giai đoạn vận hành được giới hạn bởi MNDBT = 553 m

và MNC = 549 m. Kết quả tính toán lựa chọn hàm phân bố mực nước thượng lưu hồ

chứa là hàm Weibull (552,39; 1624,16) (Hình 4.16). Hầm thủy điện A Lưới trong đới

IIA – hệ tầng A Vương có cao trình hầm thủy điện 540 m ~ 463 m. Cột nước lớn nhất

tại tiết diện hầm trong đới IIA – hệ tầng A Vương lên đến 85 m. Lựa chọn tính toán tiết

diện hầm trong giai đoạn thi công tại cao trình 467 m. Khi đó áp lực nước pw (MPa)

trong hầm có hàm phân bố Weibull (0,85; 263,125).

110

Mô hình tính toán

Thông số vật liệu và tải trọng

Bước tính toán

Trước khi đào (Stage 2)

Đào hầm không kết cấu chống đỡ (Stage 3)

Lắp đặt kết cấu chống đỡ ban đầu (Stage 4)

- Giới hạn miền vật liệu cách biên hầm : 5R = 5*2,47 = 12,35 m. - Điều kiện trên biên của miền: + Ứng suất: v = .z ; h = k.v v = Normal(4,15; 0,063) MPa; h = Normal(3,9; 0,39) MPa. + Biến dạng: bằng 0 - Môi trường vật liệu đồng nhất đẳng hướng: Em = Normal(15.640, 3.350)MPa, hệ số Poisson  = 0,28. - Tiêu chuẩn phá hủy Hoek-Brown: + GSI = Weibull(56,53; 12,62); mi = Log-normal(2,455; 0,19); D = 0,5;  mb = Normal(1,35; 0,22); a = Normal(0,505; 0,0019); s = 0; + c = Log-normal(3,85; 0,53)MPa; - Mô hình cơ học vật liệu đàn dẻo: mr = Normal(0,88; 0,14); ar = 0,5 ; sr = 0. - BT phun: Độ dày t = 12 cm; cường độ kháng nén fc = Normal(30; 6,64) MPa; cường độ kháng kéo ft = Normal(1,93; 0,43) MPa; Ec = 29 GPa; c = 0,15; biến dạng giới hạn dẻo cu = 0,003; - Neo: + Chiều dài neo Ln = 2,5 m; 25 CIII; Cường độ giới hạn chảy của thép fy = Normal(448,89; 58,9) MPa; + Bước neo chu vi hầm: 1,23 m; Bước neo dọc hầm: 1,5 m; + Thép bản: (15 x 15 x 0,8) cm, CI, cường độ kéo đứt fu = Normal(391,34; 51,3) MPa; hh = 6 mm.

Lắp đặt vỏ hầm vĩnh cửu (Stage 5)

BTCT: + Dày t = 35 cm; Cốt thép 16 CIII. Bước thép a = 20 cm. Bố trí tại mặt trong hầm; Chiều dày lớp BT bảo vệ cốt thép 6 cm; + Cường độ giới hạn chảy của thép fy = Normal(448,89; 58,9) MPa; Ey = 200 GPa; biến dạng giới hạn dẻo y = 0,005; + cường độ kháng nén fc = Normal(30; 6,64) MPa; cường độ kháng kéo ft = Normal(1,93; 0,43) MPa; Ec = 29 GPa; c = 0,15; biến dạng giới hạn dẻo cu = 0,003.

Bảng 4.12 Sơ đồ chất tải phân tích ổn định hệ vỏ hầm A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn thi công hầm

111

Mô hình tính toán

Thông số vật liệu và tải trọng

Bước tính toán

Hầm vận hành bình thường (Stage 6)

- Thông số vật liệu tương tự Bảng 4.12 * Tải trọng bên trong vỏ hầm trong giai đoạn vận hành tổ máy: Weibull (0,85; 63,125) * Tải trọng bên ngoài vỏ hầm khi tháo cạn tổ máy trong trường hợp duy trì chênh lệch áp giữa trong và ngoài vỏ hầm 10% áp lực nước khi vận hành bình thường: 0,1* Weibull (0,85; 263,125).

Hầm khi tháo cạn tổ máy (Stage 7)

Bảng 4.13 Sơ đồ chất tải phân tích ổn định hệ vỏ hầm A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành

Hình 4.16 Hàm mật độ xác suất lưu lượng thiên nhiên đến Q và mực nước dao động ở hồ chứa Ztl tại thủy điện A Lưới

4.4.2 Phân tích ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn thi công

4.4.2.1 Biến dạng của đất đá xung quanh hầm và ứng suất trong kết cấu chống đỡ

Biến dạng biên hầm và ứng suất trong kết cấu chống đỡ hầm ở giai đoạn thi công và vận

hành được khảo sát tại các vị trí vòm hầm (1, 2), biên hầm (3) và đáy hầm (4, 5) như

Hình 4.17 và kết quả thể hiện ở Bảng 4.14 và Bảng 4.15. Các giá trị trong và được thể

hiện bằng số liệu thống kê µx ± x.

112

Hình 4.17 Biến dạng biên hầm trong đới IIA – hệ tầng A Vương bằng RS2

Vị trí

Stage 3 Biến dạng (mm)

4 0,38  0,10

5 0,81  0,22

 (MPa)

Neo

ry (m)

Stage 4

P (kN)

BT phun

 (MPa)

Neo

ry (m)

P (kN)

BT phun

 (MPa)

P (kN)

M (kN)

Stage 5

Q (kN)

BTCT

o (MPa)

i (MPa)

 (MPa)

y (MPa)

3 0,54  0,10 10,78  8,17 0,25  0,13 187,9  95,0 1,57  0,74 21,10  13,17 0,59  0,37 348,0  119,8 2,90  1,0 287,3  73,2 -2,5  1,2 8,5  11,4 0,79  0,2 0,82  0,21 0,04  0,05 5,67  1,45

1 0,74  0,23 7,63  2,29 0,07  0,14 180,5  48,8 1,51  0,41 11,88  3,39 0,26  0,16 275,9  67,7 2,30  0,56 172,4  71,3 0,8  1,2 8,2  11,2 0,48  0,2 0,49  0,2 0,04  0,05 3,37  1,36

2 0,64  0,18 7,78  2,41 0,08  0,15 226,8  65,6 1,89  0,55 12,32  3,45 0,27  0,17 348,6  96,3 2,90  0,80 218,6  69,7 1,0  1,4 8,4  11,4 0,62  0,19 0,61  0,20 0,04  0,05 4,19  1,37

166,6  92,5 - 38,8  8,2 -164,5  44,6 0,23  0,23 0,70  0,29 0,70  0,19 4,81  2,02

356,4  228,3 7,7  8,3 -3,4  2,9 1,05  0,69 0,96  0,60 0,02  0,01 6,59  4,13

Bảng 4.14 Biến dạng và nội lực, ứng suất của kết cấu vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn thi công

113

Vị trí

n (MPa)

Neo

ry (m)

P (kN)

BT phun

p (MPa)

P (kN)

Stage 6

M (kN)

Q (kN)

BTCT

o (MPa)

i (MPa)

 (MPa)

y (MPa)

- 256,6  63,8 25,2  2,4 438,3  44,4 - 0,57  0,19 - 0,87  0,17 1,88  0,19 6,0  0,15

204,9  239,6 3,7  8,4 - 1,2  2,9 0,6 0 0,72 0,55  0,63 0,01  0,01 3,82  4,34

n (MPa)

Neo

ry (m)

P (kN)

BT phun

p (MPa)

P (kN)

M (kN)

Stage 7

Q (kN)

BTCT

o (MPa)

i (MPa)

 (MPa)

y (MPa)

1 6,1  2,9 0,26  0,17 73,9  64,9 0,62  0,54 - 190,0  102,0 - 0,7  1,2 - 0,4  11,3 - 0,54  0,29 - 0,53  0,29 0,04  0,03 3,68  1,92 13,0  3,57 0,28  0,16 309,1  75,4 2,56  0,63 232,6  90,6 - 1,1  1,2 10,0  0,90 0,65  0,26 0,66  0,25 0,04  0,04 4,55  1,73

2 6,34  3,14 0,28  0,19 144,3  99,0 1,20  0,83 -146,3  97,9 0,9  1,4 - 0,4  11,3 - 0,41  0,27 - 0,42  0,28 0,04  0,03 2,94  1,82 13,58  3,59 0,30  0,19 388  105,2 3,23  0,88 289,4  87,9 1,1  1,6 8,80  9,50 0,82  0,24 0,81  0,25 0,05  0,03 5,56  1,74

13,47  12,63 0,60  0,37 348,0  119,8 2,90  1,0 23,1  68,2 - 2,4  1,4 2,3  6,9 0,05  0,19 0,08  0,19 0,02  0,02 1,13  0,89 25,52  15,17 0,62  0,38 401,9  126,5 3,35  1,05 384,1  82,9 - 3,8  1,6 2,30  6,90 1,06  0,23 1,10  0,24 0,05  0,03 7,60  1,66

251,3  156,6 - 47,9  5,4 -143,9  56,5 0,42  0,43 0,99  0,45 0,62  0,24 6,83  3,13

706,1  203,5 39,4  11,3 5,0  6,2 2,22  0,70 1,75  0,60 0,03  0,02 12,07  4,15

Bảng 4.15 Nội lực và ứng suất của kết cấu vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành hầm

114

Stage 3 Biến dạng (mm)

- 0,35; 0,3 - 0,48; 0,28 -0,64; 0,18 - 1,0; 0,26

- 0,25; 0,27

1,99; 0,29

2,0; 0,3 2,15; 0,67

n (MPa)

Neo

- 3,46; 1,27 - 3,28; 1,22 - 1,51; 0,49

ry (m)

Stage 4

0,38; 0,27

0,6; 0,28 0,35; 0,45

p (MPa)

BT phun

2,44; 0,28 2,47; 0,27 2,88; 0,57

n (MPa)

Neo

- 1,51; 0,57 - 1,48; 0,58 - 0,68; 0,58

ry (m)

0,8; 0,24 1,03; 0,27 1,01; 0,33

p (MPa)

BT phun

Stage 5

- 0,81; 0,4 - 0,52; 0,3 - 0,27; 0,25 - 1,82; 0,83 - 0,13; 0,6 - 0,78; 0,39 - 0,55; 0,32 - 0,23; 0,25 - 0,44; 0,4 - 0,21; 0,57

o (MPa) i (MPa)

BTCT

- 3,69; 0,97 - 3,69; 0,97 - 3,69; 0,97 - 3,72; 1,46 - 4,02; 0,47

 (MPa)

1,14; 0,39 1,38; 0,32

1,7; 0,27

1,49; 0.4 1,72; 0,58

y (MPa)

Bảng 4.16 Tham số λ;  hàm mật độ Lognormal cho biến dạng và ứng suất trong kết cấu vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương Vị trí

Vị trí

Neo

- -

n (MPa) 1,71; 0,45 1,74; 0,47 2,29; 0,79 - 1,39; 0,54 - 1,46; 0,62 - 0,67; 0,57 ry (m)

p (MPa) - 0,76; 0,75 - 0,01; 0,63 - 1,01; 0,33

BT phun

Stage 6

- 4,36; 1,65 - 0,61; 0,32 - 0,96; 0,94 - 3,47; 1,38 - 0,16; 0,19 - 1,02; 0,92

o (MPa) - 0,74; 0,5 - 1,07; 0,6 i (MPa) - 0,77; 0,51 - 1,05; 0,6

BTCT

- 3,44; 0,67 - 3,44; 0,67 - 4,26; 0,83 0,63; 0,1

- 4,95; 0,83

 (MPa)

y (MPa) 1,18; 0,49 0,92; 0,57 - 0,12; 0,69 1,79; 0,02 1,34; 0,04

Neo

n (MPa) 2,53; 0,27 2,57; 0,26 3,09; 0,55

- 1,41; 0,53 - 1,37; 0,58 - 0,63; 0,56

ry (m)

p (MPa) 0,91; 0,24 1,13; 0,27 1,16; 0,31

BT phun

Stage 7

o (MPa) - 0,5; 0,38 - 0,24; 0,29 0,04; 0,21 - 1,23; 0,84 0,75; 0,3

0,5; 0,33

i (MPa) - 0,48; 0,37 - 0,25; 0,3 0,07; 0,22 - 0,1; 0,43

BTCT

- 3,57; 0,83 - 3,15; 0,55 - 3,15; 0,55 - 0,55; 0,37 - 3,69; 0,6

 (MPa)

2,0; 0,22 1,83; 0,44 2,43; 0,33

y (MPa) 1,45; 0,37 1,67; 0,31

Bảng 4.17 Tham số λ;  hàm mật độ Lognormal cho ứng suất của kết cấu vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành hầm

115

Dưới tác dụng của trường ứng suất tự nhiên ban đầu, kết cấu vỏ hầm chủ yếu chịu nén

trong giai đoạn thi công. Trong giai đoạn vận hành, dưới tác dụng của áp lực nước bên

trong hầm, kết cấu vỏ hầm chủ yếu chịu lực kéo; khi chịu áp lực phía bên ngoài vỏ hầm,

kết cấu chủ yếu chịu lực nén. Do đó, hệ vỏ hầm bị mất ổn định dưới tác dụng của lực

kéo nén thuần túy và lực cắt là chủ yếu. Biến dạng hệ kết cấu diễn ra ở trạng thái đàn

hồi, chưa đạt đến trạng thái dẻo nên không được xét đến trong phân tích ổn định hệ vỏ

hầm.

Các giá trị biến dạng biên hầm và ứng suất kết cấu vỏ hầm phù hợp với hàm mật độ xác

suất Log-normal với tham số (λ, ) của hàm được xác định theo công thức (4-19) và

(4-20) khi biết giá trị thống kê µx và x và được thể hiện ở Bảng 4.16 và Bảng 4.17, vị

trí các điểm tính toán tương ứng với Hình 4.17. Khi ứng suất kết cấu chịu kéo, hàm mật

độ Log-normal sẽ biểu diễn giá trị tuyệt đối của ứng suất, không biểu diễn giá trị đại số

của ứng suất.

)1 − 1]  = ln [( (4-19)

(4-20) 𝜎𝑋 𝜇𝑋 𝜆 = ln(𝜇𝑥) − 2. 2

4.4.2.2 Xác định độ tin cậy hệ kết cấu vỏ hầm thuỷ điện dưới tác dụng của tải trọng

Độ tin cậy của hệ kết cấu vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương

dưới tác dụng của tải trọng gồm trường ứng suất tự nhiên ban đầu v và h ở giai đoạn

thi công (Stage 4 và 5) và áp lực nước ở giai đoạn vận hành (Stage 6 và 7) được xác

định dựa trên sơ đồ cây sự cố Hình 4.18 và Hình 4.19 với các hàm trạng thái giới hạn

của vật liệu khi chịu lực U1, U2, L1 cho neo (S1), BT phun (S2) và BTCT (S4) tại từng

vị trí 1, 2, 3, 4, 5 trên mặt cắt hầm ở từng giai đoạn tải trọng. Phương trình hàm trạng

thái giới hạn áp dụng cho 1 vị trí bất kỳ được thể hiện chi tiết trong Bảng 4.18, xác suất

phá hủy ứng với mỗi trạng hàm trạng thái giới hạn được xác định bằng công thức (3-34)

theo mô phỏng Monte Carlo với số mẫu gieo N = 107. Mất ổn định của hệ kết cấu vỏ

hầm tại bất kỳ vị trí nào trên mặt cắt hầm đều gây mất ổn định của hệ kết cấu vỏ hầm

cho cả mặt cắt hầm vì khi đó hầm không đảm bảo chức năng làm việc theo yêu cầu thiết

kế. Sử dụng phần mềm lập trình MATLAB, thiết lập các hàm trạng thái giới hạn để xác

định xác suất phá hủy tương ứng. Kết quả tính toán được thể hiện ở Bảng 4.19 và Bảng

4.20.

116

Hình 4.18. Sơ đồ cây sự cố xác định độ tin cậy hệ kết cấu vỏ hầm A Lưới trong đới đá IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn thi công (T.S) dưới tác dụng của tải trọng

117

Hình 4.19. Sơ đồ cây sự cố xác định độ tin cậy hệ kết cấu vỏ hầm A Lưới trong đới đá IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành (V.S) dưới tác dụng của tải trọng

118

STT

Xác suất phá huỷ của sự cố Pfi

Pf-N.U1 = P (ZN.U1 < 0)

ZN.U1 = fy - n < 0

ZN.L1 = Ln - ry < 0

Pf-N.L1 = P (ZN.L1 < 0)

Thép neo

Pf-S1.1 = 1- (1- Pf-N.U1).(1- Pf-N.L1)

Ký hiệu sự cố ...N.U1 (ứng suất kéo) ...N.L1 (chiều dài neo) ...S1.1

Quan hệ nối tiếp độc lập min − vbd < 0 ZNH.U2 = vt 𝑚𝑖𝑛 = 0,45𝑓𝑢 (𝑀𝑃𝑎); 𝑣𝑡

;

𝑣𝑏𝑑 =

Pf-NH.U2 = P (ZNH.U2 < 0)

𝜎𝑛. (25 )2/4 (4ℎℎ + 25). ℎℎ 𝑚𝑖𝑛 - ứng suất kháng cắt của

...NH.U2 (ứng suất cắt giữa thép neo và mối hàn)

𝑣𝑡 thép bản; 𝑣𝑑2 - ứng suất cắt do neo tác dụng lên bản thép; hh – chiều dày đường hàn min − vdb < 0 ZNP.U2 = vt 𝑣𝑚𝑖𝑛 = √𝑓𝑐 (𝑀𝑃𝑎)

Liên kết neo

𝑣𝑑 =

𝜎𝑛. (25 )2. 𝜋 4. (4t + h𝑏). 𝑡

Pf-NP.U2 = P (ZNP.U2 < 0)

...NP.U2 (ứng suất cắt của BT phun tại vị trí neo)

𝑣𝑚𝑖𝑛 - ứng suất kháng cắt của BT phun; 𝑣𝑑 - ứng suất cắt do neo tác dụng lên BT; t – chiều dày BT phun hb – kích thước bản thép Quan hệ nối tiếp độc lập

...S1.2

Pf-S1.2 = 1- (1- Pf-NH.U2).(1- Pf-NP.U2) Pf-S1 = 1- (1- Pf-S1.1).(1- Pf-S1.2)

Quan hệ nối tiếp độc lập

Neo

Pf-P.U1 = P (ZP.U1 < 0)

ZP.U1 = fc - p < 0

BT phun

Pf-S2 = Pf-P.U1

...S1 ...P.U1 (ứng suất dọc trục) ...S2

Pf-BT.U1 = P (ZBT.U1 < 0)

…BT.U1 (ứng suất dọc trục BT)

𝑚𝑖𝑛 < 0

(𝑀𝑃𝑎)

Pf-BT.U2 = P (ZBT.U2 < 0)

BTCT

…BT.U2 (ứng suất cắt BT)

Quan hệ nối tiếp ZBT.U1 = fc - max(o, i) < 0 (nén) ZBT.U1 = ft - max(o, i) < 0 (kéo) ZBT.U2 = – 𝑣𝑏𝑡 𝑚𝑖𝑛 = √𝑓𝑐 + 𝑃 𝑣𝑏𝑡 𝐴 𝑚𝑖𝑛 - ứng suất kháng cắt của 𝑣𝑏𝑡 BT

Pf-CT.U1 = P (ZCT.U1 < 0)

ZCT.U1 = fy - y < 0

…CT.U1 (ứng suất dọc trục cốt thép)

…S4

Quan hệ nối tiếp và song song độc lập

Pf-S4 = 1- (1- Pf-BT.U1. Pf-CT.U1).(1- Pf-BT.U2)

…VT.S

Quan hệ song song độc lập

Pf-VT.S= Pf-S1 . Pf-S2 . Pf-S4

Hệ vỏ hầm

Bảng 4.18 Hàm trạng thái giới hạn và xác suất phá hủy của vật liệu hệ kết cấu vỏ hầm thủy điện A Lưới khi chịu lực Hàm trạng thái giới hạn

119

Vị trí (x)

Neo

- - -

5,4.10-4 0 5,4.10-4

5,6.10-4 0 5,6.10-4

2,7.10-6 0 2,7.10-6

Pf-S1.1 Pf-S1.2 Pf-S1

0,6.10-4

0,9.10-4

0,7.10-6

Pf-S2

Stage 4 (T.4.S)

3,24.10-8

5,04.10-8 1,89.10-12

1-(1- Pf-T.4.VT1.S). (1- Pf-T.4.VT2.S).(1- Pf-T.4.VT3.S) = 8,28.10-8

BT phun Pf-T.4.VTx.S Pf-T.4.S

Neo

5,6.10-5 0 5,6.10-5

8,6.10-5 0 5,6.10-5

9,0.10-3 0 9,0.10-3

- - -

Pf-S1.1 Pf-S1.2 Pf-S1

0,1.10-5

0,2.10-5

0,2.10-3

Pf-S2

BT phun

Stage 5 (T.5.S)

Pf-S4

0 0

1,2.10-4 1,2.10-4

0 0

BTCT Pf-T.5.VTx.S

1-(1- Pf-T.4.VT1.S).(1- Pf-T.4.VT2.S)…(1- Pf-T.4.VT5.S) = 1,2.10-4

Pf-T.5.S

Pf-T.S

1-(1- Pf-T.5..S).(1- Pf-T.4..S) = 1,2.10-4

Bảng 4.19 Xác suất phá hủy của hệ kết cấu vỏ hầm thủy điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương dưới tác dụng của tải trọng giai đoạn thi công

Bảng 4.20 Xác suất phá hủy của hệ kết cấu vỏ hầm thủy điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương dưới tác dụng của tải trọng giai đoạn vận hành

Vị trí (x)

- -

Pf-S1.1 Pf-S1.2

Neo

5,7.10-5 0 5,7.10-5

0,3.10-5 0 0,3.10-5

8,4.10-3 0 8,4.10-3

Pf-S1

2,3.10-5

5.5.10-5

0,1.10-3

Pf-S2

Stage 6 (V.6.S)

Pf-S4

12.10-5 0,20.10-13

6,7.10-4 6,7.10-4

0 0

21.10-5 2,75.10-13 1-(1- Pf-V.6.VT1.S).(1- Pf-V.6.VT2.S)…(1- Pf-V.6.VT5.S) = 6,7.10-4

BT phun BTCT Pf-V.6.VTx.S Pf-V.6.S

Neo

3,6.10-5 0 3,6.10-5

1,9.10-4 0 1,9.10-4

9,1.10-3 0 9,1.10-3

- - -

Pf-S1.1 Pf-S1.2 Pf-S1

0,1.10-5

2,3.10-4

0,3.10-3

Pf-S2

BT phun

Stage 7 (V.7.S)

Pf-S4

0 0

5,0.10-7 5,0.10-7

0 0

BTCT Pf-V.7.VTx.S

1-(1- Pf-V.7.VT1.S).(1- Pf-V.7.VT2.S)…(1- Pf-V.7.VT5.S) = 5,0.10-7

Pf-V.7.S

Pf-V.S

1-(1- Pf-V.6..S).(1- Pf-V.6..S) = 6,7.10-4

120

Từ kết quả tính toán xác suất phá hủy của hệ kết cấu vỏ hầm thủy điện A Lưới trong đới

IIA – hệ tầng A Lưới giai đoạn thi công và vận hành dưới tác dụng của tải trọng (Bảng

4.19 và Bảng 4.20), hệ vỏ hầm mất ổn định chủ yếu ở vị trí 4 – góc chân biên hầm với

xác suất phá hủy Pf  6,7.10-4; 1,2.10-4 tương ứng với chỉ số độ tin cậy β = 3,09 ~ 3,72

< βT theo EC0, gây ảnh hưởng đến mất ổn định của cả tiết diện hầm. Hệ vỏ hầm khu

vực vòm hầm cho Pf = 0 ~ 5,04.10-8 tương ứng với β > 5,2 > βT theo EC0, vòm hầm đảm

bảo độ tin cậy trong cả giai đoạn thi công và vận hành.

4.4.2.3 Xác định độ tin cậy ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn thi công

Trong quá trình thi công, độ tin cậy ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA

– hệ tầng A Vương được xác định theo sơ đồ cây sự cố Hình 4.20. Xác suất mất ổn định

cho hầm do các nguyên nhân 1.1.3; 1.2.2; 1.3; 1.4; 1.5 lấy theo xác suất kiến nghị từ ý

kiến chuyên gia Pf = 0 ~ 0,05. Kết quả tính toán xác suất mất ổn định của hệ vỏ hầm do

từng sự cố trong sơ đồ thể hiện ở Bảng 4.22. Từ kết quả ở Bảng 4.22, trước khi gia cố

kết cấu vỏ hầm được gia cố xong, biên hầm có xác suất mất ổn định 99,31.10-2. Trong

đó, mất ổn định do rơi đá nhỏ (tróc lở, lẹm hầm chiếm ưu thế) với xác suất là 86,1.10-2;

các sự cố tạo hang chống và đất đá chảy là các sự cố kèm theo khi có thêm điều kiện

nước ngầm hoặc đới yếu hoặc đứt gãy phong hoá mạnh. Do đó, sự cố rơi đá nhỏ, tạo

hang chống và đất đá chảy có quan hệ nối tiếp phụ thuộc nên xác suất mất ổn định hệ

vỏ hầm trước khi gia cố xong do cấu trúc địa chất được xác định theo công thức:

(4-21) 𝑃𝑓−1.1.1 = max (𝑃𝑓−1.1.1.1, 𝑃𝑓−1.1.1.2, 𝑃𝑓−1.1.1.3)

Với mất ổn định biên hầm trước khi gia cố xong kết cấu do thay đổi trường ứng suất,

điều kiện xác định phụ thuộc vào biến dạng tại biên hầm (Bảng 3.4) nên các sự cố có

mối quan hệ nối tiếp độc lập, xác suất mất ổn định được xác định theo công thức:

𝑖=1

(4-22) 𝑃𝑓−1.1.2 = 1 − ∏(1 − 𝑃𝑓−1.1.2.𝑖)

Dựa vào biến dạng của biên hầm trước khi gia cố, mất ổn định biên hầm có thể xác định

được dạng mất ổn định nào chiếm ưu thế. Do đó, xác suất mất ổn định trước khi gia cố

xong hệ vỏ hầm được xác định theo (4-23) với các sự cố có mối quan hệ nối tiếp loại

trừ lẫn nhau.

(4-23) 𝑃𝑓−1.1 = 𝑃𝑓−1.1.1 + 𝑃𝑓−1.1.2 + 𝑃𝑓−1.1.3

121

Hình 4.20 Sơ đồ cây sự cố xác định độ tin cậy hệ vỏ hầm A Lưới trong đới đá IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn thi công (1)

122

Các sự cố liên quan đến sai sót trong sơ đồ Hình 4.20 kiến nghị sử dụng với xác suất Pf

~ 1.10-4 tương ứng với mức độ hầu như không ảnh hưởng.

= 1.10-5

Mất ổn định hệ vỏ hầm sau khi gia cố có xác suất mất ổn định được xác định theo công thức:

(4-24) 𝑃𝑓−1.2 = 𝑃𝑓−1.2.1 + 𝑃𝑓−1.2.2

Xác suất mất ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện A Lưới khi xét đến các điều kiện khác trong

thi công được xác định theo công thức:

(4-25) 𝑃𝑓−1 = 𝑃𝑓−1.1 + 𝑃𝑓−1.2 + 𝑃𝑓−1.3 + 𝑃𝑓−1.4 + 𝑃𝑓−1.5

Stt

Xác suất mất ổn định

Sự cố

Rơi đá nhỏ

86,1.10-2

Pf-1.1.1.1

Tạo hang trống

7,0.10-3

Pf-1.1.1.2

Đất đá chảy

Pf-1.1.1.3

Mất ổn định do cấu trúc địa chất

Quan hệ phụ thuộc

86,1.10-2

Pf-1.1.1

Oằn vênh

Pf-1.1.2.1

Đứt vỡ

13,2.10-2

Pf-1.1.2.2

Tách tấm

Pf-1.1.2.3

Mất ổn định trước khi gia cố

Nổ đá

Pf-1.1.2.4

Mất ổn định do thay đổi trường ứng suất

Siết ép

Pf-1.1.2.5

Quan hệ độc lập

13,2.10-2

Pf-1.1.2

0,1.10-3

Sai sót trong mô hình môi trường đất đá Pf-1.1.3

Quan hệ không phụ thuộc

99,31.10-2

Pf-1.1

Hệ kết cấu vỏ hầm A Lưới (T.S)

1,2.10-4

Pf-1.2.1

Sai sót trong mô hình kết cấu

1.10-5

Pf-1.2.2

Quan hệ không phụ thuộc

1,3.10-4

Pf-1.2

Mất ổn định sau khi gia cố

Sai sót trong trong biện pháp thi công

1.10-5

Pf-1.3

Sai sót khác trong thi công

1.10-5

Pf-1.4

Bất thường trong môi trường đất đá

1.10-4

Pf-1.5

Xác suất mất ổn định của hệ vỏ hầm

99,56.10-3

Pf-1

Bảng 4.21 Xác suất mất ổn định của hệ vỏ hầm thủy điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương trong giai đoạn thi công

Xác suất mất ổn định của hệ vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương khi

xét đến các điều kiện trong giai đoạn thi công có Pf-1 = 99,56.10-2. Điều đó cho thấy, trong

điều kiện môi trường đới IIA, hệ vỏ hầm giai đoạn thi công có mức độ mất ổn định lớn với

123

độ tin cậy β < 1, đặc biệt là khi kết cấu chưa gia cố xong, đất đá quanh biên hầm bị rơi, lẹm

nhiều và có nguy cơ bị sập lở, tạo hang chống nếu gặp đới yếu, điều kiện thuỷ văn bất lợi.

Trong trường hợp kết cấu gia được tiến hành sau khi đất đá quanh biên hầm đã được xử lý

không bị rơi, lẹm hầm, mất ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn thi công sẽ có Pf-1 =13,2.10-2.

Kết quả tính toán phù hợp với thực tế quan sát hiện trường trong quá trình thi công hầm A

Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương, hầm bị lẹm quanh biên hầm và vị trí đỉnh vòm.

Trong giai đoạn thi công, mất ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ

tầng A Vương dưới điều kiện chịu tải trọng của hệ kết cấu không chiếm ưu thế. Mất ổn

định hệ vỏ hầm trong quá trình gia công lắp đặt vỏ hầm chiếm ưu thế chính với mức độ

gần như có thể xảy ra (Pf = 0,03 ~ 0,99). Do đó, để đảm bảo ổn định hệ vỏ hầm trong

giai đoạn thi công, giải pháp xử lý các tình huống mất ổn định biên hầm trước khi kết

cấu hệ vỏ hầm lắp đặt xong là quan trọng.

4.4.2.4 Xác định độ tin cậy ổn định hệ vỏ hầm trong giai đoạn vận hành

Trong quá trình vận hành, độ tin cậy ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA –

hệ tầng A Vương được xác định theo sơ đồ cây sự cố Hình 4.21. Kết quả tính toán xác suất

mất ổn định hệ vỏ hầm do từng sự cố trong sơ đồ Hình 4.21 thể hiện ở Bảng 4.22. Các sự

cố liên quan đến sai sót trong sơ đồ Hình 4.21 kiến nghị sử dụng với xác suất tương tự như

2 tương ứng với xác suất ở mức độ ít ảnh hưởng. Xác suất mất ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện

mục 4.4.2.3. Với sai sót trong quá trình vận hành, kiến nghị sử dụng với xác suất Pf = 2.10-

A Lưới khi xét đến các điều kiện khác trong vận hành được xác định theo công thức:

(4-26) 𝑃𝑓−2 = 𝑃𝑓−2.1 + 𝑃𝑓−2.2 + 𝑃𝑓−2.3 + 𝑃𝑓−2.4 + 𝑃𝑓−2.5 + 𝑃𝑓−2.6

Hình 4.21 Sơ đồ cây sự cố xác định độ tin cậy ổn định hệ vỏ hầm A Lưới trong đới đá IIA – hệ tầng A Vương giai đoạn vận hành (2)

124

Xác suất mất ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương giai

, phụ thuộc chủ yếu vào sai sót trong quá trình vận hành

đoạn vận hành có Pf = 2,1.10-2

hầm thuỷ điện.

Stt

Sự cố

Hệ kết cấu vỏ hầm A Lưới (V.S)

Xác suất mất ổn định 6,7.10-4

Pf-2.1

Sai sót trong mô hình kết cấu

1.10-5

Pf-2.2

Sai sót trong mô hình môi trường đất đá

1.10-5

Pf-2.3

Sai sót trong vận hành

2.10-2

Pf-2.4

Bất thường trong môi trường đất đá

1.10-4

Pf-2.5

Sai sót khác trong thi công kết cấu

1.10-4

Pf-2.6

Xác suất mất ổn định của hệ vỏ hầm

2,1.10-2

Pf-2

Bảng 4.22 Xác suất mất ổn định của hệ vỏ hầm thủy điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương trong giai đoạn vận hành

4.5 Thảo luận

Áp dụng mô hình xác định biến ngẫu nhiên tải trọng và sức kháng, sơ đồ cây sự cố trong

phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện ở Chương 3, mô hình phân tích ổn định hệ vỏ

hầm ở Chương 2, tác giả tính toán ổn định hệ vỏ hầm với môi trường đất đá xung quanh

cho hầm thủy điện A Lưới theo lý thuyết độ tin cậy, các kết quả chỉ ra rằng:

- Thông số môi trường đất đá khu vực hầm A Lưới nằm trong đới IIA - hệ tầng A Vương

có mức tập trung thấp gồm c, , RMR và Q. Các bất định của các thông số này ảnh

hướng đến bất định của các thông số đầu vào tính toán ổn định hệ vỏ hầm với độ phân

tán tương đồng như v , h, k, Em, GSI, mr, mb, a, pw . Do đó, các giá trị nội lực, ứng suất

trong kết cấu vỏ hầm cũng bị ảnh hưởng tương tự như chiều dày vùng dẻo quanh biên

hầm tại vị trí neo ry, ứng suất dọc trục của BT phun p và ứng suất cắt  trong BTCT.

- Kết quả ổn định hệ kết cấu vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy trong giai đoạn thi công

và vận hành cho thấy hệ kết cấu vỏ hầm chỉ ổn định khi có sự làm việc đồng thời của cả

neo, BT phun và BTCT tại vòm hầm. Ở vị trí đáy hầm, hệ kết cấu vỏ hầm mất ổn định

tại vị trí góc chân biên hầm;

- Khi xét đến các điều kiện liên quan trong giai đoạn thi công và vận hành (gồm các sai

sót thi công, mô hình vận hành và các bất thường trong môi trường đất đá), hệ vỏ hầm

thuỷ điện A Lưới trong đới IIA – hệ tầng A Vương đều bị mất ổn định. Trong đó, hệ vỏ

125

hầm trong giai đoạn thi công mất ổn định ở mức độ gần như có thể xảy ra và cần có giải

pháp xử lý các tình huống mất ổn định biên hầm trước khi kết cấu hệ vỏ hầm lắp đặt

xong; hệ vỏ hầm trong giai đoạn vận hành mất ổn định phụ thuộc vào mức độ sai sót

trong quá trình vận hành chiếm ưu thế.

Trong phân tích tất định ở chương 2, đánh giá ổn định của hệ vỏ hầm được xác định

thông qua hệ số an toàn, các hệ số này được tính cho từng kết cấu riêng lẻ, chưa xác

định được mức độ ổn định cả hệ kết cấu vỏ hầm cũng như xét đến các điều kiện liên

quan trong quá trình thi công và vận hành hầm. Việc đánh giá ổn định hệ vỏ hầm theo

phương pháp tất định còn hạn chế, các hệ số an toàn kết cấu được tính trong trường hợp

bất lợi khi chỉ có BTCT làm việc. Do đó kết quả ổn định thường thiên về an toàn. Đánh

giá ổn định hệ vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy theo phân tích hệ thống cho phép xác

định mức độ ổn định hệ vỏ hầm trong điều kiện bất định về môi trường đất đá, vật liệu

kết cấu và các vấn đề liên quan khác trong thi công và vận hành. Từ đó làm cơ sở đưa

ra các giải pháp xử lý, hạn chế các sai sót và lựa chọn phương án kết cấu phù hợp và

thiết kế tối ưu kết cấu.

126

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. Những kết quả đạt được

1.1 Tổng quan về ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện và môi trường đất đá xung quanh

Luận án đã tổng quan các vấn đề liên quan đến hầm thuỷ điện đi xuyên qua núi, đặc biệt

là các vấn đề thường gặp đối với ổn định hầm thuỷ điện giai đoạn thi công và vận hành.

Sự cố và nguyên nhân gây ra sự cố trong quá trình thi công và vận hành hầm thuỷ điện

được chỉ ra và làm cơ sở để xây dựng sơ đồ cây sự cố trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm

thuỷ điện và môi trường đất đá xung quanh theo lý thuyết độ tin cậy.

Các phương pháp tất định trong phân tích ổn định hầm thuỷ điện và môi trường đất đá

xung quanh trong giai đoạn thi công và vận hành cũng được tổng hợp, đánh giá trong

luận án. Các phương pháp chủ yếu được xây dựng từ nghiên cứu về tương tác của môi

trương đất đá với kết cấu chống đỡ; lấy các thông số môi trường đất đá là số liệu đầu

vào trong phân tích ổn định như ứng suất tự nhiên, tiêu chuẩn phá hủy của đất đá, lực

kháng đàn hồi của môi trường đất đá xung quanh hầm. Do đó, các bài toán phân tích ổn

định hầm thuỷ điện phụ thuộc nhiều vào thông số môi trường đất đá và việc lựa chọn

phương pháp phân tích. Lời giải giải tích có thể áp dụng phân tích ổn định hệ vỏ hầm

gồm kết cấu gia cố và vỏ hầm vĩnh cửu ở giai đoạn thi công bằng phương pháp khống

chế hội tụ. Giai đoạn vận hành, phương pháp phân tích ổn định hầm chủ yếu áp dụng vỏ

hầm BT hoặc BTCT, bỏ qua vai trò của kết cấu gia cố hầm. Với sự phát triển mạnh mẽ

của điện toán, mô hình số được sử dụng ngày càng rộng rãi trong các bài toán phân tích

ổn định công trình thuộc lĩnh vực địa kỹ thuật, thuận tiện trong phân tích hệ kết cấu vỏ

hầm ở cả giai đoạn thi công và vận hành. Khi sử dụng mô hình số trong phân tích ổn

định hầm thuỷ điện cần đánh giá sự phù hợp của mô hình số với dạng mất ổn định của

hầm khi đào và tương tác qua lại giữa môi trường đất đá với kết cấu chống đỡ.

Luận án đã tổng quan việc ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực công trình trên

thế giới và ở Việt Nam. Việc ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hầm

và môi trường đất đá xung quanh theo hướng phân tích hệ thống trong và ngoài nước

vẫn còn hạn chế. Các nghiên cứu chủ yếu tập trung ứng dụng lý thuyết độ tin cậy từ

bước đánh giá bất định của số liệu đầu vào (gồm thông số môi trường đất đá và tải trọng

127

tác động) đến áp dụng độ tin cậy trong các bài toán phân tích ổn định theo phương pháp

giải tích và mô hình số. Phương pháp dùng phân tích độ tin cậy đa dạng gồm MCS,

RSM, PEM, FORM, SORM. Các kết cấu chống đỡ điển hình (neo, BT phun, vì thép, vỏ

BTCT) đã được xét đến trong bài toán phân tích ổn định. Tuy nhiên, các nghiên cứu

chưa ứng dụng lý thuyết độ tin cậy cho ổn định hệ vỏ hầm với môi trường đất đá xung

quanh trong giai đoạn thi công và vận hành. Đặc biệt, đối với hầm thủy điện, phân tích

độ tin cậy của hệ vỏ hầm thủy điện khi có thêm tải trọng áp lực nước tham gia vẫn chưa

được nghiên cứu.

1.2 Lý thuyết tất định trong phân tích hệ vỏ hầm thuỷ điện và môi trường đất đá xung quanh

Luận án trình bày phương pháp phân tích ổn định hầm thủy điện giai đoạn thi công và

vận hành theo mô hình số dùng FEM là phương pháp tất định để ứng dụng lý thuyết độ

tin cậy phân tích ổn định hệ vỏ hầm và môi trường đất đá xung quanh gồm thiết lập mô

hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm dựa trên sơ đồ nguyên lý phân tích trong mô hình số

theo từng bước tương ứng với giai đoạn cụ thể trong quá trình thi công và vận hành hầm

thuỷ điện: đào hầm, lắp kết cấu gia cố, lắp vỏ hầm vĩnh cửu, hầm chịu áp lực nước khi

vận hành bình thường và hầm khi tháo cạn nước tổ máy; các thông số cơ học của môi

trường đất đá và kết cấu vỏ hầm cần thiết cho mô hình số, là cơ sở để xác định các biến

ngẫu nhiên khi ứng dụng lý thuyết độ tin cậy; đánh giá điều kiện làm việc của kết cấu

vỏ hầm bằng ứng suất của kết cấu khi chịu tác động của P, M và Q và ứng suất giới hạn

của vật liệu kết cấu, là cơ sở thiết lập các hàm trạng thái trong phân tích ổn định hệ vỏ

hầm theo lý thuyết độ tin cậy.

Luận án tiến hành khảo sát mô hình số bằng chương trình RS2 và kết quả từ mô hình số

cho phép tính toán cụ thể các thành phần nội lực trong kết cấu khi hệ vỏ hầm có cấu tạo

gồm các kết cấu khác nhau cùng làm việc đồng thời. Từ đó, trạng thái ứng suất trong

vật liệu kết cấu được xác định để đánh giá điều kiện làm việc của vật liệu và hệ số an

toàn của kết cấu. Tuy nhiên, các hệ số an toàn của kết cấu theo phương pháp tất định

được xác định cho các thành phần kết cấu riêng biệt. Việc xác định hệ số an toàn cho cả

hệ vỏ hầm làm việc đồng thời vẫn còn hạn chế. Trong tính toán thiết kế thực tế, ổn định

128

vỏ hầm vẫn tính toán cho các trường hợp riêng biệt khi các kết cấu làm việc độc lập

trong trường hợp bất lợi.

Luận án kiến nghị sử dụng mô hình số bằng chương trình RS2 trong nghiên cứu ứng

dụng lý thuyết độ tin cậy cho hệ vỏ hầm thủy điện với môi trường đất đá xung quanh

khi có biến đổi ngẫu nhiên của các thông số môi trường đất đá xung quanh hầm, các

biến đổi của tải trọng tác dụng trong giai đoạn thi công và vận hành.

1.3 Lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện

Luận án đã xây dựng sơ đồ phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện theo lý thuyết độ tin

cậy dựa trên cơ sở lý thuyệt độ tin cậy trong địa kỹ thuật công trình.

Lý thuyết xác suất thống kê toán học là cơ sở quan trọng trong phân tích biến ngẫu

nhiên, tương quan và mối quan hệ giữa tải trọng và sức kháng trong phân tích ổn định

hệ vỏ hầm với môi trường đất đá xung quanh. Độ tin cậy của phần tử và hệ thống được

xem xét dựa trên các quy luật cơ học và trạng thái giới hạn truyền thống nhưng có xét

đến “chất lượng” của dữ liệu đầu vào. Biến ngẫu nhiên đến từ môi trường địa chất xác

định quy luật phân bố qua chuỗi số liệu thí nghiệm trong phòng, thí nghiệm hiện trường

hoặc qua các tương quan liên quan đến chất lượng đá, chỉ số khối đá. Các bất định cố

hữu có sẵn trong các chỉ tiêu cơ lý của đất đá, các tải trọng tác dụng lên hệ vỏ hầm…

được sử dụng ngôn ngữ toán học diễn tả quy luật phân bố, các tham số của hàm phân

bố… từ đó quyết định đến xác suất mất ổn định có thể xảy ra, điều này không thể làm

được trong phương pháp tiếp cận truyền thống.

Hầm thủy điện có kết cấu vỏ hầm phức tạp để đảm bảo hầm ổn định trong giai đoạn thi

công và vận hành. Lý thuyết độ tin cậy cho phép xây dựng sơ đồ cây sự cố mất ổn định

hầm tổng thể trong giai đoạn thi công và vận hành dựa trên các sự kiện “con” nằm trong

hệ thống. Với mỗi sự kiện đơn lẻ, lại được tiếp tục phân tích quan hệ “nhân – quả” để

tìm ra gốc rễ nguyên nhân cuối cùng, từ đó sẽ phân tích và tính toán cho từng cơ chế cơ

học cũng như tương tác. Hàm trạng thái của kết cấu thể hiện sự tương tác đó trên cơ sở

biến đổi ngẫu nhiên của các biến số tải trọng và sức kháng. Xác suất mất ổn định của

kết cấu khi hàm trạng thái vượt quá giới hạn vào miền mất ổn định là cơ sở để tính toán

chỉ số độ tin cậy trong phân tích kết cấu. Độ tin cậy của kết cấu / hệ kết cấu còn cần kể

129

đến các bất định chủ quan do nhận thức trong quá trình xác định các bất định ngẫu nhiên

của tải trọng và sức kháng, và các lỗi chủ quan của con người trong xây dựng mô hình

tính toán, thi công lắp đặt, vận hành hệ kết cấu. Sơ đồ phân tích các tham số đầu vào

cũng như cơ chế mất ổn định của hệ gia cố vỏ hầm thủy điện trong giai đoạn thi công

và vận hành đã được xây dựng dựa theo trạng thái giới hạn I và giới hạn II của kết cấu

công trình dưới bất định ngẫu nhiên của tải trọng và sức kháng, kết hợp với các bất định

chủ quan do nhận thức.

1.4 Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện A Lưới

Từ số liệu thí nghiệm trong phòng và thí nghiệm hiện trường của khối đá thuộc hệ tầng

A Vương, luận án đánh giá các bất định có trong khối đá cho các chỉ tiêu cơ lý và các

chỉ số chất lượng khối đá. Bên cạnh đó, các phương trình tương quan giữa chỉ số chất

lượng khối đá với chỉ tiêu biến dạng của khối đá, tương quan giữa chỉ số RMR và Q cho

khối đá, tương quan giữa cường độ kháng cắt cho khối đá, tương quan giữa mô đun biến

dạng và mô đun đàn hồi của khối đá được xây dựng. Các tương quan này có thể được

sử dụng cho hệ tầng A Vương trong khu vực cũng như các tầng đất đá có tính chất tương

tự.

Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm và môi trường đất đá

xung quanh thông qua sơ đồ cây sự cố, hàm trạng thái giới hạn và các quy luật biến đổi

ngẫu nhiên của tải trọng, sức kháng… trong giai đoạn thi công và vận hành. Kết quả

tính toán cho hầm thủy điện A Lưới đi trong đới đá IIA - hệ tầng A Vương chỉ ra rằng:

- Các bất định của các thông số môi trường đất đá ảnh hưởng đến tính toán ổn định hệ

vỏ hầm và từ đó truyền các bất định cho các giá trị nội lực, ứng suất trong kết cấu vỏ

hầm. Mức độ phân tán của các thông số môi trường đất đá sẽ ảnh hưởng lớn đến độ ổn

định của hệ vỏ hầm thuỷ điện.

- Kết quả ổn định hệ kết cấu vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy trong giai đoạn thi công

và vận hành cho phép đánh giá mức độ an toàn của cả hệ kết cấu tại vòm hầm và đáy

hầm trong điều kiện tải trọng và sức kháng có chứa các bất định. Khi xét đến các điều

kiện liên quan trong giai đoạn thi công và vận hành (gồm các sai sót thi công, mô hình

vận hành và các bất thường trong môi trường đất đá), ổn định của hệ vỏ hầm thuỷ điện

130

với môi trường đất đá xung quanh được đánh giá tổng quát hơn. Từ đó làm cơ sở đưa ra

các giải pháp xử lý các tình huống mất ổn định hệ vỏ hầm tương ứng như lựa chọn thời

điểm lắp đặt kết cấu gia cố phù hợp, hạn chế các sai sót, lựa chọn phương án kết cấu

phù hợp và thiết kế tối ưu kết cấu.

2. Những đóng góp mới của luận án

- Xác định được các thông số kỹ thuật của môi trường đất đá, áp lực nước tác dụng lên

vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy, phục vụ phân tích thiết kế ổn định của hệ vỏ hầm thuỷ

điện và đất đá xung quanh.

- Xây dựng được cây sự cố và thiết lập bài toán phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện

và môi trường đất đá xung quanh khi thi công và vận hành.

3. Tồn tại và hướng phát triển

3.1 Tồn tại

Phạm vi nghiên cứu của luận án đang áp dụng cho hầm dẫn nước có áp của nhà máy

thủy điện trong môi trường đá phong hóa với mức độ khác nhau. Tuy nhiên, môi trường

đất đá xung quanh hầm trong mô hình phân tích đang giả thiết là môi trường đồng nhất,

đẳng hướng. Các đặc trưng của khối đất đá xung quanh hầm trong mô hình được xác

định từ chỉ số độ bền địa chất GSI thông qua tương quan với chỉ số khối đá RMR theo

kinh nghiệm với hệ tầng tương tự. Khi sử dụng chỉ số GSI đã bỏ qua ảnh hưởng của đới

yếu, đứt gãy và nước ngầm có trong môi trường đất đá. Ảnh hưởng của các khe nứt lớn,

đới yếu, đứt gãy phong hoá mạnh, điều kiện nước ngầm trong bài toán phân tích ổn định

hệ vỏ hầm theo lý thuyết độ tin cậy chưa được xét đến.

Tải trọng và tác động trong mô hình phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ điện theo lý

thuyết độ tin cậy đang xét cho áp lực nước trong quá trình vận hành hầm thuỷ điện -

chiếm phần lớn thời gian tác động lên kết cấu; các tải trọng ở giai đoạn chuyển tiếp và

tải trọng đặc biệt có thời gian tác động lên kết cấu ngắn hơn rất nhiều so với tuổi thọ của

công trình chưa được xét đến. Mô hình tất định ứng dụng trong phân tích theo lý thuyết

độ tin cậy sử dụng mô hình số nhưng thiết lập mô hình chủ yếu áp dụng cho tải trọng

tĩnh, chưa áp dụng cho phân tích kết cấu động khi chịu tải trọng động. Phân tích ổn định

131

hệ vỏ hầm thuỷ điện theo lý thuyết độ tin cậy mới chỉ áp dụng cho tiết diện mặt cắt hầm

bất kỳ trên tuyến hầm và chưa xét đến bài toán trên toàn tuyến hầm.

Độ tin cậy của hệ vỏ hầm thuỷ điện và môi trường đất đá xung quanh cần kể đến các bất

định chủ quan do nhận thức trong quá trình xác định các bất định ngẫu nhiên của tải

trọng và sức kháng, và các sai sót chủ quan của con người trong xây dựng mô hình tính

toán, thi công lắp đặt, vận hành hệ kết cấu. Việc định lượng các bất định chủ quan do

nhận thức và sai sót chủ quan của con người trong quá trình thi công và vận hành hầm

thuỷ điện trong luận án chủ yếu dựa vào ý kiến chuyên gia, còn nhiều hạn chế và cần

các nghiên cứu tiếp theo. Bên cạnh đó, sự tương quan phụ thuộc giữa các biến đầu vào

cũng như các cơ chế mất ổn định hệ vỏ hầm cũng chưa được đánh giá chi tiết.

3.2 Hướng phát triển

Nghiên cứu trong luận án có thể tiếp tục phát triển cho phân tích ổn định hệ vỏ hầm thuỷ

điện và môi trường đất đá xung quanh có xét đến các bất định có trong khe nứt lớn, đới

yếu, đứt gãy phong hoá mạnh, điều kiện nước ngầm. Các yếu tố này có ảnh hưởng lớn

đến các sự cố mất ổn định tạo hang trống, đất đá chảy. Phân tích ổn định hệ vỏ hầm theo

lý thuyết độ tin cậy cần phát triển thêm mất ổn định hệ vỏ hầm trong bài toán kết cấu

động dưới ảnh hưởng của các tải trọng có thời gian tác động lên kết cấu ngắn hơn rất

nhiều so với tuổi thọ của công trình.

Nghiên cứu của luận án có thể tiếp tục phát triển trong các bài toán phân tích rủi ro, đánh

giá an toàn tuyến đường hầm thuỷ điện trong thi công và vận hành, có xét đến sự tương

quan phụ thuộc giữa các biến đầu vào cũng như các cơ chế mất ổn định hệ vỏ hầm.

4. Kiến nghị

Cơ sở xây dựng lý thuyết độ tin cậy dựa trên việc xác định xác suất phá hủy của cấu

kiện (từng phần tử) và của hệ thống (gồm nhiều phần tử hoặc các hệ thống con) cho

phép ứng dụng trong nhiều lĩnh vực thiết kế và phân tích ổn định công trình. Trong

nghiên cứu của luận án, tác giả tập trung nghiên cứu lý thuyết độ tin cậy để vận dụng

trong phân tích ổn định hệ vỏ hầm thủy điện và môi trường đất đá xung quanh bằng mô

hình số. Các nghiên cứu tiếp theo có thể tập trung vào các vấn đề sau:

132

- Tiếp tục mở rộng ứng dụng lý thuyết độ tin cậy trong các bài toán thiết kế, ổn định

hệ vỏ hầm thủy điện (cho toàn tuyến hầm, có xét đến sự biến đổi trong không gian của

các thông số môi trường đất đá, hệ vỏ hầm làm việc ở trạng thái chảy dẻo, giòn…) cũng

như cho các hạng mục công trình của nhà máy thủy điện;

- Tích hợp bài toán phân tích độ tin cậy trong phân tích và quản lý rủi ro, tối ưu tương

ứng các giai đoạn thi công cũng khai thác vận hành, có xét đến sự bất định các tham số

tải trọng, sức kháng, mô hình tính toán trong không gian và theo thời gian, cũng như các

sai sót của con người tham gia vào các quá trình đó.

133

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ

1. L. T. M. Giang and L. Q. Huy, "Evaluating behavior of interaction between structural

supports and sedimentary rock for a tunnel with penstock at a hydropower plant in

Laos," in The 5th international conference on Geotechnics for sustainable infrastructure

development, Ha Noi, Vietnam, 2023.

2. L. T. M. Giang, L. Q. Huy, M. Glassl, and H. T. Lan, "Rehabilitating and

Strengthening a Leaked Underground Penstock Using Permanent Strand Ground

Anchors at a Hydropower Plant in Laos," in ISRM International Symposium-Asian Rock

Mechanics Symposium, 2022, pp. ISRM-ARMS12-2022-008: ISRM.

3. Lê Thị Minh Giang và Phạm Quang Tú, "Nghiên cứu cường độ kháng nén đơn trục

của đá bằng lý thuyết xác suất thống kê," trong Kỷ yếu Hội nghị KHTN Đại học Thủy

lợi, Hà Nội, 2020.

4. Lê Thị Minh Giang, Phạm Quang Tú, và Trịnh Minh Thụ, "Nghiên cứu xác định

tương quan đặc tính khối đá, áp dụng cho hệ tầng A Vương - Tỉnh Thừa Thiên Huế,"

Khoa học thủy lợi và môi trường, vol. 71, pp. 77-85, 2020.

134

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Nguyễn Chiến, Thiết kế đường hầm thủy công. Nhà xuất bản xây dựng, 2013. [2] [3] [4]

[5]

EN 1990:2002 Eurocode - Basis of structural design, 2002. EN 1997-1:2004 Eurocode 7: Geotechnical Design - Part 1: General rules, 2004. AASHTO LRFDTUN-1_LRFD Road Tunnel Design and Construction Guide Specification, 2017. TCVN 9905:2014 Công trình thủy lợi - Yêu cầu thiết kế kết cấu theo độ tin cậy (Hydraulic structures - Design reliability requirements), 2014. [6] H. Pham, Handbook of reliability engineering. Springer, 2003. [7] Manual on the planning and design of hydraulic tunnels, CBIP-178, 1984. S.-H. Chen, "Hydraulic Tunnels," in Hydraulic structures: Springer, 2015. [8] [9] Wikipedia. Available: tunnels. longest List of

https://en.wikipedia.org/wiki/List_of_longest_tunnels

[10] A. Palmstrom and H. Stille, "Ground behaviour and rock engineering tools for international Underground Space

underground excavations," Tunnelling Technology, vol. 22, no. 4, pp. 363-376, 2007.

[11] V. P. Marinos, "Assessing rock mass behaviour for tunnelling," Journal of Environmental Engineering Geoscience, vol. 18, no. 4, pp. 327-341, 2012. [12] W. Schubert and A. Goricki, "Probabilistic assessment of rock mass behaviour as basis for stability analyses of tunnels," in Proc. Rock Mechanics Meeting, SvBeFo, Stockholm, 2004.

[13] E. Hoek, Practical rock engineering. 2007. [14] EM 1110-2-2901-Engineering and Design Tunnels and Shaft in Rock, 1997. [15] D. N. Chapman, N. Metje, and A. Stark, Introduction to tunnel construction. Crc

Press, 2017.

[16] Nguyễn Xuân Trọng, Thi công hầm và công trình ngầm. Hà Nội: Nhà xuất bản

Hà Nội, 2012.

[17] Đỗ Như Tráng và Vũ Thị Thùy Giang, Các công nghệ xây dựng hầm tiên tiến.

[18]

Hà Nội: Nhà xuất bản khoa học tự nhiên và công nghệ, 2019. J. Clark and S. Chorley, "The greatest challenges in tbm tunneling: Experiences from the field," North American Tunneling, 2014.

[19] T. R. Kuesel, E. H. King, and J. O. Bickel, Tunnel engineering handbook. Springer

Science & Business Media, 2012.

[20] TCVN 9154:2012 Công Trình Thủy Lợi - Quy trình tính toán đường hầm thủy lợi (Hydraulic structures - Calculation Process of Hydraulic Tunnel), 2012. [21] N. Barton and E. Grimstad, "Tunnel and cavern support selection in Norway, based on rock mass classification with the Q-system," Norwegian Tunnelling Society, vol. 23, pp. 45-77, 2014.

135

[22] E. Hoek, P. K. Kaiser, and W. F. Bawden, Support of underground excavations

in hard rock. CRC Press, 2000.

[23] V. Marinos, "Engineering geological behaviour of rock masses in underground excavations," in Proccedings of the 11th International congress of IAEG, 2010, no. RefW-15-13663: Aristotle University of Thessaloniki. [24] J. A. Hudson, Rock mechanics principles in engineering practice. 1989. [25] R. Sousa, "Risk analysis for tunneling projects," PhD, Massachusetts Institute of

Technology, 2010.

[26] Bộ Khoa Học và Công Nghệ, Việt Nam. (2015). Nghiên cứu ứng dụng và phát triển mô hình phân tích, dự báo tai biến địa chất-kỹ thuật đối với công trình ngầm, công trình khai thác mỏ ở Việt Nam.

[27] Bùi Khôi Hùng, Một số vấn đề về địa chất công trình và các dự án xây dựng thủy

điện, thủy lợi ở Việt Nam. 2016.

[28] E. Hoek, "Big tunnels in bad rock," Journal of Geotechnical Geoenvironmental

Engineering, vol. 127, no. 9, pp. 726-740, 2001.

[29] C. B. Basnet, P. K. Shrestha, and K. K. Panthi, "Analysis of Squeezing Phenomenon in the Headrace Tunnel of Chameliya Project, Nepal," Hydro Nepal: Journal of Water, Energy Environment, 2013.

[30] Q. Gong, L. Yin, S. Wu, J. Zhao, and Y.-l. Ting, "Rock burst and slabbing failure and its influence on TBM excavation at headrace tunnels in Jinping II hydropower station," Engineering Geology, vol. 124, pp. 98-108, 2012. [31] A. M. Naji, H. Rehman, M. Z. Emad, S. Ahmad, J.-j. Kim, and H. J. E. Yoo, "Static and dynamic influence of the shear zone on rockburst occurrence in the headrace tunnel of the Neelum Jhelum hydropower project, Pakistan," vol. 12, no. 11, p. 2124, 2019.

[32] Lê Quang Hanh và Nguyễn Viết Trung, Phân tích sự cố và quản lý rủi ro trong xây dựng công trình ngầm. Hà Nội: Nhà xuất bản xây dựng, 2017, p. 203. [33] G. Fernández, "Behavior of pressure tunnels and guidelines for liner design,"

Journal of geotechnical engineering, vol. 120, no. 10, pp. 1768-1791, 1994.

[34] R. Benson, "Design of unlined and lined pressure tunnels," Tunnelling

Underground Space Technology, vol. 4, no. 2, pp. 155-170, 1989.

[35] Mainland East Division, "Catalogue of notable Tunnel failures - Case histories

(up to April 2015),"

[36] P. Lazaro, "Lining of pressure tunnels," in Underground for hydropower, Sweden, 2014, vol. 114. Jahrgang: Schweizerische Nationalbibliothek NB. [37] Nguyễn Văn Sơn, "Các vấn đề trong vận hành hầm thủy điện," ed: Hội thảo mở

rộng Luận án tiến sĩ, 2023.

[38] E. Broch and A. Palmström, "The design of unlined hydropower tunnels and shafts: 100 years of Norwegian experience," Hydropower Dams, vol. 24, pp. 72- 79, 2017.

136

[39] A. H.-S. Ang and W. H. Tang, Probability concepts in engineering planning and design, 2 ed. (Emphasis on application to civil and environmental engineering). Wiley, 2007.

[40] B. K. Low, Reliability-based design in soil and rock engineering: enhancing

partial factor design approaches. CRC Press, 2021.

[41] G. B. Baecher and J. T. Christian, Reliability and statistics in geotechnical

[42]

engineering. John Wiley & Sons, 2005. J. A. Hudson and J. P. Harrison, Engineering rock mechanics: an introduction to the principles. Elsevier, 2000.

[43] B. H. G. Brady and E. T. Brown, Rock mechanics: for underground mining, 3rd

ed. Springer science & business media, 2005.

[44] N. Krauland, "Rock bolting and economy," in Rock bolting: Theory and application in mining and underground construction: Routledge, 2021, pp. 499- 507.

[45] E. B. Stillborg, "Professional users handbook for rock bolting," 1986. [46] P. Oreste, "Analysis of structural interaction in tunnels using the covergence– confinement approach," Tunnelling & Underground Space Technology, vol. 18, no. 4, pp. 347-363, 2003.

[47] E. T. Brown, J. W. Bray, B. Ladanyi, and E. Hoek, "Ground response curves for rock tunnels," Journal of Geotechnical Engineering, vol. 109, no. 1, pp. 15-39, 1983.

[48] C. Kirsch, "Die theorie der elastizitat und die bedurfnisse der festigkeitslehre," Zeitschrift des Vereines Deutscher Ingenieure, vol. 42, pp. 797-807, 1898. [49] E. Hoek and E. T. Brown, Underground excavations in rock (no. Monograph).

1980.

[50] Q. N. Trinh and E. Broch, "Tunnel Cave-In—Convergence Confinement and 2D Analysis," in Proceedings of the First Southern Hemisphere International Rock Mechanics Symposium, 2008, pp. 633-640: Australian Centre for Geomechanics. [51] S. Panthee, P. Singh, A. Kainthola, and T. Singh, "Control of rock joint parameters on deformation of tunnel opening," Journal of Rock Mechanics Geotechnical Engineering, vol. 8, no. 4, pp. 489-498, 2016.

[52] C. Boon, G. Houlsby, and S. Utili, "Designing tunnel support in jointed rock masses via the DEM," Rock Mechanics Rock Engineering, vol. 48, no. 2, pp. 603- 632, 2015.

[53] C. Martin, P. Kaiser, and D. McCreath, "Hoek-Brown parameters for predicting the depth of brittle failure around tunnels," Canadian Geotechnical Journal, vol. 36, no. 1, pp. 136-151, 1999.

[54] X. Zhao, M. Cai, and M. Cai, "Considerations of rock dilation on modeling failure and deformation of hard rocks—a case study of the mine-by test tunnel in

137

Canada," Rock Mechanics Geotechnical Engineering, vol. 2, no. 4, pp. 338-349, 2010.

[55] R. Asghar, F. Lohrasb, and D. Mohammad, "Squeezing rock conditions at phyllite-slate zone in Golab water conveyance tunnel, Iran: A case study," Journal of Central South University, vol. 24, no. 10, pp. 2475-2485, 2017. [56] Phạm Thị Nhàn, Đỗ Ngọc Thái, Phạm Văn Hùng, và Ngô Đức Quyền, Xác định hình dạng tiết diện và chống giữ công trình ngầm (hầm, lò) bằng neo. Hà Nội: Nhà xuất bản xây dựng, 2021.

[57] British Tunnelling Society, Tunnel lining design guide. Thomas Telford, 2004. [58] C. Jeremy Hung, J. Monsees, N. Munfah, and J.Wisniewski, "Technical Manual

For Design and Construction of Road Tunnels–Civil Elements," 2009.

[59] A. Schleiss, "Design of reinforced concrete linings of pressure tunnels,"

International Journal on Hydropower and Dams, 1997.

[60] M. R. Zareifard, "An analytical solution for design of pressure tunnels considering seepage loads," Applied Mathematical Modelling, vol. 62, pp. 62-85, 2018.

[61] A. Birolini, Reliability engineering. Springer, 2007. [62] H. F. Burcharth, "Reliability based design of coastal structures," in Coastal engineering manual: Coastal Engineering Research Center, 2003, pp. VI-6-i-VI- 6-49.

[63] M. Westberg and F. Johansson, "System reliability of concrete dams with respect to foundation stability: application to a spillway," Geotechnical & geoenvironmental engineering, vol. 139, no. 2, pp. 308-319, 2013.

[64] M. Westberg, "Reliability-based assessment of concrete dam stability," PhD,

Division of strutural engineering, Lund University, Sweden, 2010.

[65] P. van Gelder et al., "Reliability analysis of flood defence structures and systems in Europe," in 1st European Conference on Floodrisk Management, FLOODrisk 2008: Research into Practice, 2008, pp. 109-110: CRC Press (Taylor & Francis). [66] R. E. Melchers and A. T. Beck, Structural reliability analysis and prediction.

John wiley & sons, 2018.

[67] B. V. Gnedenko, I. K. Beliaev, and A. D. Xoloviev, Những phương pháp toán học trong lý thuyết độ tin cậy. Hà Nội (bản dịch của Trần Đức Chí): Nhà xuất bản Khoa học kỹ thuật, 1981.

[68] Lê Xuân Huỳnh, "Bài giảng lý thuyết độ tin cậy và tuổi thọ của công trình," trong Bài giảng cho cao học ngành xây dựng: Trường Đại học Xây dựng, 2006. [69] Mai Văn Công, "Thiết kế công trình theo lý thuyết ngẫu nhiên và phân tích độ tin cậy," trong Giáo trình HWRU/CE-D02-04: Trường Đại học Thủy Lợi, 2006. [70] Nguyễn Doãn Ý, Độ tin cậy trong thiết kế chế tạo máy và hệ cơ khí. Hà Nội: Nhà

xuất bản xây dựng, 2004.

138

[71] Nguyễn Vi, Độ tin cậy của các công trình bến cảng. Hà Nội: Nhà xuất bản giao

thông vận tải, 2009.

[72] Nguyễn Văn Mạo, "Bài giảng lý thuyết độ tin cậy trong thiết kế công trình thủy

công," Trường Đại học Thủy Lợi, 2000.

[73] TCVN 5574:2018 thiết kế kết cấu bê tông và bê tông cốt thép, 2018. [74] TCVN 5575:2012 Kết cấu thép - tiêu chuẩn thiết kế, 2012. [75] 22 TCN 272-05 Tiêu chuẩn thiết kế cầu, 2005. [76] TCVN 9362:2012 Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình, 2012. [77] Nguyễn Trọng Phú, "Nghiên cứu đánh giá độ tin cậy của kết cấu nhịp dầm hộp bê tông dự ứng lực theo điều kiện cường độ chịu uốn và chịu cắt," Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Giao thông vận tải, 2005.

[78] Ngô Thanh Thủy, "Độ tin cậy chịu uốn của dầm bê tông cốt thép được tăng cường bằng tấm polymer cốt sợi carbon," Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Giao thông vân tải, 2015.

[79] Tạ Thanh Vân, "Nghiên cứu độ tin cậy của kết cấu tấm và vỏ mỏng đàn hồi chịu

tải trọng tĩnh," Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Xây dựng, 2005.

[80] Nguyễn Xuân Chính, "Phương pháp đánh giá độ tin cậy của khung bê tông cốt thép thiết kế theo tiêu chuẩn Việt Nam," Luận án tiến sĩ, Viện khoa học công nghệ, 2000.

[81] Phạm Hồng Cường, "Nghiên cứu xấy dựng phương pháp đánh giá chất lượng hệ thống công trình thủy nông theo lý thuyết độ tin cậy trong điều kiện Việt Nam," Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Thủy Lợi, 2009.

[82] Pham Quang Tu, "Reliability analysis of the Red River dikes system in Viet

Nam," PhD, TuDeft, 2014.

[83] Lê Xuân Bảo, "Ứng dụng phương pháp phân tích rủi ro và lý thuyết độ tin cậy để xác định mức đảm bảo an toàn cho hệ thống kiểm soát ngập lụt vùng hạ du sông Đông Nai-Sài Gòn," Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Thủy Lợi, 2017.

[84] Nguyễn Lan Hương, "Phân tích và đánh giá an toàn công trình đầu mối hồ chứa thủy lợi Việt Nam theo lý thuyết độ tin cậy," Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Thủy Lợi, 2017.

[85] C. V. Mai, P. Van Gelder, J. Vrijling, and T. C. Mai, "Risk analysis of coastal flood defences: a Vietnam case," in 4th International Symposium on Flood Defence: Managing Flood Risk, Reliability and Vulnerability. Toronto, May, 2008, pp. 6-8.

[86] M. A. Idris, "Probabilistic stability analysis of underground mine excavations," PhD, Division of Mining and Geotechnical Engineering, Luleå tekniska universitet, Sweden, ISSN 1402-1544, 2014.

[87] W. H. Tang and J. K. Mitchell, Probabilistic methods in geotechnical engineering.

National Research Council, 1995.

139

[88] M. Sari and C. Karpuz, "Rock variability and establishing confining pressure levels," International Journal of Rock Mechanics Mining Sciences, vol. 43, pp. 328-335, 2006.

[89] M. Sari, "The stochastic assessment of strength and deformability characteristics for a pyroclastic rock mass," International Journal of Rock Mechanics Mining Sciences, vol. 46, no. 3, pp. 613-626, 2009.

[90] M. Sari, C. Karpuz, and C. Ayday, "Estimating rock mass properties using Monte Carlo simulation: Ankara andesites," Computers Geosciences, vol. 36, no. 7, pp. 959-969, 2010.

[91] E. Hoek, C. Carranza-Torres, and B. Corkum, "Hoek-Brown failure criterion-

2002 edition," Proceedings of NARMS-Tac, vol. 1, no. 1, pp. 267-273, 2002.

[92] M. A. Idris, H. Basarir, E. Nordlund, and T. Wettainen, "The probabilistic estimation of rock masses properties in Malmberget mine, Sweden," The Electronic journal of geotechnical engineering, vol. 18, no. B, pp. 269-287, 2013.

[93] A. Bedi, J. P. Harrison, J. Arambarri, and M. Invernici, "Reliability Based Design Using the Hoek-Brown Strength Criterion for Fractured Rock Masses " in International Symposium on Geotechnical Safety and Risk, Singapore, 2019: Research Publishing, Singapore.

[94] P. Fortsakis, D. Litsas, M. Kavvadas, and K. Trezos, "Reliability analysis of tunnel final lining," in The 3rd International Symposium on Geotechnical Safety and Risk, Munich, Germany, 2011, pp. 409-418.

[95] A. El Matarawi and J. Harrison, "Calibrated partial factors for support of wedges exposed in tunnels," Procedia engineering, vol. 191, pp. 802-810, 2017. [96] W. Bjureland, F. Johansson, A. Sjölander, J. Spross, and S. Larsson, "Probability distributions of shotcrete parameters for reliability-based analyses of rock tunnel support," Tunnelling & Underground Space Technology, vol. 87, pp. 15-26, 2019.

[97] M. A. Idris, E. Nordlund, and D. Saiang, "Comparison of different probabilistic methods for analyzing stability of underground rock excavations," The Electronic journal of geotechnical engineering, vol. 21, no. 21, pp. 6555-6585, 2016. [98] B. Valley, P. Kaiser, and D. Duff, "Consideration of uncertainty in modelling the behaviour of underground excavations," in Proceedings Fifth International Seminar on Deep and High Stress Mining (Deep Mining 2010), M. Van Sint Jan and Y. Potvin (eds), 2010, pp. 6-8.

[99] Q. Lü and B. K. Low, "Probabilistic analysis of underground rock excavations using response surface method and SORM," Computers Geotechnics, vol. 38, no. 8, pp. 1008-1021, 2011.

[100] Q. Lü, H.-Y. Sun, and B. K. Low, "Reliability analysis of ground–support interaction in circular tunnels using the response surface method," International Journal of Rock Mechanics Mining Sciences, vol. 48, no. 8, pp. 1329-1343, 2011.

140

[101] L. Song, H.-Z. Li, C. L. Chan, and B. K. Low, "Reliability analysis of underground excavation in elastic-strain-softening rock mass," Tunnelling Underground Space Technology, vol. 60, pp. 66-79, 2016.

[102] A. El Matarawi and J. Harrison, "Tunnel Support Using the Convergence Confinement Method: RBD and Partial Factor Calibration," in Proceedings of the 7th International Symposium on Geotechnical Safety and Risk (ISGSR), Taipei, Taiwan, 2019, pp. 11-13: Research Publishing, Singapore.

[103] E. Bukaçi, T. Korini, E. Periku, S. Allkja, and P. Sheperi, "Reliability Analysis for Tunnel Supports System by Using Finite Element Method," American Journal of Engineering Research, vol. 5, no. 9, p. 8, 2016.

[104] J. C. Langford and M. Diederichs, "Reliability based approach to tunnel lining design using a modified point estimate method," International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, vol. 60, pp. 263-276, 2013.

[105] M. Gharouni-Nik, M. Naeimi, S. Ahadi, and Z. Alimoradi, "Reliability analysis of idealized tunnel support system using probability-based methods with case studies," International Journal of Advanced Structural Engineering, vol. 6, no. 2, p. 1, 2014.

[106] Đỗ Nhật Tân, "Nghiên cứu độ tin cậy của kết cấu hầm giao thông " Luận án tiến

sĩ, Học Viện Kỹ Thuật Quân Sự, 2018.

[107] H. Duddeck and J. Erdmann, "Structural design models for tunnels " in Proceeding of the 3rd International Symposium Brighton, 7-11 June 1982, 1982, pp. 83-91: Publ London: IMM.

[108] L. Alejano, E. Alonso, A. Rodriguez-Dono, and G. Fernandez-Manin, "Application of the convergence-confinement method to tunnels in rock masses exhibiting Hoek– Brown strain-softening behaviour," International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, vol. 47, no. 1, pp. 150-160, 2010.

[109] R. Ribacchi, "Mechanical tests on pervasively jointed rock material: insight into rock mass behaviour," Rock mechanics & rock engineering, vol. 33, pp. 243-266, 2000.

[110] C. Carranza-Torres and M. Diederichs, "Mechanical analysis of circular liners with particular reference to composite supports. For example, liners consisting of shotcrete and steel sets," Tunnelling & Underground Space Technology, vol. 24, no. 5, pp. 506-532, 2009.

[111] EN 1992-1-1:2004 Eurocode 2: Design of concrete structures - Part 1-1:

General rules and rules for building, 2004.

[112] L. T. M. Giang and L. Q. Huy, "Evaluating behavior of interaction between structural supports and sedimentary rock for a tunnel with penstock at a hydropower plant in Laos," in The 5th international conference on Geotechnics for sustainable infrastructure development, Ha Noi, Vietnam, 2023. [113] PECC1, "Volume 1 Main Report - Book 1.1 Permanent penstock," 2018.

141

[114] P. Sheorey, G. M. Mohan, and A. Sinha, "Influence of elastic constants on the horizontal in situ stress," International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, vol. 38, no. 8, pp. 1211-1216, 2001.

[115] A. H.-S. Ang and W. H. Tang, Probability concepts in engineering planning and

design (Decision, risk, and reliability). Wiley & Sons, 1990.

[116] W. Bjureland, J. Spross, F. Johansson, A. Prästings, and S. Larsson, "Challenges in applying fixed partial factors to rock engineering design," Geo-Risk : Reliability-Based DesignCode Development, vol. 283, pp. 384-393, 2017. [117] S. D. Priest and J. Hudson, "Discontinuity spacings in rock," in International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts, 1976, vol. 13, no. 5, pp. 135-148: Elsevier.

[118] A. Palmstrom, "Measurements of and correlations between block size and rock quality designation (RQD)," Tunnelling & Underground Space Technology, vol. 20, no. 4, pp. 362-377, 2005.

[119] N. Barton, R. Lien, and J. Lunde, "Engineering classification of rock masses for the design of tunnel support," Rock Mechanics and Rock Engineering, vol. 6, no. 4, pp. 189-236, 1974.

[120] Z. Bieniawski, Engineering rock mass classifications: a complete manual for engineers and geologists in mining, civil, and petroleum engineering. John Wiley & Sons, 1989.

[121] JICA, "Guideline for Rock Mass Classification System," Japan International

Cooperation Agency2018.

[122] F. Ceballos, C. Olalla, and R. Jiménez, "Relationship between RMRb and GSI based on in situ data," in ISRM EUROCK, 2014, pp. ISRM-EUROCK-2014-058: ISRM.

[123] E. Hoek and E. Brown, "The Hoek–Brown failure criterion and GSI–2018 edition," Journal of Rock Mechanics & Geotechnical Engineering, vol. 11, no. 3, pp. 445-463, 2019.

[124] N. Barton, "Some new Q-value correlations to assist in site characterisation and tunnel design," International journal of rock mechanics mining sciences, vol. 39, no. 2, pp. 185-216, 2002.

[125] PECC1, "Báo cáo TKKT 2 - Thủy điện A Lưới," Hà Nội, Việt Nam2007. [126] Lê Thị Minh Giang, Phạm Quang Tú, và Trịnh Minh Thụ, "Nghiên cứu xác định tương quan đặc tính khối đá, áp dụng cho hệ tầng A Vương - Tỉnh Thừa Thiên Huế," Khoa học thủy lợi và môi trường, vol. 71, pp. 77-85, 2020.

[127] PECC1, "Báo cáo thí nghiệm cơ địa hiện trường trong hầm ngang số 1 - HN1,"

Hà Nội, Việt Nam, 2007.

[128] A. Palmstrom, "RMi - a rock mass characterization system for rock engineering

purposes," PhD, University of Oslo, 1995.

142

[129] Z. Bieniawski, "Rock mass classifications in rock engineering," in Proceedings of the Symposium on Exploration for Rock Engineering, Cape Town, 1976, vol. 1, pp. 97-106.

[130] J. Rutledge and R. Preston, "Experience with engineering classifications of rock,"

Proc. Int. Tunnelling Sym., Tokyo, p. A3, 1978.

[131] N. Barton, "The influence of joint properties in modelling jointed rock masses," in 8th ISRM Congress, 1995: International Society for Rock Mechanics and Rock Engineering.

[132] Z. Bieniawski, "Determining rock mass deformability: experience from case histories," in International journal of rock mechanics and mining sciences & geomechanics abstracts, 1978, vol. 15, no. 5, pp. 237-247: Elsevier.

[133] J. L. Serafim, "Consideration of the geomechanical classification of Bieniawski," in Proc. int. symp. on engineering geology and underground construction, 1983, vol. 1, pp. 33-44.

[134] G. Nicholson and Z. Bieniawski, "A nonlinear deformation modulus based on journal of Mining geological

rock mass classification," International engineering, vol. 8, no. 3, pp. 181-202, 1990.

[135] PECC1, "Phụ lục tính toán hầm dẫn nước," trong "Báo cáo TKKT 1- Thủy điện

A Lưới," Hà Nội, Việt Nam, 2007.

[136] E. Hoek and E. T. Brown, "Empirical strength criterion for rock masses," Journal

of the geotechnical engineering division, vol. 106, no. 9, pp. 1013-1035, 1980.

143