Phân tích ảnh hưởng của trụ đất xi măng đến ổn định vách hố đào tường liên tục

58 KỸ THUẬT – CÔNG NGHỆ 
PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA TRỤ ĐẤT XI MĂNG 
ĐẾN ỔN ĐỊNH VÁCH HỐ ĐÀO TƯỜNG LIÊN TỤC 
PHẠM VĂN MINH 
Viện Thủy công – Viện Khoa học Thủy Lợi Việt Nam - vanminhvtc@gmail.com 
VŨ BÁ THAO 
Viện Thủy công – Viện Khoa học Thủy Lợi Việt Nam - vubathao@gmail.com 
NGUYỄN QUỐC DŨNG 
Viện Thủy công – Viện Khoa học Thủy Lợi Việt Nam - nguyenquocdunghsc@gmail.com 
(Ngày nhận: 9/9/2016; Ngày nhận lại: 28/10/16; Ngày duyệt đăng: 14/11/2016) 
TÓM TẮT 
 Trong quá trình thi công hố đào làm tường liên tục thường dùng vữa bentonite để khống chế chuyển vị vách 
đào và lún mặt đất. Tuy nhiên, khi gần hố đào có các công trình xây dựng và địa chất phức tạp như: đất yếu, cát 
chảy, v.v thì việc bảo vệ vách đào bằng vữa bentonite là không đủ an toàn cho công trình. Bài báo này đề xuất sử 
dụng phương án trụ đất xi măng kết hợp vữa bentonite để gia cố vách đào và khống chế lún cho các công trình lân 
cận. Bài toán được mô phỏng trên phần mềm 3D Midas GTS để phân tích lún cho các công trình lân cận, chuyển vị 
ngang và hình thức phá hoại của vách hố đào. Bài báo cũng phân tích phương án tối ưu trụ đất xi măng để nâng cao 
an toàn cho công trình trong quá trình thi công. 
Từ khóa: Tường liên tục; hình thức phá hoại; lún; chuyển vị; trụ đất xi măng. 
Analysis of the effects of soil cement columns on stability of diaphragm wall trench 
ABSTRACT 
The diaphragm wall construction process for deep vertical trenches is often filled up with bentonite slurry to 
control displacement of trench and surrounding settlement. However, when the diaphragm wall trenchs near the 
adjacent buildings and complex geology such as soft soil, sand boiling, etc using bentonite slurry to protect the 
stability of trenchs would not be safe enough for the excavation. This paper proposes a method combinating between 
the soil cement columns with the bentonite slurry for increasing the stability of trench and control settlement for 
adjacent buildings. The models were simulated by Midas GTS 3D software to analyze the settlement of adjacent 
buildings, the displacement and failure modes of the trench. Optimal schemes of soil cement columns to improve the 
safety of the excavation in the construction process were also analyzed. 
Keywords: Diaphragm wall; failure mode; settlement; displacement; soil cement column. 
1. Đặt vấn đề 
Nhu cầu sử dụng đất để xây dựng công 
trình trong các thành phố lớn ngày càng tăng. 
Vì vậy, tầng hầm của các nhà cao tầng không 
ngừng tăng về độ sâu để nâng cao hiệu quả sử 
dụng không gian ngầm. Đối với hố móng sâu, 
hình thức tường chắn đất thường được chọn là 
tường liên tục hoặc tường hàng cọc khoan nhồi 
kết hợp với trụ đất xi măng (TĐXM). Trong 
quá trình thi công hố đào làm tường liên tục 
cho hố móng thường dùng vữa bentonite để 
khống chế chuyển vị vách đào và lún mặt đất. 
Tuy nhiên, khi gần hố đào có các công trình 
xây dựng và nền địa chất phức tạp như đất yếu, 
cát chảy, v.v thì việc bảo vệ vách đào bằng 
vữa bentonite là không đủ an toàn cho công 
trình. Bài báo này đề xuất sử dụng phương án 
trụ đất xi măng kết hợp vữa bentonite để gia cố 
vách đào và khống chế lún cho các công trình 
lân cận. Các trường hợp tính toán được mô 
phỏng trên phần mềm 3D Midas GTS để phân 
tích lún cho các công trình lân cận, chuyển vị 
ngang và hình thức phá hoại của vách hố đào. 
Bài báo cũng so sánh lựa chọn phương án tối 
 TẠP CHÍ KHOA HỌC ĐẠI HỌC MỞ TP.HCM – SỐ 51 (6) 2016 59 
ưu để nâng cao an toàn cho công trình trong 
quá trình thi công. 
2. Tổng quan các hình thức phá hủy 
vách hố đào trong quá trình thi công 
Trong một số nghiên cứu cho thấy sự phá 
hoại của vách hố đào tường liên tục thường 
phân thành hai dạng phá hoại: (1) phá hoại do 
mất ổn định tổng thể; (2) phá hoại do mất ổ 
định cục bộ (Liu và Wang, 2009). 
2.1. Mất ổn định tổng thể 
Mất ổn định tổng thể thường xuất hiện từ 
miệng đến đáy hố đào. Trong tính toán thường 
giả thiết hai dạng phá hoại là phá hoại hình 
nêm trụ và hình nêm tam giác (Liu và Wang, 
2009). Thông qua phân tích kết quả tính toán 
giữa mô hình 2D và mô hình 3D cho thấy: 
Trong mô hình 2D sự phá hoại thường xuất 
hiện ở vị trí sâu hơn trong mô hình 3D. Một số 
hình dạng phá hoại trong các điều kiện cụ thể 
được các tác giả nghiên cứu như: Piaskowski 
và Kowalewski (1965) đưa ra hình dạng phá 
hoại kiểu nêm trụ, hình 1a. Morgenstern và 
Amir-Tahmasseb (1965) thông qua việc giả 
định mặt trượt (hình 1b) để tìm ra góc trượt 
phá hoại đối với đất nền không dính = 450 
+ /2 ( góc ma sát trong của đất nền). 
Washbourne (1984) nghiên cứu phân tích ổn 
định vách hố đào trên nền đất dính và không 
dính, với giả thiết hình dạng phá hoại là hình 
nêm tam giác, hình 1c. Tsai và Chang (1996) 
chỉ ra hình thức phá hoại như hình 1d đối với 
đất nền không dính. Yu Shaofeng và Ji 
Chongping (1998) đã giả thiết hình thức phá 
hoại như hình 1e và căn cứ vào hình thức chịu 
lực của khối bị phá hoại, từ đó xác định vị trí 
phá hoại nguy hiểm nhất trên vách đào. Aas 
(1976) giả thiết hình thức phá hoại cho đất nền 
không thoát nước như được minh họa trong 
hình 1f. 
Hình 1. Các hình dạng phá hoại tổng thể của vách hố đào 
2.2. Mất ổn định cục bộ 
Mất ổn định cục bộ thường xảy ra khi 
trong đất nền tồn tại một lớp đất yếu xem kẹp, 
hình 2 (Liu và Wang, 2009). Mất ổn định này 
xuất hiện trước rồi phát triển dần đến mất ổn 
định tổng thể. Khi hiện tượng này xảy ra sẽ 
yêu cầu khối lượng bê tông lớn để làm tường, 
giải pháp thi công phức tạp, dẫn đến tăng giá 
thành công trình. Ổn định vách hố đào lúc này 
phụ thuộc vào việc xâm nhập vữa bentonite. 
Hình 2. Hình dạng phá hoại cục bộ 
của vách hố đào 
60 KỸ THUẬT – CÔNG NGHỆ 
Trước khi vữa bentonite hình thành được 
màng bảo vệ thì vách tường tại vị trí xem kẹp 
(lớp đất yếu) đã hình thành lực thẩm thấu và 
chính điều này làm ảnh hưởng đến việc ổn 
định vách hố đào. Căn cứ vào phương trình 
cân bằng lực tại vách hố đào đưa ra được hệ 
số an toàn n. 
w 0 tan
f s
i
n
 
 
 (1) 
Trong đó: w : là trọng lượng riêng của 
nước (kN/m3); i0: là độ dốc thủy lực; : là góc 
ma sát trong của vữa bentonite (0); f : là trọng 
lượng riêng của vữa bentonite (kN/m3); s : là 
trọng lượng riêng của đất (kN/m3). 
2.3. Giới hạn lún công trình lân cận 
Khi thi công hố đào trạng thái ứng suất 
của đất biến đổi tương đối phức tạp. Áp lực 
đất và áp lực vữa bentonite tác dụng lên vách 
hố đào không cân bằng, dẫn đến biến dạng 
vách, ảnh hưởng đến lún mặt đất và công trình 
lân cận. Cowland và Thorley (1985) nghiên 
cứu cho thấy phạm vi ảnh hưởng của việc thi 
công hố đào tường liên tục đến công trình lân 
cận là 1H (H là độ sâu rãnh đào) và trong tính 
toán không thể bỏ qua. Budge-Reid và nnk 
(1984) đã tổng kết các kết quả đo đạc của các 
công trình hố móng tàu điện ngầm ở Hồng 
Kông cho thấy, khi công trình lân cận có móng 
nông chịu ảnh hưởng lún lớn hơn công trình 
lân cận có móng sâu, hoặc khi kéo dài thời 
gian thi công hố đào, gần vị trí hố đào có công 
tác đóng cọc thì ảnh hưởng lún cũng tăng lên, 
hình 3. 
(a) (b) 
(c) (d) 
Hình 3. Ảnh hưởng của việc thi công hố đào đến lún công trình lân cận 
Budge-Reid và nnk (1984) 
Clough và O’Rourke (1990) dựa vào các 
tài liệu quan trắc công trình nằm trên nền đất 
yếu, đất sét dẻo cứng, đất sét cứng đã chỉ ra 
khi thi công hố đào sẽ làm ảnh hưởng đến lún 
mặt đất là 0.15%H. Ou Changyu (2004) 
nghiên cứu cho thấy khi thi công hố đào làm 
tường liên tục cho công trình hố móng tàu điện 
ngầm ở Đài Bắc – Đài Loan độ lún mặt đất là 
0.05%H, độ lún lớn nhất đo được từ 10 ~ 15 
mm, phạm vi ảnh hưởng là 1H. Cowland và 
Thorley (1985) nghiên cứu cho thấy tổng biến 
dạng của việc thi công hố đào tường liên tục 
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
L
ó
n
 (
m
m
) d/Dw=0
x/Dw
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
L
ó
n
 (
m
m
)
x/Dw
d/Dw=1.0
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
-120
-100
-80
-60
-40
-20
0
KÐo dµi thêi gian thi c«ng
ChÞu ¶nh h-ëng khi ®ãng cäcL
ó
n
 (
m
m
)
x/Dw
d/Dw=0.5
 TẠP CHÍ KHOA HỌC ĐẠI HỌC MỞ TP.HCM – SỐ 51 (6) 2016 61 
bằng khoảng 40 ~ 50 % tổng biến dạng của 
việc thi công đào hố móng. Theo Tiêu chuẩn 
hố móng Thượng Hải - Trung Quốc (2010) 
quy định độ lún của mặt đất đối với công trình 
cấp I là 0.15%h, công trình cấp II là 0.25%h, 
công trình cấp III là 0.55%h (h là độ sâu hố 
móng). Bjerrum chỉ ra giá trị giới hạn của biến 
dạng góc xoay  ( /L – Chuyển vị/ chiều dài 
móng) để đánh giá lún và kết cấu công trình 
lân cận (Chang, 2006), xem Bảng 1. 
Bảng 1 
Giới hạn biến dạng góc xoay 
TT /L Kiểu phá hoại công trình 
1 1/750 Ảnh hưởng đến cơ chế nhạy cảm lún. 
2 1/600 Tổn hại đến kết cấu khung dầm của công trình. 
3 1/500 Giới hạn an toàn nứt của công trình (xét đến hệ số an toàn). 
4 1/300 Xuất hiện vết nứt trên tường (chưa xét đến hệ số an toàn). 
5 1/250 Công trình xuất hiện nghiêng. 
6 1/150 Sàn và tường xuất hiện nứt đáng kể. 
7 1/150 Nguy cơ tổn hại đến kết cấu công trình. 
3. Phân tích ảnh hưởng của trụ đất xi 
măng trong việc ổn định vách hố đào 
3.1. Giới thiệu công trình 
Công trình hố móng Tòa nhà 97-99 Láng 
Hạ, phường Láng Hạ, quận Đống Đa, thành 
phố Hà Nội, tổng diện tích 3295 m2, chu vi 
223 m, cao trình mặt đất tự nhiên bình quân -
1.000 m, cao trình đáy móng -11.900 m, độ 
sâu hố móng thiết kế h=10.9 m (độ sâu cục bộ 
lớn nhất là h1=13.0 m), thiết kế 3 tầng hầm. 
Phía Đông Nam công trình cách nhà tập thể 5 
tầng B1 là khoảng 3 m. Tiêu chuẩn hố móng 
Thượng Hải - Trung Quốc (2010) quy định 
cấp bảo vệ môi trường xung quanh công trình 
là cấp I, (khoảng cách từ công trình lân cận 
đến mép hố móng là 3 m nhỏ hơn h=10.9 m). 
Hình 4. Mô phỏng hiện trạng công trình 
Chống giữ hố móng bằng tường liên tục 
có chiều rộng 800 mm, sâu 22 m; gia cố tường 
hố móng bằng 3 tầng thanh chống bê tông cốt 
thép, tầng 1 có cao trình -1.000 m, tầng 2 có 
cao trình -4.300 m, tầng 3 cao trình -7.300 m. 
Công trình lân cận có móng nông sâu 1.4 m 
62 KỸ THUẬT – CÔNG NGHỆ 
và nằm trên đệm cát dày 2,3 m, phía dưới là 
lớp đất 2 dạng bùn yếu. Tải trọng khai thác 
của tòa nhà B1 lớn T = 90 kN/m2. Địa chất vị 
trí nghiên cứu phức tạp, xem Bảng 2. 
Bảng 2 
Địa chất vị trí công trình nghiên cứu 
Lớp đất 
Độ dày 
(m) 
tự nhiên 
(kN/m
3
) 
bão hòa 
(kN/m
3
) 
 
E 
(kN/m
2
) 
c 
(kN/m
2
) 
(°) 
Lớp 1: Đất lấp 3.0 15.0 18,0 0,20 3000 15,0 10,0 
Lớp 2: Sét pha, dẻo chảy 11,0 15,9 16,7 0,35 1000 6,9 2,0 
Lớp 3: Sét pha, dẻo cứng 4,5 19,7 20,1 0,25 9000 23,8 11,2 
Lớp 4: Cát hạt nhỏ - trung, 
chặt vừa 
6,5 20,1 20,1 0,20 14000 1,0 31,0 
Móng nhà B1 22,0 22.0 0,20 2500000 
Xi măng đất 16,0 18,0 0,20 50000 250 0,0 
3.2. Trường hợp tính toán 
Căn cứ vào tài liệu địa chất, vị trí công 
trình lân cận, và điều kiện máy thi công tường 
liên tục, v.v Bài báo phân tích một số trường 
hợp tính toán để tìm ra hình thức phá hoại vách 
hố đào, lún công trình lân cận. Các trường hợp 
tính toán với chiều dài rãnh đào giảm dần từ 6 
m, 5 m, 4 m, đến 3m. Ứng với mỗi chiều dài 
này sẽ tính thêm 3 trường hợp: (1) vách hố đào 
không được gia cố bằng TĐXM; (2) vách hố 
đào được gia cố bằng 1 hàng TĐXM có chiều 
dài 22 m, đường kính cọc 800@600; (3) vách 
hố đào được gia cố bằng 2 hàng TĐXM có 
chiều dài 22 m, đường kính cọc 800@600, 
trường hợp tính toán xem Bảng 3. 
Bảng 3 
Trường hợp tính toán 
TT 
Số hàng 
cọc 
Trường hợp 1 
l = 6 m 
Trường hợp 2 
l = 5 m 
Trường hợp 3 
l = 4 m 
Trường hợp 4 
l = 3 m 
1 0 TH1-0 x x TH4-0 
2 1 TH1-1 TH2-1 TH3-1 TH4-1 
3 2 TH1-2 TH2-2 TH3-2 TH4-2 
Ghi chú: x là trường hợp không tính toán. 
3.3. Lập mô hình tính 
Do tính chất đối xứng của công trình nên 
lấy 1/4 kích thước rãnh đào để lập mô hình 
tính toán. Sử dụng mô hình Mohr – Coulomb 
trong phần mềm Midas GTS (2014) để tính 
toán, với các kích thước mô hình là: chiều 
rộng 10 m, chiều dài 23 m, chiều cao 30 m. 
Kích thước hố đào có chiều dài thay đổi từ 3 
m, 2.5 m, 2 m, và 1.5 m, chiều rộng 0.4 m 
(1/2 chiều dài, rộng rãnh thực tế), chiều sâu 
22 m. TĐXM có đường kính 800@600, 
chiều dài 22 m. Tải trọng tính toán bao gồm: 
tải trọng bản thân các lớp đất, tải trọng T của 
nhà B1, áp lực do dung dịch bentonite sinh ra. 
 TẠP CHÍ KHOA HỌC ĐẠI HỌC MỞ TP.HCM – SỐ 51 (6) 2016 63 
Điều kiện biên: biên phương X được cố định 
phương X, biên phương Y được cố định 
phương Y,biên phương Z tại mặt đáy mô hình 
được cố định phương X, Y, Z, mặt trên mô 
hình không gắn điều kiện biên, xem hình 5. 
Bước tính toán: tính toán ứng suất do bản thân 
các lớp đất gây ra, tính toán ứng suất do tải 
trọng ngôi nhà và hàng TĐXM gây ra (nếu 
có), tính ổn định hố đào khi thi công đào đất 
đồng thời bơm vữa bentonite. 
d, Mô hình tính 3D 
Hình 5. Sơ đồ tính toán 
3.4. Phân tích kết quả 
3.4.1. Hình thức phá hoại vách hố đào 
Khi tính toán trường hợp TH1-0 (chiều 
dài hố đào l=6 m, vách không được gia cố) đã 
xảy ra hiện tượng phá hoại lớn, nên kết quả 
tính toán trên phần mềm Midas GTS không 
hội tụ được. Tính toán với trường hợp TH4-0 
(chiều dài hố đào l=3 m, vách không được gia 
cố), vách hố đào bị phá hoại tổng thể, hình 6, 
hình thức phá hoại giống như hình 1a. Độ lún 
lớn nhất tính toán là - 542 mm. Khi giảm 
chiều dài hố đào từ 6 m xuống 3 m (vách 
không gia cố) không khống chế được lún và 
an toàn cho công trình lân cận. 
Hình 6. Hình thức phá hoại tổng thể vách tường 
theo phương đứng TH4-0 
Hình 7. Kết quả tính toán lún theo TH4-0 
Lựa chọn phương án gia cố vách hố đào 
bằng trụ đất xi măng, ta thấy hình thức phá 
hoại tổng thể không thể hiện rõ rệt mà chủ yếu 
xẩy ra hình thức phá hoại cục bộ. Hiện tượng 
phá hoại này xảy ra là do tồn tại một lớp đất 
yếu xen kẹp (lớp 2), tuy nhiên phá hoại được 
khống chế khi số hàng TĐXM tăng lên và 
chiều dài rãnh giảm, xem Hình 8. 
-24 -22 -20 -18 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2
-600
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
 TH4-0
L
ó
n
 (
m
m
)
ChiÒu dµi (m)
64 KỸ THUẬT – CÔNG NGHỆ 
Chuyển vị ngang Chuyển vị đứng Chuyển vị ngang Chuyển vị đứng 
a, TH1-1 b, TH2-1 
Chuyển vị ngang Chuyển vị đứng Chuyển vị ngang Chuyển vị đứng 
c, TH3-1 d, TH4-1 
Chuyển vị ngang Chuyển vị đứng Chuyển vị ngang Chuyển vị đứng 
e, TH1-2 f, TH2-2 
Chuyển vị ngang Chuyển vị đứng Chuyển vị ngang Chuyển vị đứng 
g, TH3-2 h, TH4-2 
Hình 8. Hình thức phá hoại của các trường hợp 
3.4.2. Lún công trình lân cận và chuyển 
vị ngang vách hố đào 
Lún của công trình lân cận và chuyển vị 
ngang của vách hố đào giảm dần khi chiều dài 
rãnh đào giảm từ 6 m đến 3 m (gia cố bằng 
hàng TĐXM). Kết quả tính toán cho thấy hiệu 
quả gia cố của TĐXM cho vách hố đào và 
công trình lân cận. Khi chiều dài rãnh đào 4 m, 
gia cố 1 hàng TĐXM lún là -53 mm, chuyển 
vị 169 mm thì tương đương với chiều dài rãnh 
 TẠP CHÍ KHOA HỌC ĐẠI HỌC MỞ TP.HCM – SỐ 51 (6) 2016 65 
đào 5 m, gia cố 2 hàng TĐXM, lún là -57 mm, 
chuyển vị 143 mm; chiều dài rãnh đào 3 m, 
gia cố 1 hàng TĐXM, lún là -26 mm, chuyển 
vị 92 mm thì tương đương với chiều dài rãnh 
đào 4 m, gia cố 2 hàng TĐXM, lún là -34 mm, 
chuyển vị 93 mm, xem Bảng 4. 
Hình 9. Kết quả tính toán lún của các 
trường hợp ứng với 1 hàng TĐXM 
Hình10. Kết quả tính toán lún của các 
trường hợp ứng với 2 hàng TĐXM 
Hình 11. Kết quả tính toán chuyển vị 
của các trường hợp ứng với 1 hàng TĐXM 
Hình12. Kết quả tính toán chuyển vị 
của các trường hợp ứng với 2 hàng TĐXM 
Độ lún lớn nhất tập trung ở mép móng 
gần hố đào và giảm dần khi số hàng TĐXM 
tăng lên, (hình 9, 10). Trong trường hợp gia 
cố 1 hàng TĐXM chuyển vị lớn nhất xuất 
hiện ở vị trí cách miệng hố đào khoảng 9 m 
(hình 11), khi gia cố bằng 2 hàng TĐXM 
chuyển vị lớn nhất xuất hiện ở vị trí cách 
miệng hố đào chỉ còn khoảng 7 m (hình 12). 
Đánh giá khả năng phá hoại công trình 
lân cận khi thi công hố đào theo Bjerrum 
(Chang, 2006), trường hợp TH4-2 là ảnh 
hưởng nhỏ nhất đến công trình lân cận, nền 
công trình bị lún nhỏ -18 mm, không ảnh 
hưởng đến kết cấu của tòa nhà, Bảng 4. 
-24 -22 -20 -18 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2
-200
-175
-150
-125
-100
-75
-50
-25
0
25
50
 TH1-1
 TH2-1
 TH3-1
 TH4-1
ChiÒu dµi (m)
L
ó
n
 (
m
m
)
-24 -22 -20 -18 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2
-100
-80
-60
-40
-20
0
20
 TH1-2
 TH2-2
 TH3-2
 TH4-2
L
ó
n
 (
m
m
)
ChiÒu dµi (m)
66 KỸ THUẬT – CÔNG NGHỆ 
Bảng 4 
Đánh giá khả năng phá hoại công trình lân cận khi thi công hố đào theo Bjerrum (Chang, 2006) 
Trường 
hợp tính 
toán 
Chuyển 
vị 
(mm) 
Lún 
(mm) 
 /L Đánh giá khả năng phá hoại công trình lân cận 
TH1-1 575 -193 1/78 Nguy cơ tổn hại đến kết cấu công trình. Ảnh hưởng 
TH2-1 304 -101 1/149 Sàn và tường xuất hiện nứt đáng kể. Ảnh hưởng 
TH3-1 169 -53 1/283 Xuất hiện vết nứt trên tường. Ảnh hưởng 
TH4-1 92 -26 
1/577 
Tổn hại đến kết cấu khung dầm của 
công trình. 
Ảnh hưởng 
TH1-2 209 -90 1/167 Công trình xuất hiện nghiêng. Ảnh hưởng 
TH2-2 143 -57 1/263 Xuất hiện vết nứt trên tường. Ảnh hưởng 
TH3-2 96 -34 
1/441 
Ảnh hưởng đến giới hạn an toàn nứt của 
công trình. 
Ảnh hưởng 
TH4-2 56 -18 
1/833 
Ảnh hưởng đến cơ chế nhạy cảm lún. Không ảnh 
hưởng 
Chú ý: L Là chiều rộng móng của công trình lân cận, L=15 m. 
So sánh kết quả tính toán lún với kết quả 
đo đạc lún của các công trình hố móng có 
công trình lân cận ở Hồng Kông của Budge-
Reid, ta thấy trường hợp TH3-2, TH4-1và 
TH4-2 có độ lún nằm trong phạm vi lún an 
toàn, hình 13. 
Hình 13. So sánh kết quả tính toán lún với kết 
quả đo đạc lún của các công trình thực tế ở 
Hồng Kông 
Theo tiêu chuẩn hố móng Thượng Hải 
(2010), khống chế độ lún cho công trình lân 
cận là 0.15% h = 0.15%x 13 = 19.5 mm. Kết 
quả tính toán trường hợp TH4-2 là 18 mm < 
19.5 mm (giá trị cho phép), thỏa mãn. 
Dựa vào các đánh giá trên về lún công 
trình lân cận, chuyện vị ngang và hình thức 
phá hoại vách hố đào, chọn được phương án 
tối ưu là trường hợp TH4-2 (chiều rộng rãnh 
đào l = 3 m, vách hố đào được gia cố bằng 2 
hàng TĐXM có chiều dài 22 m, đường kính 
trụ 800@600). 
4. Kết luận 
Thông qua phân tích các trường hợp thi 
công hố đào để làm tường liên tục cạnh các 
công trình xây dựng, bài báo có thể đưa ra 
một số kết luận như sau: 
- Khi vách hố đào không được gia cố thì 
xảy ra hiện tượng phá hoại tổng thể, phá hoại 
này không còn xuất hiện khi sử dụng TĐXM 
để gia cố và lúc này vách hố đào chỉ bị phá 
hoại cục bộ tại vị trí lớp đất yếu xen kẹp. 
- Vị trí có độ lún lớn nhất tập trung ở phía 
mép hố móng. Vị trí phá hoại phụ thuộc vào 
số hàng TĐXM gia cố, khi số hàng TĐXM ít 
thì vị trí phá hoại ở xa hơn khi số lượng hàng 
cọc tăng lên. 
- Nghiên cứu tiếp theo sẽ tập trung vào 
phân tích tìm giải pháp gia cố tại khu vực gần 
với móng của công trình lân cận để giảm bớt 
số hàng TĐXM 
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
L
ó
n
 (
m
m
)
x/Dw
TH4-2
TH4-1
TH3-2
TH3-1
TH2-2
d/Dw=0
 TẠP CHÍ KHOA HỌC ĐẠI HỌC MỞ TP.HCM – SỐ 51 (6) 2016 67 
Tài liệu tham khảo 
Liu, G.L. and Wang, W. D. (2009). Excavation engineering manual. China architecture & building press, Beijing. 
Piaskowski, A., Kowalewski, Z. (1965). Application of tixotropic clay suspensions for stability of 
vertical sides of deep trenches without strutting. 6th Int.Conf.SMFE Montreal, 3, 526- 
529. 
N.R. Morgenstern, J. Amir-Tahmasseb. (1965). The stability of a slurry trench in cohesionless soils. Geotechnique, 
15(4), 387-395. 
Washbounre. (1984). The three-dimensional stability analysis of diaphragm wall Excavations [J], Ground 
Engineering,the magazine of the British Geotechnical Association, 17(4), 24-26, 28-29. 
Tsai, J.S., Chang, J.C. (1996). Three-dimensional stability analysis for slurry trench wall in cohesionless soil. 
Canadia Geotechnical Journal, 33, 798-808. 
Yu, S.F. and Ji, C.P. (1998). A method of stability analysis for sludge sump of underground continuous wall. 
Underground space, 18(3), 48-62. 
Aas. (1976). G, Stability of slurry trench excavations in soft clay [A], Proceedings of the 6th European Conference 
on soil Mechanics and Foundation Engineering [C], Vienna, 1, 103 -110. 
Cowland J.W., and Thorley C.B.B. (1985). Ground and building settlement associated with adjacent slurry trench 
excavation. Proceedings of the Third International Conference on Ground Movements and Structures. 
University of Wales Institute of Science and Technology, Geddes J.D.,ed., Pentech Press, London, Englandpp, 
723-738. 
Budge-Reid A.J., Cater R.W., and Storey F.G. (1984). Geotechnical and construction aspects of the Hong Kong 
Mass Transit Railway system[C]. Proceedings of the Second Conference on Mass Transportation in Asia, 
Singapore, 30p. 
Clough G.W. and O’Rourke T.D. (1990). Construction induced movements of in situ walls. Proceedings, ASCE 
Conference on Design and Performance of Earth Retaining Structures. Geotechnical Special Publication, 25, 
ASCE, New York, 439–470. 
欧章煜. (2004). 深开挖工程分析设计理论与实务[M], 台北: 科技图书股份有限公司. 
Shanghai technical code for excavation engineering. (2010). DG/TJ08-61-2010. 
Chang Y.O. (2006). Deep excavation theory and practice. Taylr & Francis/ Balkema. 
Công trình hố móng Tòa nhà 97-99 Láng Hạ. (2014). Công ty CPTV đầu tư và thiết kế xây dựng Việt Nam. 
Midas Geotechnical and Tunnel Analysis System. (2014). MIDAS Information Technology Co., Ltd.,.