Xây dựng - Chương 6: Phương pháp cải tạo đât yêu bằng trụ đất xi mảng / vôi - Trộn sâu

Nội dung text: Xây dựng - Chương 6: Phương pháp cải tạo đât yêu bằng trụ đất xi mảng / vôi - Trộn sâu

1. Chưong 6 PHƯƠNG PHÁP CẢI TẠO ĐÂT YÊU BẰNG TRỤ ĐẤT XI MẢNG/ VÔI - TRỘN SÂU 6.1. NHỮNG NGUYÊN TẮC CÁI TẠO SÂU 6.1.1, Những phương pháp thỉ công trụ đất xi măng/vôi Cái tạo sâu là phương pháp làm ổn định các loại đất yếu bằng cách trộn khô hay trộn ướt với các chất kết dính khác nhau, nhằm làm giảm độ lún hay làm tăng tính ổn định của chúng. Đất yếu có thể được cải tạo hoặc bằng trụ (cọc) trong đất (thường được gọi là cải tạo bằng trụ/ cọc) hoặc được cải tạo toàn bộ thể tích đất (thường được gọi là cải tạo toàn khối). Tuy nhiên, hai phương pháp này cũng có thể kết hợp đồng thời như chỉ ra trên hình 6.1. Bàng thiết bị hiện có hiện nay trên thế giới, đất có thể được cải tạo đến độ sâu khoánu 25 111 khi dùníi phương pháp gia cường bằng trụ (cọc), còn khi cải tạo khối thì chí có thể đạt được độ sâu khoảng 5 m. Néndấtdắp : Vung gia cường khối ' ' Bùn Cát chăt Hình 6.1 . Sơ dồ cái tạo khối và trụ kết hợp, Phương pháp cải tạo sâu các loại đất yếu bao gồm những mục đích dưới đây: ỉ) Tăng độ bền của đất cẩn được cải tạo, nhằm: - Tang độ ổnđịnh của khối đất đắp. - Tãnu kha năng chịu tái. - Giám hoại lải tác clụna len các tường chắn. - Neăn chận hiện tượna hoấ lỏne nền đất. 2) Cải tạo tính chất biến dạng của đất yếu để giảm độ lún của nềĩìy nhằm: - Giám thời gian lún. - Giám clmvcn vị nuang. 142
2. 3) Táng đở cứng (ĩóng của đất yêu, nhằm: - CÍKÌm chán dộnu sang nền côna trình xung quanh. - Cái thiện kha nãnti làm việc dưới tải trọng động cúa nên công trình. 4) Cải tạo các loại đất nhiễm bẩn, nhằm: - Tạo ra một hàng rào chắn bảo vệ môi trường. - Tàng khá năng ổn dmh của đất nhiễm bẩn. - Tạo ra một bức tườníi chắn nước ngầm. 6.1.2. úng dụng ỉ ) Các chất kết dính dừng trong những loại đất khác nhau: Phương pháp cái tạo sâu có thế được áp dụng nhằm làm ổn định các loại đất yếu, ví tỉ ụ như đất sét, đất nhiềm thạch cao và bùn. Tuy nhiên, tính chất địa kỹ thuật và tính chất lio-á học của đất sẽ có ủnh hưởng iớn đến hiệu quá của cỏng tác gia cường, do vậy nên lựa chọn nhữiìiĩ chất kết dính sao cho thích hợp cho tùng loại đất. Chất kết dính có thể dùng cho phương pháp trộn phun irớt - đó là phương pháp trộn chát kết dính và nưức. còn phươna pháp trộn phun khô - đó là phương pháp trộn bột kết ilính khô VỚI nước có sán tron" các lỗ rỗng của đất trong quá trình thi công. Do vậy, plurưng pháp trôn khỏ có tác dụng làm giáin hàm lượng nước của đất. Hỗn hợp chiVt kết đính hai ihành phần được ứng dụng rộng rãi, tuy nhiên, chất kết dính ba Iliàiih pluìi! cố nhiều tac ilụng hon V;1 có thể hiệu quả hơn cho nhiều trường hợp. Những thành phần chất kết dính quan trọng nhất là vôi, xi măng, tro lò nung và thạch ctK). Tro bụi than nhiên liệu chất lượng cao cũng có thể được dùng trong việc gia cường các loại nền dất yêu, dặc biệl là than bùn. 2) Các phương pháp áp dụng: Gia cường toàn khối và gia cường trụ (cọc) có thể ứng dụng theo nhiều phương pháp khác nhau. Hình 6.2 trình bày một số ví dụ về hình dạng của các trụ. Hình 6.3 giới thiệu mọi sở ứng dụng cho phươne pháp cia cường khối và trụ kết hợp. 3) Sơ sánh vói các phương pháp gia cường khác: Nhữnc ưu điếm chính của phưưnsỉ pháp gia cường sâu, bao gồm: - K inh tế. - Linh hoạt - mém déo hon. - Tiếi kiệm được vậi liệu và năng lượng. - Co llìế kêì họp linh hoạt với kết cấu khác và đất xune quanh (không gây ra các độ !ÚI 1 lệch). - Các tính chất của dũi yếu được cai thiện. 6.1.3. Phưong pháp thi công PlnronỊi pháp uia cường sâu thường dùnu thiết bị trộn cơ học có mũi phun dung dịch \ẽt dính vào dài yêu. Dụnu cụ trộn đưực nối với bộ quay của máy gia cường sâu. Hiện 143
3. nay, trên thế giới đang có nhiều thiết bị trộn sâu khác nhau, thông thường những thiết bị trộn này có đường kính bằng 0,5 - 0,8 m. Một thiết bị tiêu biểu dùng để gia cường sâu bằng trụ (cọc) như giới thiệu trên hình 6.5. • • • Dạng khối Dạng đơn Dạng tấm Dợ«tẹ /mớ/ a) Những ví dụ bố trí các trụ đất ximăng / vôi. ẵ ỉ i Ề^'t=ỉ m 5 5^13 sẵ^js i I 1 In! I » iĩf. ^ ỉr* ? ?: m m B SÊ 3 Mị f í ĩ I i iS 1^ 2 tw; ___ s s í*í Cấc trụ thay đổi theo độ sâu Trụ gia cường dưới khối và mật độ đất đắp Vùng chuyển tiếp Gia cường dốc nghiêng b) Nhĩtng ví dụ bố trí các trụ đất ximăng / vôi. Hình 6.2. Những ví dụ về dạng hình học bố trí các trụ gia cường nền đất yếu. ỳ m m ẽ M- m . Khối đất đắp trên nền gia cường khối Các tuyến đường ống trên nền và gia cường trụ kết hợp gia cường khối và trụ kết hợp Hình 6.3. Nguyên tắc ứng dụng kết hợp gia cường khối và trụ. 144
4. Pt" Jơng phãp gia cường sàu Các phương phảp gia cường khác bẳig trụ đấtXI mảng / VÔI - Chi phi thấp nhẵt - Tốn thởi gian nhất - Tốn nhìểu đất nhất >>•->»»>»»> Giếng ỉiêu nước thẳng đứng - Chi phi nhiều nhất ^ 0 m ề ặ ầ . ^ r , >>»>»> *> » >>>> - Độiủn khàc rất nhiễu so >> >>> » • » » »»»> với vùng đất xung quanh * * -»I' i-»ự £Iv\ V-I-I-I- - An toàn nhất - Thường đạt độ sâu lớn nhất. N lì in lĩ ưu d ió n r Mòng CỌ1. h n li ỉi’ - L nỉ) lìiHii ■ '!' èỉ kiừttỉ vã Ị ỈỈCU vù náiiiỊ lượng - Chi phí tuỳ từng H ua hiện (Íỉíơc linh rhííĩ ( ủa díìỉ ÌCỊỊ trường hợp hu ì írườỉii* - Mẵt khói lượng lớn - Da) dỉứ/c Ị ưu iỉiữ íat chồ- Không nhất Ị)lu'i van í lìỉiYỮti (ỉa) ỉỉi nơ! kiìúc - Nguy cơ phẩ hoại cao nhẵỉ Nlữnu nhưov tlicm : - Ảnh hưởng đến môi Gia cường toàn khối trường nhiêu nhất Khòiìiị íỉùm Ị cho tiờtì (hỉ) (ỈÚỊ) cao - Kha tiíhỉii lán ự ỉitì (h/ìli kỉioi dà) iĩãp hị Mỉiì chè ■ Ch' (ỉấi (Vì dịiĩh kéiìi c in có thời giun (ỈUY ỉu háo íỉưâỉìg p ộ ,sâa ị>ia cirờỉỉi* loi (ỉa cho 1ịia riỉVtìỊi kỉinì^yí) in; cha í>ia cưởníỉ ba,'ỵ các ĩrụ £ 40,0 Hí. Phương pháp giảm ỉải (ó) thể kết Thường chi phí fơp VỚI gia cường sáj) nhiểu nhất Hình 6.4. So súỉìh phươm> pháp í>u £ ƯỜỈ1ÍỊ sau VỚ! nỉột số phương pháp khác. 145
5. Hình 6.5. Máv tạo trụ (cọc) đẽ qia cường sáu nên dát yếu. Phươne pháp gia cường sâu có thể phân thành hai loại, đó là: a) Phương pháp phun trộn khô, và b) phương pháp phun trộn ướt. / ị Phươìiiị pháp phun trộn khỏ (D.ÌMM- Dry Jet Mìxing Method) Chida (1982) đề nghị một phương pháp dùng bột xi măng hay vôi sống thay cho vữa, gọi là "phươmị pháp (lộn phun khô" (DJMM). Trong phương pháp này, bột xi măng hay bột vôi sống được phụt sâu vào trong đất thông qua ống khí nén , sau đó các bột này được trộn một cách cơ học nhờ thiết bị cánh quay. Những chi tiết của thiết bị được giới thiệu trên hình 6.5. Trong phương pháp DJM, không cho thêm nước vào trong đất, do đó, hiệu quả cải tạo đất sẽ cao hơn phương pháp phun vữa. Khi dùng vôi sống, quá trình hydrat hoá (thưỷ phân) sẽ tạo ra lượng nhiệt làm khô đất xung quanh và công tác cải tạo sẽ có kết quả hơn. Thông thường, trụ đất xi măng / vôi trong cải tạo nền đất yếu có tiết diện tròn, chiều dài trụ tối đa có thế đạt tới 40 m bằng thiết bị hiện tại. 2) Phtỉơni{ pháp phim ĩrộn ướt (WJMM- Wet Jeỉ Mì.xing Mellìod) Phương pháp trộn phun ướt (WJMM), hay phương pháp trộn phun vữa, trong đó vữa xi măng / vôi được phun vào đất sét nhờ áp lực bằng 20 kPa từ một vòi phun xoay (Chida, 1982). Trong phương pháp này, máy tương đối nhẹ và dễ dì chuyển đến cồng trường thi công. Nhược điểm chính của phương pháp này là, đường kính của trụ đất gia cườnu sẽ thay đổi theo độ sâu tu ỳ theo độ bền cắt của đất nền. 1 4 6
6. Kiểu a Kiêu b Hình 6.6. Kv timủt %ia ciíờ.HiỊ khối. Ngoài ra, các mấy gia cường toàn khối khác hán vể bán chất so với các máy cải tạo nền đất yếu bàng trụ (cọc) đất xi măns/vòi. Đại đa sô các máy gia cường toàn khối đó là ir.áy dào thône dụng, nhưns trang bị một thiết bị trộn. Chất kết dính được đưa đến vị trí cẩu trộn, sau đó tiến hành vừa trộn vừa di chuyến máy theo plurơim đứng và phương ngang một cách đồng (hời. Hai kiếu kỹ íliuậl íiin eườnu khối liêu biếu được giới thiệu trên hình 6.6. Gia cườna khối CŨI1S có ỉhẻ dùng thiết bị da cường trụ (cọc) để thi công. Độ rung và tiếns ổiì cua máv thi cỏniì ]à thấp. Tro bui và chât có hại gây ra do các vật liệu kết dính sẽ kiiôntĩ đáng kc. Gia cường trụ và toàn khỏi có inh hướng rất ít đến môi trường. 147
7. 6.2. PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN -THIẾT KẾ 6.2.1. Các điêu kiện chung Các phương pháp tính toán, mà những phương pháp này được thực hiện tốt khòng những cho các loại đất vô cơ , mà còn cho cả đất hữu cơ (xem tài liệu hướng dẫn thiết kế “Gia cường đất của cháu Âu” (EuroSoilStab). Những nền đưừng đất đắp cho đưởng ôto và cho dường tàu hoá phải tuân thủ theo Tiêu chuẩn châu Âu 7 (Eurocode 7) hay Bộ luật Quốc Gia. Phương pháp tính toán giới thiệu trong cuốn sách này, giả thiết rằng, có sự tương tác giữa trụ và đất chưa gia cường xung quanh. Tương tác đầy đủ giữa các trụ và đất chưa iiia cường xung quanh giả thiết xảy ra nếu không có những dịch chuyển đáng kể trong nền đất tự nhicn, mà ở đó đã xây dựng công trình. Những khối đất đắp nền đường ô tô và dường tàu hoả thường được gia cường bằng các trụ đất xi măng/vôi đơn lẻ theơ sơ đổ mạng hình vuông. Đối với trị số độ bền kháng cắt trung bình, độ ổn định có thể được tính trên cơ sở mặt trượt dạng cung tròn hình trụ. Điều đó chỉ ra cho thấy, những trụ này luôn chịu nén dọc trục, và trị số độ bền cắt không thoát nước đặc trưng lớn nhất của trụ (C„J đạt được 100 kPa (đôi khi, có thể đạt tới 150 kPa). 6.2.2. Tính toán ở trạng thái giới hạn tới hạn Lựa chọn đầu tiên loại cấu trúc địa kỹ thuật- đó là việc tính toán chú ý tới các trị số đặc trưng. Sau khi đã lựa chọn cấu trúc địa kỹ thuật , thì hê sô' an toàn được tính theo cáe đặc trưng đó. Hệ số an toàn cho xây dựng trên nền đất chưa gia cường (tức là, xây dựng chưa có các trụ) có thể phải lớn hơn 1,0. Trong một số trường hợp, cần phải làm hệ phản áp tạm thời. Nếu hệ số an toàn có tính đến phá hoại của nền đất đắp không ổn định (bao gồm tải trọng của các bệ phản áp nếu có) luôn phải lớn hơn 1,0, khi đó các trụ cần đặt theo sơ đổ hình vuông hay tam giác đếu. Khi tính hệ số an toàn có chú ý tới phá hoại (khối đất đắp không ổn định) th.ấp hơn 1,0 và không có không gian để làm các bệ phản áp, thì các trụ trong vùng trượt cần đặt theo sơ đổ dạng băng hay dạng lưới. Trong tính toán ổn định, độ bền cắt giả định của các trụ tối thiểu cũng phải đạt 100 kPa (Có thế lấy các trị số nhỏ hơn khi thí nghiệm các trụ tại hiện trường hay thí nghiệm các mẫu bi xáo trộn trong phòng). Dưới các điều kiện thích hợp, độ bền cắt có thể sử dụng tói 150 kPa ở những độ sâu lớn hơn. Nghĩa là, dưới nền đất đắp không ổn định, thì hệ sô an toàn phải lớn hơn 1,2 (tức là, giống như khi thi công trên nền chưa có các trụ). Độ rmhiêng của bề mặt đất có ảnh hưởng đến tính toán ổn định. Nếu độ nghiêng của bề mặt đâl dốc trên 1:7 và hệ số an toàn cho nền đất đắp không ổn định, nhỏ hơn 1,2, thì các trụ cần phải bố trí theo sơ đồ dạng dải (dạng bãng). ốn định trong vùng trượt có thể được tính theo dạng băng (dải). 148
8. Thiết kế có thể được tiến hành theo phán tích kết hợp và bằng cách phân tích không thoát nước. Phân tích kết hợp chi ra rằng, trị số thấp nhất của độ bền cắt thoát nước, Tfd , và độ béncãt không thoát nước, Tlu, được lựa chọn cho từng tiết diện của bề mặt trượt. Khi xél tới áp lưc nước lỗ rỗng, cần tiến hànhquan trác cácđiểu kiện áp lựcnước lỗ rỗng ban đầu và các trụ dất XI mãn tỉ/ vôi có thể xem như những giếng tiêu nước thẳng dứng. Nhữntì phương pháp sẽ trình bàv dưới đây, giả thiết rằng, cơ cấu ổn định xuất hiện trên loàn bộ mặt cắt neang các trụ , dồng thời các trụ đều đổng nhất. Các trị sô dưới đây được tính cho những trụ gia cường trong đất sét và sét hữu cơ (nếu tài liệu thí nghiệm trong phòng khống đầy đủ): C'Kn,u)= P C UK„.u, (6.1) (P'k = 30° (6.2) Trong đó: C’KllrụJ - lực dính hữu hiệu của trụ; QiKomi ■ Krc ciĩnh không thoát nước cua trụ; Ọ'K(lru) - góc ma sái trong hữu hiệu cứa trụ; p - hệ số đế tính lực dính hữu hiệu của trụ (trị số p = 0 đến 0,3; (3 = 0 trong vùng cắt trực tiếp, và 3 = 0,3 trong vùng chủ động). Đối với các trụ gia cường đất chứa thạch cao hay bùn cũng có thể dùng các trị số IT.V) v‘‘ ^K. ơụ> n,iư cilon đỏl với dát vô cơ lrong hai phương trình (6.1) và (6.2) trên dây. Các tri số CỴ niV) và <p'K cũng cần được kiểm tra hằng thí nghiệm trong phòng. Tương lự như Irên, phương pháp phân tích không ihoá! nước, C’, cho toàn bộ thể tích gia cường bằng trụ được lính toán theo phương trình '6 3). Đặc trưng độ bền thoát nước, Tiyii được tính theo phương trình (6.4). Nếu diều này được giả thiết rằng, <P’kuiAn = 3()0 và <p’k đạt tới 30u, thì ta có: Cr ~ a$^Kí(ru) (6.3) T fdK ~ C k + ơ ( 6 - 4 ) Trong đó: as = A s /S 2, cho sơ đổ tam giác đểu; A s - diện tích íiết diện ngang của tru: s - khoáng cách giữa tâm các trụ. Các tham sô độ bền không thoát nước thu được từ nhữnc phương trình (6.5) và (6.6); ^uk “ asCuk(inO - as ^ukííiấr) (6.5) TfUK“ CUK (6.6) Nuuvón lac tính độ ổn định cúa khối đất đắp trên nền đất gia cường được dựa trên [Ưõny lác Uiùn cỉịện fiifra iru và đất xuna quanh. Khi trong đất xảy ra biến dạnq từ biến iroiiii quá irình eia cường, thi tươiie tác toàn diệỉì giữa các trụ và đất sét xung quanh khòim xay ra. 149
9. 6.2.3. Tính toán ở trạng thái giói hạn sử dụng 1) Mỏ hình tính toán, khái niệm chung Gia cường sâu kết hợp với gia tải trước bằng phụ tải tạm thời . Mục đích của phụ tải là đê cô kết nền đất dưới tải trọng cao hơn tải trọng sử dụng. Vào cuối giai đoạn gia tải trước, nên cất dỡ từng phần phụ tải để giảm các độ lún từ biến sẽ xảy ra. Những yêu cầu ở trạng thái giới hạn sử dụng phải theo lời khuyên của chuyên gia vồ lĩnh vực này, hãy xem phần trên. Chú ý rằng, những yêu cầu trong tiêu chuẩn có đề cập đến độ lún trong quá trình khai thác đường giao thông. Chính vì vậy, độ lún lớn nhất có khả năng xáy ra trong quá trình gia tải trước, và như thường lệ trong giai đoạn khai thác công trình chi còn trị số độ lún rất nhỏ. Tải trọng tác dụng lên diện tích được gia cường bằng các trụ , thì một phần tải trọng đó sẽ truyền lên trụ, còn một phần khác sẽ truyền lên đất xung quanh các trụ. Mô đun nén lún của các trụ cao hơn mô đun nén lún của đất chưa gia cường. Do đó, độ lún dưới tái trọng ngoài tác dụng trên bề mặt nền gia cường sẽ nhỏ hơn nhiều độ lún trên bề mặt nền chưa gia cường. Mô hình tĩnh giới thiệu dưới đây, lần đầu tiên được Broms (1984) mô tả cho mô hình trụ vôi. Mô hình còn được sử dụng cho đát yếu và các trụ xi măng vôi nửa cứng, xem Rogbeck và cộng sự (1995). 2) Sự phân bô' tải trọng giữa các trụ và đất gia cường Sự phân bô' tải trọng giữa các trụ và đất chưa gia cường xung quanh được tính trên giả thiết rằng, lính nén lún xảy ra trong các trự và đất chưa gia cường xung quanh tại từng mặt phẳng ngang đều giống nhau. Điều này khẳng định rằng, tải trọng trong đất xung quanh sẽ truyền một cách từ từ cho các trụ, và tiếp đó tải trọng này sẽ truyền xuống đáy trụ như chỉ ra trên hình 6.7. Độ lún trong phần đất dưới các trụ được tính trên giả thiết Hình 6.7. So'dỏ iiiỊiiycn tác: pliân bố tải trọng trong nên gia cường bằng trụ: Tíii irọiiỊỊ ỉị lách HIỘÌ pluhì (ịị truyền lên trụ, một phần q2 truyền lén đất xang quanh trụ. ! 50
10. là. lái trụ nu sẽ truyén lên đáy trụ. Tính thấm nước của các trụ sẽ cao hơn tính thấm nước ciui đũi chưa gia cường xung quanh. Do đó, các trụ sẽ đẩy nhanh quá trình cố kết của nền clất. Điểu này còn chi ra rằng, nước từ tầng đất dưới đáy các trụ có thể được giả thiết thoát ra nsoùi theo các trụ này. Mô đun nén lún của các trụ tăng lên theo thời gian. Không kể đến các yếu tố khác, do các phương phấp và tỷ số ứng suất khác nhau, nên sự phát sinh các mô đun nén lún giữa hiện trường và trong phòng thí nghiệm sẽ khác nhau. Do vậy, các kết quả tính lún sẽ cho trị sô' lớn nhất và nhỏ nhất. Đường cone tái trọng - biến dạng trong các trụ giả thiết có dạng đường cong như chỉ ra trên hình 6.8. Đoạn đường thắng song song với trục hoành biểu diễn độ bền từ biến cúa các irụ, và độ dốc cúa đường cong biểu diễn mô đun đàn hổi của trụ, E„.ụ. Chỉ khi vượt quá độ bền lâu dài (độ bển từ biến), tải trọng tác dụng lên trụ giả thiết là hằng số. ('ác tương quan tải trọng - biến dạng đã mô tả, chúng sẽ được sử dụng để xác định sự phân bô lái trọng giữa các trụ và đất chưa gia cường xung quanh. CưòTìg độ lới hạn, ơ lh, là hàm số của độ bền cắt, Cuk, của trụ và áp lực ngang hữu hiệu, ơ ’,„ tác dụng lên trụ, dược xác dịnh theo biểu thức thực nghiệm sau: ơ ,h = 2 C u k + 3 ơ 'h ( 6 -7 ) Trong dó: ơ ’h - ứng suất ngang hữu hiệu giữa đất và trụ. ứng suất này có thể lấy bằng áp lực thắng đứng lũru hiệu ban đầu trong đất do biến dạng xảy ra khi thi công gia cườmĩ. Phương trình (6.7) đôi khi được dựa trên phân tích ứng suất trong trụ với (p = 30°. Phân bố tải trọng giữa các trụ và đất không gia cường xung quanh được xác định hằng các quá trình tương tác. Thực tế cho thấy, áp lực ngang tăng lên khi tải trọng truyền lén diện tích được gia cường bằng các trụ. Số gia tăng áp lực ngang giả thiết có thể đạt tới 50% tái trọng tác dụng lên đất, và tuân theo phương trình (6.8). Điều này chỉ ra cho thấy, độ bền từ biến cúa trụ tãng lên, và nhờ vậy trụ sẽ tiếp nhận tải trọng lớn hơn. ơí, = ơvo +0,5.Aơv (6.8) Hình 6.8. Duờiỉạ coiit> quan hệ qiả đinh giữa lải trọng và biến dạng troiiiỊ trụ của đất sau gia cường. 151
11. Độ bổn lâu dài của các trụ gia cường, ơ,i( biín, có thể lấy bằng 70 - 95% độ bền tới hạn. Nếu độ bền làu dài của trụ là 90% độ bền tói hạn, thì điều này có nghĩa là từng trụ riêng lẻ có thể mang được một tải trọng lớn nhất, ql(max s 2, thì tải trọng lác dụng lên tru, q|; sẽ giảm dần tương ứng với tải trọng tác dụng lên đất xung quanh, q2, sẽ lãng dần, sao cho cuối cùng có được s, = S2. Nếu đất cố kết bình thường, thì độ lún của khối đất gia cường (xem hình 6.7) có thể dược tính theo phirơne trình (6.13) dưới đây:
12. (6.13) Độ lún Iroag vùng gia cường toàn khối được tính theo giả thiết là, thể tích gia cường khối có tính chất giống như một ìớp hoàn toàn đàn hổi tuyến tính. Toàn bộ tải trọng sẽ truyền cho thế tích đát ma cường toàn khối. Độ bền của khối đất gia cường nên lấy bằng hay nhó hơn độ bển cùa khối thu được tại hiện trườne. Độ lún được tính theo phương irình (6.14). Chú ý rẳng, những độ lún kế trên có thê xảy ra trong thời gian duy tu bảo dưỡng (khi chi xét đến dệni công tác), và độ lún này được tính riêng như sau: (6.14) Trong đó: Sm - độ lún của thế tích aia cường toàn khối, m; q - lái trọng tác dụng lên khối gia cường, như trên, kPa; Em - mô đun nén lún của đất gia cường toàn khối, như trên, kPa. b) Trường hợp thừ hai: Khi các ứng suất trong trụ lớn hon ứng suất từ biên (độ bền tới hạn của trụ), thì ứng suất trong trụ có thế lây bằng ứng suất từ biến. Thông ihưừng, các ứnu suâì sẽ phân bô lại và ứng suất trong đất xung quanh sẽ tăng lên. Trong trường hợp này, độ lún của khối đất gia cường sẽ bị chi phối bới đất xung quanh, dông ihời độ lún theo phơono dứng được iây bằng: C1 ~ ơiừWn 'as Ah (6.15) Mđnt Cần kháng định rằng, phương pháp tính toán trén âby mới chí xét đến biến dạng của khối đất được gia cường. Việc tính độ lún cúa dát không được gia cường nằm dưới khối đất gia cường được tiến hành theo phương pháp truyền thống- Trị số gia tăng ứng suất tại bất kỳ điểm nào nam dưới khôi đất gia cường có thế được xác định theo phương pháp 2 : 1, như minh hoạ trên hình 6.7, và giá thiết răng, tả] trọng q, sẽ truyền xuống đáy của khối gia cường, trong khi đó tải trọng q: lại tác dụng tai bề mặt đất. 4) Tính toán tốc độ lún Khi ứns suất hữu hiệu trone đất nhỏ hơn áp lưc tiền cố kết, thì độ lún sẽ phát sinh một cách nhanh chóng. Khi ứne suất hữu hiệu trong clat lớn hơn áp lực tiền cố kết, thì tốc độ lún cố kết trong tầng đất dã íỉiu cường được tính theo phương pháp giống như trường hợp đất thoát nước iheo phưưng thẳng dứng. Bãng thực nahiệm chi ra ràng, tính thấm nước của các cấu trúc lớn của trụ sẽ aấp 200 - 600 lần lớn hơn so với đất chưa gia cường (xem trang 33 của cuíiii sách hicớiìì’ dản thiết kế cãi tạo dấỉ của Châu An: "EuroSoììStab, 2006”). 153
13. Đối với khối đất đắp trên nền gia cường bằng các trụ xi măng/vôi, khoảng cách tâm đến tâm giữa các trụ dao động từ 0,8 đến 1,8 m, tốc độ lún có thể tính gần đúng theo phương trình cho dòng chảy hướng tâm (người đầu tiên đưa ra phương pháp này ià Barron, 1948, và sau này đã được Ahnberg và cộng sự sửa đổi vào năm 1986); ngoài ra cũng có thể tham khảo phương pháp của Hansbo (1979). Chú ý rànc, việc tính tốc độ lún chí là gần đúng. Thực tế chỉ ra cho thấy, tốc độ lún tính dược hoàn toàn lương ứng với 80 - 90% tổng độ lún đã phát sinh: -2-Ch.t u exp (6.15) Re2.F(n) Trong dó: u - mức độ cố kết C|, - hệ số cố kết theo phương ngang trong đất chưa gia cường và đối với biến dạng đứng thường giả thiết rằng: C h = 2 C v ; C' V - hệ số cố kết theo phương đứngtrong đấtchưa gia cường và cho biến dạng đứng; t - thời gian cố kết; Rl. - bán kính ảnh hưởng của trụ. Đối với các trự bố trí theo sơ đồ hình vuông hay tam giác cân, có khoảng cách giữa tâm của chúng là s, ihì bán kính ảnh hưởng là R c = s /yfn = 0,565 s. Nếu các trụ được bố trí theo sơ dổ tam eiác đều, thì R = . 0,525 s. V. 1 1 1 *■ M c ỉ 1 í, 1 ^ r F(n) ln(n)-0,75 + “ 1 „ \ + _ _ X_X_^XLD- (6.16) n n V 4.n ) _ n ' r tru Ó đây: r - bán kính trụ; Ld - tống chiểu dài trụ khi chỉ thoát nước một phía và bằng một nửa chiổu dài trụ khi thoát nước hai phía lên trên và xuống dưới; hệ sô thấm của đất chưa gia cường; hệ số thấm của trụ; n hệ số Barron (xem phương trình 5.37). Tốc độ lún như nêu trên chỉ dùng cho thể tích đất đã gia cường. Việctính tốc độ lún cua tángđất không gia cường nằm dưới khối đất gia cường sẽ tính theo phương pháp truyền thống, cần lưu ý rằng, giếng tiêu nước bằng các trụ nằm trên nóc (đỉnh) của tầng. Ví dụ 6.1. Nền đất sét không đồng nhất như minh hoạ trên hình 6.9 và trong bảng 6.1 dưới đáy. Đốt sét yếu dược gia cường bằng các trụ đất xi măng/vôi và chịu tải trọng nén phim bố tlcu, p = 100 kPa. Mực nước ngầm nằm tại bề mặt đất. Các trụ có đường kính, D. báng 0,8 111; được bố trí theo sơ đổ hình vuông; tỷ số diện tích thay thế, as = 0,15 và chiều dài trụ đất xi măng/vôi bằng 15 m. Người ta bố trí một đệm công tác bằng đất xi mãnii / vôi dày 1 m ở trên tầng sét yếu. Hãy xác định: ỉ 54
14. 1) Độ lún cố kết ban đầu của nền đất trước và sau gia cường? 2) Tốc độ lún theo thời gian tại t = 200 ngày đêm? Bài g iả i: 1) Những điều kiện ban đầu của bài toán được tính như dưới đây : as -tt/4 .(D /S )2 = 7ĩ / 4.(0,8 /S )2 =0,15 —» s = - - « 1,83 m 4x0,15 i 3,14 De = 1,13.(S) = 1,13.(1,83 m) - 2,0 m —> Re = De / 2 = 2,0 m / 2 = 1,0 m. Bảng 6.1: Các trị sô tính chất CƯ - lý của nền đất yếu Trụ Các tham số Tên Sét trên Bùn sét Sét dưới ximăng/ Đơn vị vôi Mỏ hình vật liệu Mô hình MC MC MC MC - Không íhoát Không thoát Không thoát Loại tính chất Loại Thoát nước - nước nước nước Trọng lượng khô Ydry 15 11 17 20 kN/mJ Trọng lượng ướt y wei 18 15 19 20 kN/m3 Thấm ngang Kx 0,5xi0"4 0,7x 10-3 0,2 X10-4 0,001 m/ng.đ Thấm đứng Kv 0,25x l ( r 4 0,35xl(r3 0,1 X 10-4 0,001 m/ng.đ Mô đun 3700 500 1Ơ.000 20.000 kN/m2 biến dạng Eref Hệ số Poisson V 0,33 0,35 0,33 0,3 - Lực dính c rCf 21,6 10 30 100 kN/nr Góc ma sát trong 9 20 15 1 Ị 24 30 Độ Chỉ số nén lún Cc 0,15 0,4 0,09 - - Ị Hộ số rỗng ban 1,29 1 2,0 1,16 - - đầu e0 Hệ số cố kết Ch=2Cv 0,018 0,036 0,015 - m2/ng.đ Hệ số cố kết thứ 0,0035 0,008 0,0025 - câp Ca Ghi chú: MC = Mohr - Coulomb. 155
15. Đệm công tác ximăng/vôi Cát chặt Không tỷ lè Hình 6.10: Nền đất yếu không đồng nhất được gia cường bằng các trụ đất xi măng / vôi. 2. Khả năng chịu tải của nền sét yếu gia cường bằng các trụ đất ximăng/vôi: Khả năng chịu tải tới hạn của nhóm trụ ximãng/vôi khi bị phá hoại khối dược xác định như sau: Qnhóm = 2 Cu. H (B+L) + (6 đến 9) CU.B.L Trong đó: Cu = 2 % j i L = 00X2,5)., (30X6,5) w kFa X hi 6 + 2,5 + 6,5 Qnhóm = 2 (23,30) (15) (3,66+3,66) + (9) (23,30) (3,66) (3,66) * 7926 kN Nếu dùng hệ số an toàn, FS = 2,5, thì khả năng chịu tải đơn vị của nhóm trụ ximăng/vôi khi bị phá hoại khối được xác định như sau: Q^ n h ó m _ 7926 kN IVX > cho phep. 237 kN /m FS(B X L) ~ 2,5(3,66 X 3,66) 156
16. Kết luận: Với Pcho phép = 237 kPa » p = 100 kPa, và Pcho phép = 237 kPa là khả năng chịu tải cho phép của nền sét yếu sau khi được gia cường bằng các trụ đất ximãng/vôi. 3) Phương pháp tính thủ công độ lún cố kết ban đầu của nền đất trước và sau gia cường 3. ỉ) Nền đất yếu chưa gia cường Theo phương pháp càn bằng của Aboshi và cộng sự (1979) dựa trên các tham số m V va JLÍC So Ơ) H Trong đó: vl E01(l-V,) 3700 (1-0,33) (1 + v2)(ỉ - 2 v 2) (1+0,35)0-2 x 0,35) AAA1,1c u n -, m.,T = — - — — = —— - — — » 0,00125 kPa E02( 1 ~ v 2) 500(1-0,35) (l + v3)(l-2v,)_(l+0,33X1-2x0.33) nnnAn^ CI.n _, mvl = ———- — = ——— : : —- « 0,0000675 kPa E03(I-v,) 10.000(1-0,33) vạy, X mvih, mvl hị + m v2 h2 +mv3 h3 mv = ——- — : ——: Z h, h| +h2 + h3 _ (0,00018)(7) + (0,00125)(2,5) + (0,0000675)(6,5) .nnnn, , , n rn — — — — 5S 0,0003 kPa 7 + 2.5 + 6.5 => s0 = (0,0003)( I)(ỉ ooy 16) » 0,483 m 3.2) Nền đất yếu sau gia cường bằng các trụ đất xi măng / vôi Tổng độ lún cố kết ban đầu cửa khối đất gia cường, SC1, và tầng đất chưa gia cường ở dưới khối đã gia cường phía trên, Sc2, được tính như sau: „ p „ H p SC = SCI+SC2 = I H , )0 .-Í X 'dct as ■ Ecoc + (1 as). Mdat Trong đó: SCi= ỵHdcI. và SC2=ỵ H‘■ p Erfcl as ■ ^coc ■+■ ( 1 ~ as )• M dat Giả thiết chiều dài trụ, Llrụ = 15 m, chúng ta tính được: c ^ 100 kPa Sr I = > (1 m )x—:— - —— = 0,005 m Cl ^ 20.000 kPa 157
17. 6 w 2,5 ^ 0,15(20.000)+ (1-0,15X3700) ){o,ì 5(20.000) + (1 - 0,15)(500) sc2 = 100 0,227 m 6,5 1 + 0,15(20.000) + (1 - 0,15)( 10.000) =>sc =0,005 m +0,227 m =0,232 m 4) Phương pháp tính tốc độ lún trong thời gian 200 ngày đêm sc(,) = usc Trong đó: u = I- ( 1 - u h)(l-U„) 4.1. Mức độ cố kết trung bình chỉ xét theo phương ngang: ■8T u h =l-exp F(n) T, c h Dc = 2,0 m z ( hi 7 ^ ) ^ (7)~ (0,018) + (2,5)2(0,036) + (6,5)2(0,015) c„ = 0,018 na.đêm ỵ h2 ~ (7)2 + (2,5)" + (6,5)2 Th = 7%(200) = ^j (200 ng.d) 0,90 (De)2 (2,0) Giả thiết đường kính giếng tiêu nước giảm thiểu, D ’, tính đến vùng bẩn, thường lấy bằng 1/5 đường kính của trụ đã thi công. Đối với các trụ bố trí theo sơ đồ tam giác đều, khoảng cách giữa tâm các trụ là s = 1,83 m, thì hệ số Barron là: n = D ^ = 5 ^ 0 ) D' D 0,8 Và F(n) = - £ — l n ( n ) - ^ p r ^ n -1 4n / X í 12’5 )2 / \ 3(Ỉ2,5)2-1 F(12,5) - v- ln ( 12,5) - 1 } (12,5)2 -1 4(12,5)- F(12,5) = ln(l 2,5) - * 1,794 155,25 625 -8(0,90) u h =l-exp = 1 - e 0,98 (1,794) 158
18. 4.2. Xác định hệ số cố kết trung bình theo phương đứng : Uy = 1 - X —f exp(-M 2Tv ) m =0 M Trong đó: M = (2m + 1) 7ĩ/2; (m là một số nguyên). Tv = c v t / (H / N)2 Ở đây: (7): + (2,5)2 - 7 - (6,5)' c V 0,0085 (m2 /ng.d) n ( I ỉ Vo,0 0 9 ) [^/ao Ĩ8 1 VI t = thời gian cần = 200 ngày dêm H = chiều dày lớp đất dính = 15 m N = số bề mặt thoát nước tại đinh hay đáy lớp đất (N =1 hay 2). Trong trường hợp bài toán này, đệm công các xi nicăng / vôi đặt trên nền sét yếu đã được gia cường bằng các trụ xi măng / vôi. Do đó, dòng thấm vừa thoát lêntrên vừa thoát xuống dưới đáy trụ, và Tv được tính như sau : 0,0085 Tv = (2:00) * 0,03 (15/2) Các trị số u v thay đổi theo Tv được cho trong bảng dưới đây : Tv 0.008 0.031 0.071 u„ (%) 10 ị 20 30 Mức độ cố kết trung bình theo phươnR đứng Ưv với Tv = 0,075 được xác định : u v = 20 -20~!° (0,031 -0,03) »0,20 0,031-0,008 Cuối cùng, tổng mức độ cố kết trunẹ bình xét cho cả phương đứng và phương ngang được xác định: U = l- (1-Uh)(l-Uv) = l- (1 -0,98)(1 -0,2)« 0,984 Tốc độ lún cố kết ban đầu trong thờigian 200 ngày đêm được tính : sc(t = 200 ng.d) = sc.u = 232mm (0,984) w 228mm Các bài tập chương 6 6.2. Hãy giải ví dụ 6.1, nếu tải trọns giao thỏnc bằng 20 kN/m2, còn mọi số liệu khác được giữ nguyên. 6.3. Hãy giải ví dụ 6.1, với việc sử dung sơ đồ hình vuông có as = 0,15; as = 0,20; và as = 0,25, còn mọi số liệu khác được giữ nguyên. 159
19. Chương 7 TƯỜNG CHẮN ĐẤT CÓ CỐT Ổn ĐỊNH cơ HỌC - ĐIỂU KIỆN TĨNH 7.1. MỞ ĐẦU Tường chắn đất có cốt là một phương pháp hiệu quả để giải quyết bài toán kinh tế và khó khăn tiềm ẩn. Các kỹ sư và nhà thiết kế cần nghiên cứu tường chắn đất có cốt để giám và thậm chí loại bỏ được các áp lực ngang tác dụng lên tường chắn. Mặt cắt ngang tống quất một tường chắn đất có cốt ổn định cơ học (MSEW- Mechanically Stabilixed Earth NValls) được trình bày trên hình 7.1. Khối đất đắp có cốt Bâc hoàn thiên ổn định cơ học Lớp bảo vệ mặt ngoài Ranh giới đào Các phấn tử cốt Tấm đệm Hình 7.1. Mặt cắt ngang tổng quát của tường chắn đất có cốt (MSEW). Chương này sẽ hướng dẫn thiết kế chi tiết cho một tường chắn đất có cốt ổn định về tmặt cơ học (MSEW). 7.2. MÔ TẢ CÁC HỆ THỐNG TƯỜNG CHẤN ĐẤT CÓ CỐT Ổ n ĐỊNH c ơ HỌC 7.2.1. Các kiểu hệ thông tường chắn đất có cốt Các hệ thống tường chắn đất có cốt có thể được mô tả theo hình dạng cốt, cơ chế iruyền ứng suất, vật liệu cốt, khả năng kéo dãn dài của vật liệu cốt, và kiểu bảo vệ bé mặt ngoài và mối liên kết.
20. 1) IIình dong CÔI Có ba kiếu hình dạng cốt có thế được nghiên cứu: ư) L)ụu\ị ỉiiaiili múiiiị mội chiêu Cốt được chế tao thành các thanh dài mỏng bằng thép trơn hay thép có gân, hoặc thép có gán chịu lực dược bọc bang chát dẻo tổng hợp. hì D ạ ní ; m ọi ( luứii hổn hợp Lu'ó'1 hay máng các thanh dan 1 hành những tấm lưới ô vuông có khoảng cách từ 150 1 mn trớ !ên. c) DaiiíỊ licii chiêu pham; Nliữne lấm lưới dịa kỹ thuật 1 lén , lưới sợi dệt, và lưới sợi không dệt. Loại lưới này chrực clìố lao thành từnti ô vuôniỉ có khoảng cách nhỏ hơn 150 mm. 2) Vát liệu cốt Sụ khác biệt íĩiữa những đặc trưng của cốt kim loại và không kim loại được thể hiện n h ư m u i: II) Cói kim loại Tieu hiếu là loại thép mcm. Loai cốt này thườnc dược mạ kẽm hay có thê’ được bọc bằimêpoxi I)) Cò) phi kim loai Các loụi vậi liệu polymcr nói chung, bao gồm polypropylene, polyethylene, hay polyesĩer. 3) t)ộ kéo dãn của cót Phân ihành hai loại theo khả năng kéo dãn: a) CỐI khôiiíị kéo dãn Độ biến dụng cúa cốt tại thời điếm phá hoại luôn nhỏ hơn độ biến dạng của đất. b) CỐI kéo (lãn Độ bicn clạng của cốt tại ihòi diêm phá hoại luôn lớn hơn độ biến dạng của đất. 7.2.2. Hệ thông báo vộ bể mạt NhừiiiZ kiếu bào vệ bề mặi tườna chán chủ yếu là: ]) Những tấm bê tôiiíỉ đúc san như minh hoạ trên hình 7.2. Những tấm bê tông đúc sẩn này có chiểu dày nhỏ nhất là 14Ơ inm và có dạng hình chữ thập, hình vuông, hình chữ Iilựit, hình Ihoi, hay hình lục giác. Tính chịu nhiệt và tính chịu kéo của cốt đòi hỏi phái ihn\ cỉõi theo kích thước cíia các tấm bê tồnc. Các đơn vị (khối) cạnh nhau được nối vói nhau bàne dinh chốt chịu cát lô i. 161
21. Hình 7.2: Những kiểu gia cường bề mặt tường chắn MSE. 2) NÌìữihị cấu kiện tườnẹ chắn kiểu khối mô đun xếp khô (MBW- Dry Cast Moduỉar Block Waìl) Đế thiết kế và thi công tường chắn, người ta thường dùng các cấu kiện bê tông tương đối nhỏ, và xếp nằm. Khối lượng của các cấu kiện này nằm trong khoảng từ 15 đến 50 kg, với các cấu kiện nặng từ 35 đến 50 kg và thường dùng cho công trình đường cao tốc. Chiều cao đon vị tiêu biểu nằm trong khoảng từ 100 đến 200 mm tuỳ thuộc nhà sản xuất khác nhau. Chiểu dài bề mặt ]ộ ra ngoài thường thay đổi từ 200 đến 450 mm. Chiều rộng danh định (chiều vuông góc với bề mặt tường chắn) của các cấu kiện tiêu biểu nàưi trong khoảng giữa 200 và 600 mm. Các cấu kiện có thể đúc đặc hay có lỗ. Toàn bộ chiều cao lỗ sẽ được lấp đầy bằng vật liệu vụn trong quá trình lắp đặt. Theo phương dứng, người ta có thế nối những cấu kiện canh nhau bằng các đinh chốt, hay bằng các klioá chịu cắt. Những chi tiết này được minh hoạ trên hình 7.3, và có tên thương mại là dá dinh vòm , 162
22. Hỉnh 7.3. Ví dụ vé các cấu kiện MĨ3W t h ư ơ n g mại thích hợp (Tữaiở '11 sách hưởng dần thiết kếNCMA cho các tường chắn phâiì mảnh). 3) Lớp bảo vệ mặt ngoài tường chắn bằng kim loại Hệ thống liròìig chắn đất có cổt đầu tiên có các cấu kiện bảo vệ bề mặt ngoài bằng lưới thép mạ kẽm. Tuy nhiên, hiện nay những tấm bê tông đúc sẵn vẫn được sử dụng nhiều cho lường chắn đất có cốt, còn lớp báo vệ bề mặt bằng kim loại có thể chỉ thích họp cho các tưònu chán khó thi công hay khó lắp đặt những cấu kiện bảo vệ bề mặt trên cao bằim thủ công. 4) Lưới sọi hàn Lưới đạns sợi có ihe dễ uốn theo hình dạng bề mặt ngoài của tường chắn. Kiểu lớp [niu vệ măl ngoài này được sử dụní> trong các hệ thống tường đất có cốt. 5) Lớp bảo vệ bề mặt bằng rọ đá Rọ clá có thế sử tlụnn làm lóp bao vệ bể mặt giông như những phần tử cốt, chúng bao eổm lưới'sợi hàn, tủm thanh dẹt hàn, lưới địa kỹ thuật, vải địa kỹ thuật hay lưới dệt kép iliìl uiữa hoãc đưoc nối vói các ro clá. 163
23. 6) Lớp bảo vệ bê mặt bằng chất dẻo địa kỹ thuật Nluìim loại cốt vái địa kỹ thuật khác nhau có thể sử dụng làm lớp bảo vệ bề mặt tườníĩ chán. Các lớp bảo vệ này dễ bị phá hoại do nhữn 2 tia tử ngoại và bị ngọn lửa làm hư hỏnu. Tuy nhiên, lưới chất dẻo địa kỹ thuật vẫn được dùng làm cốt trong đấl và lầm lớp báo vệ bề mặt giống như lưới sựi hàn, 7) Lóp bảo vệ bê mặt có kết cấu dạng khung Đối với những tường chắn có bề mặt cần được bảo vệ tốt, thì lớp bảo vệ bề mặt hơặc băng vái địa kỹ thuật, lưới địa kỹ thuật hoặc bằng lưới dạng sợi, sau khi thi công xong tường chắn, các lóp lưới này được liên kết bằng vữa bê tông hay bằng các tấm bê tông đúc sấn, bằng gỗ, hay bằng các vật liệu khác. Phương pháp bảo vệ bề mật bằng nhiều loại vật liệu như vậy thường tốn kém, nhưng lại cólợi thế vìchống được độ lún quá mức. 7.2.3. Các loại cốt Cho đến nay, các loại cốt được dùng trong những công trình tường chắn đất có nhiều thay đổi và đa dạng. Phần lớn các tường chắn đất đều sử dụng cốt thép, mà tiêu biểu là thép mạ kẽm, nhưng có cả thép bọc nhựa êpoxi. Hai loại cốt thép hiện nay đang sử dụng, là: J) Thanh thép dạng bản mỏng Nhũng ihanh thép dạng bản mỏng có tính thương mại thường dùng hiện nay là loại thép có gò' ở mặt trên và dưới, rộng 50 mm và dày 4 mm. Ngoài ra, có thể dùng các ihanh thép trơn có chiều rộng là 60 đến 120 ram, dày 3 đến 4 mm. 2) Lưói thép Lưới thép dạng sợi hàn thường dùng sợi dọc có đường kính từ 10 mm đến 16 mm và được bố trí theo khoảng cách hoặc 150 mm hoặc 200 mm. Sợi thép ngang có đường kính thay đổi từ 9,5 mm đến 12,8 mm, và được đặt theo yêu cầu thiết kế, từ 230 đến 600 man. Lưới thép sợi hàn được đặt thành ô vuông 50 X 50 mm dùng để nối với lớp sợi thép h àn báo vệ bề mặt tường chắn. Một số hệ ihống tường chắn sử dựng lưới thép có hai sợi dọc. Đại đa số các hệ tường chắn MBW đều sử dụng cốt lưới chất dẻo địa kỹ thuật, lurới địa kỹ thuật chính tác. Những loại lưới địa kỹ thuật dưới đây được sử dụng rộng rãi và hay dùng nhất, đó là: a) Lưới diu kỹ ílìiiậl bảng poỉyeihyỉene tỷ trọnq cao (HDPE). Đây là loại lưới địa kỹ thuật chế tạo một trực và có sẩn. bì Lưới dịa kỹ thuật bầìiq polyester bọc bânẹ PVC (PEƯ) Loại lưới này có san ở một số nhà máy sản xuất, nó được đặc trưng bằng nhữnii bó sợi P IT cỏ độ bén caơ khi chịu lái theo phương dọc. I ) V ai ílịa kỹ llmậl Các loại vái địa kỹ thuật độ bền cao có thể được sử dụng đế xây dựng sườn dóc dất có cốt iRSS). Cá hai loại vải địa kỹ thuật polyester (PET) và polypropylene (PP) đều được sử dụng. 164
24. 7.2.4. Vât liệu đắp có cốt Tuòng chăn MSE đòi hoi phái có đất đắp có chất lượng cao để công trình bền lâu, thấm nước tốt, và tương tác giữa cốt với đất tốt, mà tương tác này chỉ có được nhờ vật liệu có cấp phối hat tốt. Đai đa sô' những hộ thống MSE đều phụ thuộc vào ma sát giữa các phin tử cốt và đất. Trong những trường hợp như vậy, phải quy định và yêu cầu một loại vật liệu có đạc trưng ma sát cao. Một số hệ thống tường chắn đất có cốt phải dựa vào áp lực bị động tác dun<Ị lên những phần từ cốt, và các trường hợp như vậy, chất krưns cùa đất đắp sẽ là tiêu chuẩn bắt buộc. Theo những yêu cầu này, dứt khoát phải loại ho 1 OMi đât có hàm lượng sét cao. Từ quan điểm về khả nâng chịu tải của cốt kê trên, loại đất đắp có chất lượng thấp có thc sử dụng cho các công trinh MSEW. Tuy nhiên, loại đất đắp có thành phần cấp phối hạt ch ất lượng cao sẽ có ưu điểm là thoát nước tự do tốt, kéo dài thời gian tuổi thọ của các loai cốt kim loại, và cần ít cốt hơn. Ngoài ra, loại đất trên còn có những ưu điểm khác là, công tác rải và đấm nện bằng thủ công hay bằn" máy đều thuận lợi, Điều này còn có lác dụne làm tăng nhanh tốc độ thi công và sửa chữa các sai sót có thể xảy ra. 7.2.5. Tiêu chuẩn cớ hiệu lực Tiêu chuấn cần thực hiện cho các công trình MSEW cổ chú ý tới những yêu cẩu thiết kế, chủ yếu do tính toán thực tế hay các Tiêu chuẩn đã nêu trong những quy trình kỹ ihuật AASHTO 19% cho Cầu - Đường cao tốc. Nếu chú ý đến chuyển vị ngang của tường, thì chưa có phương pháp nào dự báo chính xác các chuyển vị này, mà đại bộ phận những chuyến vị ngang lại xảy ra trong quá trình thi công. Các chuyển dịch ngang phụ thuộc vào hiệu quá đầm chặt, khả nãng kéo dãn của cốt, chiều dài của cốt, các chi tiết nối cốt vứi các tấm bé tông, và các chi tiết báo vệ bổ mặt ngoài. Một xác định sơ bộ những chuyến vị ngang có thê xảy ra đối với các công trình tường chắn đơn gian, mà những chuyển vị này xảy ra trong quá trình thi công, có thế dựa trên tỷ sô chiều dài cốt với chiểu cao của tường chắn, và khả năng kéo dãn của cốt, như chí ra trên hình 7.4. Hình 7.4 chi ra cho thấy, sự tăng tỷ số giữa chiều dài cốt với chiều cao tường chắn, iheo lv thuyết giới hạn thấp nhất của tỷ số này bằng 0,5 H đến 0,7 H, thì sẽ làm giảm biến dang cliừnR 50%. Đổng thời, điều này còn chỉ ra rằng, biến dạng của các công uình tường chắn MSEW được lắp đặt bằng các cốt polymeric (kéo dãn được) xấp xỉ bằim b a lần so với tường chắn được bố trí các cốt kim loại (không kéo dãn được). Những tiêu chuấn có hiệu lực phải liên hệ được cá khu vực và công trình. Tiêu chuẩn liên quan tới công trình bao gồm hệ số an toàn hay một tổ hợp các hệ số tải trọng và hệ số khả năng chịu tải, ví dụ như tiêu chuẩn chuyển vị chấp nhận được của công trình MSEW đặc trưng đã lựa chọn. Hệ sỏ an toàn nhỏ nhất có tính tới các dạng phá hoại được đề xuất như sau: 165
25. 1. Ôn định ngoài: - Trượt : FS> 1,5 (MSEW) - Độ lệch tâm, e, tại đáy 2,5 - Ôn định sâu FS > 1,3 - Ôn định tổng thể FS > 1,3 - Ôn định địa chấn FS > 15% FS tĩnh (mọi dạng phá hoại) 2. On định trong: - Sức kháng nhổ : FS> 1,5 (MSEW) - Độ kéo cho phép: + Đối với cốt là các thanh thép mỏng : 0,55 Fy + Đối với cốt là lưới thép: 0,48 Fy (liên kết với các tấm hay khối bêtông) + Đối với cốt chất dẻo địa kỹ thuật : Ta - xem tuổi thọ tính toán dưới đây. 7.2.6. Tuổi thọ tính toán Những tường chắn MSE được tính theo tuổi thọ kinh tế, thường dựa trên nghiên cứu tác dụng ăn mòn lâu dài tiềm ẩn (hư hỏng) vật liệu, tính thấm , và những yếu tố phá hoại môi trường khác tác dụng lên từng thành phần vật liệu tạo lên tường chắn. Kinh nghiệm chỉ ra rằng, các loại tường chắn vĩnh cửu có thể được thiết kế với tuổi thọ kinh tế (tuổi thọ sủ dụng) bằng 75 năm. Các tường chắn tạm thời được thiết kế với tuổi thọ sử dụng bằng 35 năm hay nhỏ hơn. Một mức độ an toàn cao hơn và với tuổi thọ sử dụng lâu dài hơn (tức là, 100 năm) có thể thích hợp đối với các loại tường chắn dùng để đỡ các mố cầu, nhà, hay nhiều công trình khác. Chất lượng sử dụng là một nghiên cứu quan trọng trong tính toán- thiết kế các tường chắn vĩnh cửu . Tường chắn vĩnh cửu có thể thiết kế vừa để bảo vệ bề mặt ngoài vừa tạo mỹ quan khu vực, và cơ bản có thể duy trì được nó thông qua tuổi thọ tính toán. 7.3. TRÌNH Tự THI CÔNG Dưới đây là một phác thảo trình tự có tính nguyên tắc thi công cho những hệ thống MSEW đặc trưng, những yêu cầu phụ cũng như yèu cầu riêng của công trình. 7.3.1. Thi công xây dựng các hệ thống MSEW có lớp bảo vệ mặt ngoài đúc săn Việc thi công các hệ thống MSEW có lóp bảo vệ mặt ngoài đúc sẩn được tiến hành như sau: 1) Chuẩn bị nền đất Bước này bao gồm công tác bóc bỏ các loại vật liệu không cần ra khỏi khu vực xây dựng các công trình tường chắn. Mọi vật liệu hữu cơ, thực vật, tầng phủ dễ trượt và những vật liệu không ốn định khác đều phải gạt bỏ, sau đó đầm nện chặt nển đất. 166
26. 3 ốmax = ÔR (H / 250) cho cốt không kéo dân; ômax = ỖR (H / 75) cho cốt kéo dân; Trong đò: ổmax = chuyển vị lớn nhất trong một đơn vị chiéu cao H; H = chiéu cao tường chắn, m; T' ÒR - hệ số chuyển vị tương đôí i hiệu chỉnh thực nghiệm. 0 0,5 1,0 1,5 Tỷ sô' L ! H Chú ỷ: Trị sô iỊĨa ĩũiig chuyến vị ĩỉrtmiĩ đổi chừtiạ 25% cho líờiỵ phụ tái bằng 20 kPa. Dựa trẽn các ỉưòiì\ị chấn cao ó m, chuyến Vị íươỉig dối tung xăp xỉ 25% cho í ừng 20 kPa phụ tài. Thực nghiện ỉ chi ru 1‘ủỉìiị, dổi VỚI các ỊƯC/ỊÌÍỊ chắn cao lum, thì tác dụng của phụ tải cỏ ílìé lớìì hơn. Chú ỷ rằm*, clỉiivến vị í hực còn phụ ỉlỉUỘc vào các dặc ĩ rưng đứ, hiệu quả đầm và íay nghề của người ílỉi công. Iỉình 7.4: Đường conq Ị hực nglỉiệm đế xúc dịnlĩ chuyển vị ngang tiềm ân Ă'ày ra ĩroiìg quá ỉrìỉih ĩhi công các tường chấn MSEW (FHWA RD 89-043). Trong các vùng có nền đất không ổn định, phương pháp cải tạo đất, ví dụ như đầm đóng lực, trụ đá, bấc thấm, hay những phương pháp cải tạo đất khác có thể thực hiện vào giai đoạn xây iắp tường chắn. 2) Lắp đật tấm đệm nằm ngang để xây dựng các phẩn tử bé mặt Tấm đệm bô tông không có cốt, nói chung thường chỉ rộng 300 mm và dày 150 mm, đỏng thời chí được sừ dụng dế xây dựng MSEW, mà ở đó những tấm bê tông được lắp đặt một cách trình tự. Đỏi khi, người ta có thể dùng lớp đệm bằng cuội sỏi để xây dựng MSEW. Mục đích cùa lấm đệm này là để phục vụ định hướng cho việc lắp đặt những tấm bảo vồ bề mặt tườnsỊ chắn, và nó không có vai trò làm nền đõ tường chắn. 3) Láp đật hàng đấu tiên những tấm bảo vệ bề mặt trên lớp đệm đặt ngang đã có trước Lớp bảo vệ bé mặt bao í^ồm các tấm bê tông đúc sẵn, các tấm kim loại, hay các khối mô đun đúc khò. 167
27. Hàng đầu ticn các tấm bảo vệ bề mặt có thể là nguyên vẹn, hay một nửa tấm là tuỳ tlniộc vào loại tấm được sử dụng. Dãy các tấm bảo vệ bề mật đầu tiên nhằm giữ ổn định tường và được sắp xếp theo hàng. Để xây dựng bằng khối mô đun đúc khô, dùng các khối nguyên kích thước thì không cần chống đỡ ở bất kỳ chỗ nào. Việc lắp đặt những tấm bảo vệ bề mặt và đắp đất tường chắn được tiến hành đồng thời. 4) Rải đất đắp lẻn nền rồi đầm chặt và tạo phảng chúng để đặt lớp cốt dầu tiên Đất đắp cần đầm chặt đến độ chặt quy định, thường bằng 95 đến 100% độ chặt lớn nhất của AASHTO T - 99, và nằm trong khoảng độ ẩm tối ưu xác định. Chìa khoá đê thực hiện thành công công tác trên đây là rải và đầm nén đất phải nhất quán. Chiổu dày tùng lớp đất đắp phải được kiểm tra trên cơ sở những yêu cầu chuyên môn và việc bố trí những phần tử cốt theo phương đứng. Chiều dày lớp đất tơi xốp đắp mới có cốt phái được rải đều và không được vượt quá 300 mm. Đất gia cường được đố thành đống, rồi dùng máy san gạt đều theo hướng song song với bề mặt tường chắn (tức là san gạl theo chiều vuông góc với cốt ngang chịu lực). Phần đất đắp sau khối đất có cốt phải được tiến hành đồng thời. 5) Rải lớp phần tử cốt đầu tiên lên lớp đất đắp Các phần tỉr cốt được đặt và nối với những tấm bảo vệ bề mặt, khi đất đắp dược đầm chặt đạt đến cao dộ liên kết, thì các phần tử cốt này sẽ đặt vuông góc với mặt sau các tấm bảo vệ bề mặt. 6) Rải đất đắp lên trên các phần tử cốt đến cao độ của lớp cốt tiếp và theo đầm chặt lớp đất đắp đó. Những bước đã phác lliảo trên đây sẽ được thực hiện lặp lại cho từng lớp kê tiếp theo. 7) Xây dựng những barrìer và gờ chắn mái Bước thi công cuối cùng được thực hiện sau khi đã lắp đặt xong những tấm bảo vệ bề mật cuối cùng, và hoàn chỉnh lớp đất đắp đỉnh tường chắn. Trình tự hoàn Ihiện tường chắn đất có cốt được minh hoạ trên hình 7.5; 7.6 và 7.7. 7.3.2. Thi công xây dựng các hệ thông MSEW có lớp bảo vệ mặt ngoài mềm Những tường chắn MSE có bề mặt ngoài mềm, trong đó vật liệu có cốt cũng như vật liệu báo vệ hề mặt giống như vật liệu có cốt của tường chắn có các phần tử bảo vệ bề mặt đúc sán. Các loại vật liệu bảo vệ bề mặt ngoài mềm đó là lưới sợi liàn, vải địa kỹ thuật, lưới địa kỹ thuật hay rọ đá. Việc lắp đặt cấu kiện báo vệ bề mặt đầu tiên phải thực hiện iheo hàng ngang. Móng bc tông hay đệm đáy thông thường nếu không phải là các cấu kiện đúc sẵn, thì cần được liên kết nó với hệ thống tưòng sau thi công công trình. Côns tác tlìi công loại tường chắn đất có cốt mặt tường mềm được tiến hành như sau:
28. Hình 7.5. Lấp dặt các tấm cỉúc sẩn bảo vệ bẽ mặt. 169
29. Hình 7.6. Rải đất đắp và nối cốt. Ilỉnh 7J. Còng tác đầm clìặĩ đất đắp. 170
30. /) Láp dặt ỉớp cố! đáu tiéỉì Loại cốt có tính bcn dị hướng (tức là, chủ yếu là chất địa kỹ thuạt tổng hợp) nên lắp dặt chiều chịu lực chính vuông góc với bề mặt của tường chắn. Điều này rất phù hợp với việc rải cốt bằng cách lăn cả cuộn hay rải bằng máy hướng song song với bề mặt tường chăn. Nếu thi công theo kiểu này, thì độ bền kéo ngang của cốt phải lớn hơn lực kéo theo yêu cầu thiết kế. Đẽ giữ ốn định cốt phủi có các chốt kẹp nhằm chống lại sự dịch chuyến trong quá trình thi công lóp dất đắp gia cường. Chiền dài nối hai lơp lưới cạnh nhau nhỏ nhất là 150 mm dọc theo mép và hướng vuóng góc với bổ mặt tường chắn. Tuy nhiên, với lưới địa kỹ thuật hay lưới dạng sợi hàn, thì mép của chúng có thể dễ trơn trượt, do đó cần phải liên kết bằng cách buộc sẽ ổn định hơn. 2) Thi công lớp bê mặt Lắp đặt các lớp địa kỹ thuật tổng hợp tuỳ theo hình dạng bề mặt tường chắn, như chỉ ra trên hình 7.8. Đế đỡ tạm thời các khuôn tại bề mặt, những kẹp giữ khuôn phải đặt ở ciáy của tùng lóp và cách nhau theo phương ngang là 1,20 m. Khi dùng các lưới địa kỹ thuật hay lưới mắt thưa, thì cần sử đụng vái địa kỹ thuật để bảo vệ đất đắp ở mặt ngoài cua tường. Khi dấm đất đáp trong phạm vi 1 m so với bề mặt tường chắn, thì chỉ nên dùng máy dầm rung thủ công để thi công. Phương pháp kiểu gập lại hay phương pháp liên kết liên tục sử dụng để đỡ bề mặt. Trong phương pháp gập lại, cốt tại bề mặt được gập lên lớp đất đắp phía trên, chiều dài gạp lại tối thiểu là 1,25 m để đám báo cường độ kháng nhổ đạt yêu cầu. Tính nhất quán irong công tác thi còng bé mặt và đầm chặt chù yếu để tạo ra lớp phủ bề mặt được an loàn. Áp dụng cách xử lý bé mặt ( bảo vệ bằng vữa phun, cấu kiện đúc sẵn, )• Hình 7.9 líiới thiệu một sô' hệ thống bảo vệ bề mặt lựa chọn cho tường chắn có bề mặt mềm. 7.4. NHỮNG NGUYÊN TẮC GIA CƯỜNG ĐẤT VÀ CÁC TÍNH CHẤT TÍNH TOÁN HỆ THỐNG 7.4.1. Khái quất Hệ thống tường chán đất có cốt ổn định cơ học (MSEW) có ba bộ phận cơ bản:các phần tử cốt; hệ tliốnq háo vệ bề mặt; và đất đắp có cốt. I ) Cúc phần tử cốt Các phần tử CỐI có thể phàn loai theo tính chất ứno suất / biến dạng và hình dạng. Dựa trôn dạng hình học của chúng, các phần tử cốt có thể phân ra những thanh mỏng; lưới hay tấm. Nlìữne cẩu kiện bảo vệ bề mặt, khi sử dụng, có thể là các tấm hay khối 1 ITÔ 171
31. đun bằng bc tông đúc sẵn, rọ đá, lưới dạng sợi hàn, bê tông đổ tại chỗ, vữa phun, thực vật hay địa kỹ thuật tổng hợp. 2) Đất đắp có cốt chú V lới vật liệu đất đắp trong vùng cốt Gỗ cốp pha Lớp địa kỹ thuật tống hợp Đát đắp có cốt • • • t ■* * . * Lớp địa kỹ thuật tổng hợp'' Phần đất đắp nâng lên được giữ lại sau khi rải và đầm chặt Hình 7.8. Tuần tự thi công lớp mới cho tường chắn MSE được báo vệ bằỉỉg chất địa kỳ thuật (ống hợp. ĩ <c í ■/ a) Lớp bảo vệ bê' mặt bằng b) Lớp bảo vệ bé mậí thẳng đứng bêtông đúc sẵn!khối xây bằng cấu kiện bêĩông đức sơn L E . 1___ iù ù u Ù c) Lớp bảo vệ bể mặt hãng bê tông d) Lớp bảo vệ bề mặt MBW đúc sẵni khối xây thẳng đứìĩg Hình 7.9. Những kiểu lớp hảo vệ bề mặt tường chắn đất có cốt bằng chất địa kỹ tluiậĩ tổng hợp.
32. 3) Đất cần bảo vệ nằm sát ngay vùng đất đắp có cốt, chú ý tới vật liệu được chuyên từ nơi khác đến hay đất tại chỗ. Đất cần được bảo vệ là nguồn tạo ra áp lực mà khối đất có CỐI phải chống đỡ. Hê thống thoát nirớc nam dưới hay ỏ' phía sau khối đất đắp có cốt cũng là thành phần quan trọn? khi sử dụng đất đắp thoát nước kém. 7.4.2. Khái niêm về đất có cốt Một khối đất có cốt đỏi khi giống bê tông có cốt ở tính chất cơ học của khối được cải tao bằng cốt, mà cốt này đật song song với chiều biến dạng chính để bù đắp sức kháng kco cho đất. Những vinh chất kéo được cải thiện là kêt quả của sự tương tác giữa cốt và đất. Vật liệu tổng hợp (đất có cốt) có những đặc trưng dưới đây: - ứng suất truyền giữa đất và cốt phân bố dọc cốt. - Các cốt được bố trí trong khối đất phải theo đúng quy lắc và không được bố trí cục bộ. ỉ) Cơ chế truyền ứng suất Các ứng suất được truyền giữa đất và cốt là nhờ ma sát (hình 7.10 a) hay cường độ kháng bị động (hình 7.10 b) là tuỳ thuộc vào hình dạng của cốt: a) Ma sát phát triển tại những vị trí, mà ở đó có chuyển dịch cắt tương đối và ứng suất cắt tương ứng giữa đất và bể mặt cốt. Những phần tử cốt, mà ở đó ma sát là chính, thì phải liên kết theo phương dịch chuyên tương đối của cốt và đất. Ví dụ những phần tử côì như vậy - do là nhửng thanh thép mong, các thanh dọc trong lưới, vải địa kỹ thuật và một số lớp lưới địa kỹ thuật. b) Sức khánÍỊ bị dộììíị xáy ra thông qua sự phát sinh các ứng suất kiểu chịu tải trên bề mặt cốt “ngang” theo hướng vuông góc với phương chuyển vị tương đối của cốt. Sức kháng bị động, một cách tổng quát được xem như tương tác ban đầu đối với các lưới địa kỹ thuật cứng, cốt dạng lưới thanh, và cốt sợi đan. Những thanh ngang nằm trên cốt dạng thanh mỏng có gừ dôi khi cũng có sức kháng bị động. Sự tham gia của từng cơ chế truyền cho từng cốt riêng sẽ phụ thuộc vào độ nhám bề mặt (ma sát bên), ứng suất pháp hữu hiệu, kích thước lỗ lưới, chiều dày của các cấu kiện Iiạang, và đặc trưng độ giãn dài của cốt. Đặc trưng của đất, bao gồm kích thước hạt, thành phán cấp phối hạt, hình dạng hạt, tỷ trọng, độ ẩm, lực dính, và độ cứng đều quan trọng như nhau đối với sự phát sinh tương tác giữa đất và cốt. 2) Kiểu tác dụng của cốt Chức năn" dầu ticn của cốt là để hạn chế các biến dạng của đất. Trong tác động đó các ứng suất sẽ truyền lừ đất sang cốt. Những ứng suất này truyền cho cốt dưới hai hình ihức: kéo hay cắt và uốn. a) Kéo là hình thức phổ biến nhất về tác dụng của các cốt chịu kéo. Tất cả những phần tử cốt dọc (tức là những phán tử cốt được xếp dọc theo phương dãn nở của đất) nói 173
33. chung đều chịu được các lực kéo cao. ứng suất kéo cũng phát sinh theo mặt cắt ngang của những cốt mềm. Tổng lực nhổ Áp ỉực pháp tuyến ư) Cường độ ma sát truyền giữa đất và các bề mặt cốt Lực nhổ Cường độ ma sát Hình 7.10. Những cơ chế truyền ứng suất cho cốt trong đất. 174
34. b) Cắt vù uốn. Những phần tử cốt "ngang” đều phải có một độ cứng nhất định, chúng có khả năng chống lai các môment cắt và uốn. 7.5. TƯƠNG TÁC CỐT VÀ ĐẤT THEO NHŨNG KHÁI NIỆM THÔNG THƯỜNG Các hệ số tươim tác của đất (khả năng chịu nhổ) được xác định bằng nghiên cứu trong phòng và ngoài trời theo một số phương pháp và tiêu chuẩn đánh giá khác nhau. Phương pháp chuẩn thống nhất mới phát triến gần đây, được chi tiết hoá như sau: 7.5.1. Xác định khả năng chịu nhổ của cốt trong các công trình MSEW Cường độ kháng nhố, p, , cứa cốt trẽn một đơn vị chiếu rộng cốt được cho như sau: pr =F*.a.ơ'v .Le.C (7.1) Trong đó: L, . c - tổng diện tích bề mặt trên một đơn vị chiểu rộng cốt trong vùng kháng nhổ sau bề mặt trượt; Lc - chiều dài neo của cốt trong vùng kháng nhổ sau bề mặt trượt; c - chu vi đơn vị hữu hiệu của cốt; tức là, c = 2 cho các thanh mỏng, lưới,và tấm; F ’ - hệ số kháng nhố (hay hệ số tương tác ma sát - chịu tải); a - hê sô' hiệu chính tỷ lệ để tính sự giảm ứng suất không tuyến tính trên chiéu dài ngàni của các cỏt có khả năng kéo dãn cao, dựa trên những số liệu thí nghiệm trong phòng (thông thường bằng 1,0 cho các cốt kim loại , và bằng 0,6 đến 1,0 cho các cốt địa kỹ thuật tổng hợp). Khi không có tài liệu thí nghiệm, thì lấy a = 0,8 cho lưới địa kỹ thuật; và a = 0,6 cho vải địa kỹ thuật (lưới kéo dãn được). ơ ’v - ứng suất thẳng đứng hữu hiệu tại ranh giới giữa cốt và đất. Hệ số kháng nhổ F* có thể nhận được một cách chính xác bằng thí nghiệm nhổ trong phòng hay ngoài trời, những thí nghiệm này được tiến hành trong đất đắp đặc trưng để dùng trên công trình. Đối với bất kỳ loại cốt nào, hệ số F* đều có thể xác định theo phương trình tổng quát dưới đây: F * = Lực kháng bị động + Cường độ ma sát hay, F* = Fq.ocp + tgcpr (7.2) Trong dó: a ị) - hệ số chịu tải bị động, mà hệ số này lấy theo chiểu dày trên một đơn vị chiều rộng của cấu kiện chịu tải; tp, - góc ma sát trong tương tác giữa cốt và đất. Những ihani số khá năng chịu tái cho phương trình (7.2) được minh hoạ trên hình 7.11. 175
35. * Đối với cốt thép có gờ, hệ sô'kháng nhổ F‘ thường được tính: = tgVr ~ + logC,, tại đỉnh tường lấy lớn nhất = 2,0 (7.3) F* = tỊỉ ỉ50 mm (xem hình 7.11) L TI ĩ s L = khoảng cách giữa các thanh dọc s , = khoảng cách giữa các thanh ngnag ơ'h = cường độ chịu tải phát sinh trên thanh ngang ơ'v = ứng suất thẳng đứng hữu hiệu D = đường kính sợi hay thanh cốt. Hình 7.11. Cách xác định các kích thước lưới để tính khả năng chịu nhổ. 176
36. F ‘ là hàm số của hệ số khả năng chịu tải hay hệ sô' ngàm (Fq), được tính như sau: F*=F (Xp =40a,p = 40 (t / 2St) = 20 (t / s,) tại đỉnh tường chắn (7.5) F* = Fq 0Cp = 20 a,p = 20 (t / 2Sị) = 10 (t / St) tại độ sâu bằng hay lớn 6 m (7.6) Trong đó: t - chiều dày của thanh ngang. s, phải đồng nhất suốt chiều dài của cốt, còn các thanh cốt ngang chỉ được liên kết trong vùng ổn định. * Đối với lưới địa kỹ thuật tổng hợp (rức là, lưới địa kỹ thuật và vải địa kỹ thuật) Cường độ kháng nhổ của các loại cốt này được dựa trên sự giảm hệ sỏ' ma sát của đất, hệ số này thường tương tự như hệ số tương tác, Q. Khi không có các số liệu thí nghiệm, thì trị số F* cho cốt địa kỹ thuật tổng hợp thường lấy như sau : F* = 2 / 3tgọ (7.7) Trong đó: cp - góc ma sát trong lớn nhất của đất đắp vụn thô lựa chọn dể đắp tưòng chắn; đôi khi có thể lấy cp = 34°. 7.5.2. Trượt theo bề mặt tiếp xúc Trượt theo bể mặt tiếp xúc giữa lưới địa kỹ thuật tổng hợp (vải địa kỹ thuật, lưới địa kỹ thuật và đường tièu nước bằng chất dịa kỹ thuật tổng hợp) với đất thường nhỏ hoai góc ma sát cứa bán thân đất và có thế hình thành bề mặt trượt. Do đó, hệ số ma sát tiếp xúc tg(pr cán đươc xác định nhờ đánh giá trượt dọc theo bể mặt của cốt địa kỳ thuật tổng hợp với đất đắp cần gia cườpg. Góc ma sát tiếp xúc (pr được xác định bằng các thí nghiệm cắt trực tiếp đất- lưới địa kỹ thuật tổng hợp theo ASTM D 5321. Khi không có các kết quả thí nghiệm trong phòng, thì hệ số ma sát tiếp xúc thường được lấy bằng (b tgcp, ) cho vải địa kỷ thuật và các hợp chất thoát nước bằng loại lưới địa kỹ thuật. Những loại lưới địa kỹ thuật tống hợp như màng chống thấm địa kỹ thuật và một số lõi thoát nước bằng hỗn hợp địa kỹ thuật có thể có các trị số tương tác thấp, nên cần phải thực hiện những thí nghiệm một cách họp lý. 7.6. ĐÁNH GIÁ CÁC TÍNH CHẤT XÂY DựNG DựA TRÊN KHẢO SÁT VÀ THÍ NGHIỆM KHU Vực 7.6.1. Đất nền Việc xác định các tính chất xảy dựng của đất nền cần tập trung vào đánh giá khả năng chịu tái, khá năng lún, và cao độ mực nước dưới đất. Để xác định khả năng chịu tái, dòi hỏi phái xác định được những tham số của đất: góc ma sát trong, cp , lực dính, c , trọng lượng đơn vị, y. Để tính khả năng chịu tải của đất nền cần tuân theo tiêu chuẩn chuyên ngành Cầu - Đường cao tốc, và những tiêu chuẩn xây dựng hiện hành khác. Tác dụng của độ nghicng tải trọng và hình dạng móng có thể bỏ qua, và hệ số an toàn nhỏ nhat có thô lấy bằng 2,5 cho tải trong nhóm I. 177
37. Để xác định độ lún của nền, những kết quả phân tích độ lún truyền thống theo số liệu thí nghiệm trong phòng, có thể sử dụng hệ số cố kết, Cv, kết hợp với trị số nén lún gần đúng, Cc , nhận được từ các tương quan thí nghiệm các chỉ tiêu của đất (độ ẩm, các giới hạn Atterberg). Cần sử dụng các kết quả phân tích độ lún, nhất là độ lún lệch, để xác định khả năng của lớp bảo vệ bề mặt và hệ thống liên kết nhằm khắcphục được những chuyển dịch hay cần đưa ra những phương pháp dự tính các chuyển dịchkhác nhau. Đòi hỏi phải lựa chọn các phương pháp kỹ thuật cải tạo đất để khắc phục những nhược điểm cơ bản và tính nén lún của đất, để có được khả năng chịu tải đạt yêu cầu, tổng độ lún hay độ lún lệch nằm trong giới hạn cho phép. Việc đánh giá những vấn đề cơ bản trên đây, không ngoài việc nghiên cứu công dụng mà hệ thống tường chắn đem lại. Những đánh giá kiểu này là trách nhiệm của tập thể các kỹ sư hay các nhà tư vấn thiết kế địa kỹ thuật. 7.6.2. Đất đắp có cốt Những yêu cầu dưới đây sẽ phù hợp với thực tế ngày nay: 1) Lựa chọn vật liệu đất đắp dạng hạt cho vùng có cốt Tất cả vật liệu đất đắp được sử dụng để xây dựng tường chắn MSE một cách phù hợp, thì các giới hạn cấp phối hạt được xác định theo AASHTO T- 27 (hay tiêu chuẩn ngành hiện hành) phải tuân thủ như sau: a) Kích thước rây của Mỹ Phần trăm lọt rảyịư) 102 m m (a'b) 100 0,425 mm (No. 40) 0 - 6 0 0,075 mm (No.200) 0 - 15 Chỉ số dẻo, Ip, không được lớn hơn 6. Ia> Để sử dụng các trị số định trước F * , thì Cu phải lớn hơn hay bằng 4. Ịh,Bằng nghiên cứu mới đây về xây dựng, sự duy trì của cốt địa kỹ thuật tổng hợp, và các loại cốt bọc êpoxi chỉ ra rằng, kích thước hạt lớn nhất của vật liệu đất đắp có cốt phải giảm tới 19 mm đối với cốt địa kỹ thuật tổng hợp, và các loại cốt bọc êpoxi và PVC, nếu không, cần tiến hành các thí nghiệm để đánh giá phạm vi phá hoại hỗn hợp đất đắp và cốt của tường chắn. b) Trạng thái bền vững Phải loại bỏ những loại đất yếu, các hạt có tuổi thọ thấp ra khỏi vật liệu đấtđắp có cốt. Vật liệu cần có độ ăn mòn sunfat manhê nhỏ hơn hoặc bằng 30% sau bốn chu kỳ (hay trị số suníát natri nhỏ hơn 15% sau năm chu kỳ). Thí nghiệm cần tuân theo AASHTQ T-104. Theo tiêu chuẩn AASHTO T - 99, độ đầm chặt đất đắp phải đạt 95%, và độ ẩm tối ưu, w t ư ± 2%. Đối với những tường chắn MSE được xây dựng bằng đất đắp có cốt chứa trên 15% hạt lọt lỗ sàng 0,075 mm (#200) hoặc chỉ số dẻo lớn hơn 6, thì cần đánh giá chính xác 178
38. cả hai tham số tổng độ bển và độ bền cắt hữu hiệu để có được một trị số ứng suất ngang, trượt, phá hoại tống thể (sau và trong vùng có cốt), cũng như ảnh hưởng của hệ thống tiêu nước đến phương pháp phân tích. Cần tiến hành cả hai thí nghiệm nhổ lâu dài và nhổ tức thời giống như các thí nghiệm ma sát tương tác giữa cốt và đất. Cần phải đánh giá những đặc trưng lún một cách cấn thận, đặc biệt chú ý tới sự gỉam ứng suất xảy ra tại những chỗ nối trên bề mặt và độ lún của các kết cấu đỡ. Phải tiến hành đánh giá cẩn thận những yêu cầu của hệ thống tiêu nước đặt ở phía sau, trên bề mặt và ngay phía dưới vùng có cốt (ví dụ, sử dụng mạng lưới dòng thấm để đánh giá ảnh hưởng của các lưu lượng thấm và áp lực thuý tĩnh). 2 ) Đất đắp cẩn được bảo vệ Những tính chất xây dựng chủ chốt yêu cầu là độ bền và trọng lượng đơn vị, chúng được xác định dựa trên việc tính toán và thí nghiệm các chỉ tiêu của đất nền. Góc ma sát trong (cp) và trọng Urợng đơn vị (y ) có thê xác định được hoặc từ các thí nghiệm cắt trực liếp thoát nước hoặc từ các thí nghiệm ba trục cố kết thoát nước. Không thể lấy được những mẫu đất nguyên dạng, nên góc ma sát trong của đất có thể nhận được bằng thí nghiệm hiện trường hay bằng cách hiộu chỉnh những chỉ tiêu tính chất. Tính bền rất cần cho việc xác định hệ sô áp lực đất thường được sử dụng trong thiết kế. Đổng thời, vị trí mực nước dưới đất nằm trên dáy cóng trình dự kiến cần xác định để lập sơ đồ mặt bằng liêu nước. Đối với phán lớn đất đắp cần bảo vệ, trị số góc ma sát thấp, các trị số này bằng 28 dên 30 dộ là vừa phải cho các loại đất vụn thô và đất dính có độ dẻo thấp. Đối với các loại đất cán bảo vệ có độ dẻo cao (Ip > 40), thậm chí độ dẻo thấp hơn thì cần phải đánh giá cá hai điểu kiện thoát nước và không thoát nước. 7.7. ĐÁNH (ỈIÁ CÁC TÍNH CHẤT TÍNH TOÁN KẾT CẤU TƯỜNG CHẤN Các tính chất tính toán kết cấu của vật liệu cốt là hàm số của những đặc trưng hình học, độ bền và độ cứng, tuổi thọ, và loại vật liệu. Dưới đây, chúng ta sẽ nghiên cứu hai trong số những tính chất phổ biến nhất, là: 7.7.1. Đặc trưng hình học Có hai loại cốt được nghiên cứu như sau: ỉ) Tấm, thanh và lưóỉ thép Một lớp các tấm, thanh, hay lưới thép được đặc trưng bằng diện tích tiết diện ngang, chiểu dày và chu vi của phần tử cốt, khoảng cách ngang tâm đến tâm giữa các phần tử cốt (đối với các lưới thép, chi cần xét các thanh dọc đặt vuông góc với tường chắn). 2) Vải địa kỹ thuật và lưói địa kỹ thuật Một lớp những tấm địa kỹ thuật tổng họp được đặc trưng bằng chiều rộng của tấm và khoánc cách tâm dến (âm giữa chúng. Không cần xét đến diện tích tiết diện ngang, khi đó độ bcn của tàm địa kỹ thuật tổng hợp được thế hiện bằng lực kéo trên một đơn vị 179
39. chiều rộng, thích hợp hơn là bằng ứng suất. Thường gặp khó khăn trong việc đo chiều dày của những tấm mỏng, và ngăn ngừa được tính biến dạng tương đối cũng như xác định chính xác ứng suất của lưới. Hệ số che phủ, R c , được sử dụng để liên hệ lực trên một đơn vị chiều rộng của một cốt riêng với lực trên một đơn vị chiều rộng ngang qua toàn bộ kết cấu: Rc =b/Sh (7.8) Trong đó: b - tổng chiều rộng của tấm, mảng hay lưới, và Sh - khoảng cách ngang tâm đến tâm giữa các tấm, mảng, hay lưới. (Rc = 1 trong trường hợp cốt liên tục, tức là từng lớp lưới sẽ che phủ toàn bộ bề mặt ngang của khối đất có cốt). 7.7.2. Tính chất bển 1) Cốt thép Đối với các loại cốt thép, tuổi thọ thiết kế đạt được do sự giảm tiết điện ngang của cốt, tổn thất do ăn mòn dự tính trên một chu kỳ tuổi thọ được dùng trong tính toán thiết kế, và nó được xác định như sau: Ec = E „-E r (7.9) Trong đó: Ec - chiều dày của cốt tại thời gian đầu của tuổi thọ tính toán; E„ - chiều dày danh định tại thời điểm thi công, và Er - chiều dày hao mòn của kim loại do bị ăn mòn trong quá trình sử dụng kết cấu. Lực kéo cho phép trên một đơn vị chiều rộng của cốt, Ta được tính như sau: Ta - 0,55 — cho các thanh thép mỏng (7.10) b và, Ta = 0,48 cho lưới thép đươc nối với (7.11) b các tấm hay khối bê tông (Chú ý: có thể dùng 0,55 Fy cho các lưới thép có lớp bảo vệ bề mặt là mềm) . Trong đó: b - tổng chiều rộng của thanh mỏng, mảng hay lưới; Fy - ứng suất giới hạn chảy của thép; Ac - tiết diện ngang tính toán của thép, được xác định như tiết diện ngang ban đầu trừ đi chiều dày bị ăn mòn xảy ra trong quá trình tuổi thọ tính toán của tường chắn. Những chi tiết thiết kế thi công để xác định Ac cho các thanh thép mỏng và lưới thép như chỉ ra trên hình 7.12. 180
40. 2) Cốt địa kỹ thuật tổng hợp Việc chọn Ta đối với cốt địa kỹ thuật tổng hợp khó hơn nhiều so với cốt thép. Các tính chất kéo của cốt bằng địa kỹ thuật tổng hợp chịu tác động bởi những yếu tố môi trường, ví dụ như từ biến (mỏi), phá hoại do lắp đặt, lão hoá, nhiệt độ, và ứng suất nén. Hơn nữa, những đặc trưng của sản phẩm địa kỹ thuật tổng hợp được sản xuất bằng chất polymer cơ bản giống nhau, chúng có thể thay đổi nhiều, và những chi tiết về sự làm việc của polymer để sử dụng trong đất chưa hiểu được một cách đầy đủ. Một cách lý tưởng hoá, T, cần xác định thông qua nghiên cứu độ dãn dài, khả năng từ biến (mỏi) và mọi co chế làm giảm độ bền có thê xảy ra. E( - chiếu dày thiinlì mỏng được hiệu chính cho tốn thấl do an mòn. A c = (sô thanlì đoc) X 7Ĩ ; 4 D * - dường kính thanlì hay sợi đã hiệu chỉnh đối với hao tổn do ăn mòn; b - chiều rộng đơn vị của cốt (nếu cốt liên tục thì số thanh tính toán cho chiểu rộng cốt bằng 1 đơn vị). FS.Ar .Fv.Rf. Tmas< TaRc = ~ - L- 0 Trong dó: T.( - độ bén kéo làu dài cho phcp của cốt (độ bền / đơn vị chiều rộng cốt); FS - hệ số an toàn (= 0,55 hay 0,48); Fy - độ hển giới hạn cháy cúa ỉhép; Rc - hệ số phủ kín của cốt, RL- = b/Sị,; ỉấy Rc = 1 đốivói cốt liên tục (tức là Sh = b = I đơn vị chiều rộng); Tm.ik - tải Irọn^ lớn nhất íác dụng lên cốt (tải trọng/naột đơn vị chiều rộng; tường chắn). Hỉnh 7.12 . Các (ham số để tính toán độ bền CHƠ cốt. 181
41. Mặc dù, cốt polymeric không nhạy cảm đối với tính ăn mòn, mà nó chỉ có thể giảm độ bền do hoạt tính hoá - lý xảy ra trong đất, như sự thuỷ phân, oxi hoá, và nứt nẻ do ứng suất môi trường là tuỳ thuộc vào loại polymer. Đồng thời, những vật liệu này dễ bị hư hỏng trong quá trình lắp đặt và tác dụng của nhiệt độ cao tại lớp bảo vệ bề mặt và những chỗ nối. Nhiệt độ có thể cao tới 50° c , so với khoảng nhiệt độ bình thường trong đất chỉ có 12° ở những vùng hàn đới , còn trong vùng khí hậu sa mạc nhiệt độ này chỉ đạt 30°c. Đối với các loại cốt địa kỹ thuật tổng hợp, tuổi thọ tính toán đạt được là nhờ sự phát sinh tải trọng tính toán cho phép, mà tải trọng đó có xét tói sự giảm độ bền theo thời gian trên chu kỳ tuổi thọ tính toán, được biểu diễn như sau: T T T, = _ _ lh__ = -rr (7.12) a RF. FS FS Trong đó: Ta - độ bền kéo ỉâu dài tính toán của cốt ứng với trạng thái giới hạn; Tlh - độ bền kéo tới hạn của cốt địa kỹ thuật tổng hợp; RF - là tích số của tất cả các hệ số giảm khi làm việc; FS - tổng hệ số an toàn; Ta| - độ bền lâu dài của vật liệu, hay chi tiết hơn: T, = ĩ t (7.13) RFcr .RFd .RFid Trong đó: T al - độ bền kéo lâu dài chịu tải trọng nén trên một đơn vị chiều rộng cốt, và Ta| được lấy trực tiếp từ nhà sản xuất; RF CR - hệ số giảm từ biến là tỷ số của độ bền tới hạn (TIh) với độ bền giới hạn từ biến có được bằng thí nghiểm từ biến trong phòng cho từng sản phẩm; Khoảng dao động tiêu biểu của các hệ số giảm thiểu là hàm số của loại polymer, như chỉ ra dưới đây: Loại polyme Hệ số giảm do từ biến Polyester 2,5 đến 1,6 Polypropylene 5,0 đến 4,0 Polyethylene tỷ trọng cao 5,0 đến 2,6 RFd - hộ số giảm tuổi thọ. Nó phụ thuộc vào tính nhạy cảm của chất địa kỹ thuật tổng hợp đối với vi sinh vật, hoá chất, ôxy hoá nhiệt, thuỷ phân,và nút do ứng suất, và nó thay đổi chủ yếu từ 1,1 đến 2,0. Hệ số giảm nhỏ nhất có thể là 1,1. RF|0 - hệ số giảm do hư hỏng khi lắp đặt. Hệ số này nằm trong khoảng từ 1,05 đến 3,0 là tuỳ thuộc vào cấp phối đất đắp và khối lượng sản phẩm trên một đơn vị trọng lượng. Hệ số giảm thiểu nhỏ nhất lấy bằng 1,1 để tính cho những trường hợp không có số liệu thí nghiệm. 182
42. FS - tổng hệ số an toàn để tính đến sự không rõràng về hình dạng của kết cấucông trình, tính chất đất đắp, tính chất của cốt, và các tải trọng tác dụng ngoài. Đối với tường chắn vĩnh cửu, chỉ riêng các công trình MSEW, hệ số an toàn nhỏ nhất lấy bằng 1,5 (như vậy, Ta = T J\ ,5). 7.8. THIẾT KẾ TƯỜNG CHẮN MSE - ĐIỂU KĨỆN TĨNH Phần này được sắp xếp một cách tuần tự như sau: - Khái quát các phương pháp tính toán. - Đánh giá ổn định ngoài. - Đánh giá ổn định trong. - Thiết kế chi tiết. - Ví dụ tính toán. 7.8.1. Các phương pháp tính toán - Đánh giá ổn định ngoài cho các kết cấu tường chắn MSE, tiết diện có cốt được xem như một khối đất hỗn hợp đồng nhất, và đánh giá ổn định theo các kiểu phá hoại truyền thống như đối với hệ thống tường chắn kiểu trọng lực. Những điều khác nhau trong thực tế hiện tại là tính toán ổn định trong, mà ổn định trong này quyết định bởi cốt, nguyên tác phát sinh ứng suất ngang bên trong cốt, và giả thiết về vị trí của bể mặt trượt tiêu biểu nhất. - Ôn định trong được nghiên cứu như độ nhạy của riêng các cấu kiện trong khối đất. Điều này cho thấy rằng, các biến dạng dược kiểm tra thông qua các cốt tốt hơn toàn bộ khối, bởi vì toàn khối sẽ xuất hiện tính không nhất quán lớn hơn nhiều so với cốt trong đất. Do đó, những phân tích biến dạng, nói chung, sẽ được trình bày theo các phương pháp hiện hành. - Trong thập niên sau này, người ta đã giới thiệu lính hợp lý của các phương pháp tính toán và nghiên cứu khác nhau. Điều này chi' có thể đạt được, khi một trong những phương pháp tính toán hoàn chỉnh bao gồm những nội dung dưới đây: 1) Phân tích các ứng suất làm việc đối với các kết cấu của MSEW Một phân tích các ứng sưất làm việc bao gồm: - Lựa chọn vị trí đật cốt và kiểm tra các ứng suất trong khối đất đã gia cường, mà các ứng suất này tương ứng với tính chất cúa đất và các hỗn hợp đất. - Đánh giá ổn định cục bộ tại vị trí của từng cốt và dự báo sự phá hoại sẽ phát sinh. 2) Phân tích cân bằng giới hạn Plurơng pháp phân tích cân bằng giới hạn bao gồm việc kiểm tra ổn định tổng thể của công trình. Các kiểu ổn định cần nghiên cứu, đó là: ổn định ngoài, ổn định trong, cụ thế là: 183
43. - Ôn định ngoài bao gồm ổn định tổng thể của toàn bộ khối đất gia cường, nó được xem như một khối đồng nhất và được tính theo mặt trượt nằm ngoài khối đất gia cường. - Ôn định trong bao gồm việc đánh giá các bề mặt trượt tiềm ẩn trong khối đất có cốt. - Trong một số trường hợp, bề mặt trượt tới hạn có một phần nằm ngoài và một phần nằm trong khối đất gia cường, và do đó có thể phải tiến hành gộp hai phân tích ổn định trong và ổn định ngoài thành một. 3) Tính toán biến dạng Phân tích độ nhạy biến dạng cho phép đánh giá hiệu quả thực sự của của công trình có xét tới dịch chuyển ngang và đứng. Đồng thời, có thể đánh giá được những ảnh hưởng và thay đổi trong từng loại cốt đến hiệu quả làm việc của công trình. Những phân tích biến dạng ngang là vô cùng khó khăn và chỉ có được phương pháp phân tích hiệu quả thấp nhất. Trong nhiều trường hợp, những phân tích trên đây chỉ là gần đúng hay chúng được giả thiết đơn giản rằng, thông thường những hệ số an toàn chống phá hoại ổn định ngoài và ổn định trong sẽ đảm bảo sao cho các biến dạng nằm trong các giới hạn cho phép. Những phân tích biến dạng đứng nhận được từ tính toán lún thông thường, có nhấn mạnh riêng đến độ lún lệch xảy ra dọc bề mặt tường chắn, và vuông góc với bề mặl tường chắn đến tận cuối của khối đất có cốt. Những kết quả này có thể ảnh hường tới việc lựa chọn lớp bảo vệ bề mặt, mối liên kết bề mặt hay trình tự thi công đất đắp tường chắn. 4) Phương pháp thiết kế, Các cốt không kéo dãn Phương pháp phân tích cân bằng giới hạn hiện tại sử dụng cách phân tích kết cấu trọng lực thuần tuỷ đế xác định ổn định ngoài của toàn bộ khối đất gia cường, giống như cách phân tích kết cấu trọng lực thông thường hay truyền thống. Để đánh giá ổn định trong, phương pháp này xét tới bể mặt trượt tới hạn gồm hai đoạn thẳng, và bề mặt trượt này sẽ phân chia khối đất có cốt ra vùng trượt và vùng ổn định. Đồng thời, cần chỉ ra trạng thái càn bằng đạt được cho thiết kế hoàn chỉnh. Trạng thái ứng suất cho ổn định ngoài, được giả thiết tuân theo trạng thái ứng suất Coulomb với góc ma sát của tường chắn, ô = 0°, Đối với ổn định trong, trạng thái ứng suất thay đổi từ bội số k., đến trạng thái áp lực đất chủ động được dùng trong thiết kế. Nghiên cứu mới đây (FHWA RD 89 - 043) đã tập trung vào trạng thái ứng suất cho 011 định trong, ví dụ chức năng của ka , loại cốt sử dụng (vải địa kỹ thuật, lưới địa kỹ thuật, các thanh kim loại mỏng hay lưới kim loại), và độ sâu so với mặt đất. Những kết quả từ cố gắng trên đây sẽ được tổng hợp trong Phương pháp trọng lực đơn giản hoá. 5) Phương pháp thiết kê, Các cốt kéo dãn được - Để tính toán ổn định ngoài, phương pháp thông dụng giả thiết rằng, sự phân bố áp lực đất giống như những phương pháp được sử dụng cho các loại cốt không kéo dãn. - Để tính toán ổn định trong theo Phương pháp trọng lực đơn giản, hệ số áp lực đất trona, như đã giới thiệu trên, là hàm số của loại cốt, mà ở đó hệ số nhỏ nhất (ka_min) được 184
44. dùng cho tường chắn xây dựng bằng vải địa kỹ thuật và lưới địa kỹ thuật liên tục. Đối voi ổn định trong, bề mặt phá hoai trượt sẽ được xét theo tiêu chuẩn Rankine, do các cốt kẽo dãn có thể dãn dài hơn đất trước khi bị phá hoại. 7.8.2. Tính toán ổn định ngoài và trong của các tường chán có mái đất đắp đỉnh tường nàm ngang và tải trọng giao thông Giống như các tường chắn trọng lực cổ đìến và tường chắn bán trọng lực, bốn cơ chê phá hoại ngoài tiềm ẩn thường được trình bày trong tính toán các tường chắn MSE, như chí ra trên hình 7.13. Nhữiig cơ chế phá hoại này là: - Trượt theo đáy íưừng chắn, - Xác định vị trí của tổng các lực (Lật); - Khả năng chịu tải; - Ổn định sâu (mật trượt tròn xoay hay trượt dọe theo bề mặt yếu nhất). Ị) Ôn định ngoài Tính toán ổn định cho tường chắn có mặt ngoài thẳng đứng - sườn dốc đất đắp nằm ngang và có tải trọng giao thông, như chỉ ra trên hình 7.15. a) Áp lực dấì chủ dộng - lý thuyết Couỉomb Áp lực đất chú động là áp lực ngang giới hạn nhó nhất phát sinh vào lúc đầu hình thành phá hoại trượt mạnh nhất, do tường chắn di chuyển tách rời khói khối đất phía sau Kmg theo hướng của áp lực đất chủ động (độ quay của tường ờ mức tối thiếu đủ đe tính áp lực đất chủ động vào khoảng 2 ìnm/m của chiều cao tường chắn). Ký hiệu quy ước để tính áp lực đất được giới thiệu trên hình 7.14. Áp lực đất chú động được tính theo công thức sau: (7.14) C’ - lực dính hữu hiệu của đất; k,, - hệ số áp lực đất chủ động; k3C - hệ số áp lực đất chú động do lực dính gây ra. Hệ số áp lực đất chủ động được tính cho tường chán thắng đứng (%ác định giống.như tường chăn có bể mặt dốc nhỏ hơn 8°) và mái đất đắp nằm ngang, là: cos2((p -a) (7.15) a . c u ^ u t u j 1 -t* — \ cos(a + 8). cos(« - p) Hệ sô áp lực đất chủ động do lực dính gây ra, k ,., được cho bằng: với a < 7Ĩ / 4,- k (7.16) 185
45. cos(p.cosp.cos(5 -a ).[l + tg(-a).tgP] kabc - (7.17) 1 + sin( n / 4: kac = (7.18) Trong đó: (p - góc ma sát trong của đất; 5 - góc ma sát giữa tường chắn và đất; p - góc nghiêng của mái dốc đất đắp; a - góc nghiêng của bề mặt sau tường chắn. (c) Khả nâng chịu lái Hình 7.13. Các cơ chế phá hoại ngoài tiềm ẩn đối với tường chắn MSE. Hình 7.14. Ký hiệu quy ước để tính các áp lực đất. 186
46. Những thành phần áp lực đất bị động nằm ngang và thẳng đứng được lấy: Fah = F a.cos(a + Ỗ) (7.19) F =F .sin(cx + ò) (7.20) Giả ihiết đất không dính (C = 0) và bề mặt mái đất đắp nằm ngang (P = 0), theo lời giái của Rankine, áp lực đất cliủ động được tính: Fa=k az (7.21) và hệ số áp lực đất chủ động là: / Ka=tg2 45°- (7.22) V Trong đó: (p = góc ma sát trong của đất. b) Áp lực đất bị dộng - lý thuyết Coulomb Áp lực đất bị động là áp lực ngang giới hạn lớn nhất phát sinh vào lúc đầu hình thành phá hoại trượt mạnh nhất, do tường chắn di chuyển (nhấn sâu) theo hướng ngược với phương áp lực đất chủ động (độ quay nhỏ nhất của tường ehắn đủ để tính áp ỉực đất bị đỏng vào khoảng 10 mm/m chiều cao tường chắn). Trong hầu hết những biểu thức dùng đê tính áp lực đất bị động, ký hiệu quy ước được giả thiết như sau, các trị số góc ma sát giữa tường chắn và đất thường dùng, ô, ứng với phương đứng của tổng hợp lực ma sát là âm. Áp lực đất bị dộng được tính theo công thức sau : Fp = k p .ơ ;+ 2 C >/Ìc7 0-23) Trong đó: ơ ’7 - ứng suất địa tĩnh hữu hiệu; c - lực dính của đất; kp - hệ sô' áp lực đất bị động theo Coưlomb. Hệ số áp lực đất bị động, kp, được tính: cos2((p -a) K p = (7.24)) 'Ị sin(ẹ-ô).sin(<p + P) cos a.cos(a -ô ) cos(a - ỗ). cos{a + P) Trong đó: (p - góc ma sát trong của đất; ô - góc ma sát giữa đất và lưng tường chắn; p - góc nghiêng của mái dốc đất đắp; cx - góc nghiêng của lưng tường chắn. Các thành phần áp lực đất bị động nằm ngang và thẳng đứng được tính: Fph = Fp.cos(a + ỗ) (7.25) Fpv =Fp.sin(a + ô) (7.26)' 187
47. Giả thiết đất không dính (C = 0) và bể mặt mái đất đắp nằm ngang (P = 0) theo lời giái của Rankine, áp lực đất bị động được tính: Fp =kp.ơz = kp(y.Z).kp (7.27) và hệ số áp lực đất bị động là: Kp=tg2^45°+^j (7.28) Trong đó: cp - góc ma sát trong của đất; y - trọng lượng đơn vị của đất; z - độ sâu giả định. Các bước tính toán ổn định ngoài của tường chắn thẳng đứng có bể mặt mái đất đắp nằm ngang và tải trọng giao thông phân bố đều (xem hình 7.15), bao gồm: A. TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH NGOÀI Bước 1. Tính ĩoán các tải trọng: V, = ỴrHL (7. 29) v 2 - qL (7. 30) N = ^ V i = V 1+V 2 (7.31) 1 Fị = 1 / 2yf H2 K a (7.32) F 2 = q H Ka (7.33) Trong đó: K u = tg2 (45° - (p / 2). Bước 2. Tính toán các moments: 1) Moment gây lật (M0 ): M 0 = F ,( H /3 ) + F2 (H /2 ) (7.34) 2) Moment kháng lật (MR ): M r =V,(L/2) (7.35) 3) Tổng moment kháng lật dùng trong tính toán khả năng chịu tải (MRBp): M rbp=V,(L/2) + V2(L/2) (7.36) Bước 3. Tính ioán trượt tụi đáy tường chắn: FSs l = B l = > 1 5 (7.37) EPd F| +F2 Bước 4. Tính toán lật tường chắn (FSov): £ m r V ị(L /2 ) FS = ệ ể r-^ - = útU— L > 1,5 (7.38) F,(H /3) + F2(H /2 ) 188
48. Bước 5. Tính toán khả năng chịu tải lớn nhất : 1) Tính độ lệch tâm tại đáy, e: L e = (7.39) 2 Đất đắp đỉnh tường nằm ngang có tải trọng giao thông Giả thiết cho tính khả năng chịu tải và ổn định lổng thể Giả thiết cho tính kháng lặt . q, ' ' (độ lệch tâm), trượt, và nhổ Ilình 7.15. Phân tích ổn định ngoài: áp lực đất/độ lệch tâm; mủi dốc (tấỉ đắp nỏm ngtiỉig có ĩủi ĩrọnggiao thông. 189
49. 2) Tính chiều dài thực của cốt: L ' = L - 2 e (7 40) 3) Tính tổng ứng suất thẳng đứng tại đáy: ơ v = I ^ = :v a (7.41) L - 2 e L - 2 e 4) Tính khả năng chịu tải tới hạn của đất nền (qu,): qth =CfNc+qNq +0,5(L-2e)yf Nf (7.42) Trong đó: Cf - lực dính của đất nền; Ỵ f - trọng lượng đơn vị của đất nền; Nc , Nq và Nf - các hệ số khả năng chịu tải không thứ nguyên (xem bảng 7.1). 5) Tính khả năng chịu tải (FSBC): FSB.C= qult/ơv>2,5 (7.43) Bước 6. Tính toán độ lún : Phương pháp phân tích độ lún truyền thống bao gồm: độ lún tức thời, độ lún cố kểl ban đầu, và độ lún cố kết thứ cấp của tường chắn, các trị số độ lún này phải nhỏ hơn độ lún yêu cầu của công trình. B. TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH TRONG Bước 7. Hiện nay, trong các tiêu chuẩn và hướng dẫn thiết kế có ba phương pháp cơ bản tính ổn định trong, đó là: phương pháp trọng lực kết hợp (AASHTO, 1996); phương pháp dây neo (AASHTO, 1996), và phương pháp độ cứng kết cấu FHWA (Christospher và cộng sự, 1990). 1) Phương pháp trọng lực kết hợp Phương pháp này lần đầu tiên do Juran và Schlosser (1978), Schlosser (1978), và Schlosser và Segrestin (1979) đưa ra để xác định các ứng suất trong cốt cho tường chắn MSE được gia cường bằng những thanh thép mỏng, và bề mặt tường được bảo vệ bằng những tấm bê tông đúc sẵn. Họ đã sử dụng những khái niệm, mà những khái niệm này được Meyerhoí (1953) đưa ra để xác định áp lực thẳng đứng dưới móng bê tông chịu nén lệch tâm. Phương pháp Meyerhoí áp dụng cho khối đất gia cường. Phương pháp giả thiết rằng, khối đất có cốt làm việc giống như một khối cứng, nó cho phép tải trọng ngang tác dụng tại phía sau (lưng) vùng đất có cốt để làm tăng ứng suất thẳng đứng lớn hơn y z do moment gây lậttạo ra. ứng suất nằm ngang truyền lên cốt được xác định bằng cách nhân ứng suất thẳng đứng với hệ số áp lực đất ngang, mà hệ số này được tính bằng góc ma sát trong của đất. úng suất truyền lên từng lớp cốt được giả thiết bằng áp lực ngang của đất trên toàn bộ diện tích che phủ của lớp cốt. Điều này dựa trên giả thiết rằng, cốt hoàn toàn được đỡ ngay dưới bề mặt thẳng đứng của tường chắn, về bản chất, nó là loại dây neo. 190
50. Hệ số áp lực đất ngang giả thiết tại đỉnh tường chắn bằng k0 , giảm xuống ka ở độ sâu 6 m so với đỉnh tường chắn. Những số liệu trên hình 7.16 giới thiệu tỷ số kr / ka , và từ hình này, Schlosser (1978) khẳng định rằng, có thể dùng các trị số k0 và ka để tính toán- thiết kế tường chắn MSE. Tuy nhiên, chú ý rằng, phương trình tiêu biểu dùng để tính k0 cho các loại đất cô kết bình thường, và sau khi dược đầm chặt có thể tạo ra loại đất có tính chất giống như đất quá cố kết. Phương pháp luận tính toán được tổng hợp trong các phương trình 7.44 đến 7.49, và các hình 7.18 và 7.19. Những hệ thống tường chắn khác, ví dụ như tường chắn gia cường bằng lưới thanh kim loại (Neely, 1993), và tường chắn gia cường bằng lưới địa kỹ thuật (từ năm 1983 đến 1987) (Netlon, 1983) đều chấp nhàn phương pháp luận tính toán này. Hệ thống tường chắn MSE lưới liên kết kiểu hàn lần đầu sử dụng phương pháp giả dây neo (Mitchell và Villet, 1987; Anderson và cộng sự, 1987). Hệ thống tường chắn sợi liên kết kiểu hàn tiêu biểu sử dụng ứng suất ngang cao hom mô hình trọng lực kết hợp, mà m ô hình này dựa trên kết cấu dụng cụ tỷ lê 1:1 (Mitchell và Villet, 1987). Tuy vậy, chỉ có /YASHTO mới áp dụng mô hình tường trọng lực kết hợp không phân biệt loại cốt, các hệ thống tường chắn gia cường bằng sợi liên kết hàn sẽ đại diện cho phương pháp luận này. Tmax - s v Rc (ơv Kr) (7.44) (7.45) ; (xem hình.7.17) (7.46) Vj t V, + Fj sin ô ũ 1,0___1,2 1,7 0 Đô sâu _ dưỡi đỉnh tường chắn,Z(m) Lưới các thanh kim loại và lưới cáccố sợi liên kết hàn Các thanh kim loại mỏng 6 m ' Lưới địa kỹ thuật tổng hợp 1,0 1,2 ' Không áp dụng được cho cốt lưới polymer Hình 7.16. Sự thay đổi hệ số ứng suất theo độ sâu trong tường chắn MSE ' ( theo AASHTO, 1999). 191
51. (7.47) (7.48) (xem hình. 7.18) (7.49) Trong đó: Tmax- lực kéo lớn nhất của từng lớp cốt; s v - khoảng cách đứng giữa các lớp cốt; Rc - tỷ số che phủ của cốt (một đơn vị chiều rộng cốt/khoảng cách ngang cốt); ơv - ứng suất thẳng đứng tại từng lóp cốt được xác định theo các phương trình (7.41); kr - thay đổi từ k0 đến ka dựa trên tính chất đất trong vùng có cốt như chỉ ra trên hình 7.18 (ka được xác định bằng giả thiết khối đất đắp Síiu lưng tường nằm ngang và không có ma sát giữa tường và đất trong mọi trường hợp); cp - góc ma sát trong lớn nhất của đất đắp có cốt; e - độ lệch tâm của tổng hợp lực, và mọi thay đổi khác như chỉ ra trên hình 7.17. 2) Phương pháp dãy neo Bell và cộng sự (1975) và Cục lâm nghiệp Mỹ (Steward và cộng sự, 1977), phương pháp dây neo được áp dụng cho tường chắn gia cường bằng chất tổng hợp địa kỹ thuật và các hệ thống lưới liên kết hàn. Phương pháp này đã được Lee và cộng sự (1973) phát triến, và tổng hợp những nét cơ bản để tính toán tường chắn MSE được gia cường bằng lưới thép. Những mô hình tường chắn thu nhỏ trong phòng thí nghiệm (Bell và cộng sự, 1975), ở đó các mô hình này đã được dùng để kiểm tra thử tính hợp lý của mô hình do Lee và cộng sự đưa ra (1973), và một số thử nghiêm trước đây để kiểm tra những giả thiết tính toán sử dụng cho các mô hình tường chắn tỷ lệ 1:1 (Steward và cộng sự, 1977; Bell và cộng sự., 1983). Trong phương pháp dây neo, người ta đã đưa ra giả thiết tính toán ổn định trong cho tường mềm. Do đó, các áp lực đất nằm ngang ở phía sau khối đất có cốt không gây ảnh hưởng đến ứng suất thẳng đứng trong vùng tường có cốt, và một cách đơn giản ứng suất thẳng đứng trong tường được lấy bằng Y z. Do vậy, phương pháp này được áp dụng cho loại cốt địa kỹ thuật tổng hợp kéo dãn. Phương pháp giả thiết rằng, mọi biến dạng cho phép tạo ra trạng thái ứng suất chủ động. Từ đây, hệ số áp lực ngang của đất, ka , được nhản với ứng suất thẳng đứng cho ta ứng suất ngang. Đầu tiên, thông qua hệ số k0 để tính các loại tường chắn này (Bell và cộng sự., 1975). Bell và cộng sự (1983) còn chỉ ra rằng, phương pháp này có thể dùng cho cả mô hình tường chắn tỷ lệ 1:1, khi đó chỉ cán thay k(, bằng ka. Hệ số k:, được xác định bằng giả thiết mái đất đắp nằm ngang và không có ma sát giữa đất và lưng tường chắn (S = 0°) trong mọi trường hợp, vùng hoạt động (vùng trượt) được xác định bằng mặt trượt phẳng Rankine. 192
52. T max được xác định bằng phương trình 7.50 dưới đây: T1„„ = S v R c K ,(y Z + S + q) (7.50) Trong đó: y - trọng lượní đơn vị của đất; z - chiều sâu tính từ bề mặt tường chắn đến vị trí từng lớp cốt; s - chiểu dày lóp đất đắp thêm (phụ tải) trên đỉnh tường chắn; q - ứng suất thẳng đứng do tải trọng giao thông gây ra, và mọi biến số khác được xác định như ờ phần trên. Tlụrc tế phương pháp trona; lực kết hợp, mỗi lớp cốt được tính toán nhằm chống lại ứng suất ngang bên trong vùng gia cường, tính chất này cũng giống như mỗi lớp cốt trong phương pháp dây neo. 3) Phưong pháp độ cứng kết cấu của FHWA Phương pháp độ cứng kết cấu được phát triển như kết quả của một khối lượng lớn những công trình nghiên cứu của FHWA, trong số đó có một số tường chắn MSE tỷ lệ 1:1 đã được thi công và theo dõi. Phương pháp này tương tự như phương pháp dây neo, nhưng hệ số áp lực ngang cua đất được xác định như hàm số của độ sâu dưới đỉnh tường, loại cốt, và độ cứng toàn bộ tường chắn, sẽ hay hơn so với việc sử dụng trực tiếp hệ số k,. Mặtkhác, vị trí của bể mát irượt sử dụng giống như phương pháp trọng lực kết hợp (hình 7.18) cho các tường chán MSE gia cường bằng cốt không kéo dãn. Phương pháp luận tính toán được tổng hợp trong các phương trình 7.51; 7.52; 7.53, và 7.54. Chú ý rằng, do ứng suất và độ bếíì cùa cốt thường thay đổi theo độ cứng của toàn bộ tường chắn, nên cần tiến hành mội số phép tính lặp để xác định ứng suất kéo lớn nhất của cốt: Tnar = Sv Rc k r (yZ + S + q) (7.51) \ í, _ z “ k r = k a Q, 1+0,4 1 - - + Q i — nếu z 6 m (7.53) EA (7.54) (H /n ) Trong đó: kr - hệ số áp lực ngang của đất; s, - tổng độ cứng của cốt đối với tường chắn (tức là, độcứng trung bình của cốt trên diện tích bề mặt tường chắn); Q, - hệ số không thứ nguyên bằng 1,0 cho các cốt dạng thanh mỏng và dạng lưới, hay bằng 1,5 cho lưới và tấm các sợi hàn; ÍỈT - hệ số khỏng thứ nguyên bằng 1,0 nếu Sr 47.880 kPa; EA - mô đun của cốt nhân với diện tích cốt tính bằng đơn vị lực trên một đơn vị chiều rộng của tường chắn; H / 11 - khoảns cách dứnc, trung bình của cốt; n - tổng số các lớp cốt. 193
53. Hình 7.17. Các lực và ứng suất để xác định sự phân bô'ứng su ấ tthẳng đứng của Meyerhof (nhận được từ AASHTO, 1999). Hỉnh 7.18. Xúc định các hệ số áp lực ngang của đất khi bề mặt phá hoại là phẳng, để tính toán ổn định trong theo phương pháp trọng lực kết hợp (theo AASHTO, 1996). 194
54. Phương pháp độ cứng kết cấu dựa trên rất nhiều quan sát các mô hình tường chắn tỷ lê ]: 1, và chúng chỉ ra rằng, hiện đang tồn tại tương quan chặt chẽ giữa độ cứng và các trị số ứng suất của cốt, đồng thời phương pháp này đã được kiểm tra bằng các thí nghiệm mô hình và mô hình số. 4) Sư phát triển phương pháp đơn giản hoá Sự phát triển phương pháp đơn giản hóa nhằm tập hợp những tinh hoa tốt nhất và đơn giản nhất của những phương pháp khác nhau, sau khi được phép của quy trình kỹ thuật AASHTO, đã gộp chúng lại thành một phương pháp. Ví dụ, một điểu mong muốn là làm sao tính toán được những khác nhau giữa các loại cốt khác nhau và tổng độ cứng tiêu biểu của chúng, nhằm đơn giản hoá việc tính toán và loại bỏ cách tính lặp nhiều lần mật độ cốt, mà vẫn đảm bảo xác định chính xác ứng suất và khả năng chịu tải của cốt thích hợp cho tường chắn. Mặt khác, phương pháp trọng lực kết hợp chưa đưa ra cách tính cho những loại cốt khác nhau, từ dó có thể sử dụng trực tiếp ka và ko trong phương pháp này để tính những ứng suất của một loại cốt nào đó. Cần phải có một phương pháp, mà phương pháp đó sớm đưa ra cách lựa chọn các loại cốt thích hợp cho một tường chắn MSE mới. Chính vì vậy, mục đích của phương pháp này là đưa ra một đường cong kr / ka đơn giản cho từng loại cốt riêng biệt. Chú ý rằng, khái niệm sử dụng tỷ số kr / ka để xác định ứng suất bên trong của hê thống tường chắn MSE không có gì mới so với phương pháp độ cứng kết cấu của FHWA, ví dụ, Schlosser (1978) là người đầu tiên đã đưa ra một tóm tắt những ứng suất của cốt trong tường chắn MSE theo phương pháp tỷ số kr / ka này để thiết lập quy trình thiết kế tường chắn đất có cốt (xem hình 7.16). Một bước quan trọng về sự phát triển của phương pháp đơn giản là đưa ra được những số liệu tường chắn MSE tỷ lệ 1:1 hợp lý, đồng thời phương pháp đã giới thiệu những chi tiết của các số đo tường chắn MSE. Phương pháp luận cho phương pháp đơn giản giống với phương pháp độ cứng kết cấu của FHWA và phương pháp dây neo. Phương trình 7.51 có thể sử dụng để xác định Tmax, ngoài ra, tỷ số kr / ka được xác định trực tiếp từ hình 7.16 sẽ tốt hơn so với các phương trình 7.51; 7.52 và 7.53 đã trình bày trên đây. Bước 8. Tính ổn định trong có chú ý tới phá hoại nhổ của cốt Ôn định trong có chú ý tới nhổ của cốt cần thoả mãn tiêu chuẩn an toàn sau: T „ » S - i - ( F - . TZ.LeC.Rc .a) (7.55) răpQ Trong đó: FSp0 - hệ số an toàn kháng nhổ > 1,5; T max - lực kéo lớn nhất của cốt; c -2 cho cốt dạng thanh mỏng, lưới, và tấm; cc - hệ số hiệu chỉnh tỷ lộ; F * - hệ số kháng nhổ, F* = (2/3 đến 4/5) tgcp; 195
55. Y - trọng lượng đơn vị của đất; z - độ sâu so với đỉnh tường chắn; (y z - áp lực tầng phủ, bao gồm tải trọng ngoài phân bố đều, không tính tui trọng giao thông); Le - chiều dài của cốt trong vùng ổn định (tức là, nằm ngoài mặt trượt tiềm ẩn; a - hệ số hiệu chỉnh hiệu quả tỷ lệ ( a = 1,0 được xác định trên lưới địa kỹ thuật bằng thí nghiệm trong phòng); R c - % che phủ của cốt (có thể thay đổi từ 100 % đến 71%). Thật vậy, chiều dài neo yêu cầu trong vùng kháng trượt (tức là, ngoài mặt trượt tiềm ẩn) có thể được xác định: L > _ ! '5Tmax > 1 m (7.56) C F .yZ .R c .a Chú ý rằng, không bao gồm tải trọng giao thông và các tải trọng động khác cho tính toán nhổ như chỉ ra trên hình 7.15. Nếu tiêu chuẩn không an toàn cho tất cả các loại cốt, thì phải tăng chiều dài cốt hay phải sử dụng cốt có độ bền kháng nhổ trên một đơn vị chiểu rộng lớn hơn, hoặc có thể giảm khoảng cách đứng giữa các lớp cốt để giảm Tmax. Tổng chiều dài của cốt, L, đủ để ổn định trong được tính: L = La + Le (7.57) Trong đó: La nhận được từ hình 7.20 cho kết cấu đơn giản không chịu tác dụng của tải trọng ngoại như mố cầu. Dưa trên hình vẽ này, có thể nhận được các tương quan đối với La dưới dây: a) Đối với tường chắn MSE cố cốt kéo dãn, bề mặt tường chắn thẳng đứng và đất đắp trên đỉnh tường nằm ngang: La =(H-Z)tg(45°- /2) (7.58) Trong đó: z = độ sâu tính đến vị trí đặt cốt so với đỉnh tường. b) Đối với tường chắn MSE có cốt không kéo dãn, bề mặt tường chắn thẳng đứng và đất đắp trên đỉnh tường nằm ngang: * Từ đáy lên đến H/2: La = 0,6 (H -Z) (7.59) * Đối với nửa trên cùng của tường chắn có cốt không kéo dãn: La = 0,3 H (7.60) Để giảm nhẹ cho công tác thi công, nên chọn chiều dài cốt đồng đều trên cơ sở chiều dài yêu cầu lớn nhất. Tuy nhiên, nếu ổn định trong được kiểm tra, thì chiều dài cốt có thể thay đổi từ đáy, và trên cơ sở tổng hợp những yêu cầu ổn định ngoài và ổn định trong cần tăng chiều dài cốt theo chiều cao của tường cho tới chiều dài yêu cầu tối đa. 196
56. Khoảng cách đứng giữa các lớp cốt được xác định như sau: T ơ s v FS (7.61) T„ ovs - = ___l ì ơ h .(FS) (762) Trong đó: ƠH - tổng áp lực ngang tại độ sâu nghiên cứu; T, - ứng suất cho phép trong cốt (đôi kJii lấy bẳng 1/3 độ bền kéo, T a= TK / 3); FS - hệ số an toàn (lấy bằng 1,3 đến 1,5). 7.8.3. Tính toán ổn định ngoài và trong của các tường chắn đất đắp nằm nghiêng và có tải trọng giao thông Các bước tính toán cho tường chắn MSE có mái dốc đất đắp nghiêng (xem hình 7.19) là: Bước 1. Tính toán các tải trọng: Fr=l/2K af(v4ỉ)yfH2 (7.63) Trong đó: H = h + L tg p (7.64) Bước l, Tính toan độ!Ọch tâm, ?■; của phản lực tại đáv tường, hằng tổng các moment của khối lượng tiết diện đất có cốt quanh đường trục của tường chắn. Chú ý rằng, N trong hình 7.19 băng tổng các lực thẳng đứng tác dụng lên khối đất đắp có cốt, điều kiện này được viết: _ Ft (c o s S) H / 3 - Fx (sin ô) L / 2 - V, (L / 6) e = — —— — (7.65) V, + V2 + Ft sinô Bước 3. Độ lệch tâm phải nhỏ hơn L/6 cho đất, hay nhỏ hom L/4 cho đá. Nếu e có giá trị lớn hơn nhũng trị số này, thì phải kéo dài cốt: Bước 4. Tính toán ứng suất thẳng đứng phân bô' đều tương đương trên đáy tường, ơ v : av=i^V ạzJx ^ ( 7 .6 6 ) L - 2 e L - 2 e Meyerhoí là người đầu tiên đưa ra phương pháp này. ông giả thiết rằng, tổng hợp lực nén lệch tâm do phân bố lại áp lực đồng đều trên diện tích giảm thiểu tại đáy tường chán. Diện tích này được xác định bằng chiều rộng cua tường chắn trừ đi hai lần độ lệch tâm, như chi ra trên hình 7.19. Bưóc 5. Kc thêm ảnh hưởng cúa phụ tải và tải trọng tập trung, ơv: Bước 6. Tính toán ổn định trượt: Việc kiêm tra tính toán đầu tiên có chú ý đến trượt tại đáy, đó là chiều sâu tới hạn: 197
57. (7.67) Trong đó: PR - lực kháng trượt trên một đơn vị chiều dài tường chắn: PR = (V, + v 7 + Ft sin ô). |_1 (7.68) ở đây: ^ = min[tg(pf , tg L/6, thì cần phải tăng chiều dài cốt. - Xác định ứng suất thẳng dứng, ơ v , tại đáy tường chắn theo sự phân bố kiểu Meyerhoí: V| + V, + F t sinô (7.72) L-2 e 198
58. - Xác định khả năng chịu tải tới hạn, q,h, theo phương pháp cơ học đất cổ điển, ví dụ, chân tường nằm ngang và không xét tới ảnh hưởng của nước dưới đất, ta có: qth = CfNc + q Nq + 0,5 (L) yf Nf (7.73) Trong đó: Cf và Ỵf - lực dính và trọng lượng đơn vị của đất nền, tương ứng; q = y D - phụ tải tác dụng trên bể mặt đất; Nc , N và Nf - các hệ số khả năng chịu tải không thứ nguyên (xem bảng 7.1). - Kiểm tra điều kiện: (7.74) ơ v = q .h /FS Phương trình của Coulomb thái tĩnh): c o s 2 (cp - cx) k;if - sin((p + &)Sin(cp - P) cos2a cos(5 + a) cos(ô +- a)C os(a -ị3) Trong đó: p - cóc nghiêng đỉnh tường chắn; a - eóc nghiêng của bề mặt tường chắn; ô - góc ma sát giữa mặt sau tường chắn và đất đắp; cp - góc ma sát trong dưa trên phân tích tổng ứng suất. Chú ý: Dôi với lìliữiìg cấu kiện báo vệ bể mặt tườììg chắn tươìĩg đối dày (ví dụ, những khối hê lónỵ), lỉu có iliâ kẽ dếìì kích thước và trọiiíị lượng của chúng trong tính toán trượt và lật (rức là, phải lá'ỵ"B'' thay cho Hình 7.19. Tính loán ứng suất thẳng lííOiỊị a, tụi bề mặt nền. 199
59. b) Tn(0 cục bộ: Đê biểu diỗn những chuyển vị ngang lớn nhất của kết cấu trên đất dính yếu : y H 0,7 H = 0,7 (7 m) = 5 m)]. 1.1. Tính các tải trọng: Vị = y~HL = (19,6)(7)(5,0) = 686 kN / m v 2 = qL = (20)(5) = 100 kN / m N = X V = V 1 + v 2 = 686 + 100 = 786 k N /m F, = 1/2 Yb H2 ka = (0,5)(19,6)(7)2(0,333)« 160 kN /m F2 = qH ka = (20)(7)(0,333) * 47 kN / m 1.2. Tính các moment: + Moment gây lật, M0: M0 = F, (H / 3) + F2 (H / 2) = (160)(7 / 3) + (47((7 / 2) * 538 kN.m / m + Moinent kháng lật, MR: M k = V, (L / 2) = (686X5 / 2) * 1715 kN.m / m 200
60. Bảng 7.1. Các hệ sô khả nâng chịu tải <p Nc N, Nv <p Nc Nq Ny 0 5,14 1,00 0,00 26 22,25 11,85 12,54 1 5,38 1,09 0,07 27 23,94 13,20 14,47 2 5,63 1,20 0,15 28 25,80 14,72 16,72 3 5,90 1,31 0,24 29 27,86 16,44 19,34 4 6,19 1,43 0,34 30 30,14 18,40 22,40 5 6,49 1,57 0,45 31 32,67 20,63 25,90 6 6,81 1.72 0,57 32 35,49 23,18 30,22 7 7,16 1,88 0,71 33 38,64 26,09 35,19 8 7,53 2,06 0,86 34 42,16 29,44 41,06 9 7,92 2,25 1,03 35 46,12 33,30 48,03 10 8,35 2,47 1,22 36 50,59 37,75 56,31 1 1 8,80 2.71 1,44 37 55,63 42,92 66,19 12 9,28 2,97 1,69 38 61,35 48,93 78,03 13 9,81 3,26 1,97 39 67,87 55,96 92,25 14 10,37 3,59 2,29 40 75,31 64,20 109,41 15 10,98 3,94 2,65 41 83,86 73,90 130,22 16 11,63 4,34 3,06 42 93,71 85,38 155,55 17 12,34 4,77 3,53 43 105,11 , 99,02 186,54 18 13,10 5,26 4,07 44 11 8,37 115,31 224,64 19 13,93 5,80 4,68 45 133,88 134,88 271,76 20 14,83 6,40 5,39 46 152,10 158,51 330,35 j 21 15,82 7,07 6,20 47 ị 173,64 187,21 403,67 22 16,88 7,82 7,13 48 199,26 222,31 496,01 ! 23 18,05 8,66 8,20 49 1 229,93 265,51 613,16 24 19,32 9,60 9,44 50 266,89 319,07 762,89 ! 25 20,72 10,66 10,88 - - - - 201
61. (b) Các loại cối co dãn được Hình 7.20 . Vị trí bề mặt trượt tiềm ẩn để tính toán ổn định trong của các tường chắn MSE 202
62. + Moment kháng lật dùng trong tính toán khá năng chịu tải, MRRP: m rbp = V, (L / 2) + V2(L / 2) = (686 (5 / 2) + (100)(5 / 2 )« 1965 kN.m / m + Bây giờ, để tính hệ số an toàn lật chúng ta cần lấy moment xung quanh điểm chân tường chắn, FS0V: FS = V = V ~ 3 2 > 3,0-dat yêu cầu ữ M 0 ^ 538 + Đối với trượt, đế tính hệ số an toàn kháng trượt, FSsl, chúng ta dùng biểu thức sau: FSa - = y 686^8^ ^ “ cắu SL ^ (F ,+ F 2) ^ 160 + 47 Các tính chất đất: 1) Đất có cốt: Y r = 19,6 k N /m 3 ; cpr = 34° ; Cr = OkN / m 2 2) Đất đắp cần bảo vệ : Yb = 19,6 kN /nv1 ;cpb =30° ;C b = O k N /m 2 3) Đất nền : yf = 19,6 kN /m 3 ; cpf =30° :Cf =0kN /m 2 Kn = tg2 (45-30/2) = 0,333 K r = tg2 (45 — 34 / 2) = 0,28 H = 7 m; B = L =5 m; n = 20 kN/rn2 Hình 7.21. 203
63. 3) Khả năng chịu tải lớn nhất: L /6 = 5 /6 w 0,833 m _ L (MRBp-M 0) _5 1965-538 e - 2 v ,+ v 2 ~ 2 686 + 100 = 0,68 m 2,5 - đat yêu cầu ơ v 216 2. Tính toán ổn định trong - điếu kiện tĩnh 2.1. Xác định áp lực ngang như hàm số của độ sâu, Z: kar = tg 2 (45°- cp / 2) = tg 2 (45°- 34° / 2) * 0,28 ƠH = ơ hS + ơ hq = tổng áp lực ngang tại độ sâu nghiên cứu ƠH = kar Y z + kar q= 0,28 (19,6) (Z) + 0,28 ( 20) ƠH = 5,5 (Z) + 5,6 và, độ bền kéo kẹp cho phép của vải địa kỹ thuật, Ta, được tính: T = - T s = - 6 0 = 20 k N /m . a 3 s 3 2.2. Xác định khoảng cách đứng, sv: * Tại z = 7 m: s v = L ■■ \ a H(FS) [(KaryZ + Karq)](FS) s v = 7 ——— =— — «0,30m - chọn 0,3 m. [5,5 (7)+ 5,6)] (1,5) 2Ơ4