Chương 7 – Thiết kế tường MSE cho các sự kiện cực hạn

(nguồn)

Publication No. FHWA-NHI-10-024
FHWA GEC 011 – Volume I
November 2009

NHI Courses No. 132042 and 132043

Design and Construction of Mechanically Stabilized Earth Walls and Reinforced Soil Slopes – Volume I

Theo AASHTO (2007), một sự kiện cực hạn là sự kiện có chu kỳ lặp lại có thể xem như vượt quá tuổi thọ thiết kế. AASHTO (2007) có hai trạng thái giới hạn để xử lý các sự kiện như vậy. Các trạng thái giới hạn này được gọi là Sự kiện Cực hạn I và Sự kiện Cực hạn II. Trong bối cảnh tường MSE, các sự kiện cực hạn có các trạng thái giới hạn tương ứng (ghi trong ngoặc) cần được xét đến trong quá trình thiết kế như sau:

• Các sự kiện động đất (Sự kiện Cực hạn I)
• Các sự kiện va chạm xe (Sự kiện Cực hạn II)
• Các sự kiện siêu lũ và xói (Sự kiện Cực hạn II)

Chương này đề cập đến từng loại sự kiện cực hạn nêu trên cùng với việc rà soát trạng thái giới hạn áp dụng, tức là Sự kiện Cực hạn I hoặc Sự kiện Cực hạn II.

7.1 Sự kiện động đất

Các sự kiện động đất được phân tích theo trạng thái giới hạn Sự kiện Cực hạn I theo AASHTO (2007). Các sự kiện động đất có xu hướng ảnh hưởng đến cả ổn định ngoài khối và ổn định nội tại của tường MSE. Hướng dẫn cho phân tích động đất trình bày trong mục này dựa trên Anderson và cộng sự (2008) và Kavazanjian (2009) và là các quy trình cập nhật so với AASHTO (2007).

7.1.1 Ổn định ngoài

Ổn định ngoài sử dụng cách tiếp cận dựa trên chuyển vị. Quy trình thiết kế khuyến nghị được trình bày qua các bước sau:

Bước 1
Thiết lập thiết kế tường ban đầu dựa trên tải trọng tĩnh, dùng thông tin trong Chương 4, 5 và 6.

Bước 2
Xác định nguy cơ động đất theo Điều 3.10.2 của AASHTO (2007). Sử dụng bản đồ nguy cơ động đất với chu kỳ lặp 1 000 năm trong AASHTO (2007), ước lượng các giá trị đặc trưng tại vị trí như sau:

• Gia tốc đỉnh tại mặt đất của địa điểm (PGA), và
• Gia tốc phổ tại chu kỳ 1 giây, S₁

(Gia tốc đỉnh, gia tốc phổ)

Đoạn này đang nói về Bước 2: xác định “nguy cơ động đất” (seismic hazard) tại vị trí công trình theo AASHTO (2007), Điều 3.10.2, bằng cách dùng bản đồ nguy cơ động đất chu kỳ lặp 1.000 năm trong AASHTO để lấy/ước tính 2 giá trị “tại công trình” (site-specific):

1) Site peak ground acceleration (PGA)

• PGA = gia tốc nền cực đại tại mặt đất trong trận động đất thiết kế (thường biểu diễn theo g).
• Hiểu nôm na: “mặt đất rung mạnh nhất tới mức nào” (giá trị đỉnh của gia tốc theo thời gian).

2) Spectral acceleration at 1-second, S₁

• S₁ = gia tốc phổ tại chu kỳ 1 giây (T = 1 s), cũng thường biểu diễn theo g.
• Khác PGA: S₁ không phải “đỉnh rung của nền”, mà là mức gia tốc mà một hệ dao động 1 bậc tự do có chu kỳ 1 s sẽ ‘cảm nhận’ từ chuyển động nền (tức phản ánh nội dung tần số/chu kỳ của động đất).
• T = 1 s thường liên quan đến các kết cấu mềm hơn / cao hơn; nó rất quan trọng cho thiết kế vì ảnh hưởng đến lực động đất mà công trình “nhìn thấy”.

Tại sao cần cả PGA và S₁?

• Chúng là đầu vào để phân loại/đánh giá động đất cho thiết kế (ví dụ xác định phổ thiết kế, mức yêu cầu phân tích… tùy phần sau của hướng dẫn).
• PGA cho “cường độ rung đỉnh”, còn S₁ cho “tác động theo phổ” tại 1 giây — 2 thông tin khác nhau.

Bước 3
Đối với dự án đang xét, xác định Ảnh hưởng Địa điểm theo Điều 3.10.3 của AASHTO (2007). Việc này bao gồm xác định Lớp địa điểm (Site Class) theo Điều 3.10.3.1 của AASHTO (2007) và các hệ số địa điểm \(F_{PGA}\) và \(F_v\) từ Bảng 3.10.3.2-1 và 3.10.3.2-3 của AASHTO (2007). Quy trình mô tả ở đây áp dụng cho các Lớp địa điểm A, B, C, D và E. Đối với tất cả các địa điểm thuộc Lớp F, cần thực hiện khảo sát địa kỹ thuật chi tiết và phân tích ứng xử động của địa điểm.

Bước 4
Xác định gia tốc cực đại \(k_{max}\) và vận tốc nền cực đại (PGV) như sau:

\[
k_{max} = F_{PGA} \ (\text{PGA}) \tag{7-1}
\]

\[
\text{PGV (in/sec)} = 38 F_v S_1 \tag{7-2}
\]

trong đó \(F_{PGA}\) và \(F_v\) là các hệ số địa điểm xác định ở Bước 3, còn PGA và S₁ lần lượt là gia tốc đỉnh tại mặt đất và gia tốc phổ tại chu kỳ 1 giây, thu được ở Bước 2.

Bước 5
Sử dụng hệ số giảm phụ thuộc chiều cao tường, \(\alpha\), để thu được gia tốc nền cực đại trung bình \(k_{av}\) trong khối đất có cốt như sau:

\[
k_{av} = \alpha k_{max} \tag{7-3}
\]

trong đó giá trị \(\alpha\) được xác định dựa trên Lớp địa điểm của đất nền như sau:

• Đối với các Lớp C, D và E (tức là đất):

\[
\alpha = 1 + 0.01 H \left[0.5 \left(\frac{F_v S_1}{k_{max}}\right) – 1 \right] \tag{7-4}
\]

trong đó H là chiều cao tường tính bằng feet tại mặt tường như thể hiện ở Hình 7-1.

• Đối với điều kiện nền Site Class B or C (tức đá cứng và đá mềm):
  Giá trị \(\alpha\) xác định theo Phương trình (7-4) cần tăng thêm 20%.

Về mặt thực hành, đối với các tường có chiều cao nhỏ hơn xấp xỉ 20 ft (6.0m) và trên nền rất cứng (tức là Site Class B or C), có thể lấy \(k_{av} \approx k_{max}\). Đối với tường cao hơn 100 ft, phải tiến hành khảo sát địa kỹ thuật chi tiết và phân tích ứng xử động của địa điểm.

\(h = H + \dfrac{\tan I \ (0.5H)}{(1 – 0.5\tan I)}\); trong đó I là góc dốc đất đắp phía sau tường
h/2 được đo từ mặt sau của mặt tường

Bước 6 Xác định tổng lực đẩy (tĩnh + động) \(P_{AE}\) bằng một trong hai phương pháp sau:

Phương pháp 1: Công thức Mononobe–Okabe (M–O)

\[
P_{AE} = 0.5 (K_{AE}) \ \gamma_b \ h^2 \tag{7-5}
\]

trong đó h là chiều cao tường theo phương thẳng đứng trong khối đất gia cố như thể hiện trên Hình 7-1, \(\gamma_b\) là trọng lượng riêng của đất đắp phía sau, và \(K_{AE}\) được xác định như sau:

\[
K_{AE} = \dfrac{\cos^2(\phi_b’ – \xi – 90 + \theta)}
{\cos \xi \cos^2(90-\theta)\cos(\delta + 90 – \theta + \xi)
\left[1 + \sqrt{
\dfrac{\sin(\phi_b’ + \delta)\sin(\phi_b’ – \xi – I)}
{\cos(\delta + 90 – \theta + \xi)\cos(I – 90 + \theta)}
}\right]^2} \tag{7-6}
\]

trong đó:
\(\qquad \xi = \tan^{-1}\left(\dfrac{k_h}{1 – k_v}\right)\) với \(k_h\) = hệ số gia tốc ngang, \(k_v\) = hệ số gia tốc đứng
\(\qquad \delta\) = góc ma sát tường, lấy là góc ma sát nhỏ hơn giữa khối đất gia cố (reinforced soil mass) \((\phi’_r)\) và đất đắp sau tường (retaied backfill) \((\phi’_b)\)
\(\qquad I\) = góc dốc đất đắp sau tường = β (xem Hình 4-3) (Lưu ý: dùng GLE cho taluy đắp sau tường gãy khúc, xem Chú ý 2 dưới đây)
\(\qquad \phi’_b\) = góc ma sát trong của đất đắp phía sau tường
\(\qquad \theta\) = góc nghiêng mặt tường (xem Hình 4-5 ở Chương 4)

Để dùng công thức Mononobe–Okabe, phải xác định hai hệ số động đất \(k_h\) và \(k_v\). Giả thiết rằng các hệ số này được áp dụng đồng thời và đồng nhất cho toàn bộ công trình, tức là cho cả khối đất gia cố và đất đắp phía sau. Thông thường, hệ số động đất đứng \(k_v\) được giả sử bằng 0. Hệ số động đất ngang \(k_h\) được lấy bằng \(k_{av}\) xác định ở Bước 2.

Tổng lực đẩy \(P_{AE}\) tính theo Phương trình 7-5 được giả thiết tác dụng tại cao độ h/2, tức là giữa chiều cao mặt phẳng thẳng đứng có chiều cao h như thể hiện trên Hình 7-1. Do đó ứng suất do lực đẩy \(P_{AE}\) được giả thiết phân bố đều theo chiều cao h.

Nhận xét về việc dùng công thức M–O:

1. Đối với đất đắp sau tường có dốc 3H:1V hoặc dốc hơn, có thể không tìm được nghiệm với một số tổ hợp biến số trong công thức M–O. Nguyên nhân là vì hạng tử \(\sin(\phi’_b – \xi – I)\) trong Phương trình 7-6 có thể trở nên âm và biểu thị một điều kiện giới hạn, vì khi \(I = \phi – \xi\) xảy ra trạng thái taluy mất ổn định (FS=1) trong đó mặt trượt trùng với mặt taluy. Khi tiến gần điều kiện giới hạn này, áp lực đất tính theo công thức M–O cho kết quả lớn không thực tế.

2. Công thức M–O chỉ áp dụng chặt chẽ cho đất rời đồng nhất (không dính). Công thức này có thể không cho kết quả hợp lý với các trường hợp phức tạp hơn bao gồm:
(a) đất có sức kháng cắt từ cả lực dính và ma sát, tức là đất c–ϕ,
(b) mặt đất đắp sau tường có hình dạng không cố định (non-uniform backslope profiles)
(c) tải trọng bề mặt phức tạp.

Đối với các trường hợp mà công thức M-O cho kết quả không thực tế, khuyến nghị có thể sử dụng các quy trình tính toán số dựa trên cùng các nguyên lý của công thức M-O, chẳng hạn như phương pháp đồ họa Culmann (rất phổ biến) hoặc phương pháp nêm thử (trial wedge) của Coulomb.

Tuy nhiên, cách tiếp cận linh hoạt hơn cho các trường hợp này là sử dụng các chương trình (phần mềm) ổn định mái dốc theo phương pháp thông thường, như mô tả trong Phương pháp 2.

Phương pháp 2: Ổn định mái dốc theo Cân bằng giới hạn tổng quát (Generalized Limit Equilibrium – GLE)

a) Xác định hình học tường, tải trọng bề mặt danh định (tức tải trọng với hệ số tải = 1.0), đường mực nước ngầm và các chỉ tiêu đất thiết kế. Mặt phẳng cần tính áp lực đất phải được mô hình hóa như một biên tự do (free boundary). Biên này là một mặt phẳng đứng đặt cách mặt sau của tường một khoảng h/2, như thể hiện ở Hình 7-2.

b) Chọn phương pháp phân tích ổn định mái dốc phù hợp. Phương pháp Spencer thường cho kết quả tốt vì thỏa mãn cân bằng lực và mômen.

c) Chọn sơ đồ tìm kiếm mặt trượt phù hợp, ví dụ: tròn, thẳng, hai đoạn thẳng (bi-linear), dạng khối (block), v.v.

d) Đối với phân tích động đất, dùng \(k_h = k_{av}\) và \(k_v = 0\)

e) Áp dụng áp lực đất như một lực biên \(P_{AE}\) lên mặt của mặt phẳng đứng có chiều cao h như ở Hình 7-2. Góc đặt lực so với phương ngang phụ thuộc vào góc ma sát giả thiết giữa tường và đất, lấy bằng giá trị nhỏ hơn giữa góc ma sát của khối đất gia cường \((\phi’_r)\) và của đất retained backfill \((\phi’_b)\). Cần khảo sát các vị trí đặt lực khác nhau trong khoảng từ h/3 đến 2h/3 tính từ đáy để xác định giá trị lớn nhất của \(P_{AE}\). Điều chỉnh độ lớn của tải đặt cho đến khi đạt được tỷ số khả năng chịu tải : nhu cầu (CDR) bằng 1.0, tức là tải tác dụng và sức kháng cân bằng nhau. Khi đó, lực tương ứng với CDR = 1.0 bằng tổng lực đẩy tác dụng lên kết cấu chắn.

(CDR)

CDR là viết tắt của Capacity:Demand Ratio = tỷ số Sức kháng : Nhu cầu (hay khả năng chịu : tác dụng).

• Capacity (C): sức kháng/khả năng chịu của hệ theo cơ chế bạn đang kiểm tra (trượt, ổn định…).
• Demand (D): tải/hiệu ứng tác dụng (lực gây trượt, mômen…).

Vì thế:

• CDR = C / D
• CDR = 1.0 nghĩa là C = D → trạng thái “vừa đủ cân bằng” (giống factor of safety đạt mức yêu cầu trong cách thiết lập bài toán).

Trong đoạn (e), họ nói: bạn điều chỉnh độ lớn lực biên \(P_{AE}\) cho đến khi CDR = 1.0, tức là khi tải tác dụng và sức kháng cân bằng. Khi đó, giá trị lực \(P_{AE}\) tương ứng được xem là tổng lực đẩy tác dụng lên kết cấu chắn trong mô hình.

f) Kiểm tra các giả thiết thiết kế và chỉ tiêu vật liệu bằng cách xem xét tải tác dụng lên từng lát cắt (slice) trong kết quả đầu ra.

g) Khi đã xác định được giá trị lớn nhất của tổng lực đẩy \(P_{AE}\), đặt lực tại giữa chiều cao (h/2) như ở Hình 7-2 để dùng cho các bước phân tích tiếp theo.

Bước 7 Xác định lực quán tính ngang \(P_{IR}\) của toàn bộ khối đất gia cố như sau:

\[
P_{IR} = 0.5 (k_{av}) W \tag{7-7}
\]

trong đó W là trọng lượng của toàn bộ khối đất gia cường và bất kỳ tải trọng bề mặt lâu dài nào nằm trong phạm vi khối đất gia cường. Lực quán tính được giả thiết tác dụng tại trọng tâm của khối dùng để xác định trọng lượng W.

Bước 8
Kiểm tra ổn định trượt bằng cách dùng hệ số sức kháng, \(ϕ_r\), bằng 1.0 và toàn bộ trọng lượng danh nghĩa của khối đất gia cường và mọi tải trọng thường xuyên ở phía trên. Nếu kiểm tra trượt thỏa mãn thì thiết kế là đạt và chuyển đến Bước 11. Nếu không, chuyển sang Bước 9.

Tính tổng lực ngang, \(T_{HF}\), như sau:

* Đối với phương pháp M–O:
\(T_{HF} =\) thành phần ngang của \(P_{AE} (\cos \delta) + (P_{IR}) + \gamma_{EQ}(q_{LS}) K_{AE} H\) + các lực ngang danh nghĩa khác do tải trọng phân bố (với hệ số tải = 1.0)
trong đó \(\gamma_{EQ}\) là hệ số tải cho tải trọng hoạt tải (live load) ở trạng thái giới hạn Sự kiện Cực đoan I và \(q_{LL}\) là cường độ tải phân bố hoạt tải.

* Đối với phương pháp GLE:
\(T_{HF} =\) thành phần ngang của \(P_{AE}\) (vì tất cả các tải phân bố đều đã được xét trong phân tích ổn định mái dốc) + \(P_{IR}\).
Tính sức kháng trượt, \(R_\tau\), như sau:
\[
R_\tau = \Sigma V (\mu)
\]
trong đó \(\mu\) là giá trị nhỏ nhất của \(\tan \phi’_r\), \(\tan \phi’_f\) hoặc (đối với cốt liên tục) \(\tan \rho\) như đã trình bày ở Mục 4.5.6.a, và \(\Sigma V\) là tổng các lực đứng như sau:
\[
\Sigma V = W + P_{AE} \sin \delta + \text{các tải phân bố danh nghĩa thường xuyên trong phạm vi khối đất gia cường}
\]
Tỷ số khả năng chịu trượt trên nhu cầu (CDR) được tính như sau:
\[
CDR_{sliding} = R_\tau / T_{HF}
\]
Nếu \(CDR_{sliding} > 1\) thì thiết kế thỏa mãn và chuyển đến Bước 11; nếu không thì chuyển sang Bước 9.

Bước 9
Xác định hệ số động đất tới hạn đối với trượt tường, \(k_y\), tại đó bắt đầu xảy ra trượt tường. Hệ số này được thu được bằng phân tích lặp như sau:

a. Xác định các giá trị \(P_{AE}\) là hàm của hệ số động đất k (\(< k_{max}\)) như minh họa trên Hình 7-3a.

b. Xác định các lực kéo (driving) và lực kháng theo phương ngang là hàm của k (bằng tính toán bảng tính) và vẽ chúng theo k như trên Hình 7-3b. Giá trị \(k_y\) tương ứng với điểm mà hai lực bằng nhau, tức là CDR chống trượt bằng 1.0.

Bước 10
Xác định chuyển vị trượt của tường, d, tính theo inch, dựa trên các quan hệ giữa d, \(k_y/k_{max}\), \(k_{max}\) và PGV tùy theo vị trí công trình thuộc miền Tây Hoa Kỳ (WUS) hay miền Trung và Đông Hoa Kỳ (CEUS) như trên Hình 7-4:

* Đối với nền đất đá ở WUS và nền đất ở CEUS:
\(
\log(d) = -1.51 – 0.74 \log(k_y/k_{max}) + 3.27 \log(1 – k_y/k_{max}) – 0.80 \log(k_{max}) + 1.59 \log(PGV) \quad \tag{7-8}
\)

* Đối với nền đá ở CEUS:
\[
\log(d) = -1.31 – 0.93 \log(k_y/k_{max}) + 4.52 \log(1 – k_y/k_{max}) – 0.46 \log(k_{max}) + 1.12 \log(PGV) \quad \tag{7-9}
\]

Bước 11
Đánh giá độ lệch tâm giới hạn và sức chịu tải nền theo cùng nguyên tắc đã trình bày ở Chương 4. Bao gồm tất cả các tải trọng áp dụng đối với Sự kiện Cực đoan I. Nếu dùng phương pháp M–O thì cộng thêm mọi tải khác vào \(P_{AE}\). Nếu dùng phương pháp GLE thì không cần cộng thêm lực nào vào \(P_{AE}\) vì phân tích ổn định mái dốc đã bao gồm tất cả các lực. Kiểm tra các trạng thái giới hạn bằng các tiêu chí sau:

1. Giới hạn lệch tâm: đối với móng trên đất và trên đá, vị trí hợp lực của các tải áp dụng phải nằm trong 2/3 bề rộng móng khi \(\gamma_{EQ} = 0.0\) và trong 8/10 bề rộng móng khi \(\gamma_{EQ} = 1.0\). Nội suy tuyến tính giữa hai giá trị này khi cần.
2. Sức chịu tải: so sánh áp lực phân bố đều hữu hiệu với sức chịu tải danh nghĩa dựa trên toàn bộ bề rộng vùng gia cường. Hệ số sức kháng bằng 1.0 được dùng theo Điều 10.5.5.3.3 (AASHTO, 2007).

Bước 12
Nếu không thỏa mãn các tiêu chí ở Bước 11, điều chỉnh hình học tường và lặp lại các Bước 6 đến 11 theo nhu cầu.

Bước 13
Nếu thỏa mãn các tiêu chí ở Bước 11, đánh giá mức chấp nhận được của chuyển vị trượt d. Giá trị chuyển vị cho phép phụ thuộc vào loại tường, những gì tường đỡ, và những gì nằm phía trước tường. Thực hành thông thường là giới hạn chuyển vị ngang trong khoảng 2.0 in. (50 mm) đến 4.0 in. (100 mm), giả sử rằng các kết cấu phía trên hoặc phía chân tường có thể chịu được các chuyển vị này.

7.1.2 Ổn định nội tại

Đối với ổn định nội tại, nêm chủ động được giả thiết tạo nên một lực quán tính nội tại, \(P_i\), bằng tích của khối lượng trong vùng chủ động và hệ số gia tốc trung bình phụ thuộc chiều cao tường, \(k_{av}\). Do đó \(P_i\) được biểu diễn như sau:

\[
P_i = k_{av} W_a \quad \tag{7-10}
\]

trong đó \(W_a\) là trọng lượng đất của vùng chủ động như phần tô đậm trên Hình 7-5 và \(k_{av}\) được cho bởi Phương trình 7-3. Lực \(P_i\) được giả sử tác dụng như trên Hình 7-5. Nếu trọng lượng của lớp mặt (facing) là đáng kể thì đưa nó vào trong tính \(W_a\).

Lực quán tính bổ sung, \(P_i\), sẽ làm tăng động lực trong lực kéo lớn nhất trong các lớp cốt. Cốt gia cường phải được thiết kế để chịu được lực ngang bổ sung này sinh ra bởi lực quán tính nội tại \(P_i\), ngoài các lực tĩnh. Trong khi đánh giá ổn định nội tại, giả thiết rằng vị trí và đường lực kéo lớn nhất không thay đổi khi có tải trọng động đất.

Lực quán tính được phân bố đều cho các lớp cốt gia cường như sau:

\[
T_{md} = \dfrac{P_i}{n} \tag{7-11}
\]

trong đó:

• \(T_{md}\) = lực quán tính động tăng thêm đã nhân hệ số tải trọng tại lớp i
• \(P_i\) = lực quán tính nội tại do trọng lượng đất đắp trong vùng chủ động, tức là phần diện tích được tô đậm trong Hình 7-5
• \(n\) = số lớp cốt gia cường trong vùng đất có cốt

Hệ số tải trọng đối với tải trọng động đất bằng 1.0. Do đó, tổng tải trọng tính toán tác dụng lên cốt gia cường, tính theo tải trọng trên đơn vị bề rộng tường, được xác định như sau:

\[
T_{total} = T_{max} + T_{md} \tag{7-12}
\]

trong đó \(T_{max}\) là tải trọng tĩnh đã nhân hệ số, tác dụng lên các lớp cốt gia cường, được xác định bằng các phương trình thích hợp trong Chương 4 và 6. Cốt gia cường phải được thiết kế để chống lại thành phần động của tải trọng tại mọi thời điểm trong suốt thời gian khai thác. Điều này bao gồm việc xét đến cả phá hoại kéo và phá hoại tuột neo sẽ được trình bày ở phần sau.

7.1.2.a Phá hoại kéo

Khi thiết kế cho tải trọng tĩnh, cường độ của cốt gia cường tại cuối tuổi thọ thiết kế phải được giảm để xét đến ăn mòn đối với cốt kim loại, và từ biến (creep) cũng như các cơ chế suy giảm khác đối với cốt geosynthetic. Việc hiệu chỉnh tổn thất do ăn mòn kim loại được thực hiện đúng như đã mô tả trong Chương 4 đối với phân tích tĩnh. Đối với cốt kim loại, sử dụng các hệ số sức kháng sau khi đánh giá phá hoại kéo dưới tác dụng đồng thời của tải trọng tĩnh và tải trọng động đất (theo Bảng 11.5.6-1 của AASHTO (2007)):

• Cốt dạng dải (strip reinforcements): 1.00
• Cốt dạng lưới (grid reinforcements): 0.85

Ngược lại, các quy trình đối với geosynthetic không yêu cầu giảm cường độ do từ biến cho điều kiện tải trọng động đất ngắn hạn, mà chỉ cần xét đến các giảm trừ do suy giảm geosynthetic. Sự suy giảm cường độ trong geosynthetic do từ biến đòi hỏi phải có tải trọng lâu dài, duy trì liên tục. Thành phần tải trọng động cho thiết kế động đất là tải trọng tức thời và không gây suy giảm cường độ do từ biến. Do đó, sức kháng của cốt gia cường đối với thành phần tĩnh của tải trọng, \(T_{max}\), phải được xét riêng biệt với thành phần động của tải trọng, \(T_{md}\). Cường độ cần thiết để chống lại \(T_{max}\) phải bao gồm ảnh hưởng của từ biến, nhưng cường độ cần thiết để chống lại \(T_{md}\) thì không được bao gồm ảnh hưởng của từ biến. Vì vậy, đối với phá hoại đứt cốt geosynthetic, cốt được thiết kế để chống lại cả hai thành phần tĩnh và động của tải trọng, được xác định như sau:

Đối với thành phần tĩnh:

\[
S_{rs} \ge \dfrac{T_{max} \ RF}{\phi R_c} \tag{7-13}
\]

Đối với thành phần động:

\[
S_{rt} \ge \dfrac{T_{md} \ RF_{ID} RF_{D}}{\phi R_c} \tag{7-14}
\]

trong đó:

• \(\phi\) = hệ số sức kháng cho tải trọng kết hợp tĩnh/động đất = 1.20, từ Bảng 11.5.6-1 của AASHTO (2007)
• \(S_{rs}\) = sức kháng kéo giới hạn của cốt cần thiết để chống lại thành phần tải trọng tĩnh
• \(S_{rt}\) = sức kháng kéo giới hạn của cốt cần thiết để chống lại thành phần tải trọng động
• \(R_c\) = tỷ số bao phủ của cốt gia cường
• \(RF\) = hệ số giảm cường độ tổng hợp để xét đến khả năng suy giảm dài hạn do hư hỏng khi thi công, từ biến và lão hóa hóa học, bằng \(RF_{CR} \times RF_{ID} \times RF_{D}\) (xem Chương 3)
• \(RF_{ID}\) = hệ số giảm cường độ để xét đến hư hỏng do thi công đối với cốt
• \(RF_{D}\) = hệ số giảm cường độ để ngăn ngừa đứt cốt do suy giảm hóa học và sinh học

Sử dụng các phương trình trên, sức kháng kéo giới hạn yêu cầu của cốt geosynthetic được xác định như sau:

\[
T_{ult} = S_{rs} + S_{rt} \tag{7-15}
\]

7.1.2.b Phá hoại tuột neo

Đối với tuột neo cốt thép hoặc cốt geosynthetic, sử dụng phương trình sau:

\[
L_e \ge \dfrac{T_{total}}{\phi \left(0.8 F^{*} \ \alpha \ \sigma_v \ C \ R_c \right)} \tag{7-16}
\]

trong đó:

• \(L_e\) = chiều dài cốt trong vùng kháng
• \(T_{total}\) = lực kéo tính toán lớn nhất trong cốt, từ Phương trình 7-12
• \(\phi\) = hệ số sức kháng cho tuột neo cốt = 1,20, từ Bảng 11.5.6-1 của AASHTO (2007)
• \(F^{*}\) = hệ số ma sát tuột neo
• \(\alpha\) = hệ số hiệu chỉnh ảnh hưởng kích thước mô hình (scale effect)
• \(\sigma_v\) = ứng suất đứng chưa nhân hệ số tại cao độ đặt cốt trong vùng kháng
• \(C\) = hệ số hình học diện tích bề mặt tổng thể của cốt
• \(R_c\) = tỷ số bao phủ của cốt gia cường

Đối với điều kiện tải trọng động đất, giá trị (F^*) (hệ số sức kháng tuột neo) được giảm xuống còn 80 % giá trị dùng cho thiết kế tĩnh, trừ khi các thí nghiệm tuột neo động được thực hiện để xác định trực tiếp giá trị (F^*).

7.1.3 Liên kết giữa tấm mặt và cốt gia cường

Các cấu kiện mặt tường được thiết kế để chống lại tổng tải trọng đã nhân hệ số (tĩnh + động đất), tức là \(T_{total}\). Các cấu kiện mặt tường phải được thiết kế phù hợp với các quy định áp dụng trong các Mục 5, 6 và 8 của AASHTO (2007) tương ứng đối với kết cấu bê tông cốt thép, thép và gỗ.

Đối với các tường có mặt là khối bê tông lắp ghép, các khối gạch nằm phía trên lớp cốt gia cường trên cùng phải được thiết kế để chống trượt lật trong quá trình chịu tải trọng động đất.

Đối với các liên kết geosynthetic chịu tải trọng động đất, cường độ liên kết dài hạn đã nhân hệ số, \(\phi T_{ac}\), phải lớn hơn \(T_{total}\) (tức là \(T_{max} + T_{md})\). Nếu cường độ liên kết phụ thuộc một phần hoặc hoàn toàn vào ma sát giữa các khối mặt và cốt gia cường (ví dụ, mặt tường MBW), cường độ liên kết để chống tải trọng động đất phải được giảm xuống còn 80 % giá trị tĩnh như sau:

Đối với thành phần tĩnh của tải trọng:

\[
S_{rs} \ge \dfrac{T_{max} \ RF_D}{0.8 \ \phi \ (CR_{cr}) \ R_c} \tag{7-17}
\]

Đối với thành phần động của tải trọng:

\[
S_{rt} \ge \dfrac{T_{md} \ RF_D}{0.8 \ \phi \ (CR_u) \ R_c} \tag{7-18}
\]

trong đó:

• \(S_{rs}\) = sức kháng kéo giới hạn của cốt cần thiết để chống lại thành phần tải trọng tĩnh
• \(T_{max}\) = tải trọng tác dụng lên cốt gia cường
• \(RF_D\) = hệ số giảm trừ để ngăn ngừa đứt cốt do suy giảm hóa học và sinh học, xem Chương 3
• \(\phi\) = hệ số sức kháng = 1,20 áp dụng cho cả hai thành phần tĩnh và động, lấy từ Bảng 11.5.6-4.1 của AASHTO (2007)
• \(CR_{cr}\) = hệ số giảm cường độ liên kết dài hạn để xét đến giảm cường độ giới hạn do liên kết
• \(R_c\) = tỷ số bao phủ của cốt gia cường
• \(S_{rt}\) = sức kháng kéo giới hạn của cốt cần thiết để chống lại thành phần tải trọng động
• \(T_{md}\) = lực quán tính động tăng thêm đã nhân hệ số
• \(CR_u\) = hệ số giảm ngắn hạn để xét đến giảm cường độ giới hạn do liên kết.

Đối với các liên kết cơ khí không phụ thuộc vào thành phần ma sát, hệ số nhân 0,8 được bỏ đi trong các Phương trình 7-17 và 7-18.

Cường độ kéo giới hạn yêu cầu của cốt geosynthetic tại liên kết được xác định như sau:

\[
T_{ult\text{-}con} = S_{rs} + S_{rt} \tag{7-19}
\]

Khả năng chịu lực của một hệ liên kết giữa mặt tường và cốt gia cường mà hoàn toàn phụ thuộc vào các bộ phận chịu cắt (shear resisting devices) cho sức kháng liên kết sẽ không bị ảnh hưởng đáng kể bởi ứng suất pháp giữa các khối mặt tường. Tỷ lệ tải trọng liên kết do các bộ phận chịu cắt gánh chịu so với sức kháng ma sát để đáp ứng các yêu cầu của tiêu chuẩn phải được xác định dựa trên kinh nghiệm thành công trong quá khứ của hệ thống liên kết.

Trong các trường hợp cần phân tích động đất theo Mục 4 của AASHTO, các liên kết mặt tường của tường MBW phải sử dụng các bộ phận chịu cắt giữa các khối mặt tường và cốt đất như các khóa cắt (shear keys) và chốt kết cấu (structural pins, tức là các chốt được chế tạo từ vật liệu đáp ứng thời hạn sử dụng của công trình, ví dụ thép và HDPE) và không được phụ thuộc hoàn toàn vào sức kháng ma sát giữa cốt đất và các khối mặt tường.

Đối với liên kết cốt thép, AASHTO (2007) khuyến nghị các hệ số sức kháng cho tổ hợp tải trọng tĩnh và tải trọng động đất như sau:

• Cốt dạng dải (strip reinforcements): 1.00
• Cốt dạng lưới (grid reinforcements): 0.85

7.2 Sự cố va chạm xe cộ

Tải trọng va chạm của lan can giao thông được phân tích theo trạng thái giới hạn Sự kiện Cực đoan II (Extreme Event II) theo Điều A13.2 (AASHTO, 2007). Các sự kiện va chạm lan can giao thông thường chỉ ảnh hưởng đến ổn định nội tại của tường MSE. Hướng dẫn cho phân tích dải phân cách giao thông trình bày trong mục này dựa trên NCHRP 22-20 (Bligh và các cộng sự, 2009), là phần mở rộng của phương pháp FHWA trước đây (Elias và các cộng sự, 2001) dựa trên các thí nghiệm trong phòng và thử nghiệm hiện trường toàn mô hình. Hướng dẫn cho lan can dạng cột – dầm (post and beam railings) dựa trên AASHTO (2007).

7.2.1 Dải phân cách giao thông (Traffic Barriers)

Tải trọng va chạm của xe lên các dải phân cách được xây dựng phía trước mặt tường MSE phải được thiết kế sao cho chính bản thân khối lượng của dải phân cách có thể chống lại mô men lật, theo Điều 11.10.10.2 (AASHTO, 2007).

Tải trọng va đập tĩnh

Lực va đập tĩnh khuyến nghị là 10.000 lb (45 kN) tác dụng lên dải phân cách có chiều cao tối thiểu 32 in. (810 mm) phía trên mặt đường. Bligh và các cộng sự (2009) nhận thấy rằng tải trọng va đập tĩnh 10.000 lb (45 kN) tương đương với mức thử lan can động TL-4 là 54.000 lb (240 kN), như minh họa trong Hình 7-6.

Thiết kế tường phải bảo đảm rằng cốt gia cường không bị đứt hoặc bị tuột neo trong suốt sự kiện va đập. Khi bản moment của dải phân cách va chạm được đúc liền khối với kết cấu mặt đường bê tông, có thể bỏ qua lực bổ sung này. Các lực va đập tĩnh khuyến nghị cho trường hợp đứt cốt và tuột neo được dựa trên dự án NCHRP 22-20 gần đây (Bligh và các cộng sự, 2009) và kinh nghiệm thực hành trước đây.

Tổ hợp tải trọng và hệ số tải trọng

Các hệ số tải trọng và tổ hợp tải trọng cho Sự kiện Cực đoan II được tóm tắt trong Bảng 4-1. Hệ số tải trọng (\gamma_{P-EV} = 1{,}35) được dùng cho tải trọng đất tĩnh. Tải trọng chất tải giao thông, được mô hình như một chiều cao đất tương đương 2 ft, cũng sử dụng hệ số tải trọng (\gamma_{P-EV} = 1{,}35) (chứ không phải (\gamma = 0{,}50)) cho phân tích ổn định nội tại. Các tải trọng va đập tĩnh tương đương được nhân với hệ số tải trọng (\gamma_{CT} = 1{,}00).

Phá hoại đứt cốt

Lực va đập tĩnh làm tăng thêm một lực ngang tác dụng lên 2 lớp cốt đất trên cùng. Khuyến nghị lớp cốt đất trên cùng được thiết kế với tải trọng va đập gây đứt cốt tương đương với tải trọng tĩnh 2.300 lb/ft (33.5 kN/m) tường; và lớp thứ hai được thiết kế với tải trọng va đập gây đứt cốt tương đương với tải trọng tĩnh 600 lb/ft (8.8 kN/m). Không khuyến nghị dùng phân bố ứng suất như đã trình bày trong Điều 11.101.10.2 và minh họa ở Hình 3.11.6.3-2 (AASHTO, 2007).

Hệ số tải trọng cho tải trọng va đập bằng 1.0. Vì vậy, tổng tải trọng đã nhân hệ số tác dụng lên cốt gia cường, tính theo tải trọng trên một đơn vị bề rộng tường, được xác định như sau:

\[
T_{total} = T_{max} + T_I \tag{7-20a}
\]

trong đó:

• \(T_I\) = tải trọng va đập đã nhân hệ số tại lớp 1 hoặc lớp 2 tương ứng
• \(T_{MAX}\) = lực kéo trong cốt do tải trọng đất tĩnh và tải trọng giao thông

Với các đại lượng đã được định nghĩa, phương trình này có dạng:

\[
T_{total} = S_v \ K_r \ \gamma_r \ [(Z + h_{eq}) \ \gamma_{EV\text{-}MAX}] + t_i \ (\gamma_{CT}) \tag{7-20b}
\]

trong đó:

• \(t_i\) = tải trọng tĩnh tương đương cho tải trọng va đập tại lớp i (t₁ = 2.300 lb/ft và t₂ = 600 lb/ft)
• các ký hiệu khác như đã định nghĩa trước (Chương 4 và/hoặc 7).

Một ví dụ tính toán được trình bày trong Phụ lục E.6. Lưu ý rằng đối với cốt geosynthetic, cường độ danh nghĩa dùng để xác định kích thước cốt theo kết cấu nhằm chống lại tải trọng va đập không được tăng lên bằng cách loại bỏ hệ số giảm trừ do từ biến, như đã làm trong thiết kế nội tại động đất ở Mục 7.2.1. Khuyến nghị như vậy vì đến nay chưa có thí nghiệm va đập dải phân cách giao thông quy mô thật nào được thực hiện với cốt đất geosynthetic.

Phá hoại tuột neo cốt

Sức kháng tuột neo của cốt đất đối với tải trọng va đập được huy động trên toàn bộ chiều dài cốt (tức là L). Chất tải giao thông, được mô hình như một chiều cao đất tương đương 2 ft, được tính vào ứng suất đứng danh nghĩa \(\sigma_v\) khi tính toán sức kháng tuột neo. Tuột neo được huy động trên chiều dài tường lớn hơn so với tải trọng gây đứt cốt. Do đó, đối với tuột neo, khuyến nghị lớp cốt đất trên cùng được thiết kế với tải trọng va đập tuột neo tương đương với tải trọng tĩnh 1.300 lb/ft (19,0 kN/m) tường; và lớp thứ hai được thiết kế với tải trọng va đập tuột neo tương đương với tải trọng tĩnh 600 lb/ft (8,8 kN/m).

Hệ số sức kháng cho phá hoại kéo và tuột neo

Các hệ số sức kháng trình bày trong Bảng 4-7 cho trường hợp “tổ hợp tải trọng tĩnh/va đập dải phân cách giao thông” được khuyến nghị dùng cho tải trọng va đập Sự kiện Cực đoan II. (Lưu ý rằng AASHTO không nêu cụ thể các hệ số sức kháng kéo đối với tải trọng va đập.) Các hệ số sức kháng kéo và đứt liên kết phụ thuộc vào loại cốt gia cường.

Hệ số sức kháng tuột neo bằng 1,00 được khuyến nghị cho cả cốt kim loại và geosynthetic. (Lưu ý rằng AASHTO không nêu cụ thể các hệ số sức kháng tuột neo đối với tải trọng va đập.)

Thiết kế dải phân cách, gờ chắn và bản moment

Ví dụ về dải phân cách giao thông được minh họa ở Hình 5-2. Thông thường, chiều dài bản đáy là 20 ft (6 m) và được nối với các bản kề bên bằng chốt cắt (shear dowels). Cốt thép của lan can (parapet) phải được thiết kế theo Mục 13 “Railings” của AASHTO. Xem báo cáo NCHRP 22-20 (Bligh và cs., 2009) để biết các khuyến nghị tải trọng đối với dải phân cách, gờ chắn và bản moment. Bản neo phải đủ cứng để chống lại cường độ giới hạn của lan can tiêu chuẩn, và được bố trí kích thước sao cho đủ khả năng chống trượt và chống lật.

Thiết kế tấm mặt tường MSE

Tấm mặt trên cùng phải được tách khỏi bản dải phân cách một khoảng 1 đến 2 in. (25 đến 50 mm) bằng tấm xốp polystyrene nở (xem Hình 5-2(b)). Khoảng hở này phải đủ để dải phân cách và bản đáy có thể tiếp nhận tải trọng va đập trong trượt và lật mà không truyền tải trọng lên tấm mặt. Cần có khe tách giữa tấm mặt đúc sẵn và bản chịu lực đổ tại chỗ để tránh gây ứng suất lên các tấm mặt do co ngót và đóng rắn của bản.

7.2.2 Lan can dạng cột–dầm

Các dải phân cách linh hoạt kiểu cột–dầm, khi sử dụng, phải được đặt cách mặt tường ít nhất 3.0 ft (0.9 m), đóng sâu 5.0 ft (1.5 m) dưới cao độ mặt đất, và bố trí sao cho tránh va vào các lớp cốt nếu có thể. Nếu không thể tránh được, tường phải được thiết kế có xét đến sự hiện diện của vật cản này. Mỗi hàng trong hai hàng cốt trên cùng phải được thiết kế chịu thêm tải trọng ngang 150 lb/ft (2.2 kN/m) tường, tức tổng tải trọng bổ sung là 300 lb/ft (4.4 kN/m).

7.3 Sự kiện lũ đặc biệt lớn và xói lở

Ổn định của tường và mố trong vùng dòng chảy rối phải được xét đến trong thiết kế. Thiết kế tường phải dựa trên tổng chiều sâu xói lở ước tính theo Điều 2.6.4.4.2 (AASHTO, 2007). Xói lở cần được nghiên cứu cho hai trạng thái lũ:

• Lũ thiết kế (Design Flood)
• Lũ kiểm tra (Check Flood)

Lũ thiết kế (do nước dâng bão, thủy triều, hoặc dạng lũ hỗn hợp) là nghiêm trọng hơn giữa lũ có chu kỳ lặp lại 100 năm hoặc một trận lũ tràn đỉnh đê với chu kỳ lặp lại nhỏ hơn. Thiết kế ổn định tường phải được đánh giá với giả thiết vật liệu đáy sông phía trên cao trình xói tổng cộng đã bị lấy đi. Trường hợp này được phân tích như một trạng thái giới hạn về cường độ.

Lũ kiểm tra (do nước dâng bão, thủy triều, hoặc dạng lũ hỗn hợp) là nghiêm trọng hơn giữa lũ có chu kỳ lặp lại 500 năm hoặc một trận lũ tràn đỉnh đê với chu kỳ lặp lại nhỏ hơn. Thiết kế ổn định tường phải được đánh giá với giả thiết vật liệu đáy sông phía trên cao trình xói tổng cộng đã bị lấy đi. Đây là một sự kiện cực đoan và áp dụng trạng thái giới hạn sự kiện cực đoan. Hệ số sức kháng cho trạng thái giới hạn cực đoan này có thể lấy bằng 1,0, theo các Điều 10.6.4 và 10.5.5.3.3 (AASHTO, 2007).

Hỗ trợ duy trì trang:

Tôi xây dựng trang này để chia sẻ các tài liệu kỹ thuật cốt lõi trong thiết kế hạ tầng giao thông.

Nếu bạn thấy nội dung hữu ích và muốn góp phần duy trì trang hoạt động bền vững, tôi rất trân trọng mọi sự ủng hộ.

Qua USD (Buy Me a Coffee)

BIDV • STK: 3101226659 • HOANG HAI HA