(nguồn)
Publication No. FHWA-NHI-10-025
FHWA GEC 011 – Volume II
November 2009
NHI Courses No. 132042 and 132043
Design and Construction of Mechanically Stabilized Earth Walls and Reinforced Soil Slopes – Volume II
Giới thiệu
Đôi khi có thể đạt được hiệu quả kinh tế bằng cách sử dụng lớp gia cường chính có cường độ cao hơn với khoảng cách bố trí lớn hơn, kết hợp với các lớp gia cường trung gian ngắn để đáp ứng yêu cầu về khoảng cách lớn nhất, hỗ trợ đầm nén và ổn định mái dốc. Các phép tính đánh giá ổn định mái dốc khi sử dụng gia cường trung gian sẽ được minh họa cho mái dốc trong Ví dụ E8, với gia cường chính được điều chỉnh. Hướng dẫn cho gia cường trung gian trình bày ở Bước 6 của Mục 9.2 – Hướng dẫn thiết kế mái dốc đất có gia cường (RSS) sẽ được áp dụng.
Để đánh giá các phương án chi phí trong Ví dụ E8, điều chỉnh gia cường chính bằng cách tăng gấp đôi cường độ lên 570 lb/ft (8.3 kN/m) và tăng gấp đôi khoảng cách theo phương đứng. Gia cường trung gian sẽ được bố trí với khoảng cách đứng 24 in. (800 mm), đặt giữa các lớp gia cường chính (tại 24 in. (800 mm)). Chiều dài gia cường trung gian sẽ lấy 4 ft (1.2 m) và cường độ kéo dài hạn tối thiểu, \(T_{al}\), bằng 380 lb/ft (5.5 kN/m) sẽ được dùng để đáp ứng yêu cầu thi công.
Các mặt trượt nông có thể phát triển đến độ sâu khoảng 3 đến 6% chiều cao mái dốc. Vì vậy, hệ số an toàn ổn định sẽ được kiểm tra cho các độ sâu đến 6% chiều cao mái dốc, trong điều kiện khô. Ngoài ra, cũng sẽ kiểm tra tại nhiều độ sâu khác nhau với giả thiết bão hòa đến độ sâu đó để xem liệu điều kiện dự án (ví dụ, mưa cục bộ) có cần được đánh giá thêm hay không.
Kiểm tra hệ số an toàn ổn định cho các độ sâu khác nhau tới mặt trượt tiềm năng
Tính độ sâu bằng 6% chiều cao mái dốc:
\[
(0.06)16.5ft = 1ft
\]
Kiểm tra ổn định tại các độ sâu 6 in., 12 in. và 24 in. tới mặt trượt tiềm năng. Dùng Phương trình 9-8 với các tham số sau:
\begin{aligned}
F.S.=\dfrac{c’H+\left(\gamma_g-\gamma_w\right)Hz\cos^2\beta\tan\phi’ + F_g\left(\cos\beta\sin\beta+\sin^2\beta\tan\phi’\right)}
{\gamma_gHz\cos\beta\sin\beta}
\end{aligned}
trong đó:
- \(c’\) = lực dính hữu hiệu — giả sử bằng 0, theo hướng bảo thủ sẽ bỏ qua gia cường do thảm thực vật. Xem Gray và Sotir (1995) để tham khảo cách ước lượng cường độ của thảm thực vật nếu muốn đưa vào phân tích.
- \(\phi’\) = góc ma sát trong hữu hiệu — 33°
- \(\gamma\) = dung trọng đất đắp — 134 lb/ft³
- \(z\) = độ sâu thẳng đứng đến mặt trượt — \(\tfrac{1}{2}\) ft, 1 ft, 2 ft
- \(H\) = chiều cao mái dốc theo phương đứng — 16.5 ft
- \(\beta\) = góc dốc — 45°
- \(F_g\) = tổng lực kháng của geosynthetic — thay đổi theo (z) vì cường độ ở độ chôn nông có khả năng bị khống chế bởi sức kháng kéo tuột (pullout); do đó tính theo độ sâu mặt trượt.
Cường độ gia cường khả dụng của geosynthetic được xác định theo cơ chế kéo tuột hướng về mặt trước của mái dốc (tức là sức kháng của geosynthetic đối với chuyển vị ra ngoài của nêm đất nằm phía trên và phía dưới geosynthetic).
Gia cường chính –
\[
T_a (=T_{al}) = 570 lb/ft
\]
Cường độ bị khống chế bởi sức kháng kéo tuột gần mặt dốc, với \(FS_{PO}=1.0\), ta có:
\[
T = F^*\alpha\sigma_v C L_e
\]
Trong đó \(F^*\) và \(\alpha\) được giả định theo lưới địa kỹ thuật (geogrid) trong Ví dụ 1, và:
\begin{aligned}
\sigma_v & = \text{trọng lượng nêm đất tam giác phía trên geosynthetic} = \dfrac{1}{2}\gamma z\\
L_e & = \dfrac{z}{\tan 45^\circ}=z\\
C &=2
\end{aligned}
\[
T=(0.8\tan33^\circ)(0.66)\left[\dfrac{1}{2}(134lb/ft^3)(z)\right](2)(z)
\]
\[
T=46z^2 lb/ft
\]
Do đó:
- @ 0.5 ft (T = 11 lb/ft)
- @ 1.0 ft (T = 46 lb/ft)
- @ 2.0 ft (T = 184 lb/ft)
Gia cường trung gian –
\[
T_a (=T_{al}) = 380 \ lb/ft
\]
Cường độ bị khống chế bởi sức kháng kéo tuột, với \(FS_{PO}=1.0\), ta có:
\[
T = F^*\alpha\sigma_v C L_e
\]
Giả sử \(F^*\) và \(\alpha\) bằng với của gia cường chính thì thu được:
- @ 0.5 ft, (T = 11 lb/ft)
- @ 1.0 ft, (T = 46 lb/ft)
- @ 2.0 ft, (T = 184 lb/ft)
Mái dốc có 6 lớp gia cường chính và 6 lớp gia cường trung gian. Vì vậy:
- @ 0.5 ft — \(F_g = 6(11 \ lb/ft)+6(11\ lb/ft)=132\ lb/ft\)
- @ 1.0 ft — \(F_g = 6(46 \ lb/ft)+6(46 \ lb/ft)=552 \ lb/ft\)
- @ 2.0 ft — \(F_g = 6(184 \ lb/ft)+6(184 \ lb/ft)=2208 \ lb/ft\)
Với \(c=0\) và điều kiện khô, Phương trình (9-8) rút gọn thành:
\[
F.S.=\dfrac{\gamma Hz\cos^2\beta\tan\phi’ + F_g(\cos\beta\sin\beta+\sin^2\beta\tan\phi’)}
{\gamma Hz\cos\beta\sin\beta}
\]
\[
F.S.=\dfrac{(134 \ lb/ft^3)(16.5 \ ft)(\cos^2 45^\circ)(\tan33^\circ)z + F_g\left[\cos45^\circ(\sin45^\circ)+\sin^2 45^\circ(\tan33^\circ)\right]}
{(134 \ lb/ft^3)(16.5 \ ft)(\cos45^\circ)(\sin45^\circ)z}
\]
\[
F.S.=\dfrac{717 \ lb/ft^2 \ z + F_g(0.82)}{1105 \ lb/ft^2 \ z}
\]
Do đó:
- @ 0.5 ft, (FS = 0.84)
- @ 1.0 ft, (FS = 1.1)
- @ 2.0 ft, (FS = 1.5)
Vì vậy, khi giả thiết lực dính bằng 0, tính toán cho thấy mặt mái dốc không ổn định ở độ sâu nông (0.5 ft đến 1 ft). Một lượng lực dính nhỏ có thể do đất đắp và/hoặc thảm thực vật cung cấp. Giả sử lực dính danh nghĩa (ví dụ 42 psf {2 kPa}) và tính lại hệ số an toàn.
\[
cH = 42 \ psf \ (16.4 \ ft)=688 \ lb/ft
\]
Khi đó:
\[
F.S.=\dfrac{688 \ lb/ft^2 + 717 \ lb/ft^2 z + F_g(0.82)}{1105 \ lb/ft^2 \ z}
\]
và:
- @ 0.5 ft, (FS = 2.1)
- @ 1.0 ft, (FS = 1.7)
- @ 2.0 ft, (FS = 1.8)
Như vậy, chỉ với một lượng lực dính nhỏ, mặt mái dốc sẽ ổn định.
Kiểm tra hệ số an toàn cho các độ sâu khác nhau tới mặt trượt tiềm năng, giả thiết bão hòa đến độ sâu đó để xem có hợp lý với điều kiện dự án hay không
Với các tham số \(\gamma_g-\gamma_w = 72 \ lb/ft^3\) và lực dính 42 psf (hàm ý lực dính có nguồn gốc từ thảm thực vật và vẫn được duy trì trong điều kiện bão hòa), khi đó:
\[
F.S.=\dfrac{688 \ lb/ft^2 + 385 \ lb/ft^2 \ z + F_g(0.82)}{1105 \ lb/ft^2 \ z}
\]
và:
- @ 0.5 ft, (FS = 1.8)
- @ 1.0 ft, (FS = 1.4)
- @ 2.0 ft, (FS = 1.5)
Một lần nữa, mái dốc ổn định nếu thảm thực vật được thiết lập trên mặt dốc. Một lớp geosynthetic chống xói (erosion mat) cũng sẽ giúp duy trì ổn định mặt dốc.
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.