Trong Chương 3, Mục 3.4, đã thực hiện so sánh giữa phương pháp cân bằng giới hạn ReSSA và phương pháp sai phân hữu hạn FLAC/Slope cho các mái không gia cường. Sự so sánh này cho thấy tính khả thi của việc sử dụng FLAC/Slope để phân tích điều kiện phá hoại trong các mái có độ dốc lớn.
Chương 4 cũng cho thấy các hạn chế khi sử dụng phương pháp cân bằng giới hạn để đánh giá phương pháp sửa chữa deep patch. Phương pháp cân bằng giới hạn không thể phân biệt giữa một lớp gia cường cường độ cao ở đỉnh mái và nhiều lớp gia cường yếu hơn được bố trí trong một vùng chiều sâu ở đỉnh mái. Phương pháp này cũng không cung cấp thông tin về chuyển động của vật liệu tại trạng thái phá hoại, nên không thể dùng để đánh giá hiệu quả của một cấu hình deep patch cụ thể.
Ngược lại, các kết quả do FLAC/Slope tạo ra, dưới dạng các biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt và sơ đồ vectơ chuyển động, cung cấp hình ảnh trực quan về các dạng phá hoại và quy luật chuyển động của vật liệu tại thời điểm phá hoại. Trong chương này, một phương pháp luận sử dụng các kết quả này để đánh giá hiệu quả của các cấu hình gia cường deep patch khác nhau sẽ được trình bày.
\(\\\)
FLAC/Slope được sử dụng để xem xét một số trường hợp tương tự như các trường hợp đã được đánh giá bằng phương pháp cân bằng giới hạn trong Chương 4, nhằm đánh giá hiệu quả của chúng.
Cụ thể, hình học Slope I được đánh giá cho cả phá hoại xoay và phá hoại dạng nêm với một số cấu hình gia cường, bao gồm số lớp gia cường khác nhau và khoảng cách gia cường khác nhau. Các kết quả từ những trường hợp này được so sánh bằng cách xem xét các biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt và sơ đồ vectơ chuyển động.
Việc so sánh trực quan cung cấp một cách để xếp hạng định tính các trường hợp từ tốt nhất đến kém nhất. Việc xếp hạng này được thiết lập bằng cách xem xét các biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt và sơ đồ vectơ chuyển động trong bối cảnh triết lý thiết kế của sửa chữa mái dốc bằng deep patch.
Triết lý này, như đã nêu trong Chương 4, cho rằng mục đích của sửa chữa deep patch là giới hạn khả năng phá hoại mái dốc trong phạm vi mặt mái đất yếu và ngăn không cho phá hoại lan lên tới roadway bench. Thứ hạng cải thiện tương ứng với các trường hợp trong đó mặt phá hoại và chuyển động của vật liệu ít rõ rệt hơn, đồng thời nằm xa hơn khỏi đất trong vùng gia cường và bên dưới roadway bench.
Do việc so sánh giữa các trường hợp dựa trên diễn giải trực quan định tính của các biểu đồ này, cách tiếp cận này mang tính chủ quan chứ không phải định lượng. Ảnh hưởng của tính chủ quan này được cho là nhỏ trong Chương 6, khi một nghiên cứu tham số được thực hiện cho số lượng lớn các trường hợp và các kết quả được tổng hợp. Phương pháp luận này được minh họa bằng một ví dụ cho một trường hợp cụ thể, trong đó các hình hỗ trợ thể hiện hiệu quả của các trường hợp được trình bày.
5.1 SLOPE I GIA CƯỜNG – PHÁ HOẠI XOAY
Các mô hình mái dốc tương ứng với năm trường hợp được trình bày trong Bảng 16 cùng với chín trường hợp bổ sung đã được phân tích bằng FLAC/Slope. Tất cả 14 trường hợp đều tương ứng với cấu hình Slope I và được tóm tắt trong Bảng 17.
Thứ hạng trong Bảng 17, từ tốt nhất (1) đến kém nhất (14), được thiết lập theo phương pháp luận đã mô tả ở trên và sẽ được minh họa bằng một ví dụ trong mục này.
Bảng 17: Tóm tắt các phân tích phá hoại xoay bằng FLAC/Slope (Slope I)
| Chiều sâu đất gia cường (ft) |
Số lớp gia cường |
Khoảng cách gia cường (ft) |
Thứ hạng |
|---|---|---|---|
| 6 | 12 | 0.5 | 1 |
| 5 | 10 | 0.5 | 2 |
| 6 | 6 | 1 | 3 |
| 6 | 4 | 1.5 | 4 |
| 6 | 3 | 2 | 5 |
| 5 | 5 | 1 | 6 |
| 5 | 4 | 1.25 | 7 |
| 5 | 3 | 1.83 | 8 |
| 5 | 2 | 2.5 | 9 |
| 4 | 8 | 0.5 | 10 |
| 4 | 4 | 1 | 11 |
| 6 | 1 | 6 | 12 |
| 2 | 2 | 1 | 13 |
| 1 | 1 | 1 | 14 |
\(\\\)
Các mô hình FLAC/Slope khác với các mô hình ReSSA ở chỗ đất trong vùng gia cường được gán các đặc tính tương ứng với vật liệu đắp hạt rời đầm chặt có chất lượng tốt. Các đặc tính đất được sử dụng cho các lớp đất trong mô hình này được trình bày trong Bảng 18.
Cường độ kéo của lớp gia cường thường được đặt ở giá trị cao (4,000 lb/ft) nhằm ngăn ngừa phá hoại lớp gia cường và cho phép thực hiện các so sánh nhất quán giữa các mô hình. FLAC/Slope cho thấy lực kéo được huy động trong từng lớp gia cường khi xảy ra phá hoại mái dốc, và các giá trị này được ghi nhận cho từng cấu hình được xem xét.
Bảng 18: Đặc tính đất của mái dốc gia cường cho các phân tích phá hoại xoay bằng FLAC/Slope
| Đơn vị đất | \(\phi\) (°) | c (lb/ft²) | \(\gamma\) (lb/ft³) |
|---|---|---|---|
| Đất đắp | 23.1 | 116 | 125 |
| Đất đắp gia cường | 45 | 0 | 125 |
| Đất tự nhiên | 50 | 0 | 125 |
Một sơ đồ vectơ chuyển động và một biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt cho trường hợp một lớp gia cường ở độ sâu 1 ft được trình bày lần lượt trong Hình 60a và 60b.
Sơ đồ vectơ chuyển động cho thấy quy luật chuyển động, được biểu thị bằng kích thước và hướng của các mũi tên vectơ. Sơ đồ này cho thấy một phần roadway bench tham gia vào phá hoại của mái dốc. Biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt cho thấy mặt phá hoại kéo dài lên tới roadway bench, đồng thời phát triển dạng nhánh ra phía mặt mái bên dưới lớp gia cường. Trên loại biểu đồ này, sự chuyển màu từ xanh nhạt sang đỏ biểu thị suất biến dạng cắt lớn hơn.
Dựa trên các kết quả này, đây là một thiết kế không chấp nhận được xét theo quan điểm giới hạn chuyển động của roadway bench. Cần lưu ý rằng phân tích bằng phương pháp cân bằng giới hạn ReSSA cho hệ số an toàn 1.30 đối với các cung trượt khởi phát dọc theo roadway bench và 1.04 đối với tìm kiếm cung trượt không giới hạn, với cường độ kéo yêu cầu của lớp gia cường là 10,000 lb/ft.
Hệ số an toàn do FLAC/Slope cho thấy là 1.00, và chỉ có lực 1,782 lb/ft được huy động cần thiết trong lớp gia cường. Trong khi phương pháp ReSSA dựa trên phương pháp lát cắt, cụ thể là phương pháp Bishop, FLAC/Slope giải một hệ phương trình cấu thành. FLAC/Slope không cho phép người dùng giới hạn việc tìm kiếm mặt phá hoại tới hạn. Vì vậy, các kết quả FLAC/Slope có thể so sánh phù hợp hơn với tìm kiếm cung trượt không giới hạn trong ReSSA, chứ không phải với trường hợp tìm kiếm bị giới hạn ở các mặt phá hoại giao cắt với roadway bench.
a) sơ đồ vectơ chuyển động và b) các đường đẳng trị suất biến dạng cắt.
Các kết quả tương tự cho trường hợp 2 lớp gia cường với khoảng cách 1 ft được trình bày trong Hình 61. Sơ đồ vectơ chuyển động cho thấy chuyển động đáng kể dọc theo roadway bench, trong khi các biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt có xu hướng cho thấy phá hoại xảy ra trong đất đắp bên dưới lớp gia cường.
Kết quả cho trường hợp 4 lớp gia cường với khoảng cách 1 ft được trình bày trong Hình 62. Chuyển động dọc theo roadway bench vẫn được quan sát thấy, trong khi mặt phá hoại dường như được giới hạn trong đất đắp bên dưới lớp gia cường.
a) sơ đồ vectơ chuyển động và b) các đường đẳng trị suất biến dạng cắt.
a) sơ đồ vectơ chuyển động và b) các đường đẳng trị suất biến dạng cắt.
Các sơ đồ vectơ chuyển động và các biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt cho hai trường hợp còn lại trong Bảng 16, cụ thể là 6 lớp gia cường với khoảng cách 1 ft và 1 lớp gia cường với khoảng cách 6 ft, được trình bày lần lượt trong Hình 63 và Hình 64.
Các kết quả trong Hình 63 cho thấy biến dạng rất nhỏ dọc theo roadway bench. Cấu hình deep patch này (sâu 6 ft, gồm 6 lớp gia cường) được xem là chấp nhận được.
Trường hợp 1 lớp gia cường ở độ sâu 6 ft (Hình 64) cho thấy biến dạng quá mức của roadway bench và các mặt phá hoại phát triển cả phía trên lẫn phía dưới lớp gia cường, nên được xem là không chấp nhận được.
Các kết quả được trình bày từ Hình 60 đến Hình 64 minh họa cách sử dụng các sơ đồ vectơ chuyển động để xác định một cấu hình gia cường chấp nhận được. Các kết quả này cũng cho thấy một số điểm không rõ ràng khi sử dụng các biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt để thực hiện đánh giá này.
Ví dụ, Hình 62b cho thấy cấu hình được xem là chấp nhận được xét theo suất biến dạng cắt, trong khi Hình 62a thì không. Do các kết quả từ sơ đồ vectơ chuyển động nhất quán hơn so với các kết quả suất biến dạng cắt, nên các kết quả vectơ chuyển động được sử dụng chủ yếu để đánh giá tính phù hợp của các cấu hình gia cường khác nhau.
Tuy nhiên, khi xem xét hai trường hợp cho thấy mức độ làm việc tương tự nhau theo các sơ đồ vectơ chuyển động, các biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt được sử dụng như thông tin bổ sung để xác định trường hợp nào là tốt hơn.
\(\\\)
Việc đánh giá yêu cầu gia cường cho cấu hình Slope I được thực hiện thêm bằng cách xem xét chín trường hợp bổ sung liệt kê trong Bảng 17. Các sơ đồ vectơ chuyển động cho chín trường hợp này và năm trường hợp trước đó được trình bày trong Phụ lục A.
Đối với các trường hợp có thứ hạng từ 7 trở xuống, các sơ đồ vectơ chuyển động cho thấy chuyển động không chấp nhận được của roadway bench. Đối với trường hợp có thứ hạng 6, mức độ làm việc được xem là chấp nhận được ở mức giới hạn, và các trường hợp có thứ hạng từ 5 trở lên được xem là chấp nhận được.
Như đã đề cập trước đó, các sơ đồ vectơ chuyển động là nguồn dữ liệu chính được xem xét để xác định thứ hạng. Một số trường hợp có xu hướng cho thấy sự khác biệt không rõ ràng trong các sơ đồ vectơ chuyển động. Trong các trường hợp đó, các biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt được xem xét để kiểm tra liệu có trường hợp nào cho thấy mức độ làm việc kém hơn do các mặt phá hoại kéo dài lên tới bề mặt đường hay không.
\(\\\)
Mặc dù việc lựa chọn thứ hạng mức độ làm việc dựa trên quan sát trực quan, các kết quả cho thấy một số giới hạn rõ ràng giữa mức độ làm việc chấp nhận được và không chấp nhận được.
Ví dụ, các trường hợp có chiều sâu đất gia cường từ 4 ft trở xuống đều không chấp nhận được, ngay cả khi khoảng cách gia cường là 0.5 ft. Khi tăng chiều sâu đất gia cường lên 5 ft, các trường hợp chấp nhận được chỉ là những trường hợp có khoảng cách nhỏ, từ 1 ft đến 0.5 ft. Đối với khối gia cường sâu 6 ft, mức độ làm việc trở nên không chấp nhận được khi khoảng cách gia cường lớn hơn 2 ft.
Các kết quả này cho thấy rằng, đối với một cấu hình mái dốc nhất định, chỉ có một phạm vi nhỏ các cấu hình gia cường có thể tạo ra mức độ làm việc chấp nhận được. Đối với cấu hình mái dốc cụ thể này, tức Slope I như được định nghĩa trong Mục 3.4, Bảng 12, cần chiều sâu đất gia cường từ 5 đến 6 ft.
Khi sử dụng chiều sâu 6 ft, khoảng cách gia cường có thể lớn tới 2 ft. Khi sử dụng chiều sâu 5 ft, khoảng cách nên được giữ ở 0.5 ft. Ở cuối mục này, cường độ huy động trong lớp gia cường sẽ được xem xét để cung cấp thêm thông tin về bố trí gia cường tốt nhất và cường độ gia cường yêu cầu cho cấu hình mái dốc này.
5.2 SLOPE I GIA CƯỜNG – PHÁ HOẠI DẠNG NÊM
Cấu hình Slope I được phân tích cho phá hoại dạng nêm nhằm xác định yêu cầu gia cường. Bảng 19 trình bày các đặc tính của các lớp đất được sử dụng trong mô hình này.
Mười trường hợp đã được xem xét với các cấu hình gia cường được liệt kê trong Bảng 20. Việc xem xét các kết quả dẫn đến thứ hạng từ tốt nhất (1) đến kém nhất (10) như trình bày trong Bảng 20.
Kết quả vectơ chuyển động cho từng trường hợp được cung cấp trong Phụ lục B và được trình bày theo thứ tự thứ hạng đã liệt kê. Dựa trên việc xem xét này, các trường hợp có thứ hạng từ 5 trở xuống được xem là không chấp nhận được. Trường hợp có thứ hạng 4 được xem là chấp nhận được ở mức giới hạn. Các trường hợp có thứ hạng từ 3 trở lên được xem là chấp nhận được.
Bảng 19: Đặc tính đất của mái dốc gia cường cho các phân tích phá hoại dạng nêm bằng FLAC/Slope (Slope I)
| Đơn vị đất | Mái dốc I | ||
|---|---|---|---|
| \(\phi\) (°) | c (lb/ft²) | \(\gamma\) (lb/ft³) | |
| Yếu | 32 | 200 | 125 |
| Đất đắp gia cường | 40 | 0 | 125 |
| Mặt trượt | 0 | 380 | 125 |
| Cứng/Đất tự nhiên | 50 | 0 | 125 |
\(\\\)
Bảng 20: Tóm tắt các phân tích phá hoại dạng nêm bằng FLAC/Slope (Slope I)
| Chiều sâu đất gia cường (ft) |
Số lớp gia cường |
Khoảng cách gia cường (ft) |
Thứ hạng |
|---|---|---|---|
| 8 | 8 | 1 | 1 |
| 7 | 14 | 0.5 | 2 |
| 8 | 4 | 2 | 3 |
| 7 | 7 | 1 | 4 |
| 6 | 12 | 0.5 | 5 |
| 6 | 6 | 1 | 6 |
| 7 | 4 | 1.75 | 7 |
| 7 | 3 | 2.33 | 8 |
| 6 | 3 | 2 | 9 |
| 8 | 2 | 4 | 10 |
Tương tự như các kết quả đối với phá hoại xoay, các phân tích phá hoại dạng nêm cho thấy rõ các giới hạn giữa mức độ làm việc chấp nhận được và không chấp nhận được.
Đối với chiều sâu gia cường 6 ft, mức độ làm việc không chấp nhận được xuất hiện khi khoảng cách gia cường từ 1 ft trở lên. Khi giảm khoảng cách xuống 0.5 ft, mức độ làm việc chấp nhận được ở mức giới hạn.
Đối với đất gia cường sâu 7 ft, mức độ làm việc không chấp nhận được xuất hiện khi khoảng cách từ 1.75 ft trở lên; khoảng cách 1 ft cho mức độ làm việc chấp nhận được ở mức giới hạn; và khoảng cách 0.5 ft cho mức độ làm việc chấp nhận được.
Đối với chiều sâu gia cường 8 ft, mức độ làm việc chấp nhận được được quan sát khi khoảng cách từ 2 ft trở xuống, còn khoảng cách 4 ft cho mức độ làm việc không chấp nhận được.
\(\\\)
So sánh các kết quả phá hoại dạng nêm với phá hoại xoay cho cùng cấu hình mái dốc cho thấy phá hoại dạng nêm có yêu cầu gia cường lớn hơn so với phá hoại xoay.
Trung bình, cần thêm khoảng 2 ft chiều sâu đất gia cường để xử lý phá hoại dạng nêm. Các giá trị \(X_c\) của mái dốc không gia cường đối với phá hoại dạng nêm và phá hoại xoay cho cấu hình mái dốc này lần lượt là 14.0 ft và 8.1 ft. Điều này cho thấy phần đất yếu tham gia vào quá trình phá hoại trong phá hoại dạng nêm nhiều hơn, dẫn đến nhu cầu gia cường lớn hơn.
Trong Chương 6, sẽ cho thấy rằng tham số \(X_c\) có thể được sử dụng để thiết lập yêu cầu gia cường cho cả phá hoại dạng nêm và phá hoại xoay, và không cần biết cụ thể cơ chế phá hoại khi thiết kế.
5.3 YÊU CẦU CƯỜNG ĐỘ KÉO CỦA CỐT GIA CƯỜNG
Lực kéo được huy động trong từng lớp gia cường đã được lập bảng cho các trường hợp xem xét trong Mục 5.1 và 5.2 đối với phá hoại xoay và phá hoại dạng nêm bằng FLAC/Slope. Đối với một trường hợp nhất định, lực kéo thay đổi theo từng lớp. Bảng 21 và Bảng 22 trình bày lực được huy động trong từng lớp gia cường cho các trường hợp được xem xét, sắp xếp theo thứ hạng, lần lượt cho các phân tích phá hoại xoay và phá hoại dạng nêm.
Đối với tất cả, trừ một trường hợp, lực kéo lớn nhất xuất hiện ở lớp gia cường dưới cùng, như được thể hiện bằng các giá trị in đậm trong Bảng 21 và Bảng 22.
Đối với phá hoại xoay, giá trị lớn nhất có thể cao hơn lực kéo trung bình trong các lớp gia cường tới 74%. Đối với phá hoại dạng nêm, lực kéo lớn nhất có thể cao hơn lực kéo trung bình trong các lớp gia cường tới 180%.
Đối với cả phá hoại xoay và phá hoại dạng nêm, sự chênh lệch lớn hơn giữa giá trị lực kéo lớn nhất và lực kéo trung bình trong gia cường thường xảy ra ở các trường hợp sử dụng nhiều lớp gia cường. Do hầu hết thiết kế sẽ sử dụng cùng một loại địa tổng hợp cho tất cả các lớp và được chọn để chịu lực kéo lớn nhất dự kiến, các trường hợp có chênh lệch lớn hơn giữa lực kéo lớn nhất và lực kéo trung bình sẽ có phần sức chịu vượt mức lớn hơn. Điều này được xét đến khi lựa chọn cấu hình gia cường “tốt nhất”.
Bảng 21: Lực kéo gia cường huy động trên mỗi lớp đối với phá hoại xoay (Slope I)
| Lực kéo huy động (lb/ft) | ||||||||||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| Thứ hạng và cấu hình (chiều sâu/số lớp) | ||||||||||||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | 6 | 7 | 8 | 9 | 10 | 11 | 12 | 13 | 14 | |
| Lớp | (6/12) | (5/10) | (6/6) | (6/4) | (6/3) | (5/5) | (5/4) | (5/3) | (5/2) | (4/8) | (4/4) | (6/1) | (2/2) | (1/1) |
| 1 | 1170 | 1172 | 1011 | 1290 | 1394 | 1068 | 1129 | 1347 | 1936 | 937 | 1167 | 3389 | 1131 | 1782 |
| 2 | 1009 | 1016 | 1045 | 1324 | 1328 | 1049 | 1328 | 1339 | 2028 | 1015 | 1053 | 1510 | ||
| 3 | 1159 | 1017 | 1325 | 1384 | 1898 | 1334 | 1343 | 1956 | 1019 | 1342 | ||||
| 4 | 1046 | 1047 | 1327 | 2017 | 1342 | 1512 | 1054 | 1366 | ||||||
| 5 | 1320 | 1060 | 1044 | 1739 | 1068 | |||||||||
| 6 | 1250 | 1323 | 1950 | 1338 | ||||||||||
| 7 | 1071 | 1073 | 1098 | |||||||||||
| 8 | 1335 | 1336 | 1256 | |||||||||||
| 9 | 1341 | 1363 | ||||||||||||
| 10 | 820 | 1736 | ||||||||||||
| 11 | 1357 | |||||||||||||
| 12 | 2178 | |||||||||||||
| Tổng | 15,056 | 12,143 | 7702 | 6015 | 4620 | 6532 | 5312 | 4642 | 3964 | 8785 | 4928 | 3889 | 2641 | 1782 |
| Trung bình | 1255 | 1214 | 1284 | 1504 | 1540 | 1306 | 1328 | 1547 | 1982 | 1098 | 1232 | 3889 | 1321 | 1782 |
\(\\\)
Bảng 22: Lực kéo gia cường huy động trên mỗi lớp đối với phá hoại dạng nêm (Slope I)
| Lực kéo huy động (lb/ft) | ||||||||||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| Thứ hạng và cấu hình (chiều sâu/số lớp) | ||||||||||||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | 6 | 7 | 8 | 9 | 10 | 11 | 12 | 13 | 14 | |
| Lớp | (6/12) | (5/10) | (6/6) | (6/4) | (6/3) | (5/5) | (5/4) | (5/3) | (5/2) | (4/8) | (4/4) | (6/1) | (2/2) | (1/1) |
| 1 | 1170 | 1172 | 1011 | 1290 | 1394 | 1068 | 1129 | 1347 | 1936 | 937 | 1167 | 3389 | 1131 | 1782 |
| 2 | 1009 | 1016 | 1045 | 1324 | 1328 | 1049 | 1328 | 1339 | 2028 | 1015 | 1053 | 1510 | ||
| 3 | 1159 | 1017 | 1325 | 1384 | 1898 | 1334 | 1343 | 1956 | 1019 | 1342 | ||||
| 4 | 1046 | 1047 | 1327 | 2017 | 1342 | 1512 | 1054 | 1366 | ||||||
| 5 | 1320 | 1060 | 1044 | 1739 | 1068 | |||||||||
| 6 | 1250 | 1323 | 1950 | 1338 | ||||||||||
| 7 | 1071 | 1073 | 1098 | |||||||||||
| 8 | 1335 | 1336 | 1256 | |||||||||||
| 9 | 1341 | 1363 | ||||||||||||
| 10 | 820 | 1736 | ||||||||||||
| 11 | 1357 | |||||||||||||
| 12 | 2178 | |||||||||||||
| Tổng | 15,056 | 12,143 | 7702 | 6015 | 4620 | 6532 | 5312 | 4642 | 3964 | 8785 | 4928 | 3889 | 2641 | 1782 |
| Trung bình | 1255 | 1214 | 1284 | 1504 | 1540 | 1306 | 1328 | 1547 | 1982 | 1098 | 1232 | 3889 | 1321 | 1782 |
\(\\\)
Tổng lực gia cường của tất cả các lớp trong một trường hợp nhất định được tính toán và được biểu diễn trong Hình 65 cho từng trường hợp, theo thứ hạng.
Nhìn chung, các kết quả cho thấy lực kéo gia cường được huy động nhiều hơn ở các cấu hình có thứ hạng cao hơn. Điều này có nghĩa là nhiều phần gia cường hơn tham gia tích cực vào việc tạo ổn định cho mái dốc.
Ngược lại, đối với các cấu hình có thứ hạng thấp hơn, tức mức độ làm việc kém hơn, phá hoại xảy ra giữa các tấm gia cường khi khoảng cách gia cường lớn; và xảy ra bên dưới chiều sâu gia cường đối với các trường hợp có chiều sâu gia cường nông. Điều này có nghĩa là gia cường không có cơ hội phát huy tác dụng ổn định mái dốc.
Các kết quả này trái ngược với các kết quả thu được bằng phương pháp cân bằng giới hạn ReSSA, trong đó cho thấy hệ số an toàn 1.3 đạt được đối với phá hoại xoay với các cung trượt khởi phát dọc theo roadway bench khi tổng cường độ kéo của gia cường xấp xỉ 10,000 lb/ft, bất kể số lớp gia cường được sử dụng (xem Bảng 16, Mục 4.2).
Lực kéo lớn nhất phát triển trong các lớp gia cường cho tất cả các trường hợp được xem xét được trình bày trong Hình 66.
Các kết quả cho thấy lực kéo lớn nhất phát triển trong các lớp gia cường không khác biệt đáng kể giữa các trường hợp tập trung quanh trường hợp tối ưu, mặc dù số lớp gia cường khác nhau giữa các trường hợp này. Thiết kế kinh tế nhất sẽ là thiết kế sử dụng số lớp gia cường ít nhất nhưng vẫn đạt mức độ làm việc chấp nhận được.
Đối với phá hoại xoay, các trường hợp có thứ hạng từ 5 trở lên được xem là chấp nhận được. Trường hợp tương ứng với thứ hạng 5 sử dụng 3 lớp gia cường với khoảng cách 2 ft. Các trường hợp có thứ hạng từ 1 đến 4 sử dụng từ 4 đến 12 lớp gia cường. Trường hợp tương ứng với thứ hạng 2 có chiều sâu nhỏ hơn 1 ft nhưng sử dụng tới 10 lớp gia cường. Vì vậy, trường hợp tương ứng với thứ hạng 5 được xem là trường hợp “tốt nhất”.
Phân tích ReSSA cho trường hợp này cho thấy cần tổng cường độ gia cường 10,000 lb/ft để đạt FS = 1.3. Đối với ba lớp gia cường, cường độ kéo của geosynthetic khi đó cần là 3330 lb/ft; tuy nhiên, các phân tích FLAC/Slope cho thấy chỉ cần cường độ 1,900 lb/ft cho cùng cấu hình này.
Đối với phá hoại dạng nêm, các trường hợp có thứ hạng từ 3 trở lên được xem là chấp nhận được. Trường hợp này sử dụng 4 lớp gia cường với khoảng cách 2 ft. Các trường hợp có thứ hạng 1 và 2 lần lượt sử dụng 8 và 14 lớp gia cường với khoảng cách 1 ft và 0.5 ft. Vì vậy, trường hợp tương ứng với thứ hạng 3 được xem là trường hợp “tốt nhất”. Theo dữ liệu trình bày trong Bảng 22, yêu cầu cường độ kéo gia cường tối thiểu là 3,600 lb/ft.
Các kết quả này cho thấy có sự khác biệt giữa thông tin thu được từ ReSSA và FLAC/Slope liên quan đến cường độ kéo gia cường yêu cầu. Đối với trường hợp phá hoại xoay, ReSSA đã đánh giá cao hơn giá trị cường độ kéo yêu cầu. Nếu thông tin từ ReSSA được sử dụng cho trường hợp phá hoại dạng nêm, phương pháp này sẽ cho kết quả đánh giá thấp hơn giá trị cường độ kéo yêu cầu.
FLAC/Slope cho thấy lực kéo lớn nhất xuất hiện trong một tấm gia cường đơn lẻ, và giá trị này có thể lớn hơn đáng kể so với lực kéo trung bình trong toàn bộ các tấm gia cường. Điều này được cho là phản ánh cơ chế làm việc của mái dốc đang được mô hình hóa, cũng như cách các cơ chế cắt cục bộ tạo ra các yêu cầu khác nhau đối với các tấm gia cường ở các cao độ khác nhau.
Phương pháp cân bằng giới hạn liên quan đến ReSSA không đủ tinh vi để thể hiện các cơ chế này; do đó, FLAC/Slope sẽ được sử dụng để xác định cường độ kéo gia cường yêu cầu khi xây dựng các hướng dẫn tổng quát cho thiết kế deep patch và các cấu hình gia cường.
5.4 GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ KÉO DỰA TRÊN SỨC KHÁNG KÉO TUỘT
Sức kháng đối với các lực kéo phát sinh trong từng lớp gia cường đạt được thông qua tương tác kéo tuột giữa geosynthetic và đất bao quanh. Chiều dài gia cường được chôn vượt quá \(X_c\), tức \(L_e\), cần đủ dài để bảo đảm sức kháng kéo tuột thích hợp trong vật liệu đắp ổn định/đất tự nhiên.
Musser và Denning (2005) đề xuất sử dụng \(L_e\) ít nhất bằng \(X_c\) để cung cấp sức kháng kéo tuột đầy đủ. Phương trình 2, lấy từ Berg và cộng sự (2009a), được dùng để ước tính chiều dài chôn của gia cường \(L_e\), với chiều dài chôn tối thiểu là 3 ft.
Đối với mục đích của dự án này và việc phát triển một phương pháp thiết kế mới cho deep patch, giả định chiều dài chôn vượt quá \(X_c\) là 10 ft đối với lưới địa kỹ thuật và 15 ft đối với vải địa kỹ thuật.
Giả định này có vẻ phù hợp với thực hành thi công deep patch điển hình, trong đó các phá hoại hẹp, tức \(X_c\) nhỏ hơn, được thi công trên khoảng một nửa tổng chiều rộng đường; còn các phá hoại rộng hơn, tức \(X_c\) lớn hơn, được thi công dưới dạng deep patch toàn chiều rộng.
Dựa trên giả định này, Phương trình 2 được biến đổi lại để giải cường độ kéo lớn nhất có thể đạt được trong geosynthetic, tức Phương trình 3. Quan hệ giữa \(T_{nom}\) và chiều sâu của deep patch được trình bày trong Hình 67, dựa trên các giá trị giả định liệt kê trong Bảng 23 cho lưới địa kỹ thuật và vải địa kỹ thuật.
\[
L_e \geq \frac{T_{nom}FS}{\phi F^* \alpha \sigma’_v \ R_c \ C} \geq 3 \ ft \tag{Phương trình 2}
\]
\(T_{nom}\) là cường độ danh định của gia cường lưới địa kỹ thuật.
\(FS\) là hệ số an toàn; FS = 1.5 theo khuyến nghị trong Phụ lục F.7 của Berg và cộng sự, 2009b.
\(\phi\) là hệ số sức kháng đối với kéo tuột gia cường trong đất; \(\phi = 0.8\) đối với vải địa kỹ thuật hoặc \(\phi = 0.9\) đối với lưới địa kỹ thuật.
\(F^*\) là hệ số sức kháng kéo tuột, có thể ước tính thiên về an toàn là \(2/3 \tan \phi_{peak}\), trong đó \(\phi_{peak}\) là góc ma sát đỉnh của đất.
\(\alpha\) là hệ số hiệu chỉnh ảnh hưởng tỷ lệ, xét đến sự giảm ứng suất phi tuyến dọc theo chiều dài chôn của gia cường; \(\alpha = 0.6\) đối với vải địa kỹ thuật, \(\alpha = 0.8\) đối với lưới địa kỹ thuật.
\(\sigma’_v\) là ứng suất thẳng đứng hữu hiệu tại bề mặt tiếp xúc giữa đất và gia cường. Để thiên về an toàn, sử dụng \(\sigma’_v\) của lớp gia cường trên cùng.
\(R_c\) là tỷ số phủ, dùng để liên hệ lực trên một đơn vị chiều rộng của gia cường rời rạc với lực trên một đơn vị chiều rộng yêu cầu trên toàn bộ kết cấu; \(R_c = 1.0\) đối với gia cường toàn chiều rộng với độ phủ 100%.
\(C\) là chu vi hữu hiệu đơn vị của gia cường; \(C = 2\) đối với dải và lưới.
\(\\\)
\[
T_{nom} = \frac{L_e \phi F^* \alpha \sigma’_v \ R_c \ C}{FS} \tag{Phương trình 3}
\]
Bảng 23: Định nghĩa các biến sử dụng trong Phương trình 3 để lập Hình 67
| Biến | Lưới địa kỹ thuật (Geogrids) |
Vải địa kỹ thuật (Geotextiles) |
|---|---|---|
| FS | 1.5 | 1.5 |
| Le | 10 ft (~3m) | 15 ft (~4.5m) |
| \(\phi\) | 0.9 | 0.8 |
| F* = 2/3tan\(\phi\)peak; \(\phi\)peak = | 34° | 34° |
| α | 0.8 | 0.6 |
| σ′v = γ*z; γ = | 125 lb/ft³ (~19.63kN/m3) | 125 lb/ft³ (~19.63kN/m3) |
| Rc | 1.0 | 1.0 |
| C | 2 | 2 |
\(\\\)
Các lực kéo dự kiến sẽ được huy động trong từng lớp của các cấu hình deep patch tốt nhất cho hình học Slope I đã được đánh giá để bảo đảm đủ sức kháng kéo tuột.
Cụ thể, Trường hợp 5 dựa trên phân tích phá hoại xoay (Bảng 21) và Trường hợp 3 dựa trên phân tích phá hoại dạng nêm (Bảng 22) được lựa chọn vì đây là các trường hợp hiệu quả nhất được xác định từ phân tích. Trường hợp 5 – phá hoại xoay là deep patch sâu 6 ft với 3 lớp gia cường, và Trường hợp 3 – phá hoại dạng nêm là deep patch sâu 8 ft với 4 lớp gia cường.
So sánh giữa lực kéo huy động dự kiến \(T_{mob}\) và sức kháng sẵn có dựa trên kéo tuột \(T_{nom}\), từ Phương trình 3 hoặc Hình 67, được trình bày trong Bảng 24. Trong cả hai trường hợp, \(T_{mob}\) vượt quá \(T_{nom}\) ở lớp gia cường trên cùng.
Các mô hình FLAC/Slope cho hai trường hợp này đã được điều chỉnh và phân tích lại bằng cách giảm sức chịu kéo của geosynthetic để phù hợp với giá trị sẵn có dựa trên \(T_{nom}\). Khi so sánh kết quả của cả hai trường hợp, các vectơ chuyển động không khác biệt đáng kể và cả hai đều cho thấy mức độ làm việc chấp nhận được (xem Hình 68 và Hình 69).
Do đó, phần phân tích còn lại trong nghiên cứu này đã so sánh lực kéo huy động dự kiến trong geosynthetic với sức kháng kéo tuột tương ứng, dựa trên chiều dài chôn 10 ft đối với lưới địa kỹ thuật hoặc 15 ft đối với vải địa kỹ thuật, để bảo đảm mức độ làm việc đầy đủ.
Bảng 24: Tóm tắt so sánh cường độ kéo cho Trường hợp 5 – Phá hoại xoay và Trường hợp 3 – Phá hoại dạng nêm
| Chiều sâu lớp (ft) | Trường hợp 5 – Phá hoại xoay | Trường hợp 3 – Phá hoại dạng nêm | ||
|---|---|---|---|---|
| Tmob (lb/ft) | Tnom (lb/ft) | Tmob (lb/ft) | Tnom (lb/ft) | |
| 2 | 1394 | 1080 | 2203 | 1080 |
| 4 | 1328 | 2158 | 1739 | 2158 |
| 6 | 1898 | 3238 | 2262 | 3238 |
| 8 | 3613 | 4317 | ||
a) phân tích ban đầu; b) phân tích với cường độ kéo đã điều chỉnh.
a) phân tích ban đầu; b) phân tích với cường độ kéo đã điều chỉnh.
5.5 TÓM TẮT
Trong mục này, hình học Slope I đã được phân tích bằng FLAC/Slope cho cả phá hoại xoay và phá hoại dạng nêm. Trước đó, trong Mục 3.3, mức độ làm việc của FLAC/Slope đối với các mái dốc không gia cường đã được xem xét và cho thấy tạo ra các hệ số an toàn tương đương với ReSSA cùng với các mặt phá hoại hơi khác nhau.
Thông tin bổ sung do FLAC/Slope cung cấp về quy luật chuyển động của vật liệu tại thời điểm phá hoại, được biểu diễn bằng các sơ đồ vectơ chuyển động, cũng đã được minh họa.
\(\\\)
Đối với các mái dốc gia cường, Chương 4 đã minh họa các hạn chế liên quan đến phương pháp cân bằng giới hạn khi được sử dụng để xác định cấu hình gia cường tối ưu cho sửa chữa deep patch.
Với triết lý thiết kế của sửa chữa deep patch là chuyển động của vật liệu và phá hoại cần được giới hạn trong phần vật liệu nằm trên hoặc bên dưới mặt mái dốc, và không lan xuống dưới roadway bench, thông tin từ sơ đồ vectơ chuyển động và biểu đồ đường đẳng trị suất biến dạng cắt của FLAC/Slope đã được sử dụng để xem xét một số cấu hình gia cường cho hình học Slope I.
Việc xem xét này dẫn đến các thiết kế chấp nhận được và không chấp nhận được dựa trên số lớp gia cường và thứ hạng mức độ làm việc của chúng. Một thiết kế chấp nhận được được định nghĩa là trường hợp trong đó chuyển động của vật liệu và phá hoại không kéo dài lên phía trên hoặc xuống phía dưới roadway bench.
Mặc dù quá trình ra quyết định này phụ thuộc vào đánh giá trực quan các sơ đồ vectơ chuyển động, phương pháp này đã tạo ra các giới hạn rõ ràng về chiều sâu khối gia cường và số lớp gia cường cho mức độ làm việc chấp nhận được và không chấp nhận được. Các ví dụ được minh họa trong chương này cho thấy rằng, đối với một hình học mái dốc nhất định, một số cấu hình gia cường có thể tạo ra mức độ làm việc chấp nhận được.
Phương pháp luận này tạo cơ sở cho nghiên cứu tham số được mô tả trong Chương 6.
\(\\\)
Việc xem xét cấu hình gia cường tối ưu cho hình học Slope I đối với cả phá hoại xoay và phá hoại dạng nêm cho thấy nhu cầu gia cường lớn hơn đối với phá hoại dạng nêm.
Điều này chủ yếu là do lượng đất yếu tham gia vào quá trình phá hoại lớn hơn, thể hiện qua các giá trị \(X_c\) lớn hơn, và được xét đến trong phương pháp thiết kế bằng cách xây dựng các biểu đồ theo \(X_c\).
\(\\\)
Việc đánh giá lực kéo được huy động trong các lớp gia cường cho các trường hợp được xem xét cho thấy lực kéo lớn nhất được huy động có thể cao hơn tới 180% so với lực kéo trung bình được huy động trong tất cả các lớp.
Do hầu hết thiết kế sẽ sử dụng cùng một loại geosynthetic cho tất cả các lớp và được lựa chọn để chịu lực kéo lớn nhất dự kiến, các trường hợp có chênh lệch lớn hơn giữa lực kéo lớn nhất và lực kéo trung bình sẽ có phần sức chịu vượt mức lớn hơn. Điều này được xét đến khi lựa chọn cấu hình gia cường “tốt nhất” trong Chương 6.
Các kết quả cũng cho thấy có sự khác biệt giữa FLAC/Slope và ReSSA về lực kéo yêu cầu, và lập luận được đưa ra rằng FLAC/Slope cung cấp yêu cầu cường độ gia cường thực tế hơn cho cấu hình sửa chữa deep patch.
Trong Chương 6, các kết quả lực kéo huy động từ FLAC/Slope được tổng hợp và sử dụng để xây dựng các khuyến nghị thiết kế.
\(\\\)
Sức kháng kéo tuột đã được đánh giá tương ứng với các lực kéo dự kiến phát sinh trong từng lớp gia cường. Đối với các trường hợp cụ thể được phân tích, nhận thấy rằng lực kéo trong các lớp gia cường phía trên đã vượt quá khả năng kháng kéo tuột.
Các cấu hình FLAC/Slope tốt nhất trong Chương 6 sẽ được đánh giá thêm để bảo đảm đủ sức kháng kéo tuột, với giả định chiều dài chôn 10 ft đối với lưới địa kỹ thuật hoặc 15 ft đối với vải địa kỹ thuật.
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.