Chương 4 – Thiết kế tường MSE

(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

Chương này trình bày chi tiết các hướng dẫn thiết kế chung cho tất cả các kết cấu tường MSE. Phạm vi giới hạn ở các tường MSE có mặt tường gần thẳng đứng và chiều dài cốt đất đồng nhất. Các chi tiết thiết kế mặt tường MSE được trình bày trong Chương 5. Các hướng dẫn thiết kế cho những kết cấu phức tạp, hoặc có các đặc điểm bất thường, được đề cập trong Chương 6. Các ví dụ tính toán chi tiết cho cả các kết cấu thông dụng lẫn phức tạp được trình bày trong Phụ lục E của sổ tay này.

Chương này được sắp xếp lần lượt như sau:

• Tổng quan về các phương pháp thiết kế
  • LRFD
  • Các phương pháp khác
• Tải trọng và tổ hợp tải trọng
  • Thiết kế tường MSE theo LRFD
• Hướng dẫn thiết kế tường MSE (từng bước)
  • Xác định kích thước cho ổn định ngoài khối
  • Xác định kích thước cho ổn định nội tại
• Tường tạm
• Danh mục kiểm tra thiết kế
• Thiết kế hỗ trợ bằng máy tính
• Các dạng thiết kế tường MSE điển hình

4.1 Phương pháp thiết kế và phân tích

4.1.1 Nền tảng thiết kế theo hệ số tải trọng và hệ số sức kháng (LRFD)

Theo truyền thống, thiết kế tường MSE được thực hiện theo phương pháp thiết kế theo ứng suất cho phép (ASD). Phương pháp LRFD là bước phát triển mới nhất trong thực hành thiết kế các công trình giao thông. Hiện nay, phương pháp LRFD dưới nhiều dạng khác nhau đang được áp dụng trên toàn thế giới. Ví dụ, EuroCode sử dụng phương pháp thiết kế theo trạng thái giới hạn (LSD), rất tương tự với phương pháp LRFD.

Bất kể lựa chọn phương pháp thiết kế nào, các phương pháp phân tích cốt lõi cho tường MSE—như đánh giá ổn định ngoài khối và ổn định nội tại—vẫn không thay đổi. Giả thiết về coherent gravity mass (khối trọng lực làm việc đồng nhất) đối với ổn định ngoài khối, hình dạng các mặt trượt phá hoại nội tại, và cách xem xét cốt như các phần tử rời rạc vẫn giữ nguyên. Thay đổi chủ yếu nằm ở cách so sánh tải trọng và sức kháng, cũng như cách đưa yếu tố không chắc chắn vào quá trình thiết kế.

Liên quan cụ thể đến tường MSE, cần lưu ý các điểm sau về phương pháp LRFD để tránh nhầm lẫn khi áp dụng các lý thuyết và công thức trình bày trong chương này:

• Ký hiệu ϕ (phi) dùng cho cả góc ma sát trong của đất lẫn hệ số sức kháng LRFD.
• Ký hiệu \(\gamma\) (gamma) dùng cho cả trọng lượng riêng của đất lẫn hệ số tải trọng LRFD.
• Các hệ số tải trọng và hệ số sức kháng cho tường MSE hiện đang được hiệu chỉnh bằng cách khớp với kết quả thiết kế theo ASD. Do đó, các thiết kế sử dụng quy trình LRFD nhìn chung không khác nhiều so với các thiết kế ASD trong quá khứ.
• Đối với đa số thiết kế hệ tường MSE, các trạng thái giới hạn cường độ thường khống chế kích thước cấu kiện. Các trạng thái giới hạn sử dụng có thể khống chế những vấn đề như độ hở mối nối và trình tự thi công dựa trên biến dạng dự kiến. Các trạng thái giới hạn sự kiện cực đoan có thể ảnh hưởng đồng thời đến kích thước cấu kiện và biến dạng.

4.1.2 Các phương pháp phân tích

Như đã nêu, các phương pháp phân tích lõi cho tường MSE không thay đổi so với thực hành thiết kế ASD. AASHTO (2002), dựa trên phương pháp ASD, khuyến nghị sử dụng Phương pháp Đơn giản hóa (còn gọi là Phương pháp Khối trọng lực đồng nhất đơn giản hóa – Simplified Coherent Gravity Method) được trình bày trong phiên bản trước của sổ tay này.
{Lưu ý: các tài liệu AASHTO (2002) và FHWA (Elias và cs., 2001) về ASD sẽ không được AASHTO hoặc FHWA cập nhật nữa.}

Thừa nhận rằng có những phương pháp phân tích khác cũng được công bố trong tài liệu, bao gồm:

• Quy trình Thiết kế Ứng suất Cho phép (ASD) và Phương pháp Đơn giản hóa (AASHTO, 2002 và FHWA NHI-00-043)
• Mô hình phân tích Khối trọng lực đồng nhất (Coherent Gravity Method Analysis Model)
• Quy trình của Hiệp hội Bê tông khối xây Quốc gia – NCMA (NCMA, 2009)
• Phương pháp Geosynthetic Reinforced Soil (GRS) (Wu và cs., 2006)
• Phương pháp K-Stiffness (Allen và Bathurst, 2003; Allen và cs., 2003; Allen và cs., 2004; WSDOT, 2006; Bathurst và cs., 2008a)

Phương pháp LRFD cho phép sử dụng bất kỳ phương pháp nào ở trên miễn là đã hiệu chỉnh thích hợp các hệ số sức kháng bằng các phương pháp thống kê với chất lượng số liệu chấp nhận được. Chương này tập trung vào việc áp dụng Phương pháp Đơn giản hóa do tính phù hợp của nó với nhiều loại cốt gia cường trong đất (trái với phạm vi áp dụng hạn chế của các phương pháp thay thế đối với các loại cốt cụ thể, ví dụ: phương pháp GRS chủ yếu áp dụng cho cốt bằng vật liệu địa kỹ thuật). Phương pháp này đã được sử dụng thành công trong thực tế nhiều năm. Các mô tả tóm tắt về những phương pháp phân tích khác được trình bày trong Phụ lục F.

4.2 Tải trọng và tổ hợp tải trọng

Danh mục đầy đủ các loại tải trọng, hệ số tải trọng và tổ hợp tải trọng cần xét trong thiết kế cầu và các công trình giao thông liên quan như tường chắn và cống hộp được trình bày trong Mục 3 của AASHTO (2007). Nhiều loại tải là đặc thù cho thiết kế cầu và không áp dụng cho tường chắn như nêu trong Mục 11 của AASHTO (2007). Đối với các kết cấu tường MSE, chỉ một số ít loại tải và tổ hợp tải được dùng thường xuyên. Các tải trọng áp dụng cho hầu hết các trường hợp tường MSE được tóm tắt dưới đây, tiếp theo là tóm tắt các tổ hợp tải tương ứng trong Bảng 4-1 và 4-2. Các bảng tổ hợp tải và hệ số tải hoàn chỉnh (theo AASHTO, 2007) được trình bày trong Phụ lục A.

Các loại tải áp dụng (Applicable Loads)

• Tải trọng thường xuyên (Permanent Loads)*
  EH = tải trọng đất theo phương ngang (Horizontal earth loads)
  ES = tải trọng đất do tải phủ (Earth surcharge load)
  EV = áp lực đứng do tĩnh tải của khối đắp đất (Vertical pressure from dead load of earth fill)
  \(\\\)
• Tải trọng tạm thời (Transient Loads)*
  CT = lực va xe (Vehicular collision force)
  EQ = tải trọng động đất (Earthquake load)
  LL = hoạt tải xe (Vehicular live load)
  LS = tải phủ do hoạt tải (Live load surcharge)

Ví dụ về tải ES tác dụng lên một tường MSE là áp lực từ móng băng bên trên khối đất gia cường. Ví dụ về tải EV là khối đắp dốc phía trên đỉnh tường MSE. Các phân biệt chi tiết hơn sẽ được nêu trong các bước thiết kế phần ổn định ngoài khối và ổn định nội tại ngay sau đây.

Bảng 4-1. Tổ hợp tải và hệ số tải điển hình cho tường MSE
(theo Bảng 3.4.1-1, AASHTO 2007).

Tổ hợp tải / Trạng thái giới hạn	EH  ES  EV	LL  LS	Dùng một trong hai
			EQ	CT
STRENGTH I	\(\gamma\)p	1.75	—	—
EXTREME EVENT I	\(\gamma\)p	\(\gamma\)EQ	1.00	—
EXTREME EVENT II	\(\gamma\)p	0.50	—	1.00
SERVICE I	1.00	1.00	—	—
Ghi chú: \(\gamma\)p = hệ số tải cho tải trọng thường xuyên (permanent loading), có thể ghi chỉ số phụ như \(\gamma\)p-EV, \(\gamma\)p-EH, v.v. \(\gamma\)EQ = hệ số tải cho hoạt tải tác dụng đồng thời với tải trọng động đất.

\(\\\)

Bảng 4-2. Hệ số tải trọng điển hình cho tải trọng thường xuyên của tường MSE, \(\gamma_p\)
(theo Bảng 3.4.1-2, AASHTO 2007)

Loại tải (Type of Load)	Hệ số tải (Load Factor)
	Lớn nhất (Maximum)	Nhỏ nhất (Minimum)
DC: Thành phần và phụ kiện (Component and Attachments)	1.25	0.90
EH: Áp lực đất theo phương ngang (Horizontal Earth Pressure)   • Trạng thái chủ động (Active)	1.50	0.90
EV: Áp lực đất theo phương đứng (Vertical Earth Pressure)   • Ổn định tổng thể (Overall Stability)	1.00	N/A
EV: Áp lực đất theo phương đứng (Vertical Earth Pressure)   • Tường chắn và mố cầu (Retaining Walls and Abutments)	1.35	1.00
ES: Tải phủ của đất (Earth Surcharge)	1.50	0.75
Ghi chú: Các hệ số có thể ghi chỉ số phụ, ví dụ \(\gamma\)EV-MIN, \(\gamma\)EV-MAX, \(\gamma\)EH-MIN, \(\gamma\)EH-MAX, v.v.

Hệ số tải lớn nhất và nhỏ nhất

Hai giá trị hệ số tải, một giá trị lớn nhất và một giá trị nhỏ nhất, được liệt kê trong Bảng 4-2. Cần hiểu rõ cách áp dụng các hệ số tải này trong bối cảnh tường MSE. Điều 3.4.1 của AASHTO (2007) nêu rằng: “Các hệ số phải được chọn sao cho tạo ra hiệu ứng lực tính toán cực trị tổng cộng. Đối với mỗi tổ hợp tải, cần xét cả trường hợp cực đại dương và cực đại âm. Trong các tổ hợp tải mà một hiệu ứng lực làm giảm một hiệu ứng lực khác, thì giá trị nhỏ nhất phải được áp dụng cho tải làm giảm hiệu ứng lực đó. Đối với các hiệu ứng lực thường xuyên, phải chọn hệ số tải tạo ra tổ hợp bất lợi hơn. … Khi tải trọng thường xuyên làm tăng ổn định hoặc khả năng chịu lực của một bộ phận hay của cầu, cũng phải xem xét giá trị nhỏ nhất của hệ số tải cho tải trọng thường xuyên đó.”

Nói chung, có thể áp dụng hướng dẫn của AASHTO bằng cách dùng hệ số tải nhỏ nhất nếu tải trọng thường xuyên làm tăng ổn định, và dùng hệ số tải lớn nhất nếu tải trọng thường xuyên làm giảm ổn định. Đối với các tường đơn giản, ví dụ đất đắp sau tường nằm ngang có hoặc không có tải phủ do xe cộ, hoặc đất đắp mái dốc, việc xác định dùng hệ số tải (nhỏ nhất hay lớn nhất) cho một kiểm tra ổn định cụ thể thường khá rõ ràng. Các hệ số tải dùng cho những tường đơn giản như vậy trong tính toán ổn định ngoài khối được minh họa ở Hình 4-1. Đối với tính toán ổn định nội tại, cần sử dụng hệ số tải EV lớn nhất.

Khái niệm cơ bản của việc tổ hợp tải dùng các hệ số tải lớn nhất và nhỏ nhất cũng áp dụng được cho các cấu hình tường MSE phức tạp hơn, chẳng hạn như những tường ở mố cầu hoặc các tường có hình học phức tạp (xem Chương 6). Do đó, với các tường này cần xem xét nhiều tổ hợp hệ số tải khác nhau để xác định hiệu ứng lực tính toán cực trị (bất lợi nhất) cho từng trạng thái giới hạn.

Mặc dù hai giá trị cực trị dương và âm là hai giới hạn, một tổ hợp trung gian giữa các hệ số tải trọng lớn nhất và nhỏ nhất có thể tạo ra tác dụng lực tới hạn cho mục đích thiết kế. Điều này đặc biệt áp dụng cho tường chắn, trong đó các bộ phận khác nhau trong hệ tường có thể riêng rẽ chịu tải trọng lớn nhất hoặc nhỏ nhất. Ví dụ, đối với tường MSE, mặc dù khối đất có cốt (reinforced soil mass) có thể được thi công sao cho tạo ra tải trọng lớn nhất, vẫn có thể xảy ra trường hợp khối đất đắp sau tường (retained fill) ở mức tải trọng nhỏ nhất. Vì vậy, cần đánh giá một tổ hợp tải trọng tới hạn dựa trên các hệ số tải trọng lớn nhất và nhỏ nhất áp dụng. Các ví dụ thiết kế chi tiết cho các cấu hình tường MSE phức tạp trong Phụ lục E sử dụng khái niệm áp dụng các hệ số tải trọng nhỏ nhất và lớn nhất.

4.3 Thiết kế tường MSE theo phương pháp LRFD

Quy trình thiết kế tường MSE theo phương pháp LRFD rất giống với thiết kế theo phương pháp ASD. Trong LRFD, ổn định ngoài khối và ổn định nội tại của tường MSE được kiểm tra ở tất cả các trạng thái giới hạn cường độ thích hợp, còn ổn định tổng thể và chuyển vị đứng/ngang của tường được kiểm tra ở trạng thái giới hạn sử dụng. Các tổ hợp tải sự kiện cực đoan được dùng để thiết kế và phân tích các điều kiện như va chạm xe hoặc tải trọng động đất (xem Chương 7 đối với thiết kế sự kiện cực đoan). Các kiểm tra cụ thể cho các trạng thái giới hạn cường độ và sử dụng cần thiết cho thiết kế tường MSE được liệt kê dưới đây.

Các trạng thái giới hạn cường độ đối với tường MSE (Strength Limit States for MSE walls)

• Ổn định ngoài khối (External Stability)
   + Giới hạn độ lệch tâm (Limiting Eccentricity)
   + Trượt (Sliding)
• Ổn định nội tại (Internal Stability)
   + Sức kháng kéo của cốt (Tensile Resistance of Reinforcement)
   + Sức kháng kéo tuột của cốt (Pullout Resistance of Reinforcement)
   + Sức kháng kết cấu của các phần tử mặt tường (Structural Resistance of Face Elements)
   + Sức kháng kết cấu của mối nối giữa mặt tường và cốt (Structural Resistance of Face Element Connections)

Các trạng thái giới hạn sử dụng đối với tường MSE (Service Limit States for MSE walls)

• Ổn định ngoài khối (External Stability)
   + Chuyển vị đứng của tường (Vertical Wall Movements)
   + Chuyển vị ngang của tường (Lateral Wall Movements)

Ổn định toàn cục đối với tường MSE (Global Stability of MSE walls)

• Ổn định tổng thể (Overall Stability)
• Ổn định hỗn hợp (Compound Stability)

Ổn định ngoài khối của tường MSE được đánh giá với giả thiết vùng đất được gia cường làm việc như một khối cứng. Lý do là, khi được thiết kế đúng, mặt tường và khối đất gia cường tạo thành một khối đồng nhất chịu áp lực đất ngang tác dụng lên mặt sau của khối đó.

Ổn định nội tại của vùng đất gia cường phụ thuộc vào ba đặc trưng cơ bản:

• Tương tác đất–cốt (sức kháng kéo tuột và trượt đối với các loại cốt dạng tấm hoặc dạng dải);
• Sức kháng kéo của chính cốt;
• Độ bền lâu dài của vật liệu cốt.

Vì vậy, phân tích ổn định nội tại của tường MSE theo LRFD được thực hiện bằng cách
 (a) xác định tải trọng tính toán lớn nhất trong từng lớp cốt, và
 (b) so sánh tải trọng tính toán lớn nhất này với sức kháng kéo tuột (pullout) tính toán và sức kháng kéo tính toán của cốt cho tất cả các trạng thái giới hạn cường độ, sử dụng và sự kiện cực đoan thích hợp.

Tỷ số sức kháng trên nhu cầu (Capacity to Demand Ratio – CDR)

Trong LRFD, mục tiêu là sức kháng tính toán lớn hơn tải trọng tính toán. Đại lượng tỷ số sức kháng trên nhu cầu dài hạn, CDR, được dùng để định lượng tỷ số giữa sức kháng tính toán và tải trọng tính toán. Khái niệm này hữu ích để nhận diện các trạng thái giới hạn bất lợi và khống chế.

4.3.1 Các bước thiết kế

Có mười một bước thiết kế cơ bản cho một tường MSE, được liệt kê trong Bảng 4-3. Một số bước này lại bao gồm các bước phụ trong quá trình thiết kế. Các bước nêu ở đây áp dụng cho tường có hình học đơn giản, như được trình bày trong chương này. Các bước có thể thay đổi đôi chút tùy thuộc vào loại cốt sử dụng và việc cốt có được bố trí trước hay không. Các bước bổ sung sẽ cần thiết cho các trường hợp phức tạp hơn, chẳng hạn như các mố cầu, như sẽ bàn trong Chương 6.

Bảng 4-3. Các bước thiết kế cơ bản theo LRFD cho tường MSE.

Step 1.	Xác định yêu cầu dự án bao gồm toàn bộ hình học, các điều kiện tải trọng (thường xuyên, tạm thời, động đất, v.v.), tiêu chí làm việc và các ràng buộc thi công.
Step 2.	Xác định các tham số dự án đánh giá địa hình hiện trạng, điều kiện địa chất công trình, đặc trưng đất đắp gia cường tường và đặc trưng đất đắp giữ phía sau tường.
Step 3.	Ước tính chiều sâu chôn tường, chiều cao thiết kế và chiều dài cốt gia cường.
Step 4.	Xác định các tải trọng danh định.
Step 5.	Tổng hợp các tổ hợp tải trọng, hệ số tải trọng và hệ số sức kháng.
Step 6.	Đánh giá ổn định ngoài khối a. Đánh giá trượt. b. Đánh giá độ lệch tâm. c. Đánh giá sức chịu tải của đất nền. d. Phân tích lún (tại trạng thái giới hạn sử dụng).
Step 7.	Đánh giá ổn định nội tại a. Chọn loại cốt gia cường đất. b. Xác định mặt trượt tới hạn (cho loại cốt đã chọn). c. Xác định các tải trọng chưa nhân hệ số. d. Bố trí sơ đồ các lớp cốt gia cường theo phương đứng. e. Tính ứng suất ngang đã nhân hệ số và lực kéo lớn nhất tại mỗi cao trình cốt. f. Tính sức kháng kéo dài hạn danh định và đã nhân hệ số của cốt gia cường đất. g. Chọn cấp bền (cường độ) của cốt và/hoặc số lượng phần tử cốt ở mỗi cao trình. h. Tính sức kháng kéo tuột danh định và đã nhân hệ số của cốt, và kiểm tra bố trí đã chọn. i. Kiểm tra yêu cầu sức kháng mối nối tại mặt tường. j. Ước tính chuyển vị ngang của tường (tại trạng thái giới hạn sử dụng). k. Kiểm tra chuyển vị đứng và chịu nén các miếng đệm.
Step 8.	Thiết kế các phần tử mặt tường.
Step 9.	Đánh giá ổn định toàn cục (Overall/Global).
Step 10.	Đánh giá ổn định hỗn hợp (compound stability).
Step 11.	Thiết kế hệ thống thoát nước tường. a. Thoát nước ngầm. b. Thoát nước mặt.

\(\\\)

4.4 Hướng dẫn thiết kế tường MSE

4.4.1 Bước 1 – Xác định yêu cầu dự án

Trước khi tiến hành thiết kế, phải xác định các tham số sau:

• Hình học (Geometry)
  • Chiều cao tường
  • Độ nghiêng mặt tường (wall batter)
  • Độ dốc phía sau tường (backslope)
  • Độ dốc chân tường (toe slope)
    \(\\\)
• Điều kiện tải trọng (Loading Conditions)
  • Tải phủ do đất (soil surcharges)
  • Tải phủ do hoạt tải (live – transient – load surcharges)
  • Tải phủ tĩnh (dead – permanent – load surcharges)
  • Tải từ các kết cấu lân cận có thể ảnh hưởng đến ổn định nội tại hoặc ổn định ngoài khối của hệ tường MSE, ví dụ: móng băng, móng cọc, v.v.
  • Tải trọng động đất
  • Tác động va xe vào barrier giao thông (traffic barrier impact)
    \(\\\)
• Tiêu chí làm việc (Performance Criteria)
  • Tiêu chuẩn thiết kế (ví dụ, AASHTO LRFD)
  • Độ lún lệch cho phép lớn nhất
  • Chuyển vị ngang cho phép lớn nhất
  • Tuổi thọ thiết kế
  • Các ràng buộc thi công
    \(\\\)

Các tiêu chí làm việc được lựa chọn phải phản ánh điều kiện hiện trường và các yêu cầu theo tiêu chuẩn của cơ quan quản lý hoặc theo AASHTO, được trình bày chi tiết ở Chương 2 và 3 của sổ tay này.

4.4.2 Bước 2 – Xác định các tham số dự án

Các nội dung sau đây phải được cơ quan chủ đầu tư và/hoặc đơn vị thiết kế xác định:

• Địa hình hiện hữu và đề xuất.
  \(\\\)
• Điều kiện địa chất công trình trên toàn khu vực:
   + Các đặc trưng cơ học của đất nền móng (\(\gamma_f, c’_f, \phi’_f, c_u\))
   + Điều kiện nước ngầm
  \(\\\)
• Đất đắp gia cường tường (Reinforced wall fill) – các đặc trưng cơ học của vùng đất gia cường \((\gamma_r, \phi’_r)\).
  \(\\\)
• Đất đắp phía sau tường (Retained backfill) – các đặc trưng cơ học của khối retained fill (\(\gamma_b, c′_b, \phi’_b\)), bao quát mọi khả năng về loại đất đắp (tại chỗ, đất mang đến, đất đắp tại công trường, v.v.). Lực dính trong khối retained backfill này thường được giả thiết bằng không. Xem sổ tay tham khảo về Earth Retaining Structures (kết cấu chắn đất) của FHWA (Tanyu và cs., 2008) để được hướng dẫn về giá trị lực dính và cách tính áp lực ngang nếu trong thiết kế có dùng giá trị lực dính.

Lưu ý rằng AASHTO dùng chỉ số \(f\) cho cả đất nền và đất retained backfill. Trong sổ tay này, chỉ số \(f\) dùng cho đất nền và chỉ số \(b\) dùng cho đất retained backfill

Đất đắp gia cường tường phải là vật liệu hạt chọn lọc, như đã trình bày ở Chương 3 của sổ tay này và trong Điều 7.3.6.3 của AASHTO LRFD Bridge Construction Specifications (2004). Theo Điều 11.10.6.2 (AASHTO, 2007), góc ma sát lớn nhất của vật liệu hạt chọn lọc dùng làm đất đắp gia cường nên giả thiết là 34°, trừ khi đất đắp của dự án được thí nghiệm sức kháng cắt bằng các thí nghiệm 3 trục hoặc cắt trực tiếp. Không nên dùng góc ma sát thiết kế lớn hơn 40°, ngay cả khi góc ma sát đo được lớn hơn 40°. Lưu ý rằng 34° là giá trị lớn nhất khi không có thí nghiệm; một số loại cát, ví dụ cát tròn, đồng nhất, đạt cấp phối quy định, có thể có góc ma sát nhỏ hơn 34°. Ở những vùng địa chất có các loại đất như vậy (ví dụ Florida, Wisconsin, Minnesota, v.v.), khuyến nghị thực hiện thí nghiệm sức kháng cắt riêng cho từng dự án. Tương tự, ở những nơi đất có nhiều khoáng mica, nên thực hiện thí nghiệm sức kháng cắt riêng cho dự án. Cũng lưu ý rằng giả thiết đất đắp hạt chọn lọc dùng làm đất đắp gia cường là đất không dính (cohesionless), tức là lực dính được giả thiết bằng không.

Đối với đất nền, Điều 11.10.5.3 (AASHTO, 2007) nêu rằng khi không có số liệu cụ thể, có thể dùng góc ma sát lớn nhất \(\phi’_f = 30°\). Việc sử dụng một tham số giả định, không đặc trưng cho dự án chỉ được khuyến nghị cho việc ước lượng sơ bộ kích thước. Như đã trình bày ở Chương 2, để thiết kế tường MSE phải có đánh giá điều kiện địa chất riêng cho từng dự án nhằm xác định điều kiện và các đặc trưng cơ học của nền.

Góc ma sát giả định \(\phi’_b = 30°\) thường được dùng cho retained backfill-đất đắp sau tường (tức là đất đắp ngoài vùng gia cường). Việc sử dụng tham số giả định, không đặc trưng cho dự án cũng chỉ được khuyến nghị cho ước lượng sơ bộ kích thước. Như đã trình bày ở Chương 2, thiết kế tường MSE phải dựa trên đánh giá điều kiện địa chất riêng cho từng dự án, trong đó xác định điều kiện và đặc trưng của đất nền; hoặc dựa trên quy định về đất đắp đảm bảo đạt được góc ma sát tối thiểu. Hầu hết các cơ quan quản lý đã xác định khoảng giá trị cho phép của các đặc trưng retained backfill (có thể được phân loại là vật liệu đắp nền đường – embankment fill) và quy định các giá trị góc ma sát thích hợp được sử dụng trong thiết kế.

4.4.3 Bước 3 – Ước tính chiều sâu chôn tường và chiều dài cốt (reinforcement)

Quá trình xác định kích thước kết cấu bắt đầu bằng việc xác định chiều sâu chôn tường yêu cầu, được thiết lập trong phần Tiêu chí dự án (Mục 2.8.3, xem Bảng 2-2), và chiều cao tường hở cuối cùng; tổ hợp của hai đại lượng này chính là chiều cao thiết kế toàn phần H cho từng mặt cắt hay từng lý trình cần xét. Phải dùng điều kiện chiều cao toàn phần này trong thiết kế vì nó thường xảy ra đối với các kết cấu thi công kiểu từ dưới lên, ít nhất là cho tới khi kết thúc thi công.

Một chiều dài cốt gia cường sơ bộ được chọn để bắt đầu thiết kế. Chiều dài này phải lấy bằng giá trị lớn hơn giữa 0.7H hoặc 8 ft (2.5 m), trong đó H là chiều cao thiết kế của kết cấu. Các kết cấu có đất đắp sau tường dốc, tải phủ hoặc các tải trọng tập trung khác, như mố cầu, thường cần chiều dài cốt lớn hơn để đảm bảo ổn định, thường vào khoảng 0.8H đến 1.1H (xem Bảng 2-1). Chiều dài cốt sơ bộ này sẽ được kiểm tra trong các tính toán ổn định ngoài khối và ổn định nội tại.

Nói chung, chiều dài cốt gia cường nên đồng nhất trên toàn bộ chiều cao tường. Một ngoại lệ là các công trình đặc biệt có chiều dài cốt ngắn hơn ở chân tường; các trường hợp này được trình bày ở Chương 6. Một ngoại lệ khác là sử dụng các lớp cốt dài hơn ở đỉnh tường. Khuyến nghị hai lớp cốt đất phía trên cùng nên kéo dài thêm 3 ft (0.9 m) vượt ra ngoài các lớp còn lại, tại những nơi đã ghi nhận có chuyển vị sau thi công trong vùng đất gia cường và đất đắp giữ phía sau ở các dự án tương tự trước đó, hoặc khi tải trọng động đất có thể gây nứt kéo trong đất đắp ngay sau vùng cốt. Có thể thực hiện thiết kế với giả thiết chiều dài cốt đồng nhất, rồi bổ sung phần chiều dài tăng thêm cho hai lớp trên cùng ở giai đoạn triển khai chi tiết và chỉ dẫn thi công.

Giới hạn tối thiểu 8 ft (2.5 m) được dùng để phù hợp với kích thước điển hình của thiết bị rải và đầm đất trong các công trình giao thông. Như nêu trong Chú giải C.11.10.2.1 của AASHTO (2007), chiều dài cốt gia cường đất tối thiểu cỡ 6.0 ft (1.8 m) có thể được xem xét cho các tường thấp nếu dùng thiết bị đầm nhỏ hơn và thỏa mãn các yêu cầu thiết kế tường khác. Tuy vậy, phải luôn duy trì tỷ lệ tối thiểu 0.7H. Chiều dài tối thiểu 6 ft (1.8 m) ngắn hơn này nói chung chỉ dùng cho các hạng mục cảnh quan (ví dụ tường không chịu tải giao thông).

4.4.4 Bước 4 – Xác định các tải trọng danh định (Nominal Load)

Nguồn tải ngoài chủ yếu tác dụng lên tường MSE là áp lực đất từ khối đất retained backfill sau vùng gia cường và bất kỳ tải phủ nào phía trên vùng gia cường. Do đó, tải trọng cho tường MSE có thể bao gồm tải do áp lực đất ngang (EH), áp lực đất đứng (EV), tải phủ do hoạt tải (LS) và tải phủ do đất (ES). Tác động của nước (WA) và tải trọng động đất (EQ) cũng phải được xem xét nếu phù hợp. Tính toán ổn định cho các tường có mặt gần thẳng đứng được thực hiện với giả thiết tường MSE làm việc như một khối cứng chịu áp lực đất tác dụng trên một mặt phẳng áp lực thẳng đứng tại phía sau cùng của các lớp cốt, như minh họa trong các Hình 4-2, 4-3 và 4-4. Phần tiếp theo trình bày cách ước tính áp lực đất lên tường MSE cho ba điều kiện khác nhau (tức là: taluy sau tường nằm ngang có tải phủ giao thông, taluy sau tường dốc, và taluy sau tường gãy khúc).

Tường thẳng đứng và taluy đắp sau tường nằm ngang
Hệ số áp lực đất chủ động được tính cho các tường gần thẳng đứng (được định nghĩa là các tường có độ nghiêng mặt tường nhỏ hơn 10° so với phương thẳng đứng) và taluy đắp sau tường nằm ngang theo:

\[
K_{ab} = \tan^2\left(45^\circ – \frac{\phi’_b}{2}\right) \tag{4-1}
\]

trong đó: \(\phi’_b\) = góc ma sát trong hiệu dụng của retained backfill

Tường thẳng đứng và taluy đắp sau tường có tải chất thêm (surcharge slope)
Hệ số áp lực đất chủ động được tính cho các tường gần thẳng đứng (độ nghiêng mặt tường < 10° so với phương thẳng đứng) và taluy đắp dốc sau tường theo:

\[
K_{ab} = \frac{\sin^{2}(\theta + \phi’_b)}{\Gamma \sin^{2}\theta \sin(\theta – \delta)} \tag{4-2}
\]

trong đó:

\[
\Gamma = \left[ 1 + \sqrt{\frac{\sin(\phi’_b + \delta)\sin(\phi’_b – \beta)}
{\sin(\theta – \delta)\sin(\theta + \beta)}} \right]^{2} \tag{4-3}
\]

và

• \(\beta\) = độ dốc danh định của taluy đắp sau tường (độ)
• \(\delta\) = góc ma sát giữa retained backfill và khối đất gia cường (reinforced soil), giả thiết bằng \(\beta\) (độ)
• \(\phi’_b\) = góc ma sát trong hiệu dụng của đất retained backfill (độ)
• \(\theta\) = 90° đối với tường thẳng đứng, hoặc tường gần thẳng đứng \(< 10^\circ\) so với phương đứng) (độ)

Lưu ý rằng lực áp lực đất \(F_T\) trên Hình 4-3 được đặt theo cùng góc với taluy đắp sau tường, \(\beta\), vì giả thiết \(\delta = \beta\).

Tường thẳng đứng với taluy đắp sau tường dạng gãy khúc
Hệ số áp lực đất chủ động \(K_a\) cho trường hợp này được tính bằng các Công thức (4-2) và (4-3), với góc thiết kế \(\beta\) và góc ma sát tiếp xúc \(\delta\) đều lấy bằng 0, như được định nghĩa trong Hình 4-4.

Tường mặt nghiêng (battered wall) có hoặc không có taluy đắp sau tường
Đối với tường có mặt nghiêng về phía trong hay phía ngoài \(batter\) với góc nghiêng mặt tường bằng hoặc lớn hơn 10° so với phương thẳng đứng, hệ số áp lực đất có thể được tính bằng các Công thức (4-2) và (4-3), trong đó \(\theta\) là góc nghiêng mặt tường so với phương ngang và \(\beta\) là góc dốc taluy sau tường như minh họa trong Hình 4-5. Góc ma sát tường \(\delta\) được giả thiết bằng \(\beta\).

Các chú thích trong hình:
* \(H\) → Chiều cao tường gia cường
* \(h\) → Chiều cao toàn bộ khối đất retained backfill
* \(\beta\) → Góc dốc taluy đắp sau tường (backslope)
* \(\theta\) → Góc nghiêng mặt tường so với phương ngang
* \(F_T\) → Lực tổng hợp do áp lực đất
* \(F_H\) → Thành phần ngang của lực \(F_T\)
* \(F_V\) → Thành phần đứng của lực \(F_T\)
* \(h/3\) → Cao độ điểm đặt lực \(F_T\) tính từ chân tường
* \(\delta = \beta\) → Góc ma sát tường–đất được giả thiết bằng góc taluy đắp sau tường \((\delta = \beta)\)

Tải trọng xe cộ (Traffic Loads)

Tải trọng xe chạy nên được xem như tải trọng hoạt tải phân bố đều dạng surcharge, tương đương với lớp đất có chiều dày không nhỏ hơn 2.0 ft (0.6 m) (Điều 11.10.10.2, AASHTO (2007)). Đối với ổn định bên ngoài, tải trọng xe chạy đối với các tường song song với hướng xe chạy sẽ có chiều cao đất tương đương \(h_{eq}\) bằng 2.0 ft. Đối với ổn định nội bộ, tải trọng xe chạy đối với các tường song song với hướng xe chạy cũng có \(h_{eq}\) bằng 2.0 ft, trừ khi cho phép xe chạy trong phạm vi 1.0 ft tính từ mặt sau của mặt tường. Thông thường, vệt bánh xe nằm xa hơn 1 ft so với mặt sau lớp đất đắp sau tường do có rào chắn giao thông, vì vậy có thể áp dụng \(h_{eq} = 2 ft\).

Các chiều cao đất tương đương \(h_{eq}\) cho các tải surcharge phân bố đều tác dụng lên tường chắn mố trong trường hợp xe chạy vuông góc với tường có thể lấy theo Bảng 4-4. Với các chiều cao tường trung gian, sử dụng nội suy tuyến tính. Thông thường, \(h_{eq}\) của mố sẽ tác dụng lên mố phụ (stub abutment) nằm trên đỉnh vùng đất có cốt (xem Hình 4-13). Nếu sử dụng bản quá độ (approach slab) và bản này được đỡ bởi tường sau của mố (backwall) (chứ không phải bởi đất), thì tải trọng sẽ được truyền trực tiếp vào mố; khi đó dùng \(h_{eq} = 0\), trừ khi chủ đầu tư quy định khác.

Nếu surcharge không phải do tải trọng xe chạy đường bộ, chủ đầu tư cần quy định hoặc phê duyệt một giá trị tải surcharge khác.

Bảng 4-4. Chiều cao đất tương đương, \(h_{eq}\), cho tải trọng xe cộ
tác dụng lên mố vuông góc với hướng giao thông (Bảng 3.11.6.4-1, AASHTO 2007).

Chiều cao mố (Abutment Height) (ft)	Chiều cao đất tương đương, \(h_{eq}\) (ft)
5.0	4.0
10.0	3.0
≥ 20.0	2.0

Áp lực đất do đầm chặt (Soil Compaction-Induced Earth Pressures)

Ứng suất do đầm chặt đã được xét đến trong mô hình thiết kế và trong các quy trình đầm chặt quy định cho tường MSE (Điều C3.11.2, AASHTO 2007). Vì vậy, không cần xem xét thêm yêu cầu thiết kế nào khác.

4.4.5 Bước 5 – Tổng hợp tổ hợp tải trọng, hệ số tải và hệ số sức kháng

Các tổ hợp tải đã được thảo luận trong Mục 4.2, và thường gồm các trạng thái giới hạn Strength I, Extreme Event I/II và Service I. Cần lưu ý rằng trong một số trường hợp, trạng thái giới hạn Strength II có thể bất lợi hơn trạng thái Strength I vì các tải trọng khai thác hợp pháp được phép có thể lớn hơn các tải trọng quy định trong tiêu chuẩn AASHTO (2007). Cần kiểm tra tải trọng thường xuyên lớn nhất, tải trọng thường xuyên nhỏ nhất và các giá trị cực trị tổng cộng cho một tổ hợp tải cụ thể đối với các tường có hình học và/hoặc tải trọng phức tạp để nhận diện tổ hợp tải tới hạn.

Đối với tường đơn giản, việc chỉ xét tổ hợp tải bất lợi nhất như mô tả trong Mục 4.2 là đủ. Các hệ số tải thường dùng cho tường MSE được liệt kê trong Bảng 4-1 và 4-2. Tham khảo thêm thông tin trong Phụ lục E hoặc Mục 3 của AASHTO (2007) về các hệ số tải dùng cho những cấu hình và tải trọng tường MSE phức tạp.

Hoạt tải (live loads) không được dùng trong các bước thiết kế riêng lẻ bởi vì chúng góp phần làm tăng ổn định. Các tải này sẽ được nhận diện trong những bước thiết kế tiếp theo.

Các hệ số sức kháng cho ổn định ngoài và ổn định nội bộ được trình bày trong từng phần thảo luận bước thiết kế ở các mục sau. Các hệ số sức kháng cho ổn định nội bộ được liệt kê sau ở Bảng 4-7.

4.4.6 Bước 6 – Đánh giá ổn định ngoài khối

Tương tự như với các kết cấu tường chắn dạng trọng lực và nửa trọng lực cổ điển, bốn cơ chế mất ổn định ngoài khối tiềm tàng thường được xét đến trong việc xác định kích thước tường MSE, như minh họa ở Hình 4-6. Bao gồm:

• Trượt trên đáy móng;
• Giới hạn độ lệch tâm (trước đây gọi là lật – overturning);
• Sức kháng chịu tải nền (bearing resistance);
• Ổn định tổng thể / toàn cục (overall/global) (xem Bước 8).

Hệ số sức kháng dùng cho phân tích ổn định ngoài khối của tường MSE được liệt kê trong Bảng 4-5.

\(\\\)

Bảng 4-5. Các hệ số sức kháng cho ổn định bên ngoài khối của tường MSE
(Bảng 11.5.6-1, AASHTO (2007)).

Chế độ ổn định (Stability Mode)	Điều kiện (Condition)	Hệ số sức kháng (Resistance Factor)
Sức kháng chịu tải nền (Bearing Resistance)		0.65
Trượt (Sliding)		1.0
Ổn định tổng thể (Overall / Global Stability)	Khi các tham số địa kỹ thuật được xác định tốt và mái dốc không đỡ hoặc không chứa kết cấu.	0.75
	Khi các tham số địa kỹ thuật chỉ dựa trên thông tin hạn chế, hoặc mái dốc có chứa hay đỡ một kết cấu.	0.65

\(\\\)

4.4.6.a Đánh giá ổn định trượt

Kiểm tra kích thước sơ bộ xét đến khả năng trượt của vùng đất gia cường, trong đó lực kháng được lấy là nhỏ hơn giữa sức kháng cắt dọc theo đáy tường hoặc dọc theo một lớp đất yếu gần đáy tường MSE, còn lực gây trượt là thành phần nằm ngang của lực đẩy tác dụng lên mặt phẳng thẳng đứng ở phía sau tường (xem Hình 4-2 đến 4-4). Hoạt tải phủ (live load surcharge) không được xem là lực gây ổn định khi kiểm tra trượt, nghĩa là kiểm tra ổn định trượt chỉ sử dụng hoạt tải nằm phía trên khối retained backfill, như minh họa ở Hình 4-2. Các lực gây trượt nói chung bao gồm các tải trọng ngang đã nhân hệ số do đất, nước, động đất và các tải phủ.

Sức kháng trượt dọc theo đáy tường được đánh giá giống như đối với móng băng trên đất, theo Điều 10.6.3.4 (AASHTO, 2007). Sức kháng đã nhân hệ số chống phá hoại do trượt \(R_R\) có thể ước tính theo:

\[
R_R = \phi_\tau \ R_\tau \tag{4-4}
\]

trong đó:

• \(\phi_\tau\) = hệ số sức kháng đối với sức kháng cắt giữa đất và nền móng
  (bằng 1.0 đối với trường hợp trượt đất–trên–đất, xem Bảng 4-5)
• \(R_\tau\) = sức kháng trượt danh định giữa đất đắp gia cường (reinforced fill) và đất nền móng (foundation soil)

Lưu ý rằng mọi sức kháng bị động của đất ở mũi tường do phần chôn sâu tạo ra đều bị bỏ qua, vì đất có thể bị lấy đi bởi các quá trình tự nhiên hoặc do con người trong suốt thời gian sử dụng (ví dụ xói lở, thi công lắp đặt các công trình ngầm, v.v.). Ngoài ra, sức kháng bị động thường không tồn tại trong giai đoạn thi công. Cường độ kháng cắt của hệ mặt tường cũng được bỏ qua theo hướng an toàn.

Các bước tính toán và các phương trình để tính trượt cho hai trường hợp điển hình được trình bày dưới đây. Các phương trình này cần được mở rộng để bao gồm các tải trọng và hình học khác, cho các trường hợp khác như có thêm tải phủ hoạt tải và tĩnh tải.

1) Tính lực đẩy danh định, trên một đơn vị bề rộng, tác dụng lên mặt sau vùng đất gia cường.

Tường với taluy đắp sau tường nằm ngang (xem Hình 4-2)
Hợp lực đất retained backfill, \(F_1\), là:

\[
F_1 = \dfrac{1}{2} K_{ab} \ \gamma_b \ H^2 \tag{4-5}
\]

Đối với tải chất thêm phân bố đều, hợp lực là:

\[
F_2 = K_{ab} \ q \ H \tag{4-6}
\]

trong đó:

• \(K_{ab}\) = hệ số áp lực đất chủ động đối với đất retained backfill
• \(\gamma_b\) = dung trọng tự nhiên của đất retained backfill
• \(H\) = chiều cao tường chắn
• \(q\) = hoạt tải chất thêm phân bố đều \(= (\gamma_r) \ (h_{eq})\)

Tường với taluy đắp sau tường là dốc (xem Hình 4-3)
Tính hợp lực danh định của đất retained backfill, trên một đơn vị bề rộng, \(F_T\):

\[
F_T = \dfrac{1}{2} K_{ab} \ \gamma_b \ h^2 \tag{4-7}
\]

trong đó:

• \(K_{ab}\) = hệ số áp lực đất chủ động cho taluy đắp sau tườn là dốc, xem Eq. 4-2
• \(h\) = tổng chiều cao tường (H) và độ chênh cao của taluy tại phía sau vùng đất gia cường
  \[
  h = H + L \tan\beta
  \]

Đối với taluy đắp sau tường gãy khúc (xem Hình 4-4),
(h – H) không được vượt quá cao trình đỉnh trên. Nếu chiều cao phần gãy khúc được ký hiệu là “S”, thì
\((H + L \tan\beta) \le (H + S)\); sử dụng (H + S) nếu \((L \tan\beta) > S\).

2) Tính lực gây trượt theo phương ngang danh định và đã nhân hệ số.
Đối với taluy đắp sau tường nằm ngang và hoạt tải chất thêm phân bố đều:

\[
\sum F = F_1 + F_2 \tag{4-8}
\]

\[
P_d = \gamma_{EH} \ F_1 + \gamma_{LS} \ F_2 \tag{4-9}
\]

Đối với trường hợp taluy đắp sau tường là dốc:

\[
F_H = F_T \cos\beta \tag{4-10}
\]

\[
P_d = \gamma_{EH} \ F_H = \gamma_{EH} \ F_T \cos\beta \tag{4-11}
\]

Sử dụng hệ số tải EH lớn nhất ( = 1.50) trong các phương trình này vì nó tạo ra lực gây trượt lớn nhất cho trạng thái giới hạn trượt.

3) Xác định đặc trưng ma sát nguy hiểm nhất tại đáy móng.
Chọn góc ma sát của đất, \(\phi\), nhỏ nhất trong ba khả năng sau:

i) Trượt dọc theo lớp đất nền, nếu sức kháng cắt của đất nền (dựa trên \(c’_f + \tan\phi’_f\) và/hoặc \(c_u\) đối với đất dính) nhỏ hơn sức kháng cắt của đất đắp gia cường \( (\tan\phi’_r) \).

ii) Trượt dọc theo lớp đất đắp gia cường \( (\phi’_r) \).

iii) Đối với cốt dạng bản (sheet-type reinforcement), trượt dọc theo mặt tiếp xúc yếu hơn trong hai mặt tiếp xúc đất – cốt phía trên và phía dưới. Góc ma sát đất–cốt, \(\rho\), nên được xác định bằng thí nghiệm cắt trực tiếp trên mặt tiếp xúc. Nếu không có thí nghiệm, có thể lấy xấp xỉ bằng \(\tfrac{2}{3}\tan\phi’_r\).

4) Tính các thành phần danh định của lực kháng trượt và lực kháng đã nhân hệ số trên một đơn vị chiều dài tường.
Đối với taluy đắp sau tường nằm ngang và tải phủ hoạt tải phân bố đều, bỏ qua hoạt tải vì nó làm tăng ổn định trượt:

\[
R_r = \gamma_{EV} \ V_1 \times \mu \tag{4-12}
\]

Đối với trường hợp taluy đắp sau tường là dốc:

\[
R_r = \big[\gamma_{EV}(V_1 + V_2) + \gamma_{EH}(F_T \sin\beta) \ \big]\times \mu \tag{4-13}
\]

trong đó

μ = góc ma sát đất nhỏ nhất, \(\phi\) [ \(\tan\phi’_f, \tan\phi’_r, \text{ hoặc (đối với cốt liên tục)} \tan\rho \text{]} \)

Các tải trọng bên ngoài làm tăng sức kháng trượt chỉ nên được tính đến nếu đó là các tải trọng thường xuyên (permanent).

Sử dụng hệ số tải EV nhỏ nhất (= 1.00) trong các phương trình này vì nó cho giá trị sức kháng nhỏ nhất đối với trạng thái giới hạn trượt.

5) So sánh sức kháng trượt đã nhân hệ số, \(R_R\), với lực gây trượt đã nhân hệ số, \(P_d\), để kiểm tra rằng sức kháng lớn hơn lực gây trượt.

6) Kiểm tra tỷ số sức kháng–nhu cầu (CDR) đối với trượt, \(\text{CDR} = \dfrac{R_R}{P_d}\). Nếu CDR < 1.0, tăng chiều dài cốt, \(L\), và lặp lại các bước tính toán.

4.4.6.b Kiểm tra lệch tâm cho phép (Eccentricity Limit Check)

Hệ lực dùng để kiểm tra độ lệch tâm tại đáy tường được minh họa trong Hình 4-7. Cần lưu ý rằng trọng lượng và bề rộng của mặt tường thường được bỏ qua trong tính toán. Kiểm tra lệch tâm là một kiểm tra ở trạng thái giới hạn cường độ. Việc kiểm tra lệch tâm chỉ xét đến hoạt tải nằm phía trên khối đất retained backfill, như thể hiện trong Hình 4-2.

Độ lệch tâm, \(e\), là khoảng cách giữa hợp lực đứng của nền móng và tâm vùng đất gia cường (tức là (L/2)), như minh họa ở Hình 4-7. Đại lượng \(e\) được tính bằng cách cộng các mômen gây lật và mômen kháng quanh đáy, tại tâm chiều dài đáy, rồi chia cho lực đứng:

\[
e = \frac{\sum M_D – \sum M_R}{\sum V} \tag{4-14}
\]

Các phương trình để tính lệch tâm cho hai trường hợp điển hình được trình bày dưới đây. Các phương trình này cần được mở rộng để bao gồm các tải trọng và hình học khác cho những trường hợp khác.

Tường với taluy đắp sau tường nằm ngang (Wall with Horizontal Backslope):
Các bước xác định độ lệch tâm bên dưới tường có taluy đắp sau tường nằm ngang và có tải phủ hoạt tải phân bố đều được cho như sau, tham chiếu Hình 4-7.

Tính hợp lực danh định của đất retained backfill và tải phủ trên một đơn vị bề rộng. Xem các Phương trình (4-5) và (4-6) cho tường có taluy đắp sau tường nằm ngang và tải phủ hoạt tải phân bố đều. Xem Phương trình (4-7) cho tường có taluy đắp sau tường là dốc.

Đối với tường thẳng đứng, taluy đắp sau tường nằm ngang và tải phủ hoạt tải phân bố đều, tính độ lệch tâm \(e\) như sau:

\[
e = \dfrac{\gamma_{EH-MAX} \ F_1\left(\frac{H}{3}\right)+\gamma_{LS} \ F_{q-LS}\left(\frac{H}{2}\right)}
{\gamma_{EV-MIN} \ V_1} \tag{4-15}
\]

Tường với taluy đắp sau tường là dốc (Wall with Sloping Backfill):
Độ lệch tâm bên dưới tường có taluy đắp sau tường là dốc, không có tải phủ, được tính như sau, theo Hình 4-8.

Tính \(e\) với các tải trọng đã nhân hệ số. Đối với tường có taluy đắp sau tường là dốc, độ lệch tâm bằng:

\[
e = \dfrac{\gamma_{EH-MAX} F_T \cos\beta\left(\frac{h}{3}\right)
– \gamma_{EH-MAX} F_T \sin\beta\left(\frac{L}{2}\right)
– \gamma_{EV-MIN} V_2\left(\frac{L}{6}\right)}
{\gamma_{EV-MIN} V_1 + \gamma_{EV-MIN} V_2 + \gamma_{EH-MAX} F_T \sin\beta}
\tag{4-16}
\]

Tiêu chí kiểm tra lật (Eccentricity Check Criteria):

Độ lệch tâm \(e\) được xem là chấp nhận được nếu vị trí của hợp lực đứng tổng cộng (dựa trên các tải trọng đã nhân hệ số) nằm trong nửa giữa bề rộng đáy đối với móng trên đất (tức là \(e_{\max} = L/4\)) và trong 3/4 phần giữa bề rộng đáy đối với móng trên đá (tức là \(e_{\max} = 3/8L\)). Vì vậy, đối với mỗi nhóm trạng thái giới hạn cường độ, \(e\) phải nhỏ hơn \(e_{\max}\). Nếu \(e\) lớn hơn, cần tăng chiều dài cốt.

Đối với tường đơn giản, chỉ cần xét tổ hợp tải tới hạn như mô tả ở Mục 4.2 (tức dùng EV nhỏ nhất và EH lớn nhất cho hệ số tải). Cần kiểm tra tải thường xuyên lớn nhất, nhỏ nhất và các giá trị cực trị tổng cộng cho các cấu hình tường MSE phức tạp (hình học và/hoặc tải trọng) để nhận diện tổ hợp tải tới hạn.

4.4.6.c Đánh giá sức chịu tải nền móng (Evaluate Bearing on Foundation)

Có hai dạng phá hoại sức chịu tải nền: phá hoại cắt tổng quát và phá hoại cắt cục bộ. Phá hoại cắt cục bộ đặc trưng bởi hiện tượng chọc thủng hoặc ép trồi (squeezing) của đất nền dưới móng khi bên dưới tường tồn tại đất mềm hoặc đất rời xốp.

Các tính toán sức chịu tải nền (bearing) yêu cầu thực hiện cả kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ (Strength Limit State) và theo trạng thái giới hạn sử dụng (Service Limit State).

Tính toán theo trạng thái giới hạn cường độ kiểm tra rằng áp lực nền đã nhân hệ số nhỏ hơn sức chịu tải nền đã nhân hệ số.

Tính toán theo trạng thái giới hạn sử dụng dùng để tính áp lực nền danh định phục vụ cho các tính toán lún. Cần lưu ý rằng trong các tính toán này thường bỏ qua trọng lượng và bề rộng của mặt tường (facing).

Kiểm toán sức chịu tải nền xét hoạt tải phía trên cả vùng đất có cốt và khối đất retained backfill như thể hiện trong Hình 4-2.

Cắt tổng quát (General Shear)

Để tránh phá hoại sức chịu tải trên nền đất đồng nhất, yêu cầu áp lực thẳng đứng đã nhân hệ số tại đáy tường, tính theo phân bố đều kiểu Meyerhof, không được vượt quá sức chịu tải nền đã nhân hệ số của đất nền:

\[
q_R \ge q_\text{uniform} \tag{4-17}
\]

Ứng suất thẳng đứng phân bố đều được tính:

\[
\sigma_v = \frac{\sum V}{L – 2 e_B} \tag{4-18}
\]

trong đó:

• \(\sum V\) = tổng các lực đứng
• \(L\) = bề rộng móng, bằng chiều dài cốt (L)
• \(e_B\) = độ lệch tâm dùng cho tính toán sức chịu tải (khác với độ lệch tâm \(e\) dùng trong kiểm tra lật)

Bước 6.c này yêu cầu tính giá trị lệch tâm khác với giá trị đã tính ở Bước 6.a, vì ở đây sử dụng các hệ số tải lớn nhất thay vì nhỏ nhất. Cũng lưu ý rằng kiểm tra sức chịu tải có kể đến hoạt tải phía trên cả vùng đất gia cường và vùng đất retained backfill, như Hình 4-2. Ngoài các tường đặt trên nền đất, ứng suất thẳng đứng phân bố đều cũng được dùng cho tường đặt trên nền đá do kết cấu MSE có độ mềm dẻo và khả năng truyền mômen hạn chế (Điều C11.10.5.4, AASHTO 2007).

Các bước tính toán đối với tường MSE có đất đắp sau tường nằm ngang và chất thêm hoạt tải phân bố đều, cũng như đối với đất đắp sau tường là mái dốc, được trình bày dưới đây. Các phương trình này cần được mở rộng để xét thêm các tải trọng và hình học khác cho những trường hợp khác.

1) Tính độ lệch tâm \(e_B\) của hợp lực tại đáy tường
Giá trị \(e\) từ phần kiểm tra lệch tâm (Bước 6.a) không được dùng ở đây. Cần tính \(e_B\) với các tải trọng đã nhân hệ số.
* Đối với tường có đất đắp sau tường nằm ngang và chất thêm hoạt tải phân bố đều, tác dụng đối xứng quanh vùng đất gia cường, độ lệch tâm bằng:
\[
e_B =
\frac{\gamma_{EH\text{-MAX}} F_1 \left(\frac{H}{3}\right)
+ \gamma_{LS} F_{q\text{-LS}} \left(\frac{H}{2}\right)}
{\gamma_{EV\text{-MAX}} V_1 + \gamma_{LS} q L}
\tag{4-19}
\]
trong đó các đại lượng đã được định nghĩa ở phần trước. Các hệ số tải lớn nhất cho \(\gamma_{EH}\) và \(\gamma_{EV}\) được dùng để đồng nhất với phần tính \(\sigma_v\) (bên dưới), nơi các hệ số tải lớn nhất cho ứng suất thẳng đứng lớn nhất.

* Đối với tường có đất đắp sau tường là mái dốc, xem Phương trình (4-16). Một lần nữa, lưu ý rằng các phương trình này nên được mở rộng để xét thêm các tải trọng và hình học khác.

Khi kiểm tra các tổ hợp hệ số tải khác nhau, giá trị lệch tâm \(e_B\) sẽ thay đổi. Nếu giá trị \(e_B\) tính được âm, thì trong phương trình tính ứng suất, ta lấy \(e_B = 0\), tức đặt (L’ = L) theo AASHTO C11.10.5.4 (2007).

2) Tính ứng suất thẳng đứng đã nhân hệ số \(\sigma_{V-F}\) tại đáy tường
Giả sử phân bố kiểu Meyerhof.
* Đối với đất đắp sau tường nằm ngang và chất thêm hoạt tải phân bố đều, ứng suất nền đã nhân hệ số là:
\[
\sigma_{V-F} =
\frac{\gamma_{EV\text{-MAX}} V_1 + \gamma_{LS} q L}
{L – 2 e_B}
\tag{4-20}
\]
Cách tiếp cận do Meyerhof đề xuất này giả thiết rằng phân bố ứng suất do tải lệch tâm có thể xấp xỉ bằng phân bố đều trên một diện tích giảm tại đáy tường. Diện tích này có bề rộng bằng bề rộng tường trừ đi hai lần độ lệch tâm, như minh họa trên Hình 4-7 và 4-8. Ảnh hưởng của lệch tâm và độ nghiêng tải được xét thông qua bề rộng hiệu dụng \(L – 2 e_B\) thay cho bề rộng toàn phần (L).

Đối với tường có đất đắp sau tường là mái dốc, ứng suất nền đã nhân hệ số là:
\[
\sigma_{V-F} =
\frac{\gamma_{EV\text{-MAX}} V_1 + \gamma_{EV\text{-MAX}} V_2
+ \gamma_{EH\text{-MAX}} F_T \sin\beta}
{L – 2 e_B}
\tag{4-21}
\]
Lưu ý rằng nếu \(e_B\) âm thì \(L – 2 e_B\) được lấy bằng (L). Giá trị lệch tâm âm có thể gặp ở một số hình học cực trị, ví dụ mặt cắt tường có cốt rất dài và taluy đắp sau tường dốc kéo dài vô hạn. Khi kiểm tra các hệ số tải và tổ hợp tải khác nhau, giá trị \(e_B\) sẽ thay đổi; cần xác định giá trị tới hạn bằng cách so sánh các tổ hợp tải trọng thích hợp.
Khi có thể, trong tính toán ứng suất nền \(\sigma_{V-F}\), cần tính thêm ảnh hưởng của tải chất thêm đã nhân hệ số và tải tập trung đã nhân hệ số. Phải đảm bảo tính nhất quán giữa tải trọng và hệ số tải dùng trong phần tính lệch tâm và phần tính ứng suất nền tương ứng.

3) Xác định sức chịu tải nền danh định (nominal bearing resistance) \(q_n\)

Theo Phương trình 10.6.3.1.2a-1 của AASHTO (2007). Đối với địa hình nằm ngang phía trước tường MSE và không có ảnh hưởng nước ngầm:
\[
q_n = c_f N_c + 0.5 L’ \gamma_f N_\gamma \tag{4-22}
\]
trong đó:
* \(c_f\) = lực dính của đất nền
* \(\gamma_f\) = dung trọng đơn vị của đất nền
* \(N_c, N_\gamma\) = các hệ số sức kháng chịu tải nền vô thứ nguyên
* \(L’\) = bề rộng móng hiệu dụng, bằng \(L – 2 e_B\); nếu \(e_B\) âm thì đặt (L’ = L).

Các hệ số sức kháng chịu tải nền vô thứ nguyên có thể lấy từ Bảng 10.6.3.1.2a-1 của AASHTO (2007) và, để tiện sử dụng, được trình bày lại trong Bảng 4-6. Các hiệu chỉnh đối với \(q_n\) (Phương trình 4-22) khi mặt đất phía trước tường có mái dốc hoặc khi mực nước ngầm cao được trình bày trong 10.6.3.1.2 AASHTO (2007). Ảnh hưởng có lợi của việc chôn sâu tường được bỏ qua.

(Ghi chú: đối với trường hợp chôn sâu đáng kể – tức độ chôn sâu lớn hơn giá trị tối thiểu trong Bảng 2-2 – có thể xét đến một phần độ chôn sâu trong việc xác định \(q_n\), với điều kiện đất đắp phía trước tường được đắp và đầm chặt đồng thời với đất gia cường, và đã kiểm tra tất cả các dạng phá hoại có thể. Vấn đề sức chịu tải nền được trình bày chi tiết trong hai khóa NHI sau: 132037 Shallow Foundations và tài liệu tham khảo FHWA NHI-01-023 (Munfakh và cs., 2001); cùng khóa 132012 Soils & Foundations, tài liệu tham khảo Tập II, FHWA NHI-06-089 (Samtani và Nowatzki, 2006).)

(\(c_f\) – thí nhiệm)

Theo 10.6.3.1.2a-1 AASHTO 4th 2007, (c) = cohesion, lấy bằng “undrained shear strength” (tức \(c = s_u\) cho đất dính trong điều kiện không thoát nước). Vậy (c) này thường lấy từ các thí nghiệm/khảo sát sau:

• Thí nghiệm nén ba trục không thoát nước (UU hoặc CU)
  • UU: không cố kết – không thoát nước → cho \(s_u\) trực tiếp.
  • CU: cố kết – không thoát nước (có/không đo áp lực nước lỗ rỗng). Nếu lấy “undrained strength” thì dùng kết quả theo ứng suất tổng.
• Thí nghiệm nén một trục (Unconfined Compression – UC/UCS) trên mẫu đất sét bão hòa
  • Khi đó \(s_u \approx q_u/2\) (với \(q_u\) là cường độ nén một trục).
• Cánh hiện trường (Field Vane Shear Test – VST/FVT)
  • Đo trực tiếp \(s_u\) của đất sét mềm.
• Thí nghiệm xuyên CPTu (cone có đo áp lực nước lỗ rỗng)gián tiếp
  • Suy ra \(s_u\) theo tương quan: \(s_u \approx (q_t-\sigma_{v0})/N_k\) (cần chọn \(N_k\) phù hợp).
• SPT gián tiếp (kém tin cậy hơn CPTu cho \(s_u\))
  • Dùng các tương quan \((N)–(s_u)\) theo loại đất/địa phương.

Tóm lại: chuẩn nhất là UU/CU (triaxial) hoặc UC (trong phòng), và Vane shear (tại hiện trường).

(\(c_f\) – nhiều lớp dưới đáy móng)

Không lấy \(c = s_u\) đúng tại đúng cao độ đáy móng, mà lấy giá trị đại diện của \(s_u\) trong khối đất tham gia cơ chế phá hoại ngay dưới móng.

Dưới đây là cách làm thực hành (đúng tinh thần các hướng dẫn nền móng/khả năng chịu tải dùng ứng suất tổng – undrained):

1) Xác định “vùng ảnh hưởng” dưới đáy móng

Gọi B = bề rộng móng theo phương xét.

• Móng băng (strip footing): vùng ảnh hưởng thường lấy từ đáy móng xuống khoảng (z = 1B).
• Móng vuông/tròn (isolated footing): có thể lấy sâu hơn một chút, thường (z = 1.5B) (đôi khi tới 2B nếu lớp yếu nằm sâu và cần kiểm tra xuyên thủng).

Nếu móng chịu lực lệch tâm, đang dùng bề rộng hiệu dụng (B’) thì vùng ảnh hưởng cũng nên lấy theo (B’) (không phải B hình học).

2) Lấy \(s_u\) “đại diện” trong vùng đó (cách đơn giản – hay dùng nhất)

Chia đất dưới đáy móng theo các lớp có \(s_u\) khác nhau trong chiều sâu (H) (ví dụ (H=1B) hoặc (1.5B)).
Tính trung bình theo chiều dày:

\[
s_{u,rep}=\dfrac{\sum (s_{u,i} \ t_i)}{\sum t_i}
\]

• \(t_i\): bề dày lớp i nằm trong vùng ảnh hưởng
• \(s_{u,i}\): undrained shear strength của lớp i (từ UU/CU/UC/Vane/CPTu…)

Sau đó dùng:
\[
c = s_{u,rep}
\]

3) Quy tắc “lớp yếu chi phối” (rất quan trọng)

Nếu trong vùng ảnh hưởng có một lớp rất yếu (\(s_u\) nhỏ) dù mỏng, có 2 tình huống:

• Lớp yếu nằm ngay sát đáy móng (phía trên) → thường chi phối trực tiếp, nên \(s_{u,rep}\) sẽ nhỏ (lúc này trung bình theo chiều dày đã phản ánh phần nào).
• Lớp mạnh nằm trên, lớp yếu nằm dưới → có nguy cơ xuyên thủng/punching: khi đó không được chỉ lấy trung bình “đẹp”; phải kiểm tra thêm cơ chế xuyên thủng (thường dùng mô hình lớp mạnh trên lớp yếu, hoặc tính theo lớp yếu chi phối trong mặt trượt).

Mẹo thực hành an toàn khi chưa chắc: lấy \(s_u\) nhỏ hơn trong vùng 0–1B (hoặc 0–1.5B) làm giá trị đại diện, rồi so với cách trung bình để thấy độ nhạy.

4) Nếu bạn có CPTu / thí nghiệm theo độ sâu (dạng đường cong)

Khi \(s_u = s_u(z)\) thay đổi liên tục, lấy trung bình theo chiều sâu:

\[
s_{u,rep}=\frac{1}{H}\int_{0}^{H} s_u(z) \ dz
\]

(thực tế làm gần đúng bằng cách lấy nhiều điểm theo z rồi trung bình có trọng số)

Ví dụ nhanh

Móng vuông (B=2m). Lấy (H=1.5B=3m).

• 0–1 m: \(s_u=50 \ kPa\)
• 1–3 m: \(s_u=80 \ kPa\)

\[
s_{u,rep}=\frac{50\cdot1 + 80\cdot2}{3}=70 \ kPa
\Rightarrow c=70 \ kPa
\]

(\(c, \ \gamma\) – nhiều lớp dưới đáy móng)

Công thức cổ điển sức kháng chịu tải: \(q_n = cN_c + qN_q + 0.5\gamma BN_\gamma\)

1) Với hạng tử surcharge \(q=\gamma D_f\) (hạng tử 2)

Ở đây \(q\) là ứng suất phủ tại cao độ đáy móng, nên nếu phía trên đáy móng có nhiều lớp:

\[
q = \sum (\gamma_i \ h_i)
\]

• \(\gamma_i\): dung trọng (hiệu dụng nếu bão hòa) của lớp i phía trên đáy móng
• \(h_i\): bề dày lớp i từ mặt đất đến đáy móng

Không lấy “trung bình” kiểu chung chung, mà cộng lớp–theo–lớp để ra đúng (q).

2) Với hạng tử \(0.5 \ \gamma \ B \ N_\gamma\) (hạng tử 3)

\(\gamma\) ở đây đại diện tự trọng đất trong vùng phá hoại bên dưới đáy móng, nên:

• Nếu dưới đáy móng gần như một loại đất trong khoảng ~0–B (hoặc 0–1.5B): dùng \(\gamma\) của lớp đó.
• Nếu phân lớp mạnh dưới đáy móng: không nên lấy trung bình đẹp giữa lớp mạnh và lớp yếu một cách máy móc.
  → phải xác định lớp chi phối cơ chế phá hoại (thường là lớp yếu nằm trong vùng nêm phá hoại), rồi dùng \(\gamma\) của lớp chi phối đó (hoặc lấy để tăng an toàn).

3) Với \(c\) và \(\phi\) trong \(cN_c + qN_q + 0.5\gamma BN_\gamma\)

• Nếu bạn đang dùng undrained cho đất sét \((\phi=0)\): \(c = s_u\) nên lấy giá trị đại diện trong vùng ảnh hưởng dưới đáy (thường 0–1B cho móng băng, 0–1.5B cho móng đơn) — có thể là trung bình theo chiều dày.
• Nhưng nếu có lớp mạnh mỏng ở trên, lớp yếu ở dưới (crust cứng trên sét mềm) → dễ xuyên thủng/punching: khi đó không được chỉ lấy trung bình, mà phải kiểm tra theo lớp yếu chi phối.

Kết luận “quy tắc nhanh”

• \(q\) (hạng tử 2): tính theo từng lớp phía trên đáy móng bằng \(\sum \gamma h\).
• \(\gamma\) của hạng tử 3: theo lớp đất dưới đáy móng chi phối vùng phá hoại, không trung bình máy móc nếu phân lớp mạnh.
• \(c\)/\(\phi\): lấy đại diện trong vùng ảnh hưởng, nhưng nếu có lớp yếu gây punching thì xét lớp yếu (không average).

\(\\\)

Bảng 4-6. Hệ số sức kháng chịu tải nền
(Bảng 10.6.3.1.2a-1, AASHTO {2007}).

(công thức tính \(N_c, N_q, N_\gamma\))

• \(N_c\) theo Prandtl (1921)
• \(N_q\) theo Reissner (1924)
• \(N_\gamma\) theo Vesic (1975)

\[
N_q = e^{\pi \tan \phi’} \tan^2\left(45^\circ+\frac{\phi’}{2}\right)
\]

\[
N_c = (N_q-1)\cot\phi’=\frac{N_q-1}{\tan\phi’}
\]

\[
N_\gamma = 2 (N_q+1)\tan\phi’
\]

\(\\\)

4. Kiểm tra rằng sức kháng chịu tải nền đã nhân hệ số lớn hơn ứng suất nền đã nhân hệ số,
tức là \(q_R \ge q_{V-F}\). Sức chịu tải nền có xét hệ số \( (q_R) \) được cho bởi:
\[
q_R = \phi \ q_n \tag{4-23}
\]
trong đó:
* \(\phi\) = hệ số sức kháng, đối với tường MSE giá trị này bằng 0.65 (Bảng 11.5.6-1, AASHTO {2007}).

5. Như đã nêu ở Bước 2) và Bước 3), có thể giảm \(q_{V-F}\) và tăng \(q_R\) bằng cách kéo dài chiều dài cốt, dù chỉ tăng được không nhiều. Sức chịu tải nền danh định thường có thể tăng lên bằng việc khảo sát nền chi tiết hơn và xác định rõ hơn các đặc trưng đất nền. Nếu không thể đạt được điều kiện nền tốt đủ hoặc không thể tăng đáng kể chiều dài cốt, cần xem xét cải thiện nền, ví dụ: đầm động, thay đất, cọc đá, tiền nén,… (xem các sổ tay tham khảo về các phương pháp gia cố nền của FHWA NHI-06-019 và NHI-06-020 (Elias và các cộng sự, 2006)).

Cắt cục bộ, chọc thủng và ép trồi (Local Shear, Punching Shear and Lateral Squeeze).

Cắt cục bộ là trạng thái chuyển tiếp giữa phá hoại cắt tổng thể (general shear) và chọc thủng (punching shear), có thể xảy ra ở các đất rời hoặc đất nén lún, trong các lớp đất yếu dưới tác dụng tải trọng chậm (thoát nước). Nếu có khả năng xảy ra cắt cục bộ hoặc chọc thủng, Mục 10.6.3.1.2b của AASHTO (2007) yêu cầu sử dụng các tham số sức kháng cắt giảm để tính toán sức chịu tải nền danh định. Lực dính hữu hiệu giảm, c*, được lấy bằng 0.67c’. Góc ma sát hữu hiệu giảm, \(\phi^*\), được lấy bằng \(\tan^{-1}(0.67 \tan \phi’_f)\).

Ép trồi là một trường hợp đặc biệt của cắt cục bộ có thể xảy ra khi móng đặt trên một lớp đất dính yếu phủ trên một lớp đất tốt hơn. Phá hoại ép trồi gây ra chuyển vị ngang lớn của đất dưới công trình.

Để tránh cắt cục bộ đối với các kết cấu đặt trên đất dính yếu, cần thỏa mãn:

\[
\gamma_r H \le 3 c_u \tag{4-24}
\]

trong đó: \(\gamma_r\) là dung trọng danh định của đất đắp có cốt (reinforced fill), H là chiều cao tường và \(c_u\) là lực dính danh định theo ứng suất tổng của đất nền (tức lực dính/kháng cắt không thoát nước).

Nếu không đạt được điều kiện nền đủ tốt, hoặc phải xử lý cả đất có cốt lẫn nền, thì cần gia cố cải thiện nền hai lớp đất ở cả trạng thái không thoát nước và có thoát nước, như đã trình bày trong Mục 10.6.3.1.2 của AASHTO (2007). Cắt cục bộ và ép trồi được trình bày chi tiết trong khóa học NHI 132012 “Soils & Foundations” và sổ tay tham khảo Volume II, FHWA NHI-06-088 (Samtani và Nowatzki, 2006).

(ép trồi – lateral squeeze)

Lateral squeeze là hiện tượng đất nền yếu bị “ép trồi/chảy” sang hai bên khi chịu tải (ví dụ tải từ móng, đắp cao, mố tường). Thay vì phá hoại kiểu “cắt” rõ ràng theo mặt trượt, khối đất bị nén và đùn ngang, làm nền phình ra ở hai bên và có thể gây lún lớn, mất ổn định.

• Hay gặp ở đất sét mềm, đất bùn, đất hữu cơ, hoặc lớp đất rất yếu bên dưới tải.
• Dấu hiệu: lồi/đùn đất ở hai bên, nứt, lún tăng nhanh, công trình bị nghiêng/dịch.

Bạn có thể nói là “ép (đùn) ngang” hoặc “trồi/đùn ngang của đất nền”

(danh định – nominal)

“nominal” (danh định) nghĩa là giá trị dùng cho tính toán thiết kế theo tiêu chuẩn, không phải giá trị “thực đo tại đúng điểm – đúng thời điểm”, và chưa nhân/áp dụng các hệ số để ra giá trị thiết kế cuối cùng.

Hiểu đơn giản:

• Nominal (danh định) = giá trị đại diện/đặc trưng (thường lấy từ thí nghiệm, kinh nghiệm, hoặc giá trị đặc trưng của lớp đất) đưa vào công thức để tính “sức kháng danh định”.
• Sau đó (trong LRFD/AASHTO) sức kháng này sẽ được nhân hệ số sức kháng (ϕ) để ra sức kháng thiết kế.

Ký hiệu:

• ( \gamma_r ): dung trọng danh định của đất đắp có cốt (giá trị đại diện đưa vào tính).
• ( c_u ): lực dính/kháng cắt theo ứng suất tổng danh định của đất nền (giá trị đại diện đưa vào tính).

4.4.6.d Ước lượng lún

Cần thực hiện các phân tích lún thông thường để đảm bảo rằng lún tức thời, lún cố kết và lún thứ cấp của tường đều nhỏ hơn các yêu cầu về chất lượng công trình (xem FHWA NHI-06-088 và NHI-06-089, Soils and Foundations Reference Manuals (Samtani và Nowatzki, 2006)). Lún được đánh giá dưới áp lực nền (bearing pressure) tính ở trạng thái giới hạn sử dụng (Service I).

Các độ lún nền sau thi công ước tính là đáng kể cho thấy cao độ đỉnh tường dự kiến cần được điều chỉnh. Việc này có thể thực hiện bằng cách tăng cao độ đỉnh tường trong quá trình thiết kế tường, hoặc bố trí khả năng điều chỉnh chiều cao trong phần mũ tường (coping) ở đỉnh tường, và/hoặc trì hoãn việc đổ bê tông hàng panel trên cùng đến cuối quá trình lắp dựng. Khi đó, chiều cao yêu cầu của hàng trên cùng sẽ được xác định, có thể kèm theo phần dự phòng bổ sung cho lún tiếp diễn.

Chênh lún đáng kể (lớn hơn 1/100) cho thấy cần bố trí khe trượt (slip joints), cho phép các panel đúc sẵn kề nhau chuyển vị thẳng đứng độc lập. Trường hợp độ lún dự kiến và thời gian lún không thể được đáp ứng bằng các biện pháp trên, cần xem xét các kỹ thuật cải thiện nền như bấc thấm (wick drains), cột đá (stone columns), đầm chặt động (dynamic compaction), sử dụng vật liệu đắp nhẹ, hoặc áp dụng thi công hai giai đoạn, trong đó giai đoạn đầu lớp mặt tường thường là mặt tường lưới thép (wire facing).

(chênh lún)

Chênh lún (differential settlement) là chênh lệch độ lún thẳng đứng giữa hai điểm trên công trình/nền.

1) Công thức cơ bản Giữa 2 điểm A và B: \(\Delta s = |s_A – s_B|\)
trong đó \(s_A, s_B\) là độ lún tại A và B (mm, cm…).

2) Cách tính theo “tỷ lệ chênh lún” (> 1/100)
Trong thực hành, người ta hay kiểm tra “độ dốc biến dạng” (angular distortion):
\(\beta = \dfrac{\Delta s}{L}\)
+ \(\Delta s\): chênh lún giữa hai điểm (mm)
+ \(L\): khoảng cách ngang giữa hai điểm (mm)
Điều kiện “greater than 1/100” nghĩa là:
\(\dfrac{\Delta s}{L} > \dfrac{1}{100} = 0.01\)
Ví dụ: nếu hai panel kề nhau cách nhau \(L=2.0\text{ m}\) thì ngưỡng chênh lún là
\(\Delta s > 0.01 \times 2.0 = 0.02\text{ m} = 20\text{ mm}\).

3) Lấy \(s_A, s_B\) ở đâu?
Bạn cần tính/ước tính độ lún tại từng vị trí theo bài toán lún (tức “settlement profile” theo chiều dài tường/nền), rồi mới lấy hiệu:
+ Lún tức thời (immediate): thường dùng đàn hồi \(Es, ν\) hoặc từ thí nghiệm hiện trường.
+ Lún cố kết (consolidation): dùng \(C_c, C_r, e_0\) (hoặc \(m_v\)), và ứng suất tăng thêm \(\Delta\sigma_z\) theo từng lớp.
+ Lún thứ cấp (secondary): dùng \(C_\alpha\) và thời gian.

Tổng tại mỗi điểm: \(s(x)=s_i(x)+s_c(x)+s_s(x)\)
Rồi: \(\Delta s = |s(x_1)-s(x_2)|\)

4) Trường hợp tường MSE / panel đúc sẵn
Hay kiểm tra:
+ giữa 2 panel kề nhau (L = bề rộng panel)
+ giữa các đoạn khác nhau của tường (L = khoảng cách giữa hai mốc quan trắc)

4.4.7 Bước 7 – Đánh giá ổn định nội tại

Phá hoại nội tại của tường MSE có thể xảy ra theo hai dạng:

• Lực kéo (và trong trường hợp cốt cứng, cả lực cắt) trong các phần tử cốt tăng lên quá lớn, làm cho các phần tử này giãn dài quá mức hoặc bị đứt, dẫn đến chuyển vị lớn và/hoặc sụp đổ kết cấu. Dạng phá hoại này gọi là phá hoại do đứt hoặc giãn dài cốt.
• Lực kéo trong cốt lớn hơn sức kháng kéo tuột (pullout), dẫn đến chuyển vị lớn và/hoặc sụp đổ kết cấu. Dạng này gọi là phá hoại do “pullout” (tuột cốt khỏi đất).

Quá trình xác định kích thước và thiết kế để tránh phá hoại nội tại vì vậy bao gồm việc xác định lực kéo lớn nhất phát triển trong các lớp cốt, vị trí của chúng dọc theo mặt trượt tới hạn, và sức kháng mà cốt cung cấp cả về khả năng kéo tuột (pullout) và cường độ chịu kéo. Ổn định nội tại cũng bao gồm đánh giá các yêu cầu về trạng thái sử dụng, như chuyển vị ngang cho phép của công trình và kiểm soát ứng suất xấu lên các mối nối cốt – tường.

4.4.7.a Chọn loại cốt gia cường

Cốt gia cường trong đất có thể là không giãn (tức chủ yếu là kim loại) hoặc có giãn (tức chủ yếu là vật liệu polyme), như đã thảo luận ở Chương 2.

Mô hình thiết kế nội tại của tường thay đổi theo loại vật liệu do mức độ giãn dài của chúng so với đất tại trạng thái phá hoại. Vì vậy, việc lựa chọn loại vật liệu cần được thực hiện ở bước này của quá trình thiết kế.

Các khác biệt bao gồm: dự báo tuổi thọ dựa trên ăn mòn kim loại hay suy giảm của polyme; hình học mặt phẳng phá hoại tới hạn được giả định cho thiết kế; và áp lực đất ngang dùng cho thiết kế. Có thể phân biệt các đặc trưng của cốt không giãn dài và cốt có giãn dài như sau.

Phương pháp thiết kế với cốt không giãn (ví dụ, cốt kim loại)
Phương pháp phân tích cân bằng giới hạn hiện nay sử dụng cách tiếp cận kết cấu trọng lực đồng nhất (coherent gravity structure) để xác định ổn định ngoài của khối gia cường, tương tự như phân tích đối với bất kỳ kết cấu trọng lực thông thường/truyền thống nào.

Đối với đánh giá ổn định nội tại, phương pháp này xét một bề mặt phá hoại hai đoạn thẳng (bi-linear), chia vùng gia cường thành vùng chủ động và vùng kháng, và yêu cầu đạt được trạng thái cân bằng để thiết kế đạt yêu cầu.

Phân bố áp lực đất ngang cho ổn định ngoài khối được giả định dựa trên phương pháp Coulomb với góc ma sát tường–đất \(\delta\) bằng 0.

Đối với ổn định nội tại, áp lực đất ngang thay đổi từ một bội số của \(K_a\) đến trạng thái áp lực đất chủ động, hệ số \(K_a\) được dùng cho thiết kế. Các nghiên cứu trước đây (FHWA RD 89-043) tập trung vào trạng thái ứng suất cho ổn định nội tại, như là hàm của \(K_a\), loại cốt (vải địa kỹ thuật, lưới địa kỹ thuật, thanh thép) và chiều sâu. Kết quả của các nghiên cứu này và các nghiên cứu mới hơn (Allen và các cộng sự, 2001) đã được tổng hợp thành phương pháp đơn giản hóa (simplified method), sẽ được sử dụng trong suốt tài liệu này.

Phương pháp thiết kế với cốt giãn (ví dụ, cốt geosynthetic)

Đối với các tính toán ổn định ngoài khối, phương pháp hiện hành giả định một phân bố áp lực đất, phù hợp với phương pháp dùng cho cốt gia cường không giãn.

Đối với các tính toán ổn định nội tại theo phương pháp đơn giản hóa, hệ số áp lực đất nội tại lại là một hàm theo loại cốt gia cường; trong đó hệ số nhỏ nhất \((K_a)\) được dùng cho các tường xây dựng bằng các tấm liên tục của vải địa kỹ thuật và lưới địa kỹ thuật. Với ổn định nội tại, xét bề mặt phá hoại theo Rankine, vì các cốt giãn có thể giãn dài nhiều hơn đất trước khi phá hoại và không làm thay đổi đáng kể hình dạng bề mặt phá hoại của đất.

4.4.7.b Xác định mặt trượt tới hạn

Mặt trượt tới hạn trong một tường đất có cốt đơn giản được giả thiết trùng với quỹ tích của lực kéo lớn nhất, \(T_{\text{MAX}}\), trong mỗi lớp cốt. Hình dạng và vị trí của mặt trượt tới hạn dựa trên các công trình đã được đo đạc bằng thiết bị và các nghiên cứu lý thuyết.

Mặt trượt tới hạn này được giả thiết xấp xỉ dạng hai đoạn thẳng (bilinear) đối với cốt không giãn – inextensible reinforcement (xem Hình 4-9) và xấp xỉ dạng tuyến tính đối với cốt giãn – extensible reinforcements (xem Hình 4-9), và trong cả hai trường hợp đều đi qua mũi chân tường.

Khi xảy ra phá hoại, cốt có thể giãn dài và bị biến dạng tại vị trí giao với mặt trượt. Do đó, lực kéo trong cốt sẽ tăng lên và quay. Vì vậy, thành phần lực theo phương mặt trượt sẽ tăng, và thành phần pháp tuyến có thể tăng hoặc giảm.

Đối với các inextensible reinforcement và cứng như dải thép hoặc lưới thép, sự giãn dài và quay của cốt có thể không đáng kể, nhưng với geosynthetic thì có thể rất đáng kể. Trong tính toán ổn định nội tại tường bằng phương pháp đơn giản hóa, người ta bỏ qua sự quay của cốt. Tuy nhiên, sự quay của cốt có thể được xét đến trong phân tích ổn định hỗn hợp của mái dốc (compound slope stability), như trình bày ở Chương 8 và 9.

Đối với extensible reinforcements, mối quan hệ áp lực đất theo Coulomb thể hiện trong Hình 4-5 sẽ được dùng để xác định mặt trượt, theo Hình 11.10.6.3.1-1 của AASHTO (2007), áp dụng cho các trường hợp tường có mặt trước nghiêng so với phương thẳng đứng lớn hơn 10°.

4.4.7.c Xác định tải chưa nhân hệ số (Unfactored Loads)

Nguồn chính của tải trọng nội tại tác dụng lên tường MSE là áp lực đất từ phần đất đắp gia cường (reinforced fill) và bất kỳ tải chất thêm nào đặt lên trên vùng đất được gia cường đó. Các tải chưa nhân hệ số đối với tường MSE có thể bao gồm các tải do áp lực đất đứng (EV), hoạt tải chất thêm (LS) và tĩnh tải chất thêm(ES). Nước, tải trọng động đất và tải do va chạm xe cộ cũng cần được xét đến khi thích hợp.

Các nghiên cứu (Collin, 1986; Christopher và cs, 1990; Allen và cs, 2001) cho thấy lực kéo lớn nhất chủ yếu liên quan đến loại cốt sử dụng trong tường MSE, mà bản thân nó lại là hàm của mô đun đàn hồi, khả năng giãn dài và mật độ của cốt. Dựa trên các kết quả này, đã xây dựng được một quan hệ giữa loại cốt và ứng suất phủ phía trên (overburden stress), được thể hiện trong Hình 4-10.

Tỷ số \(K_r/K_a\) đối với cốt kim loại (inextensible reinforcement) giảm dần từ đỉnh vùng đất được gia cường đến giá trị không đổi tại cao độ 20 ft (6 m) dưới cao độ này. Trái lại, đối với extensible reinforcements (ví dụ geosynthetic), tỷ số \(K_r/K_a\) là không đổi. Cần lưu ý rằng \(K_r/K_a\) được lấy mốc từ đỉnh tường ở mặt tường, bao gồm cả các cấu kiện trang trí (như mép trên của khối đất được gia cường tại mặt tường) đối với cả tường có mái đắp lưng tường nằm ngang và tường cói mái đắp lưng dốc. Cao độ bắt đầu lấy \(K_r/K_a\) cho một tường MSE đỡ móng đơn mố cầu là đỉnh của phần đất đắp, xem Chương 6 và ví dụ thiết kế ở phụ lục.

Phương pháp đơn giản hóa được sử dụng trong tài liệu này được phát triển nhằm tránh các quy trình lặp phức tạp vốn cần thiết khi tinh chỉnh một số phương pháp hiện có, tức là phương pháp khối trọng lượng đồng nhất (AASHTO, 1994 Interim) và phương pháp độ cứng kết cấu (FHWA RD 89-043, Christopher và cs., 1990). Phương pháp đơn giản (còn gọi là “simplified coherent gravity method”) (Elias và Christopher, 1997; Allen và cs., 2001) được xây dựng dựa trên cùng bộ dữ liệu thực nghiệm dùng để phát triển hai phương pháp kia.

Hình 4-10 được lập dựa trên phân tích ngược hệ số ứng suất ngang \(K_r\) từ các số liệu có được, trong đó ứng suất trong cốt được đo và được chuẩn hóa theo hệ số áp lực đất chủ động Rankine, \(K_a\). Lý thuyết áp lực đất chủ động Rankine giả thiết rằng áp lực ngang không phụ thuộc vào mái dốc đắp lưng tường hay ma sát tường. Các tỷ số thể hiện trong Hình 4-10 tương ứng với các giá trị đại diện cho các hệ cốt có đặc tính tốt, giả thiết rằng ứng suất thẳng đứng bằng với trọng lượng bản thân của đất phủ phía trên (\(\gamma \ H\)). Điều này cung cấp một biểu diễn đơn giản đối với tất cả các tường có đất đắp không dính.

Trong tương lai, Hình 4-10 có thể được điều chỉnh cho phù hợp với các hệ cốt mới phát triển, hiệu ứng chiều cao tường đầy đủ, v.v. Các quan hệ này có thể được phát triển bằng cách đo ứng suất trong cốt trên các công trình được gắn thiết bị đo và dùng các mô hình số để kiểm chứng tỷ số \(K_r/K_a\) cho các tường thông thường và phức tạp.

Hệ số áp lực đất ngang \(K_r\) được xác định bằng cách nhân thêm một hệ số vào hệ số áp lực đất chủ động. Hệ số áp lực đất chủ động được xác định bằng quan hệ áp lực đất Coulomb, giả thiết không có ma sát tường và góc β của mái đắp sau tường bằng không (tương đương với hệ số áp lực đất chủ động Rankine). Đối với tường thẳng đứng, áp lực đất chủ động thu được là công thức Rankine:

\[
K_a = \tan^2\left(45^\circ – \frac{\phi’_b}{2}\right) \tag{4-25}
\]

Đối với tường có mặt nghiêng (batter) từ 10° trở lên so với phương thẳng đứng, có thể dùng dạng đơn giản hóa của công thức Coulomb như sau:

\[
K_a = \frac{\sin^2(\theta + \phi’_b)}{\sin^2\theta \left[1 + \dfrac{\sin\phi’_b}{\sin\theta}\right]} \tag{4-26}
\]

trong đó θ là góc nghiêng của mặt sau tường tính từ phương ngang, đo từ phía trước tường như minh họa trên Hình 4-5. Chú giải C11.10.6.2.1 AASHTO (2007) nêu rằng công thức trên có thể dùng cho các tường mặt nghiêng. Khuyến nghị giá trị 10° là phù hợp với việc sử dụng công thức để xác định vị trí mặt trượt phá hoại đối với các tường có độ nghiêng 10° hoặc lớn hơn (C11.10.6.3.1, AASHTO {2007}).

Ứng suất \(σ_2\) do mái dốc đất đắp phía sau tường MSE có thể được xác định như minh họa trên Hình 4-11.

Chiều cao đất tương đương \(S_{eq}\) được tính dựa trên hình học mái dốc. Giá trị \(S_{eq}\) không được vượt quá chiều cao mái đắp đối với trường hợp mái đắp sau tường dạng gãy khúc.

Chiều dài cốt tối thiểu 0.7H được dùng để tính ứng suất do mái dốc đất đắp sau tường \(σ_2\) tác dụng lên cốt, vì chiều dài lớn hơn chỉ làm tăng rất ít ảnh hưởng lên cốt.

Ứng suất thẳng đứng tương đương được lấy bằng tích chiều cao đất tương đương \(S_{eq}\) với trọng lượng riêng khối của đất đắp gia cường, và được phân bố đều trên toàn chiều rộng đỉnh khối đất MSE.

4.4.7.d Thiết lập bố trí theo phương đứng của các lớp cốt đất

Việc sử dụng cùng một tiết diện cốt và cùng khoảng cách cốt cho toàn bộ chiều cao tường thường làm cho phần trên của tường có nhiều cốt hơn mức cần thiết cho ổn định. Do đó, một thiết kế kinh tế hơn có thể đạt được bằng cách thay đổi mật độ cốt theo chiều sâu. Tuy nhiên, để tạo được một vùng đất có cốt làm việc đồng nhất, khoảng cách theo phương đứng giữa các lớp cốt không được vượt quá 32 in (800 mm).

Nói chung có hai cách thực tế để làm điều này đối với tường MSE:

• Đối với cốt dạng dải, lưới, hoặc tấm dùng với mặt tường panel bê tông đúc sẵn lắp ghép, khoảng cách đứng được giữ không đổi và mật độ cốt được tăng lên theo chiều sâu bằng cách tăng số lượng và/hoặc kích thước cốt. Ví dụ, khoảng cách ngang điển hình của dải 2-in (50 mm) × 5/32-in (4 mm) là 30 in (0.75 m), nhưng có thể giảm bằng cách bố trí thêm các dải cốt theo phương ngang.
  \(\\\)
• Đối với cốt dạng tấm liên tục làm bằng geotextile hoặc geogrid, một cách phổ biến để thay đổi mật độ cốt \(T_{al}/S_v\) là thay đổi khoảng cách đứng \(S\), đặc biệt khi dùng mặt tường quấn (wrapped facing) vì dạng này dễ cho phép thay đổi khoảng cách. Khoảng giá trị \(S_v\) chấp nhận được được xác định dựa trên việc thi công và đầm nén đất đắp (ví dụ \(S_v\) lấy bằng 1, 2 hoặc 3 lần bề dày lớp đất đầm nén). Mật độ cốt \(T_{al}/S_v\) cũng có thể thay đổi bằng cách thay đổi cường độ \(T_{al}\), đặc biệt khi dùng kỹ thuật mặt tường quấn yêu cầu chiều cao quấn không đổi.

Các tường thấp đến trung bình (ví dụ < 16 ft {5 m}) thường được thi công chỉ với một loại geosynthetic. Các tường cao hơn dùng nhiều loại geosynthetic có cường độ khác nhau. Ví dụ, tường tải trọng Seattle cao 41 ft (12.6 m) đã sử dụng bốn cấp cường độ geotextile (Allen et al., 1992). Khoảng cách đứng lớn nhất 16 in. (400 mm) là điển hình đối với tường mặt quấn geosynthetic, mặc dù khoảng cách nhỏ hơn có thể mong muốn để giảm phình (bulging).

Đối với các tường dùng khối modular, khoảng cách đứng lớn nhất giữa các lớp cốt phải được giới hạn bằng hai lần bề dày khối (từ mặt trước đến mặt sau) hoặc 32 in. (810 mm), lấy giá trị nhỏ hơn, để đảm bảo thi công và ổn định lâu dài. Hàng cốt trên cùng phải được giới hạn trong phạm vi 1.5 lần bề dày khối (ví dụ một khối cộng với một khối nắp). (AASHTO 11.10.2.3.1 {AASHTO, 2007}).

Đối với các khối mặt lớn, chẳng hạn gabion 3 ft × 3 ft (0.9 m × 0.9 m), khoảng cách đứng bằng chiều cao mặt tường (tức là khoảng 3 ft {0.9 m}) thường được dùng. Khoảng cách này hơi vượt quá giới hạn nêu trên, nhưng có thể được bù lại bởi đóng góp của khối mặt lớn đối với ổn định nội tại (tức là ổn định chống phình).

4.4.7.e Tính lực kéo thiết kế trong các lớp cốt

e.1 Tính ứng suất ngang

Trong phân tích ổn định nội tại, trước hết phải xác định phân bố ứng suất ngang, \(σ_H\). Ứng suất ngang tại bất kỳ cao độ nào trong vùng đất có cốt được biểu diễn như sau:

\[
\sigma_H = K_r \ [\sigma_v] + \Delta\sigma_H \tag{4-27}
\]

trong đó \(K_r\) là hệ số áp lực đất bên trong vùng đất có cốt và được lấy từ Hình 4-10, \(σ_v\) là ứng suất đứng đã nhân hệ số tải tại cao độ xét đến, và \(Δσ_H\) là phần ứng suất ngang gia tăng đã nhân hệ số do các tải chất thêm ở phía trên.

Đối với phân tích ổn định nội tại, các giả thiết khi tính ứng suất đứng có xét hệ số tải trọng, \(σ_v\):

1. Ứng suất đứng do trọng lượng khối đất có cốt
   Ứng suất đứng do trọng lượng của vùng đất có cốt được xem như tải loại “EV” với hệ số tải trọng (tối đa) tương ứng \(\gamma_{P-EV}\) = 1.35. Luôn dùng hệ số tải trọng lớn nhất 1.35 (không dùng giá trị nhỏ nhất 1.00) để tìm ứng suất tới hạn.
   \(\\\)
2. Tải phân bố đứng phía trên vùng đất có cốt (do đất hoặc quy đổi thành đất)
   Bất kỳ tải phân bố đứng nào phía trên vùng đất có cốt mà do đất gây ra hoặc được quy đổi thành tải đất tương đương rải đều được gán là loại tải “EV”. Trong trường hợp này, hoạt tải giao thông, được biểu diễn bằng tải đất rải đều tương đương có chiều cao \(h_{eq}\), được xem là loại tải “EV”.
   Điều này khác với phân tích ổn định ngoài khối, nơi hoạt tải giao thông được xem là loại tải “LS” vì trong phân tích ổn định ngoài tường MSE được giả thiết là một khối cứng. Trong phân tích ổn định nội bộ, việc giả thiết tải loại “EV” được dùng để lượng cốt trong vùng đất có cốt xấp xỉ bằng với lượng cốt thu được khi áp dụng phương pháp thiết kế ứng suất làm việc trước đây (tức là hiệu chỉnh theo số liệu thực nghiệm).
   \(\\\)
3. Dung trọng của tải đất tương đương
   Dung trọng của tải đất tương đương được giả thiết bằng dung trọng của vùng đất có cốt, \(\gamma_r\), thường lớn hơn hoặc bằng dung trọng đất đắp sau tường.
   \(\\\)
4. Tải phân bố đứng do nguồn không phải đất – loại tải “ES”
   Bất kỳ tải phân bố đứng nào do nguồn không phải đất được gán là loại tải “ES”. Ví dụ là áp lực nền dưới móng nông đặt trên đỉnh vùng đất có cốt. Việc áp dụng hệ số tải trọng \(\gamma_{P-ES}\) = 1.50 cho loại tải “ES” phụ thuộc vào cách tính ứng suất đứng như sau:
   • Nếu ứng suất đứng được tính theo tải danh định (chưa nhân hệ số), dùng \(\gamma_{P-ES}\) = 1.50.
   • Nếu ứng suất đứng đã được tính với tải đã nhân hệ số, dùng \(\gamma_{P-ES}\) = 1.00, vì tải đã được nhân hệ số thì không được nhân thêm lần nữa.

Khuyến nghị nên tính ứng suất đứng có xét hệ số theo cả hai cách ở trên và dùng giá trị lớn hơn cho tính toán.

Ứng suất ngang có xét hệ số bổ sung \(Δσ_H\) có thể đến từ nhiều nguồn khác nhau. Hai ví dụ điển hình:

1. Áp lực ngang do ứng suất cắt (shear) ở đáy móng nông đặt trên đỉnh vùng đất có cốt.
2. Áp lực ngang từ các phần tử móng sâu (cọc) xuyên qua vùng đất có cốt.

Các ứng suất ngang bổ sung này được gán là tải loại “ES” vì chúng là tải phân bố trong hoặc trên vùng đất có cốt. Tương tự ứng suất đứng do tải không phải đất, việc áp dụng hệ số tải trọng cực đại \(\gamma_{P-ES}\) = 1.50 phụ thuộc vào cách tính ứng suất ngang:

• Nếu ứng suất ngang dựa trên tải danh định (chưa nhân hệ số), dùng \(\gamma_{ES-MAX}\) = 1.50.
• Nếu ứng suất ngang dựa trên tải đã nhân hệ số, dùng \(\gamma_{P-ES}\) = 1.00, vì không được nhân hệ số thêm lần nữa.

Tương tự như đối với ứng suất đứng, khuyến cáo rằng ứng suất ngang có xét hệ số nên được tính theo cả hai cách nêu trên và chọn giá trị lớn hơn để dùng cho phân tích.

Việc áp dụng các hướng dẫn trên được minh họa ở phần sau cho bốn cấu hình tường MSE, từ hình học đơn giản đến phức tạp. Lôgic dùng để xây dựng các phương trình này có thể được mở rộng cho bất kỳ cấu hình tường MSE nào khác với hệ thống tải chất thêm phức tạp.

Ví dụ 1: Tường MSE với mặt đất đắp sau tường nằm ngang, không có tải phân bố.
Đây là cấu hình tường đơn giản nhất. Ứng suất ngang tại độ sâu Z dưới đỉnh vùng đất có cốt:
\[
\sigma_H = K_r [(\gamma_r Z) \ \gamma_{EV\text{-}MAX}] \tag{4-28}
\]
trong đó: \(γ_r\) là dung trọng đất trong vùng đất có cốt, \(γ_{EV-MAX} = 1.35\) là hệ số tải trọng lớn nhất cho tải loại “EV”. Giá trị \(K_r\) được xác định với giả thiết:
 (i) tỉ số \(K_r/K_a\) biến thiên theo chiều sâu như trên Hình 4-10, bắt đầu từ mặt trên vùng đất có cốt; và
 (ii) \(K_a\) được tính theo công thức Rankine (Phương trình 4-25).

Ví dụ 2: Tường MSE với đất đắp sau tường dốc
Cấu hình này thường dùng cho tường chắn ở sườn dốc. Như Hình 4-11, tải do mái dốc được thay thế bằng tải đất đều tương đương có chiều cao \(S_{eq}\). Ứng suất ngang tại độ sâu Z dưới đỉnh vùng đất có cốt:
\[
\sigma_H = K_r [\gamma_r (Z + S_{eq}) \ \gamma_{EV\text{-}MAX}] \tag{4-29}
\]
Giá trị \(K_r\) được xác định với giả thiết:
 (i) tỉ số \(K_r/K_a\) biến thiên theo Hình 4-10 tính từ đỉnh vùng đất có cốt; và
 (ii) \(K_a\) được tính bằng công thức Rankine với giả thiết mặt đất đắp sau tường nằm ngang. Cách dùng eq. 4-29 được minh họa trong Ví dụ E-3 ở Phụ lục E.

Ví dụ 3: Tường MSE với đất đắp sau tường nằm ngang và có hoạt tải giao thông
Cấu hình này thường gặp ở tường trên đường phân làn cao độ khác nhau. Giả thiết hoạt tải được biểu diễn bởi tải đất đều tương đương có chiều cao \(h_{eq}\) (thường lấy 2 ft). Khi đó ứng suất ngang tại độ sâu Z:
\[
\sigma_H = K_r [\gamma_r (Z + h_{eq}) \ \gamma_{EV\text{-}MAX}] \tag{4-30}
\]
\(K_r\) xác định tương tự ví dụ 1:
 (i) tỉ số \(K_r/K_a\) như Hình 4-10 bắt đầu từ đỉnh vùng đất có cốt;
 (ii) \(K_a\) theo công thức Rankine (4-25). Cách dùng Phương trình 4-30 được minh họa trong Ví dụ E-4, Phụ lục E.

Ví dụ 4: Móng nông của Mố cầu đặt trên đỉnh tường MSE
Trong cấu hình này, kết cấu phần trên của cầu tựa lên một móng nông đặt trên đỉnh tường MSE. Cấu hình này được trình bày chi tiết trong Chương 6. Nội dung này được đưa vào đây như một ví dụ về một hệ tải chất thêm phức tạp, có thể dùng để giải thích cách tính ứng suất ngang cho các trường hợp như vậy. Để phát triển phương trình ứng suất ngang, tham khảo Hình 4-12 và 4-13. Giả thiết rằng tải trọng hoạt tải được biểu diễn bằng một tải đất chất thêm đều tương đương có chiều cao \(h_{eq}\) theo Bảng 4-4; chiều cao lớp đắp đường phía trên vùng đất có cốt là \(h\); và \(\Delta\sigma_v\) cùng \(\Delta\sigma_H\) làm tăng \(T_{MAX}\). Khi đó, ứng suất ngang tại bất kỳ độ sâu (Z) nào dưới đỉnh vùng đất có cốt có thể được viết như sau:
\[
\sigma_H = K_r\big[\gamma_r (Z + h + h_{eq}) \ \gamma_{EV\text{-}MAX} + (\Delta\sigma_{v\text{-}footing}) \ \gamma_{P\text{-}ES}\big] +(\Delta\sigma_H) \ \gamma_{P\text{-}ES} \tag{4-31}
\]
trong đó:
 \(Δσ_{v-footing}\) là ứng suất đứng (normal) tại đáy móng,
 \(Δσ_H\) là ứng suất ngang (shear) tại đáy móng.
Như đã nêu, \(\gamma_{P-ES}\) = 1.50 nếu dùng ứng suất danh định (chưa nhân hệ số), và = 1.00 nếu dùng ứng suất đã nhân hệ số. Khi đó, chọn giá trị lớn hơn giữa \(Δσ_{v-footing}\gamma_{P-ES}\) và \(Δσ_H \ \gamma_{P-ES}\) cho thiết kế.
Giá trị \(K_r\) được xác định với giả thiết:
 (i) tỉ số \(K_r/K_a\) trên Hình 4-10 bắt đầu từ cao độ mặt đường hoàn thiện phía sau móng; và
 (ii) \(K_a\) được tính theo công thức Rankine (4-25). Cách dùng Phương trình 4-31 được minh họa trong Ví dụ E-5, Phụ lục E.

trong đó:
 \(D_l\) = bề rộng hiệu dụng của tải trọng tác dụng tại bất kỳ chiều sâu nào, được tính như trình bày ở trên
 \(b_f\) = bề rộng của tải trọng tác dụng. Đối với móng chịu tải lệch tâm (ví dụ: móng mố cầu), đặt \(b_f\) bằng bề rộng móng tương đương (B’) bằng cách giảm đi (2e’), trong đó (e’) là độ lệch tâm của tải trọng tác dụng lên móng (tức là \(b_f – 2e’\)).
 \(L_f\) = chiều dài móng
 \(Q_v\) = tải trọng trên một đơn vị chiều dài (ft) của móng băng
 \(Q’_v\) = tải trọng tác dụng lên móng hình chữ nhật độc lập hoặc tải trọng tập trung
 \(z_l\) = chiều sâu tại đó bề rộng hiệu dụng giao cắt mặt sau của tường = \(2d_1 – b_f\)

Giả thiết rằng ứng suất đứng tăng thêm do tải trọng chất thêm không ảnh hưởng đến các ứng suất dùng để đánh giá ổn định nội bộ nếu tải trọng chất thêm nằm phía sau khối đất có cốt.
Đối với ổn định ngoài, giả thiết tải trọng chất thêm không ảnh hưởng nếu nó nằm ngoài vùng chủ động phía sau tường.

e.2 Tính lực kéo lớn nhất, \(T_{MAX}\)

Tính lực kéo tính toán lớn nhất \(T_{MAX}\) trong mỗi lớp cốt trên một đơn vị chiều rộng tường dựa trên khoảng cách theo phương đứng \(S_v\), theo công thức:
\[
T_{MAX} = \sigma_H S_v \text{ (đơn vị lực trên một đơn vị bề rộng cốt {kips/ft})} \tag{4-32a}
\]

Thuật ngữ \(S_v\) tương đương với khoảng cách cốt gia cường theo phương đứng đối với một lớp cốt mà các lớp cốt kề trên và kề dưới được bố trí cách đều so với lớp đang xét. Khi đó, \(\sigma_H\) được tính tại cao trình lớp cốt sẽ nằm ở giữa chiều cao góp tải (contributory height). Chiều cao góp tải được xác định là đoạn giới hạn bởi hai trung điểm giữa cao trình lớp cốt đang xét với lớp cốt kề trên và kề dưới (trừ lớp cốt trên cùng và dưới cùng).

Đối với lớp cốt trên cùng và dưới cùng, \(S_v\) là khoảng cách từ đỉnh hoặc chân tường, tương ứng, đến điểm giữa giữa lớp cốt thứ nhất và thứ hai (tính từ đỉnh hoặc chân tường, tương ứng). Các khoảng \(S_v\) được minh họa trong Hình 4-14.

Lực kéo cốt lớn nhất, \(T_\text{MAX}\), đối với các lớp cốt trên cùng và dưới cùng, cũng như đối với các lớp trung gian mà các lớp kề cận không được bố trí cách đều, được tính bằng tích của chiều cao góp tải và ứng suất ngang danh định đã nhân hệ số tải trọng trung bình tác dụng trên chiều cao góp tải đó. Ứng suất trung bình có thể được tính dựa trên diện tích hình thang chịu tải tương ứng (tức là lấy trung bình ứng suất tại đỉnh và tại đáy của chiều cao góp tải) hoặc lấy tại điểm giữa của chiều cao góp tải, như minh họa trong Hình 4-14.

Ngoài ra, đối với các loại cốt rời (cốt thép dải, thanh, lưới, geogrid, v.v.), \(T_{MAX}\) (lực trên một đơn vị bề rộng) có thể được tính tại mỗi cao trình dưới dạng \(P_{TMAX-UWR}\), là lực trên một đơn vị bề rộng cốt, theo:

\[
P_{TMAX-UWR} = \frac{\sigma_H S_v}{R_c} \tag{4-32b}
\]

trong đó:
\(R_c\) = tỉ số giữa bề rộng hữu hiệu của dải, tấm, hoặc lưới và khoảng cách tâm–tâm theo phương ngang giữa các dải, tấm hoặc lưới (xem Eq. 3-9 và Hình 3-3); ví dụ, \(R_c = 1\) đối với cốt phủ kín toàn bộ.

Đối với cốt rời có khoảng cách và kích thước tấm bê tông đúc sẵn lắp ghép biết trước, \(T_{MAX}\) (lực trên một đơn vị bề rộng tường) cũng có thể được tính theo mỗi tấm cốt riêng lẻ, \(P_{TMAX-D}\), là lực trên một bề rộng tấm, được định nghĩa:

\[
P_{TMAX-D} = \frac{\sigma_H S_v W_p}{N_p} \tag{4-32c}
\]

trong đó:
\(P_{TMAX-D}\) = lực tính toán lớn nhất trong phần tử cốt rời (trên mỗi tấm)
\(W_p\) = bề rộng tấm
\(N_p\) = số lượng cốt rời trên mỗi bề rộng tấm (ví dụ: 2, 3, v.v.)

4.4.7.f Tính sức kháng của cốt

Quy trình và thảo luận về định nghĩa cường độ thiết kế dài hạn danh định của cốt \(T_{al}\), cho cả cốt thép và cốt geosynthetic, được trình bày trong Mục 3.5 của tài liệu này. Sức kháng kéo tính toán, \(T_r\), bằng:
\[
T_r = \phi T_{al} \tag{4-33}
\]
\(T_{al}\) (như đã nêu tại Mục 3.5) và \(T_r\) có thể được biểu diễn theo cường độ trên một đơn vị bề rộng tường, trên mỗi phần tử cốt, hoặc trên một đơn vị bề rộng cốt.

Bảng 4-7. Hệ số sức kháng ϕ cho sức kháng kéo và sức kháng kéo tuột của tường MSE
(sau Bảng 11.5.6-1, AASHTO {2007}).

Loại cốt và điều kiện tải trọng		Hệ số sức kháng ϕ
Cốt kim loại và chi tiết liên kết	Cốt dạng dải (A)
	Tải trọng tĩnh	0.75
	Tải trọng tĩnh kết hợp động đất	1.00
	Tải trọng tĩnh kết hợp va chạm barrier (B)	1.00
	Cốt dạng lưới (A, C)
	Tải trọng tĩnh	0.65
	Tải trọng tĩnh kết hợp động đất	0.85
	Tải trọng tĩnh kết hợp va chạm barrier (B)	0.85
Cốt geosynthetic và chi tiết liên kết	Tải trọng tĩnh	0.90
	Tải trọng tĩnh kết hợp động đất	1.20
	Tải trọng tĩnh kết hợp va chạm lan can (B)	1.00
Sức kháng kéo tuột của cốt chịu kéo (kim loại và geosynthetic)	Tải trọng tĩnh	0.90
	Tải trọng tĩnh kết hợp động đất	1.20
	Tải trọng tĩnh kết hợp va chạm barrier giao thông (B)	1.00
Ghi chú: A. Áp dụng cho diện tích mặt cắt tổng trừ diện tích hy sinh. Đối với các tiết diện có lỗ, giảm diện tích tổng theo Điều 6.8.3 của AASHTO (2007) và áp dụng cho diện tích hữu hiệu trừ diện tích hy sinh. B. Các hệ số sức kháng cho tải trọng tĩnh kết hợp va chạm barrier giao thông không được nêu trong AASHTO. C. Áp dụng cho cốt dạng lưới được liên kết với phần tử mặt cứng, ví dụ tấm hoặc khối bê tông. Đối với cốt dạng lưới liên kết với mặt mềm kiểu thảm hoặc liên tục với thảm mặt, dùng hệ số sức kháng của cốt dạng dải.

4.4.7.g Chọn cấp bền và/hoặc số lượng phần tử cốt đất ở mỗi cao độ

Bố trí đứng của cốt đất, lực kéo thiết kế tại mỗi cao độ cốt, và sức kháng kéo của cốt đất đã được xác định ở ba bước trước. Với các thông tin này, chọn các cấp bền (cường độ) cốt thích hợp, hoặc số lượng các phần tử cốt rời (ví dụ: cốt dạng dải) cho bố trí đứng cốt đất đã chọn. Sau đó với bố trí này cần kiểm tra điều kiện kéo tuột và, khi áp dụng, các tải trọng sự kiện cực trị. Điều chỉnh lại bố trí nếu/thấy cần thiết.

Ổn định đối với phá hoại do đứt cốt yêu cầu:

\[
T_{\text{MAX}} \leq T_r \tag{4-34}
\]

trong đó \(T_{\text{MAX}}\) là lực thiết kế lớn nhất trong một lớp cốt (Theo các Eq. 4-32) và \(T_r\) là sức kháng kéo thiết kế của cốt (Eq. 4-33).

4.4.7.h Ổn định nội tại đối với phá hoại kéo tuột

Ổn định đối với kéo tuột cốt yêu cầu chiều dài neo làm việc có xét hệ số (factored effective pullout length) phải lớn hơn hoặc bằng lực kéo thiết kế trong cốt, \(T_{\text{MAX}}\). Cần kiểm tra từng lớp cốt, vì sức kháng kéo tuột và/hoặc lực kéo có thể thay đổi theo từng lớp cốt. Do đó, phải thỏa mãn tiêu chí sau:

\[
\phi L_e \geq \dfrac{T_{\text{MAX}}}{F^* \alpha \sigma_v \ C R_c} \tag{4-35}
\]

trong đó:

• \(L_e\) = Chiều dài neo trong vùng kháng. Lưu ý ranh giới giữa vùng kháng và vùng chủ động có thể bị thay đổi do các tải trọng tập trung.
• \(T_{\text{MAX}}\) = Lực kéo lớn nhất trong cốt.
• \(\phi\) = Hệ số sức kháng cho kéo tuột cốt đất. Xem Bảng 4-7.
• \(F^*\) = Hệ số sức kháng kéo tuột (xem Chương 3) với sự biến thiên theo chiều sâu bắt đầu từ cùng cao độ với biến thiên của \(K_r/K_a\).
• \(\alpha\) = Hệ số hiệu chỉnh quy mô (xem Chương 3).
• \(\sigma_v\) = Ứng suất đứng danh định (tức là chưa nhân hệ số tải trọng) tại cao độ cốt trong vùng kháng, bao gồm tải trọng phân bố do tĩnh tải nhưng bỏ qua tải trọng xe. Xem Hình 4-15 để tính \(\sigma_v\) đối với đất đắp sau tường có dạng mái dốc.
• \(C\) = 2 đối với cốt dạng dải, dạng lưới và dạng tấm.
• \(R_c\) = Tỷ số bao phủ.

Do đó, chiều dài chôn cắm yêu cầu trong vùng kháng (tức là phần nằm ngoài mặt trượt tiềm năng) có thể được xác định từ:

\[
L_e \ge \dfrac{T_{MAX}}{\phi F^{*}\alpha\sigma_r C R_c} \ge 3\ \text{ft (1 m)} \tag{4-36}
\]

Nếu có tải trọng xe cộ hoặc các hoạt tải khác, khuyến nghị tính \(T_{MAX}\) có kể đến hoạt tải, nhưng tính sức kháng kéo tuột không kể hoạt tải. Cách làm này xét đến khả năng hoạt tải xuất hiện gần phía trước tường nhưng không nằm phía trên chiều dài neo \(L_e\). Sức kháng kéo tuột và \(T_{MAX}\) có thể được tính mà không kể hoạt tải (theo quy định tạm thời AASHTO 2009) nếu chứng minh được rằng hoạt tải sẽ tác dụng lên cả vùng chủ động và vùng kháng tại cùng thời điểm hoặc chỉ tác dụng lên vùng kháng. Chủ đầu tư có thể quy định riêng yêu cầu tính toán kéo tuột trong tiêu chuẩn của mình nếu khác với AASHTO.

Bình luận C11.10.6.2.1 (AASHTO, 2009 – bản tạm thời) nêu rằng tải xe và các hoạt tải khác không được kể đến trong tính toán kéo tuột. Vì vậy, nếu trong bước tính \(T_{MAX}\) để kiểm tra sức kháng cốt và liên kết đã kể hoạt tải, thì phải tính lại \(T_{MAX}\) không kể hoạt tải khi dùng cho Công thức (4-35) hoặc (4-36).

Nếu điều kiện trên không được thỏa mãn cho tất cả các lớp cốt, cần tăng chiều dài cốt và/hoặc sử dụng loại cốt có sức kháng kéo tuột lớn hơn trên một đơn vị bề rộng, hoặc giảm khoảng cách đứng giữa các lớp cốt – điều này sẽ làm giảm \(T_{MAX}\).

Tổng chiều dài cốt, \(L\), cần thiết để đảm bảo ổn định nội tại sau đó được xác định:

\[
L = L_a + L_e \tag{4-37}
\]

trong đó \(L_a\) lấy từ Hình 4-9 đối với các kết cấu đơn giản không chịu tải trọng tập trung bên ngoài như mố cầu. Dựa trên hình này có thể suy ra các quan hệ sau cho \(L_a\):

Đối với tường MSE dùng cốt giãn (extensible), mặt tường thẳng đứng và đất đắp lưng tường nằm ngang:

\[
L_a = (H – Z)\tan (45 – \phi’/2) \tag{4-38}
\]

trong đó (Z) là chiều sâu đến cao độ lớp cốt đang xét.

Đối với tường dùng cốt không giãn (inextensible), mặt tường thẳng đứng và đất đắp lưng tường nằm ngang, từ chân tường đến cao độ (H/2):

\[
L_a = 0.6 (H – Z) \tag{4-39}
\]

Đối với nửa trên của tường dùng cốt không giãn, mặt tường thẳng đứng và đất đắp lưng tường nằm ngang:

\[
L_a = 0.3 H \tag{4-40}
\]

Để thuận tiện thi công, thường chọn một chiều dài cốt cuối cùng đồng nhất theo chiều cao tường, dựa trên chiều dài yêu cầu lớn nhất. Tuy nhiên, nếu ổn định nội tại chi phối chiều dài, có thể cho chiều dài biến thiên từ chân tường tăng dần lên đỉnh đến khi đạt chiều dài lớn nhất theo tổ hợp yêu cầu ổn định nội tại và ổn định ngoài khối lớn nhất. Xem Chương 6, Mục 6.3 để biết thêm hướng dẫn.

4.4.7.i Kiểm tra cường độ liên kết

Liên kết giữa cốt và mặt tường phải được thiết kế chịu \(T_{MAX}\) cho tất cả các trạng thái giới hạn. Hệ số sức kháng (ϕ) cho liên kết lấy giống như cho cường độ cốt và đã liệt kê trong Bảng 4-7 (Điều 11.10.6.2.2, AASHTO 2007).

Liên kết với tấm bê tông
Cốt kim loại trong hệ MSE dùng tấm bê tông lắp ghép thường được liên kết kết cấu với mặt tường bằng cách bắt bulông cốt vào bản thép neo chôn sẵn trong tấm, hoặc nối với thanh neo đến các chi tiết neo khác trong tấm. Sức chịu tải của neo chôn phải được kiểm tra bằng thí nghiệm theo yêu cầu của Điều 5.11.3 AASHTO (2007) cho từng dạng hình học. Liên kết giữa cốt kim loại và đơn vị mặt tường phải được thiết kế theo Điều 6.13.3 AASHTO, và phải xét đến ăn mòn theo Điều 11.10.6.4.2a. Trong thiết kế, tải trọng tác dụng lên liên kết được lấy bằng giá trị tải lớn nhất trong cốt.

Cốt geogrid bằng polyethylene có thể được liên kết kết cấu với các tấm bê tông lắp ghép bằng cách đúc phần đuôi geogrid vào trong tấm và liên kết toàn bộ chiều dài geogrid với mối nối bodkin, như minh họa ở Hình 4-16. Sức chịu tải của chi tiết neo này cũng phải được kiểm tra bằng thí nghiệm theo Điều 5.11.3 AASHTO (2007) cho từng kiểu cấu tạo. Việc sử dụng polyethylene trong thân bodkin cần được xem xét cẩn thận trong quá trình thi công để loại trừ độ rơ lỏng trong liên kết.

Lưới địa kỹ thuật và vải địa kỹ thuật bằng polyester không được đúc vào bê tông để làm liên kết do có khả năng bị suy giảm hóa học. Các loại vải địa kỹ thuật khác cũng không được đúc vào bê tông để làm liên kết do các yêu cầu về chế tạo và lắp ghép ngoài hiện trường.

Liên kết với các khối MBW
Tường MSE được xây dựng bằng các đơn vị MBW được liên kết theo một trong các cách sau:
(i) liên kết chịu lực, phải được kiểm tra theo Điều 5.11.3 của AASHTO;
(ii) ma sát giữa các khối và cốt, bao gồm cả ma sát sinh ra từ cốt liệu chứa trong lõi khối; hoặc
(iii) sự kết hợp giữa ma sát và lực cắt từ các thiết bị liên kết.
Cường độ liên kết này sẽ thay đổi đối với từng khối, phụ thuộc vào hình dạng hình học, độ nghiêng mặt khối, áp lực pháp tuyến, chiều sâu khối và lớp đá dăm chèn trong khối (nếu có). Vì vậy, cường độ liên kết là đặc trưng riêng cho từng tổ hợp khối/cốt và phải được xác định riêng bằng thí nghiệm cho mỗi tổ hợp.

Cường độ liên kết danh định dài hạn, \(T_{alc}\), phát triển do ma sát và/hoặc do liên kết kết cấu được xác định như sau:
\[
T_{alc} = \dfrac{T_{ult} \times CR_{cr}}{RF_D} \tag{4-41}
\]
trong đó:
\(\qquad T_{alc}\) = cường độ liên kết danh định dài hạn giữa cốt và tường mặt, tính theo đơn vị bề rộng cốt, tại một áp lực giam giữ (confining pressure) xác định
\(\qquad T_{ult}\) = cường độ kéo cực hạn của cốt gia cường đất bằng vật liệu geosynthetic, được định nghĩa là giá trị trung bình cuộn tối thiểu (MARV)
\(\qquad RF_D\) = hệ số giảm để xét đến suy giảm do tác nhân hóa học và sinh học
\(\qquad CR_{cr}\) = hệ số giảm cường độ liên kết dài hạn để xét đến việc giảm cường độ cực hạn do liên kết
\(\qquad \qquad \) có thể được xác định từ các thí nghiệm dài hạn hoặc ngắn hạn, như mô tả dưới đây.

Xác định \(CR_{cr}\) bằng thí nghiệm dài hạn
Một loạt thí nghiệm creep tại mối liên kết được thực hiện trong khoảng thời gian dài để đánh giá phá hoại do creep tại liên kết. Dữ liệu phá hoại creep liên kết dài hạn được ngoại suy tới thời gian sử dụng thiết kế (ví dụ 75 năm, 100 năm) để xác định cường độ liên kết đã giảm do creep, \(T_{crc}\), tại thời gian sử dụng thiết kế đó. Chi tiết về thí nghiệm dài hạn và cách diễn giải kết quả được trình bày trong Phụ lục B. Với thí nghiệm dài hạn này, \(CR_{cr}\) được xác định như sau:
\[
CR_{cr} = \dfrac{T_{crc}}{T_{lot}} \tag{4-42}
\]
\(T_{lot}\) là cường độ kéo cực hạn theo bề rộng lớn của lô/cuộn vật liệu cốt dùng trong thí nghiệm cường độ liên kết.
Giá trị \(T_{lot}\), chẳng hạn, có thể bằng 103 % đến 115 % giá trị trung bình cuộn tối thiểu (MARV) của cường độ cực hạn \(T_{ult}\) (cũng có thể ký hiệu là \(T_\text{ult-MARV}\)).

\(CR_{cr}\) được xác định bằng thí nghiệm ngắn hạn
Các thí nghiệm cường độ giới hạn ngắn hạn (tức là thí nghiệm nhanh), theo ASTM D6638, được dùng để xác định cường độ liên kết giới hạn, \(T_{ulconn}\), tại một áp lực giam giữ (confining pressure) xác định. Các thí nghiệm phải được tiến hành phù hợp với ASTM D6638, Determining Connection Strength Between Geosynthetic Reinforcement and Segmental Concrete Units (Modular Concrete Blocks). Với thí nghiệm ngắn hạn, \(CR_{cr}\) được xác định như sau:
\[
CR_{cr} = \frac{T_{ultconn}}{RF_{cr} \ T_{lot}} \tag{4-43}
\]
trong đó \(RF_{cr}\) là hệ số giảm cường độ do từ biến của vật liệu geosynthetic (xem Chương 3), và Tlot là cường độ kéo giới hạn theo bề rộng lớn của lô/cuộn vật liệu cốt được dùng trong thí nghiệm xác định cường độ liên kết.
Các số liệu thô từ thí nghiệm trong phòng về cường độ liên kết ngắn hạn không nên dùng trực tiếp cho thiết kế. Người thiết kế tường cần đánh giá số liệu và xác định cường độ liên kết danh định dài hạn, Talc. Các bước xử lý/giảm số liệu này được tóm tắt và thảo luận trong Phụ lục B. Một ví dụ về việc chuyển đổi số liệu cường độ liên kết ngắn hạn được trình bày trong Phụ lục B.

Lưu ý rằng môi trường giữa các khối môđun và ngay phía sau chúng tại vị trí nối có thể không giống với môi trường bên trong khối đất có cốt. Do đó, hệ số giảm cường độ do lão hoá môi trường dài hạn \(RF_D\) có thể khác đáng kể so với hệ số dùng để tính toán cường độ kéo dài hạn danh định của cốt \(T_{al}\).

Cường độ liên kết như trình bày ở trên là một hàm của ứng suất pháp, được tạo ra bởi trọng lượng của các khối. Vì vậy, nó sẽ thay đổi từ giá trị nhỏ nhất ở phần trên của kết cấu đến giá trị lớn nhất gần chân tường đối với các tường không có batter (mặt nghiêng). Hơn nữa, vì nhiều tường MBW được xây với mặt trước nghiêng (batter), nên cột trọng lượng nằm phía trên chân tường hoặc trên bất kỳ mặt tiếp xúc nào khác có thể không tương ứng với trọng lượng của các khối mặt tường phía trên cao trình tham chiếu. Khái niệm này được minh họa trong Hình 4-17 và được gọi là chiều cao bản lề (hinge height) (Simac và các cộng sự, 1993). Do đó, với các tường có góc batter danh nghĩa lớn hơn 8 độ, ứng suất pháp được giới hạn bởi giá trị nhỏ hơn giữa chiều cao bản lề và chiều cao phần tường phía trên mặt tiếp xúc. Khoảng áp lực thẳng đứng này nên được dùng khi xác định \(CR_{cr}\). Khuyến nghị này dựa trên các kết quả nghiên cứu cho thấy khái niệm chiều cao bản lề là quá an toàn đối với những tường có batter nhỏ (Bathurst và các cộng sự, 2000).

• \(H_t\) = chiều cao một khối SRW (ft)
• \(W_t\) = bề dày khối SRW, tính từ mặt trước đến mặt sau (ft)
• \(G_t\) = khoảng cách đến trọng tâm của một khối SRW nằm ngang (bao gồm cả vật liệu rời trong lõi), đo từ mặt trước của khối (ft)
• \(\omega\) = góc nghiêng tường do độ lùi từng hàng khối (độ)
• \(H\) = tổng chiều cao tường (ft)
• \(H_h\) = chiều cao bản lề (ft)

4.4.7.j Chuyển vị ngang

Việc đánh giá chuyển vị ngang của tường trong LRFD giống như trong ASD, và các biến dạng được đánh giá ở trạng thái giới hạn Service I. Nói chung, hầu hết các biến dạng ngang nội tại của mặt tường MSE xảy ra trong quá trình thi công. Tuy nhiên, chuyển vị sau khi xây dựng có thể xuất hiện do tải trọng phụ sau khi xây dựng, do lún khối đắp tường, hoặc do lún dài hạn của lớp đất nền.

Độ lớn dịch chuyển ngang phụ thuộc vào kỹ thuật đắp đất, hiệu quả đầm chặt, độ giãn của cốt, chiều dài cốt, chi tiết liên kết cốt–mặt tường, và chi tiết mặt tường. Giá trị xấp xỉ về dịch chuyển ngang có thể xảy ra của các tường MSE đơn giản trong quá trình thi công có thể ước lượng dựa trên các tương quan thực nghiệm (xem Hình 2-15). Nói chung, tăng tỷ số chiều dài cốt so với chiều cao tường, từ giới hạn thấp lý thuyết là 0.5H đến giá trị 0.7H theo AASHTO, sẽ làm giảm biến dạng khoảng 50 phần trăm. Đối với các công trình quan trọng yêu cầu sai số hình học nhỏ, như mố cầu, có thể cần các tính toán chính xác hơn bằng mô hình số.

Phân tích đáp ứng biến dạng cho phép đánh giá khả năng làm việc dự kiến của kết cấu về dịch chuyển ngang (và đứng). Các phân tích dịch chuyển ngang là loại khó thực hiện nhất và độ tin cậy thấp nhất trong các phân tích được thực hiện. Trong nhiều trường hợp, chúng chỉ được thực hiện ở mức xấp xỉ. Kết quả có thể ảnh hưởng đến việc lựa chọn loại mặt tường, kiểu liên kết mặt tường hoặc trình tự đắp lưng tường.

4.4.7.k Chuyển vị đứng và Bearing Pads (tấm đệm chịu lực)

Các bearing pads được đặt tại các mối nối ngang của các tấm panel bê tông đúc sẵn dạng phân đoạn nhằm cho phép panel và cốt gia cường dịch chuyển xuống cùng với lớp đất đắp gia cường khi đất được đắp và lún, giảm ứng suất kéo xuống (downdrag), đồng thời tạo tính linh hoạt để thích ứng với lún không đều của nền móng. Lún nội tại trong lớp đất đắp gia cường xảy ra hầu như ngay lập tức, và có thể có một chuyển vị nhỏ sau khi thi công do nén đàn hồi của vật liệu hạt. Tổng chuyển vị là sự kết hợp giữa chuyển vị nội tại và chuyển vị do lún không đều ngoài khối. Chiều dày và khả năng nén của bearing/compression pad có thể được điều chỉnh theo chuyển vị dự kiến. Nếu không, có thể xảy ra nứt panel bê tông và/hoặc kéo xuống tại các liên kết, dẫn đến uốn cong liên kết và/hoặc chuyển vị panel ra khỏi mặt phẳng. Việc tính toán lún bên ngoài đã được xem xét trong Mục 4.4.6.d. Thông thường, chuyển vị nội tại là không đáng kể đối với đất đắp hạt có cấp phối tốt, và chuyển vị ngoài khối thường sẽ chi phối yêu cầu về compression pad như liệt kê trong Bảng 2-3. Tuy nhiên, khi sử dụng đất đắp dạng cát và/hoặc đất đắp cận tiêu chuẩn có chứa một lượng hạt mịn đáng kể, chuyển vị nội tại có thể lớn và cần được tính toán để đánh giá yêu cầu tăng thêm về chiều dày của bearing pad.

Lún tức thời của đất đắp hạt có thể được tính theo phương pháp Schmertmann, như mô tả trong các sổ tay tham khảo FHWA NHI-06-088 và NHI-06-089, Soils and Foundation Reference Manuals (Samtani và Nowatzki, 2006).

Độ cứng (theo phương dọc trục và ngang), kích thước và số lượng bearing pad cần được lựa chọn sao cho khe mở mối nối sau cùng đạt ít nhất 3/4 ± 1/8 in (≈ 19.1 ± 3.2 mm, tức khoảng 15.9–22.2 mm), trừ khi bản vẽ có chỉ dẫn khác. Như đã nêu ở Chương 2, khuyến nghị bề rộng khe mối nối ban đầu tối thiểu là 3/4 in (≈ 19.1 mm). Độ cứng (dọc trục và ngang), kích thước và số lượng bearing pad cũng cần được kiểm tra với giả thiết rằng tải trọng đứng tại một mối nối bất kỳ bằng 2 đến 3 lần trọng lượng của các tấm panel ốp (facing panels) nằm ngay phía trên cao độ đó. Để kiểm tra, cần có các thí nghiệm trong phòng dưới dạng đường cong tải đứng – biến dạng đứng và tải đứng – biến dạng ngang của bearing pad.

4.4.8 Bước 8 – Thiết kế các phần tử mặt tường

4.4.8.a Thiết kế mặt tường bằng bê tông, thép và gỗ

4.4.8.a Thiết kế mặt ốp (facing) bằng bê tông, thép và gỗ

Các cấu kiện mặt ốp được thiết kế để chịu các lực theo phương ngang được hình thành trong Mục 4.3. Cốt gia cường được bố trí để chịu các điều kiện tải trọng lớn nhất tại mỗi độ sâu, phù hợp với các yêu cầu thiết kế kết cấu trong Mục 5, 6 và 8 của AASHTO (2007) tương ứng cho mặt ốp bê tông, thép và gỗ. Chiều dài neo (embedment) của cốt gia cường vào liên kết với tấm/panel phải được xác định bằng thí nghiệm, nhằm bảo đảm có thể chịu được các tải trọng \(T_{MAX}\).

Tối thiểu, phải bố trí thép chống nứt do nhiệt độ và co ngót cho mặt ốp dạng tấm đúc sẵn. Khuyến nghị bảo vệ epoxy cho cốt thép của tấm, hoặc tối thiểu 3 in (75 mm) lớp bê tông bảo vệ (cover) tại những nơi dự kiến có xâm thực muối.

Đối với các khối mặt ốp dạng MBW, cần bảo đảm có đủ khả năng chịu cắt giữa các khối (inter-unit shear capacity), và khoảng cách lớn nhất giữa các lớp cốt gia cường nên được giới hạn bằng 2 lần bề rộng từ mặt trước đến mặt sau (\(W_u\), như định nghĩa trong Hình 4-17) của khối mặt ốp MBW, hoặc 2.7 ft (32 in – 800 mm), lấy giá trị nhỏ hơn. Chiều sâu lớn nhất của mặt ốp phía dưới lớp cốt thép đáy thường nên được giới hạn bằng bề rộng \(W_u\) (xem Hình 4-17) của khối mặt ốp MBW. Bề rộng lớp cốt gia cường trên cùng nên được giới hạn bằng 1.5 lần chiều sâu khối (ví dụ: một khối cộng với một khối nắp) (AASHTO 11.10.2.3.1 {2007}).

(mặt ốp bằng MBW)

cách bố trí các lớp cốt gia cường (soil reinforcement) khi tường dùng khối mặt MBW, để tránh mặt ốp bị trượt cắt giữa các khối hoặc bị “rời rạc” theo chiều đứng.

1) “Sufficient inter-unit shear capacity”

• Inter-unit shear capacity = khả năng chịu cắt giữa các khối (lực “khóa” các block lại để chúng không trượt tương đối).
• Ý: khối MBW phải có cơ chế/đặc tính (mấu khóa, rãnh, chốt, hình dạng…) đủ lớn để truyền lực ngang qua các khối mà không bị trượt.

2) Giới hạn “khoảng cách đứng” giữa các lớp cốt gia cường

Đoạn: “maximum spacing between reinforcement layers should be limited to twice the front to back width, Wu … or 2.7 ft (800 mm) whichever is less.”

• Spacing giữa reinforcement layers ở đây là khoảng cách theo phương đứng giữa 2 lớp cốt (ví dụ geogrid) kế tiếp.
• Wu = bề rộng khối mặt ốp theo phương từ mặt trước ra mặt sau (front-to-back width) của 1 block (xem Hình 4-17).
• Quy định:
  \[
  S_\text{v – max} \le \min(2W_u ; 2.7\text{ ft }(32\text{ in} 800\text{ mm}))
  \]
  Nghĩa là: lớp cốt không được đặt quá thưa, để “khóa” mặt ốp theo chiều cao, giảm nguy cơ tách lớp/trượt cắt giữa các block.

Ví dụ nhanh

• Nếu \(W_u = 0.30\) m ⇒ \(2W_u = 0.60\) m < 0.80 m ⇒ Sv max = 0.60 m
• Nếu \(W_u = 0.50\) m ⇒ \(2W_u = 1.00\) m > 0.80 m ⇒ Sv max = 0.80 m

3) Giới hạn “chiều sâu mặt ốp” dưới lớp cốt thấp nhất

Đoạn: “maximum depth of facing below the bottom reinforcement layer should typically be limited to the width, Wu …”

• Đây là phần mặt ốp nằm bên dưới lớp cốt gia cường thấp nhất (từ lớp cốt dưới cùng xuống đến đáy tường/đế).
• Quy định khuyến nghị:
  \[
  D_{\text{below}} \lesssim W_u
  \]
• Ý nghĩa: nếu để phần mặt ốp “chân trần” quá sâu (không có cốt neo vào), thì đoạn dưới đó dễ phình/đẩy, trượt, hoặc mất ổn định cục bộ.

4) Giới hạn vị trí lớp cốt trên cùng

Đoạn: “top row of reinforcement should be limited to 1.5 the block depth (e.g. one unit plus a cap unit)”

• Block depth = chiều cao 1 khối (theo phương đứng).
• “Top row” là lớp cốt gia cường trên cùng: không nên đặt quá thấp so với đỉnh tường.
• Quy định:
  \[
  \text{khoảng cách từ đỉnh tường xuống lớp cốt trên cùng} \le 1.5 \times (\text{chiều cao block})
  \]
• Ví dụ “one unit plus a cap unit” = thường tương đương ~1.5 block (1 block + 1 nắp/cap), tức là lớp cốt trên cùng nằm trong vùng khá gần đỉnh để giữ ổn định các khối phía trên.

Tóm lại (nói đơn giản)

Với MBW:

1. Các block phải “khóa” nhau đủ tốt để chịu cắt.
2. Lớp cốt gia cường không được đặt quá thưa: tối đa = min(2Wu, 0.80 m).
3. Phần mặt ốp bên dưới lớp cốt thấp nhất không nên sâu quá Wu.
4. Lớp cốt trên cùng phải nằm gần đỉnh, không thấp hơn 1.5 chiều cao block tính từ đỉnh xuống.

Khả năng chịu cắt giữa các khối đã xét hệ số (factored inter-unit shear capacity) thu được từ thí nghiệm (ASTM D6916) tại mức tải normal (danh định) thích hợp phải lớn hơn áp lực đất theo phương ngang đã xét hệ số tác dụng lên mặt ốp.

Đối với có yêu cầu tính toán theo động đất (seismic performance) Zone 3 hoặc 4, các liên kết mặt ốp trong tường có mặt ốp bằng MBW phải sử dụng các thiết bị chống cắt (shear resisting devices) giữa các khối MBW và cốt gia cường, và không nên phụ thuộc hoàn toàn vào sức kháng ma sát giữa cốt gia cường và các khối mặt ốp.

Các thiết bị chống cắt giữa khối mặt ốp và cốt gia cường như then/chốt chống cắt (shear keys), chốt (pins), v.v. nên được sử dụng. Nếu liên kết phụ thuộc một phần hoặc hoàn toàn vào ma sát giữa khối mặt ốp và cốt gia cường, thì cường độ liên kết dài hạn theo điều kiện normal, \(T_{ac}\), phải giảm còn 80% giá trị tĩnh của nó. Ngoài ra, các khối nằm phía trên lớp cốt gia cường trên cùng phải được cố định để chống lật/đổ (toppling) trong mọi sự kiện động đất.

4.4.8.b Thiết kế mặt tường mềm

Các tấm mặt tường bằng lưới thép hàn hoặc tương tự phải được thiết kế sao cho không xảy ra phồng quá mức khi đất đắp phía sau bị nén do ứng suất đầm chặt, trọng lượng bản thân đất đắp hoặc thiếu mô đun tiết diện. Độ phồng của mặt tường tại vị trí giữa các lớp cốt, cả theo phương ngang và phương đứng, nói chung nên được giới hạn trong khoảng 1 đến 2 in. (25 đến 50 mm) tính từ đường mặt tường lý thuyết. Các yêu cầu về thông số và chi tiết thiết kế nhằm giúp đạt được giới hạn này có thể gồm việc giới hạn chiều cao mỗi tấm mặt tường là 18 in. (460 mm) hoặc nhỏ hơn, bố trí một dải đá dăm hoặc cuội kích thước lớn rộng danh nghĩa 2 ft (0.6 m) ngay phía sau mặt tường, giảm khoảng cách đứng và ngang giữa các lớp cốt, tăng mô đun tiết diện của vật liệu mặt tường, và/hoặc bố trí chồng lắp đủ giữa các tấm mặt tường kề nhau. Ngoài ra, phần đỉnh của tấm mặt tường mềm ở đỉnh tường phải được neo với lớp cốt phía trên cùng để đảm bảo ổn định cho phần đỉnh của tấm mặt tường.

Các phần tử mặt tường bằng geosynthetic nói chung không nên để lộ dưới ánh sáng mặt trời (đặc biệt là bức xạ tử ngoại) đối với tường vĩnh cửu. Nếu các phần tử mặt tường geosynthetic buộc phải phơi dưới ánh sáng mặt trời lâu dài, vật liệu geosynthetic phải được ổn định để chống lại bức xạ tử ngoại. Bên cạnh đó, cần cung cấp các kết quả thử nghiệm đặc thù cho sản phẩm có thể ngoại suy tới tuổi thọ thiết kế dự kiến và chứng minh rằng sản phẩm có khả năng làm việc như dự kiến trong môi trường phơi lộ. Hoặc, có thể xây dựng thêm một lớp mặt tường bảo vệ (ví dụ: bê tông, shotcrete, v.v.).

4.4.9 Bước 9 – Đánh giá ổn định tổng thể/toàn cục (Overall/Global)

Bước thiết kế này được thực hiện để kiểm tra ổn định tổng thể, hay ổn định toàn cục, của tường. Ổn định tổng thể được xác định bằng cách sử dụng các phân tích trượt tròn hoặc phân tích nêm, tùy trường hợp, để xem xét các mặt trượt tiềm năng đi ra phía sau và bên dưới vùng có cốt. Các phân tích có thể được thực hiện bằng phương pháp phân tích ổn định mái dốc kinh điển với các chương trình tính toán ổn định mái dốc tiêu chuẩn. Trong bước này, khối đất có cốt được coi là một khối cứng và chỉ xem xét các mặt trượt đi hoàn toàn ra ngoài vùng có cốt (ví dụ: các mặt trượt toàn cục). Các chương trình máy tính có khả năng xét trực tiếp các phần tử cốt (ví dụ, ReSSA) có thể được dùng cho các phân tích xét cả mặt trượt global lẫn mặt trượt compound. Xem Mục 4.4.10 đối với các mặt trượt đi một phần qua vùng có cốt.

Theo Điều 11.6.2.3 AASHTO (2007), việc đánh giá global stability của tường MSE phải được xem xét tại tổ hợp tải trọng Service I, và dùng hệ số sức kháng thích hợp. Các chương trình tính toán ổn định mái dốc thông dụng có thể được dùng để thực hiện đánh giá này. Hệ số tải trọng tại trạng thái giới hạn Service I là 1.0 cho tải trọng thường xuyên. Khi thiếu thông tin tốt hơn, hệ số sức kháng cắt của đất (ϕ) được định nghĩa trong Điều 11.6.2.3.1 (AASHTO, 2007) như sau:

ϕ = 0.75; khi các tham số địa kỹ thuật được xác định tốt, và mái dốc không đỡ hoặc không chứa phần tử kết cấu; và

ϕ = 0.65; khi các tham số địa kỹ thuật dựa trên thông tin hạn chế, hoặc mái dốc có hoặc đỡ một phần tử kết cấu.

Ý nghĩa của thuật ngữ “phần tử kết cấu” là khi dùng hệ số sức kháng 0.65 cho phân tích ổn định mái dốc nếu mái/tường đỡ móng cầu, tòa nhà hoặc móng của một kết cấu tương tự không thể chấp nhận chuyển vị đáng kể hoặc nếu hậu quả của sự cố kết cấu được đỡ là nghiêm trọng. Hệ số sức kháng 0.75 có thể thích hợp hơn cho các mái/tường đỡ những kết cấu như móng trụ biển báo, nơi mà chuyển vị có thể không gây hại hoặc hậu quả của sự cố không nghiêm trọng. Cơ quan chủ quản/Văn chủ đầu tư nên xác định xem bản thân kết cấu tường MSE có được phân loại là một “phần tử kết cấu” quan trọng hay không (tức là hậu quả sự cố là nghiêm trọng) và khi đó áp dụng hệ số sức kháng 0.65, hoặc nếu đây là công trình thứ yếu thì áp dụng hệ số 0.75. (Cũng lưu ý rằng một mái dốc đỡ phần tử kết cấu phải có các tham số địa kỹ thuật được xác định tốt.)

Việc luật hóa các tải trọng LRFD và các hệ số sức kháng bằng các hiệu chỉnh xác suất cho thiết kế ổn định mái dốc hiện đang được nghiên cứu và phát triển. Các chương trình phân tích ổn định mái dốc thương mại tương thích đầy đủ với quy trình LRFD của AASHTO hiện chưa sẵn có. Do đó, thiết kế ngày nay có thể được thực hiện bằng các phương pháp truyền thống (không-LRFD) và với các chương trình phân tích ổn định mái dốc hiện có, đồng thời so sánh hệ số an toàn tính được với hệ số sức kháng mục tiêu.

AASHTO (2007) nêu rằng các hệ số sức kháng 0.75 và 0.65 (thông thường) xấp xỉ tương đương với hệ số an toàn 1.3 và 1.5, tương ứng, tức là:

ϕ = 0.75 ⇒ 1/0.75 ≈ 1.3 = FS
và ϕ = 0.65 ⇒ 1/0.65 ≈ 1.5 = FS

Lưu ý rằng các hệ số sức kháng của AASHTO được làm tròn đến 0.05 gần nhất để tránh đánh giá quá cao mức độ chính xác của một giá trị sức kháng. Vì vậy, nếu đánh giá global stability bằng các phương pháp cân bằng giới hạn cho ổn định mái dốc, các hệ số an toàn mục tiêu là:
FS = 1.30 khi các tham số địa kỹ thuật được xác định rõ ràng;
FS = 1.50 khi các tham số địa kỹ thuật được dựa trên thông tin hạn chế; và
FS = 1.50 khi tường/mái dốc chứa hoặc đỡ một bộ phận kết cấu.

Điều này phù hợp với thực hành trước đây, theo FHWA NHI-00-043 (Elias và các cộng sự, 2001).

Việc đánh giá global stability phải được thực hiện với các ước lượng hợp lý về áp lực nước ngầm ngắn hạn và dài hạn (một tham số địa kỹ thuật) tác dụng lên tường. Nếu việc đánh giá global stability không cho kết quả thỏa đáng thì có thể phải tăng chiều dài cốt, hoặc phải cải thiện đất nền móng. Thiết kế phải được sửa đổi theo các thay đổi này.

Hầu hết các cơ quan thường thực hiện đánh giá global stability cho tường MSE. Global stability thường được cơ quan đánh giá trong giai đoạn thiết kế khả thi, việc này có thể dẫn tới cải tạo nền đất hoặc lựa chọn các phương án tường khác, và một lần nữa sau khi tường đã được thiết kế. Nhà cung cấp/nhà bán tường MSE thường loại trừ kiểm tra và trách nhiệm về global stability khỏi gói cung cấp của họ, trừ khi được Chủ đầu tư yêu cầu cụ thể.

4.4.10 Bước 10 – Đánh giá ổn định hỗn hợp (compound stability)

Cần thực hiện thêm các phân tích ổn định mái dốc cho tường MSE để khảo sát các mặt trượt hỗn hợp tiềm năng, tức là các mặt phá hoại đi phía sau hoặc phía dưới và xuyên qua một phần vùng đất có cốt, như minh họa trên Hình 4-18. Đối với các công trình có hình dạng chữ nhật đơn giản, khoảng cách cốt tương đối đều và mặt trước gần như thẳng đứng, các mặt trượt hỗn hợp đi qua cả vùng chưa gia cường và vùng đã gia cường thường không phải là nguy hiểm nhất. Tuy nhiên, nếu tồn tại các điều kiện phức tạp như thay đổi loại đất gia cường, chiều dài cốt, tải trọng chất đắp lớn, tải trọng động đất, công trình mặt dốc, dốc lớn ở chân hoặc phía trên tường, hoặc kết cấu xếp tầng (tường nhiều bậc), thì phải xem xét đến phá hoại hỗn hợp.

Bước thiết kế này được thực hiện để kiểm tra các mặt trượt hỗn hợp tiềm năng đi xuyên qua vùng đất có cốt. Ổn định hỗn hợp được xác định bằng các phân tích trượt quay hoặc trượt dạng nêm, khi thích hợp, thực hiện bằng các chương trình máy tính có mô hình trực tiếp các phần tử cốt (ví dụ, ReSSA). Khối đất có cốt không được coi như một khối cứng mà được mô hình với các thông số đất thích hợp và các lớp cốt đất như những phần tử rời rạc. Cường độ dài hạn của mỗi lớp cốt đất bị mặt trượt cắt qua phải được xét đến như là lực chống trong phân tích ổn định mái dốc theo trạng thái cân bằng giới hạn. Hệ tường mặt ngoài phải được mô hình với các đặc trưng cường độ thích hợp và riêng biệt.

Quy trình đề xuất: AASHTO (2007) hiện hành nêu rằng cần khảo sát ổn định hỗn hợp, tuy nhiên quy trình (tức là các hệ số tải trọng và sức kháng) lại không được quy định cụ thể. Quy trình khuyến nghị là áp dụng các quy định về ổn định toàn cục (global stability) và bổ sung sức kháng của cốt.

Nếu đánh giá ổn định hỗn hợp (compound stability) bằng các phương pháp ổn định mái dốc cân bằng giới hạn (ví dụ, Bishop cải tiến, Spencer, v.v.), nên dùng hệ số tải trọng bằng 1.0. Phân tích ổn định hỗn hợp nên sử dụng cùng các hệ số sức kháng global stability (ϕ) của AASHTO (2007) là 0.75 và 0.65. Như đã nêu trước, các hệ số sức kháng này xấp xỉ tương đương với hệ số an toàn 1.3 và 1.5.

Vì vậy, nếu đánh giá compound stability bằng phương pháp cân bằng giới hạn, các hệ số an toàn mục tiêu với phân tích cân bằng giới hạn là:
FS = 1.30 khi các tham số địa kỹ thuật được xác định rõ ràng;
FS = 1.50 khi các tham số địa kỹ thuật dựa trên thông tin hạn chế; và
FS = 1.50 khi tường/mái dốc chứa hoặc đỡ một bộ phận kết cấu.

Điều này phù hợp với thực hành trước đây, theo FHWA NHI-00-043 (Elias và các cộng sự, 2001).

Tuy nhiên, cần lưu ý rằng phương pháp đưa sức kháng của cốt đất vào tính toán ổn định có ảnh hưởng đến giá trị hệ số an toàn thu được. Xem Mục 9.3 để biết khuyến nghị về cách đưa sức kháng của cốt vào.

Việc đánh giá compound stability phải được thực hiện với các ước lượng hợp lý về áp lực nước ngầm ngắn hạn và dài hạn. Nếu việc đánh giá compound stability không cho kết quả thỏa đáng thì chiều dài cốt, cường độ cốt, khoảng cách đứng của cốt và/hoặc chiều cao tường có thể phải tăng lên, hoặc đất nền móng có thể phải được cải thiện. Thiết kế phải được sửa đổi theo các thay đổi này và compound stability phải được kiểm tra lại khi cần.

Các phân tích compound stability đòi hỏi thông tin chi tiết về cả điều kiện nền (thường do cơ quan quản lý xác định) và bố trí cốt đất (thường do nhà cung cấp tường xác định). Không như phân tích global stability, trách nhiệm đối với phân tích này thường không được quy định rõ. Các cơ quan nên thực hiện đánh giá ban đầu đối với cấu hình tường MSE đề xuất với một bố trí cốt giả định để xác định xem compound stability có phải là vấn đề cần quan tâm hay không và phải được xem xét trong thiết kế cuối cùng. Các hình dạng điển hình mà compound stability là vấn đề được minh họa trong Hình 4-18. Thông thường, nhà cung cấp/nhà bán tường MSE loại trừ kiểm tra và trách nhiệm về compound stability khỏi gói cung cấp của họ, trừ khi Chủ đầu tư yêu cầu cụ thể.

Compound stability có thể được xử lý bằng cách lựa chọn một trong ba phương án sau khi quy định và đấu thầu tường MSE (Schwanz và các cộng sự, 1997):

1. Thiết kế bởi cơ quan (Agency Design).
   Cơ quan chịu trách nhiệm chuẩn bị thiết kế hoàn chỉnh cho tường MSE, bao gồm phân tích ổn định ngoài khối, nội tại, global và compound. Cách này yêu cầu phải có các chỉ tiêu vật liệu cho tất cả các bộ phận của tường.
2. Thiết kế bởi nhà cung cấp (Vendor Design).
   Cơ quan lập hồ sơ tuyến và cao độ, và cho phép các nhà cung cấp đã được phê duyệt cung cấp thiết kế và tất cả các bộ phận tường. Cơ quan chịu trách nhiệm và phải cung cấp các thông tin chi tiết về mặt cắt địa chất, sức kháng cắt của đất, dung trọng đất, và mực nước ngầm để nhà cung cấp sử dụng trong các phân tích ổn định ngoài, global và compound. Cơ quan nên thực hiện phân tích khả thi để đảm bảo rằng có thể đạt được global stability với tuyến và cao độ do cơ quan cung cấp cho nhà cung cấp.
3. Thiết kế kết hợp (Combined Design).
   Cơ quan lập tuyến và cao độ, đánh giá global stability và compound stability, và quy định/chi tiết các yêu cầu về cốt đất để đạt đủ sức kháng ổn định. Ví dụ, cơ quan có thể quy định hai lớp cốt trong một khoảng cao độ (ở chân tường) với cường độ tối thiểu và chiều dài tối thiểu yêu cầu. Nhà cung cấp tường hoàn thiện thiết kế tường với việc kết hợp cốt sao cho đạt đủ sức kháng ổn định hỗn hợp (compound stability).

Việc ứng dụng ba phương án trên bởi Văn phòng Quận St. Paul của U.S. Army Corps of Engineers được tổng hợp bởi Schwanz và các cộng sự (1997). Các ưu và nhược điểm của từng phương án được thảo luận trong tài liệu tham khảo đó.

4.4.11 Bước 11 – Hệ thống thoát nước tường

Thoát nước là một khía cạnh rất quan trọng trong thiết kế và quy định yêu cầu đối với tường MSE. Cơ quan quản lý cần chi tiết hóa và quy định các yêu cầu thoát nước đối với các tường do nhà cung cấp thiết kế. Ngoài ra, Cơ quan cũng phải phối hợp thiết kế và bố trí chi tiết hệ thống thoát nước (ví dụ, các cửa xả) giữa bộ phận thiết kế nội bộ của mình và nhà cung cấp. Cơ quan cũng chịu trách nhiệm bảo trì lâu dài các hạng mục thoát nước, như đã thảo luận trong Mục 5.3.4.

4.4.11.a Thoát nước ngầm

Thoát nước ngầm phải được xem xét trong thiết kế. Thành phần chính của tường MSE là đất. Nước có ảnh hưởng rất lớn lên thành phần chính này của tường, vì nước vừa có thể làm giảm sức kháng cắt của đất (tức là giảm khả năng kháng) vừa có thể làm tăng các lực gây mất ổn định (tức là tải trọng). Do đó, FHWA khuyến nghị phải bố trí các hạng mục thoát nước trong tất cả các tường, trừ khi kỹ sư xác định rõ rằng các hạng mục này không cần thiết cho một công trình hay hạng mục cụ thể.

Thiết kế và chi tiết thoát nước được trình bày trong Mục 5.3. Lưu ý rằng tường MSE sử dụng đất đắp gia cố thoát nước tự do thông thường không cần một hệ thống thoát nước hoàn chỉnh, nhưng vẫn cần một phương án dẫn xả nước tích tụ trong khối đắp gia cố. Cũng cần lưu ý rằng tường MSE có thể được thiết kế để chịu tải trọng nước nếu cần. Các nguyên lý cơ bản của cơ học đất nên được sử dụng để xác định ảnh hưởng của mực nước ngầm lên tải trọng tác dụng lên tường. Tham khảo thêm thảo luận ở Chương 7 về thiết kế tường MSE trong các trường hợp lũ lụt và xói lở.

4.4.11.b Dòng chảy mặt

Thoát nước bề mặt là một khía cạnh quan trọng để đảm bảo khả năng làm việc của tường và phải được xem xét trong cả giai đoạn thiết kế lẫn thi công. Các biện pháp thoát nước phù hợp nhằm ngăn nước mặt thấm vào khối đắp tường phải được đưa vào thiết kế tường MSE. Thiết kế và chi tiết thoát nước bề mặt được trình bày trong Mục 5.3.

4.4.11.c Xói lở

Đối với các tường có khả năng chịu tác động xói lở, cần xem xét thêm các chi tiết thiết kế. Chiều sâu chôn tường phải thấp hơn chiều sâu xói dự báo của Cơ quan. Chi tiết khởi đầu và kết thúc tường phải xét đến và được thiết kế để bảo vệ chống xói. Lớp đá hộc (riprap) có thể được dùng để bảo vệ chân và hai đầu tường. Đất đắp hạt thô ở chân công trình có thể cần phải thoát nước nhanh. Khối đắp gia cố ở đáy công trình có thể được bọc bằng vải địa kỹ thuật lọc để hạn chế mất đất do xói lở vượt quá dự báo thiết kế. Các vấn đề này được thảo luận chi tiết trong Chương 5.

4.5 Tường tạm

Tường tạm thường được coi là các kết cấu tường có tuổi thọ phục vụ 36 tháng hoặc ít hơn (Điều 11.5.1, AASHTO, 2007). Phương pháp thiết kế vẫn giống như đối với tường vĩnh cửu, ngoại trừ việc tính toán cường độ danh định dài hạn của cốt đất, (T_{al}). Các cốt thép trong đất thường không được mạ kẽm đối với tường tạm. Ngoại lệ có thể áp dụng khi sử dụng vật liệu đắp tường có tính ăn mòn cao và bản vẽ chỉ định phải mạ kẽm để chống ăn mòn.

Cường độ danh định dài hạn của thép đen (tức là thép không mạ kẽm) trong đất đắp không xâm thực có thể được tính bằng toàn bộ tiết diện thanh thép đối với tường tạm. Cường độ danh định dài hạn của thép đen (không mạ kẽm) trong đất đắp không xâm thực thường được tính với tốc độ ăn mòn 1.1 mils/năm (28 µm/năm) (FHWA NHI-09-087). Đối với các khối đắp được đánh giá là có tính xâm thực vừa phải hoặc ăn mòn, cần xem xét các tốc độ ăn mòn cao hơn đối với cốt thép; đồng thời nên tham khảo ý kiến chuyên gia ăn mòn để đánh giá yêu cầu thép hy sinh hoặc các biện pháp bảo vệ ăn mòn khác. Cốt thép nên được mạ kẽm nếu yêu cầu tuổi thọ phục vụ vượt quá 36 tháng đối với công trình tạm.

Đối với cốt địa kỹ thuật, cường độ danh định dài hạn có thể được tính với hệ số giảm độ bền tối thiểu bằng 1.0 thay vì giá trị tối thiểu 1.1 dùng cho tường vĩnh cửu. Điều này áp dụng cho tường tạm và cho các loại địa kỹ thuật đáp ứng các yêu cầu tối thiểu nêu trong Bảng 3-12.

4.6 Danh mục kiểm tra thiết kế

Các cơ quan quản lý cần có, hoặc cần xây dựng, một quy trình kiểm tra thiết kế. Điều này đặc biệt quan trọng đối với các thiết kế do nhà cung cấp thực hiện, nhưng cũng nên được áp dụng cho các thiết kế thực hiện nội bộ. Quy trình này phải phân công rõ trách nhiệm thẩm tra và liệt kê các hạng mục cần kiểm tra. Do đó, quy trình có thể được thể hiện dưới dạng một danh mục kiểm tra (checklist).

Dựa trên công trình nghiên cứu của Sở Giao thông Arizona (ADOT), ví dụ về danh mục kiểm tra thiết kế được trình bày dưới đây. Ví dụ này có thể được các cơ quan sử dụng để xây dựng danh mục kiểm tra riêng với các trách nhiệm và tham chiếu đến các tiêu chuẩn kỹ thuật, điều khoản tiêu chuẩn, v.v. của cơ quan mình. Một số mục trong danh sách kiểm tra sau đây là đặc thù cho dự án, các mục khác là đặc thù cho loại tường.

TƯỜNG MSE – RÀ SOÁT THIẾT KẾ
VÍ DỤ DANH MỤC KIỂM TRA

PHẦN DO KỸ SƯ HIỆN TRƯỜNG (RE) ĐIỀN
Dự án (Tên, Số hợp đồng, v.v.)
Kỹ sư hiện trường (RE)
Ngày nhận hồ sơ thiết kế tường MSE
Đây có phải là hồ sơ nộp lại không? Nếu có, đính kèm bảng kiểm tra trước đó
Tên Kỹ sư chịu trách nhiệm (Engineer of Record – ER)
Ngày chuyển hồ sơ cho ER
Hạn cuối nhận ý kiến phản hồi cho RE

NGƯỜI XEM XÉT
PHẦN DO ER ĐIỀN	Hạn (**) của Nhóm Vật liệu	Ngày nhận	Ngày xem xét	Họ và tên	Đơn vị
Kỹ sư chuyên nghiệp chịu trách nhiệm* (ER)
Ngày gửi bảng kiểm tra đã hoàn thành cho RE
* Liên hệ Kỹ sư thiết kế của cơ quan được chỉ định ngay khi nhận được hồ sơ do RE gửi. ** Hạn là ngày phải nộp hồ sơ cho Kỹ sư thiết kế.

Bảng kiểm tra này được lập dưới sự giám sát của Kỹ sư chịu trách nhiệm; dấu và chữ ký của người đó được thể hiện tại đây.

CHÚ GIẢI CÁC CHỮ VIẾT TẮT / TỪ RÚT GỌN

Chữ viết tắt	Giải nghĩa
AASHTO	Hiệp hội Quốc gia các Cơ quan Đường bộ và Giao thông Hoa Kỳ
DE	Kỹ sư thiết kế của Cơ quan được phân công cho dự án
APL	Danh mục sản phẩm được chấp thuận (để xem APL mới nhất, truy cập ____________)
ER	Kỹ sư chịu trách nhiệm (Engineer of Record – Kỹ sư chuyên nghiệp có đăng ký tại bang)
FHWA	Cục Đường cao tốc Liên bang Hoa Kỳ
MBW	Tường khối bê tông ghép (Modular Block Wall)
MSE	Đất có cốt (Mechanically Stabilized Earth)
MSEW 3.0	Phiên bản 3.0 của phần mềm chuyên dụng MSEW, của ADAMA Engineering (tham khảo tại www.geoprograms.com)
NA	Không áp dụng
NHI	Viện Đường cao tốc Quốc gia (National Highway Institute)
PE	Kỹ sư chuyên nghiệp chịu trách nhiệm (phải là Kỹ sư chuyên nghiệp có đăng ký)
PGR	Báo cáo địa kỹ thuật dự án
Project Drawings	Bộ bản vẽ hoàn chỉnh cuối cùng của dự án
RE	Kỹ sư hiện trường (Resident Engineer)
Section #, Figure # hoặc Table #	Chỉ đến một điều (section), hình hoặc bảng tương ứng trong tài liệu sau của FHWA/NHI: “Design and Construction of Mechanically Stabilized Earth Walls and Reinforced Soil Slopes”, Ấn phẩm số FHWA NHI-10-024 Tập I và NHI-10-025 Tập II (Tác giả: Ryan R. Berg, Barry R. Christopher và Naresh C. Samtani).
Spec	Thuyết minh kỹ thuật dự án, bao gồm các tiêu chuẩn chung và các điều khoản đặc biệt của Sở Giao thông Vận tải
Vendor Drawings	Bản vẽ thi công do nhà cung cấp tường MSE cung cấp

Tất cả các ký hiệu dùng trong các câu hỏi đều thống nhất với các ký hiệu dùng trong các tài liệu ở cột “Tài liệu tham khảo”.

GHI CHÚ CHO CHECKLIST

1. Trước khi bắt đầu checklist, cần thu thập các thông tin/tài liệu sau:
   a. Hồ sơ nhà thầu nộp (thư chuyển, bản vẽ thiết kế, tính toán thiết kế)
   b. Tài liệu dự án (bộ bản vẽ thiết kế hoàn chỉnh, tiêu chuẩn kỹ thuật chung, các điều khoản đặc biệt, Báo cáo Địa kỹ thuật Dự án)
   c. Sổ tay FHWA/NHI “Mechanically Stabilized Earth Walls and Reinforced Soil Slopes”, Ấn phẩm số FHWA NHI-10-024 Tập I và NHI-10-025 Tập II, tháng 12/2009; Tác giả: Ryan R. Berg, Barry R. Christopher và Naresh C. Samtani
   d. Phiên bản mới nhất của “AASHTO LRFD Bridge Design Specifications”, bao gồm cả các bản interim
   e. Tất cả các mốc thời hạn liên quan đến checklist
   f. Tên kỹ sư kết cấu
   g. Tên kỹ sư đường bộ
   h. Tên đơn vị/kiến trúc sư thiết kế “chính”
2. Mỗi câu hỏi phải được đánh dấu vào một trong các ô “Yes”, “No” hoặc “NA”. Mọi ý kiến hoặc hành động cần thực hiện phải được ghi trong cột “Comments/Action Required”. Nếu chọn ô “No” hoặc “NA” thì phải ghi kèm nhận xét hoặc hành động cần thực hiện phù hợp. Nếu phần nhận xét không đủ chỗ trong checklist thì dùng thêm các tờ rời.
3. Các tài liệu liệt kê trong cột “Reference” của checklist không nhằm tạo thành một danh mục tài liệu đầy đủ. Thay vào đó, những tài liệu thường dùng nhất được liệt kê, nơi có thể tìm thấy hướng dẫn/thông tin liên quan đến câu hỏi trong checklist. Có thể tồn tại các tiêu chí chặt chẽ hơn trong những tài liệu dự án khác (ví dụ: thoát nước, biển báo, công trình hạ tầng kỹ thuật, v.v.) có liên quan đến một câu hỏi cụ thể. Trong trường hợp đó, tài liệu chi phối cần được ghi rõ trong cột “Comments/Action Required” của checklist.
4. Bổ sung bất kỳ câu hỏi riêng liên quan đến dự án vào checklist khi cần thiết. Ở cuối mỗi mục đã chừa sẵn hai dòng trống cho mục đích này. Nếu cần thêm chỗ, sử dụng thêm các tờ rời.
5. Checklist này dự kiến sẽ được hoàn thành, ký và đóng dấu bởi Kỹ sư chịu trách nhiệm thiết kế (Engineer of Record) là Kỹ sư hành nghề có đăng ký trong tiểu bang.
6. Kỹ sư chịu trách nhiệm thiết kế cần liên hệ với kỹ sư kết cấu hoặc kỹ sư đường bộ của dự án nếu có sai khác giữa hồ sơ nhà thầu nộp và các tài liệu tham chiếu.
7. Các chi tiết tường đã được rà soát và phê duyệt như một phần của “Approved Products List” sẽ có trên trang web; liên hệ _______ để biết thêm thông tin.
8. Sau khi hoàn thành checklist, ER cần kèm theo một phụ lục liệt kê các câu hỏi cụ thể mà nhà cung cấp tường MSE (hoặc đơn vị thiết kế nội bộ) phải giải quyết.

		Tài liệu tham khảo (Xem note 3)	Yes	No	NA	Ghi chú / Hành động cần thực hiện
I.	THÔNG TIN CHUNG
1.	Nhà cung cấp tường đã được phê duyệt trước chưa? (truy cập ______ để xem danh sách các hệ tường đã được phê duyệt trước)	APL
2.	Tường có nằm trong các giới hạn của sản phẩm đã được phê duyệt trước không? (ví dụ: chiều cao tường, tải trọng bên ngoài, các ràng buộc môi trường, tải trọng động đất và các ràng buộc đặc thù của dự án; truy cập ______ để xem các giới hạn)	APL
3.	Nhà thầu có sử dụng đúng số liệu khảo sát phục vụ thiết kế (ví dụ: cao độ hiện trạng và các dịch chuyển ngang) cho thiết kế tường không?	Project/vendor drawings
4.	Nhà thầu có thể hiện chính xác vị trí các công trình hạ tầng kỹ thuật (utilities) trong khu vực tường hay không?	Project/vendor Drawings
5.	Trắc dọc tường (cao độ đỉnh và chân tường), bao gồm lý trình đầu và cuối, có chính xác không?	Project/vendor Drawings
6.	Is the wall design life specified? Tuổi thọ thiết kế của tường đã được quy định chưa?	Spec / Section 2.8
7.	Các mục sau đây đã được nhà cung cấp quy định và có phù hợp với các yêu cầu của dự án không?
	a. Yêu cầu về vật liệu
	i. Các đặc trưng của đất (cường độ, thành phần hạt, chỉ số dẻo, độ bền lâu, các tính chất điện hoá)	Spec
	ii. Cốt gia cố đất (cường độ kéo đứt và chảy, các hệ số giảm cho vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp)	Spec
	iii. Bê tông (cường độ và các đặc trưng khác)	Spec / Project Drawings
	iv. Cốt thép bê tông (loại, số lượng và cường độ)	Spec / Project Drawings
	v. Bệ cân bằng (cường độ)	Spec / Project Drawings
	vi. Các bộ phận mặt tường bằng thép cho hệ lưới thép (cường độ kéo đứt và chảy)	Spec
	b. Quy trình thi công, bao gồm trình tự thực hiện	APL
	c. Quy trình đầm chặt đất và các hạn chế đối với đất đắp gia cố, đất đắp phía sau và công tác chuẩn bị nền móng	APL / Spec / PGR
	d. Dung sai về độ thẳng hàng của mặt tường	Spec
	e. Tiêu chí chấp nhận / loại bỏ (dung sai, hoàn thiện mặt tường, v.v.)	Spec
	f. Hệ thống bảo vệ chống ăn mòn cho cốt gia cố đất	Spec
	g. Công tác bốc dỡ và lưu kho cốt gia cố	Spec/APL/PGR
8.	Độ nghiêng ban đầu của tường trong quá trình thi công đã được quy định chưa?	APL
9.	Kích thước lớp đất đắp lưng kết cấu (select backfill) có được thể hiện không?	Spec
10.	Khối lượng tường (diện tích tường, thể tích đất đắp kết cấu, v.v.) có được liệt kê phù hợp với bảng khối lượng thanh toán trong các chỉ dẫn kỹ thuật của dự án không?	Spec
11.	Hướng dẫn lắp dựng tường
	a. Nhà cung cấp hệ tường sở hữu bản quyền đã nộp hướng dẫn lắp dựng tường chưa?	APL
	b. Hướng dẫn lắp dựng tường được nộp có đề cập đến các điều kiện đặc thù của công trình không?	PGR/Spec
12.	Thư chuyển hồ sơ của Nhà thầu có đạt yêu cầu không? (ví dụ: có chứa các nội dung chấp nhận được phù hợp với hồ sơ gửi?)
	{bổ sung khi cần, có thể theo cơ quan quản lý hoặc theo dự án cụ thể}
	{bổ sung khi cần, có thể theo cơ quan quản lý hoặc theo dự án cụ thể}

		Tài liệu tham chiếu (Xem note 3)	Yes	No	NA	Ghi chú / Hành động yêu cầu
II.	II. ĐỈNH TƯỜNG
1.	Cao độ đỉnh tường có phù hợp với cao độ thiết kế của tuyến đường không?	Project drawings
2.	Cao độ đỉnh tường có đảm bảo giao tiếp hợp lý với lan can, gờ, rãnh mặt đường, mố cầu, v.v. như thể hiện trên bản vẽ không?	Project drawings
	{bổ sung khi cần, có thể theo cơ quan quản lý hoặc theo dự án cụ thể}
	{bổ sung khi cần, có thể theo cơ quan quản lý hoặc theo dự án cụ thể}
III.	BỆ ĐỠ (LEVELING PAD) (Lưu ý: chỉ cho phép dùng bê tông nghèo để làm leveling pad)
1.	Kích thước leveling pad có được thể hiện không?	Spec
2.	Mặt cắt leveling pad có thỏa mãn yêu cầu về chiều sâu chôn tối thiểu không?	Section 2.8 / PGR / Project drawings
3.	Cao độ leveling pad có phù hợp (cho mục đích thiết kế về phương ngang và phương dọc, v.v.) không? các công trình thoát nước có được thể hiện trên bản vẽ hay không?	Project drawings
4.	Các bậc leveling pad có được bố trí sao cho có thể lắp đặt hàng khối tường mặt thấp nhất với đúng loại và kích thước yêu cầu mà không phải cắt và/hoặc ghép nối các khối mặt tường không?	APL/vendor drawings
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}
IV.	KHỐI MẶT VÀ KHE NỐI
1.	Các khối mặt tường có nằm trong danh sách phê duyệt sẵn hay không?	APL
2.	Các khối mặt tường có đáp ứng các tiêu chí thẩm mỹ của dự án hay không?	Spec/Project Drawings
3.	Các đặc tính vật liệu của các khối mặt tường đã được quy định chưa? (Ví dụ: khối lượng riêng, cường độ, khả năng chịu đóng băng–tan băng, v.v.)	Section 4.4.8/Spec
4.	Các đặc tính vật liệu của các khối mặt tường có phù hợp với các tiêu chí của dự án không? (Ví dụ: khối lượng riêng, cường độ, chịu đóng băng–tan băng, v.v.)	Section 4.4.8/Spec
5.	Các khối mặt tường có đủ khả năng chịu lực theo các tiêu chí kết cấu mặt tường của dự án và/hoặc theo AASHTO không? (Biến dạng của các phần tử mặt tường, kể cả uốn cục bộ, phải trong giới hạn cho phép.)	Section 4.4.8/Spec
6.	Chiều rộng khe nối ngang giữa các khối mặt tường có phù hợp với tiêu chí của dự án không?	Section 2.8, Table 2-1
7.	Vật liệu bearing pad chịu lực tại khe nối có phù hợp với các yêu cầu kỹ thuật của dự án không?	Spec
8.	Vật liệu bearing pad tại khe nối có cường độ nén thích hợp để ngăn ngừa hiện tượng nghiền vỡ giữa các khối mặt tường và/hoặc tập trung ứng suất lớn trên bất kỳ khối mặt tường nào hay không?	Spec/APL
9.	Đối với các khối mặt tường dạng khối mô-đun (MBW) có gia cố đất bằng geosynthetic, khái niệm chiều cao bản lề (hinge height) đã được áp dụng khi thiết lập chi tiết liên kết hay chưa?	Section 4.4.7
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}

		Reference (See Note 3)	Yes	No	NA	Comments/ Action Required
V.	HỆ THỐNG THOÁT NƯỚC
1.	Tất cả các mối nối đứng và ngang ở mặt sau các đơn vị tường mặt có được phủ vải địa kỹ thuật không?	Spec
2.	Vải địa kỹ thuật phủ trên các mối nối có đủ bề rộng và liên tục xuyên suốt qua các mối nối không?	Spec
3.	Các đặc tính của vải địa kỹ thuật phủ trên mối nối (độ bền lâu dài, khả năng lọc và tính thấm xuyên) có đáp ứng các yêu cầu kỹ thuật của dự án không?	Spec
4.	Hệ thống thoát nước dọc mái đào phía sau tường có được bố trí theo các tiêu chí của dự án không?	PGR/Spec
5.	Nếu dùng geocomposite cho thoát nước, hệ thống này đã được phê duyệt trước chưa và các đặc tính của nó (khả năng dẫn dòng, lọc và độ thấm) có đáp ứng yêu cầu của dự án không?	PGR/APL/Spec
6.	Nước từ hệ thống thoát nước ngầm có được dẫn thoát ra ngoài hệ tường đầy đủ không? (ví dụ: hệ thống thu gom và ống thoát có lỗ thoát nước, độ dốc hướng về hai đầu tường, v.v.)	PGR/Spec
7.	Thoát nước bề mặt có phù hợp với các tiêu chí của dự án không?	Project Drawings
8.	Nếu các đơn vị tường khối mô-đun (MBW) được dùng làm tường mặt, lớp vật liệu thoát nước sau tường đã được bố trí đầy đủ chưa?	Section 5.35/ Figure 5.6/Spec
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}
VI.	CÁC CHI TIẾT TƯỜNG ĐẶC BIỆT
1.	Các chi tiết giao tiếp giữa tường này với các tường khác sẽ được xây dựng trước, trong hoặc sau hợp đồng này có được thể hiện không?	Spec/Sec5.5
2.	Các chi tiết tường đặc biệt sau đây có được thể hiện và có đầy đủ không?:
	a. Phần tử mặt tường đặc biệt khi tiếp giáp với hệ tường khác:	Spec/APL/Sec5.5
	b. Khe nối trượt (ví dụ: tại tường cánh, khu vực có khả năng lún không đều, v.v.)	Spec/APL
	c. Đầu tường	Spec/APL
	d. Nối với các công trình phụ trợ (ví dụ: cửa xả dạng hộp, vật cản lớn, v.v.)	Spec/APL
	e. Góc nhọn	Spec/APL/PGR
	f. Coping (phần mũ tường)	Spec/APL/Sec 4.5
	g. Lan can tay vịn, lan can bảo vệ hoặc barrier giao thông	Spec/APL/ Sec 5.1
	h. Các chướng ngại vật khác (ví dụ: công trình ngầm, tiện ích ngầm) dưới cao độ mặt đất	Spec/APL/ Sect4.5.5.4
	i. Các biện pháp ngăn ngừa sự dịch chuyển muối chống băng (de-icing salts) trong khối đất có cốt	Spec/APL/ Sec 5.3
	j. Các biện pháp bảo vệ chống lại điều kiện hạ mực nước nhanh và áp lực thuỷ tĩnh	Spec/APL/ Sec 4.5.5.3
3.	Các khung kết cấu (“yokes”) có được bố trí để dẫn cốt thép dạng lưới/bản trong đất có cốt đi vòng quanh các chướng ngại đứng trong vùng đất MSE không? (Ví dụ chướng ngại đứng: cọc, trụ, các cấu kiện cửa xả, v.v.)	Spec/APL/ Sec 4.5.5.4
4.	Các khung kết cấu có được thiết kế đúng để không tạo mô men và mô men xoắn trong các cốt thép dạng lưới/bản trong đất và/hoặc trong liên kết giữa cốt và tường mặt không?	APL/ Bridge Group
5.	Góc xoè (splay) của các cốt dạng dải có được giới hạn nhỏ hơn 15° không?	Spec
6.	Nếu cốt dạng dải bị xoè, chiều dài cốt có được tăng lên để bù cho việc giảm chiều dài hữu hiệu không?	PGR/Spec
7.	Độ uốn đứng lớn nhất (tối đa 15°) trong các cốt kim loại có nằm trong giới hạn cho phép không?	Spec/ Section 5.4
8.	Các chi tiết cốt địa kỹ thuật quanh chướng ngại đứng có chấp nhận được không?	APL
9.	Các lớp cốt chồng lên nhau có được bố trí tách nhau theo phương đứng ít nhất 3 in. đất không?	Spec
10.	Nếu tường được làm nhiều bậc (tiered), các bậc đó có phù hợp với tiêu chí dự án không? (ví dụ: bề rộng bậc, mỹ quan trong phạm vi các bậc, v.v.)	Spec/ Section 6.2
11.	Nếu dự án yêu cầu quan trắc (instrumentation) thì các thiết bị quan trắc đã được lắp đặt chưa? (Liệt kê thiết bị quan trắc trong cột ghi chú.)	PGR/Spec
12.	Các chi tiết bảo vệ chống ăn mòn/giảm độ bền có chấp nhận được không?	Spec/ Section 3.5
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}

		Reference (See Note 3)	Yes	No	NA	Comments/ Action Required
VII.	CỐT GIA CƯỜNG ĐẤT (SOIL REINFORCEMENT)
1.	Loại cốt (giãn hoặc không giãn) và dạng cấu hình (dải, lưới hoặc bản) có phù hợp với danh sách được phê duyệt trước không?	APL
2.	Các kích thước cốt sau đây có phù hợp với các kích thước đã được Cơ quan phê duyệt trong quá trình phê duyệt trước không?	APL
	a. Chiều dày dải hoặc đường kính thanh	APL
	b. Chiều rộng dải hoặc chiều rộng bản lưới thanh	APL
	c. Khoảng cách tim–tim các thanh dọc trong bản lưới thanh	APL
	d. Khoảng cách tim–tim các thanh ngang trong bản lưới thanh	APL
	e. Cốt lưới địa kỹ thuật (một trục/hai trục): kích thước ô lưới và kích thước nút nối	APL
3.	Liên kết giữa cốt và các khối mặt tường có đúng theo chi tiết liên kết đã được phê duyệt trước không?	APL
4.	Cốt có được quy định đúng loại và chiều dày lớp bảo vệ chống ăn mòn theo yêu cầu của hồ sơ dự án không?	Spec/ Section 3.5
5.	Tất cả cốt, trừ tại các góc nhọn, có vuông góc với mặt các đơn vị tường mặt không? Nếu không, vui lòng ghi chú.	Spec/ PGR
6.	Tất cả cốt có được liên kết với mặt tường không?	Spec
7.	Nếu cốt kim loại bị cắt và/hoặc nối, các biện pháp bảo vệ chống ăn mòn tại vị trí cắt/nối đã được bố trí và có chấp nhận được không? (Lưu ý: không được cắt các thanh ngang của bản lưới thanh.)	Spec/ APL
8.	Các phương án và biện pháp nối cốt địa kỹ thuật (chồng mí, liên kết cơ khí, đường may mép, v.v.) có phù hợp với phương án đã được Cơ quan phê duyệt trong quá trình phê duyệt trước không?	APL
9.	Quy trình thi công lắp đặt cốt có chấp nhận được không?	APL
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}
	{bổ sung khi thích hợp, có thể do cơ quan quản lý hoặc dự án quy định riêng}

		Reference (See Note 3)	Yes	No	NA	Comments/ Action Required
VIII.	ỔN ĐỊNH NGOÀI KHỐI
1.	Tất cả các tham số đất giả định (lực dính, góc ma sát trong, dung trọng đất và hệ số ma sát trượt) cho đất giữ, đất có cốt và đất nền đã được liệt kê chưa?	PGR/Spec Sec 3.3, 4.4.6
2.	Các tham số đất có phù hợp với các giá trị khuyến nghị trong báo cáo địa kỹ thuật/ tiêu chuẩn dự án không?	PGR/Spec
3.	Áp lực nền lớn nhất dọc theo chiều dài tường đã được liệt kê chưa?	Vendor drawings
4.	Tất cả các tải trọng đã được đưa vào phân tích và thiết kế tường chưa? (ví dụ: tải trọng xe, tải trọng động đất, tải trọng chất tải mái dốc, chất tải gãy gập, v.v.)	PGR/ Section 4.4.4
5.	Tất cả các mặt cắt nguy hiểm dọc theo các tường đã được phân tích chưa? (ví dụ: đoạn tường cao nhất, các đoạn có mái dốc phía trên và phía dưới dốc nhất, v.v.)	Project Drawings/ PGR
6.	Các phân tích tĩnh và động đất có đáp ứng yêu cầu (theo tiêu chí tính năng) cho các dạng phá hoại sau không?	Spec/Sec 4.4.6, 7.1.1
	a. Trượt	Spec/Sec 4.4.6.a
	b. Lệch tâm (lật)	Spec/Sec 4.4.6.c
	c. Chịu tải nền	Spec/Sec 4.4.6.c
	i. Khả năng chịu tải nền tổng thể	Spec/Sec 4.4.6.c
	ii. Khả năng chịu tải nền cục bộ / ép ngang	Spec/Sec 4.4.6.c
	iii. Sức kháng chịu tải nền có lớn hơn áp lực nền lớn nhất tại mọi vị trí dọc tường hay không?	PGR
7.	Chiều chôn sâu của tường có bằng hoặc lớn hơn yêu cầu của dự án không?	PGR
8.	Đã thực hiện phân tích tổng độ lún chưa?	PGR
9.	Đã thực hiện phân tích lún lệch chưa?	PGR
10.	Các khe nối trượt đã được bố trí để tránh ứng suất do lún lệch lớn dự kiến chưa?	PGR/APL/ Section 5.4.5
11.	Có cần đào thay đất do đất yếu hoặc đất kém chất lượng không? Nếu có, chiều sâu xử lý và vật liệu thay thế có được chỉ rõ không?	PGR/ Spec
12.	Có cần móng sâu cho các lớp đất mềm/rời rất dày không?	PGR/ Spec
13.	Có cần thời gian chờ và thi công theo giai đoạn nếu áp lực thiết kế của tường vượt quá áp lực nền cho phép lớn nhất không?	PGR/ Spec
	{bổ sung khi thích hợp, có thể là yêu cầu riêng của cơ quan hoặc dự án}
	{bổ sung khi thích hợp, có thể là yêu cầu riêng của cơ quan hoặc dự án}

		Reference (See Note 3)	Yes	No	NA	Comments/ Action Required
IX.	ỔN ĐỊNH NỘI TẠI
1.	Đã thực hiện tính toán ổn định nội tại của tường chưa?	PGR/ Spec
2.	Đã đánh giá ổn định nội tại(tĩnh và động đất) theo “Phương pháp đơn giản hóa” chưa?	PGR/Spec/ Sec7.1
3.	Tất cả các mặt cắt nguy hiểm dọc theo các tường đã được phân tích chưa? (ví dụ: đoạn tường cao nhất, các đoạn có mái dốc phía trên và phía dưới dốc nhất, v.v.)	Project Drawings / PGR
4.	Sức kháng kéo tuột ở mỗi cao trình cốt có đủ không?	PGR/Spec / Sec 4.7.h
5.	Giá trị cường độ danh định của thép sử dụng có đúng không? (ví dụ 0.55 Fy cho dải và 0.48 Fy cho bản thép mắt cáo)	PGR/Spec/ Sec 3.5
6.	Tốc độ mất mát do ăn mòn có phù hợp với tiêu chí dự án không?	PGR/Spec/ Sec 3.5
7.	Diện tích tiết diện của cốt đất đã được hiệu chỉnh do mất mát ăn mòn trong suốt thời kỳ thiết kế của công trình chưa?	PGR/Spec/ Section 3.5
8.	Sức kháng chống phá hoại kéo có đủ ở mỗi cao trình cốt không?	PGR/Spec/ Section 4.4.7.f
9.	Các liên kết có được thiết kế cho lực kéo lớn nhất trong các lớp cốt đất không?	Spec/Sec 4.4.7.i
10.	Các giá trị thích hợp của F* (bao gồm Cf, Fφ, αp, tanφ và sự thay đổi theo chiều sâu) đã được sử dụng chưa?	Sec 3.4, 4.4.7.h
11.	Giá trị đúng của hệ số hiệu chỉnh thang đo α đã được sử dụng chưa?	Sec 3.4, 4.4.7.h
12.	Giá trị đúng của chu vi đơn vị C đã được sử dụng chưa?	Sec 3.4, 4.4.7.h
13.	Đối với cốt địa kỹ thuật, các hệ số giảm do biến dạng creep (RFcr), độ bền lâu dài (RFd) và hư hỏng khi thi công (RFDi) đã được quy định và có chấp nhận được không?	Sec 3.5/ Spec
14.	Đối với cốt địa kỹ thuật, việc tính toán cường độ cho phép dài hạn có chấp nhận được không?	Sec 3.5/ Spec
15.	Tỷ số ứng suất (Kr/Ka) và hệ số áp lực ngang Ka đúng đã được sử dụng để tính nội lực chưa?	Sec 4.4.7.c, Figure 4-10
16.	Mặt trượt phá hoại nội tại thích hợp đã được dùng cho trường hợp tải trọng tĩnh và động đất chưa?	Sec 4.4.7.b
17.	Ứng suất đứng đã được tính theo yêu cầu của Phương pháp Đơn giản hóa chưa?	Sec 4.4.7.e
18.	Các định nghĩa về cấu hình cốt (kích thước lỗ lưới, tỷ số đường kính thanh với khoảng cách thanh trong bản cốt thép, v.v.) có phù hợp với danh mục sản phẩm được phê duyệt trước không?	APL/Sec 3.4
19.	Tất cả tải trọng ngoài đã được đưa vào phân tích và thiết kế tường chưa? (ví dụ: tải va xe, tải trọng động đất, tải gia tăng do mái dốc, tải “broken-back”, v.v.)	Sec 4.4.5, 7.1.1
20.	Tất cả tải trọng nội tại đã được đưa vào phân tích và thiết kế tường chưa? (ví dụ: tải ngang từ cọc tại mố cầu hoặc các kết cấu cột, dầm phía trên)	PGR/Spec/Sec 4.4.7, 6.1
21.	Việc đánh giá ổn định nội tại đã xét đến các hình dạng hình học phức tạp như tường bậc (tiered), góc nhọn, tường lưng đối lưng và các chướng ngại vật chưa?	PGR/Spec/Sec 6.1 – 6.6
22.	Phân tích của nhà cung cấp có được Kỹ sư Địa kỹ thuật chịu trách nhiệm thiết kế chấp nhận, dựa trên việc kiểm tra độc lập bằng “Phương pháp Đơn giản hóa” và MSEW 3.0 hoặc tính tay không? Vui lòng đính kèm bản tính kiểm tra bằng Phương pháp Đơn giản hóa.	GER/ PGR
	{bổ sung khi thích hợp, có thể là yêu cầu riêng của cơ quan hoặc dự án}
	{bổ sung khi thích hợp, có thể là yêu cầu riêng của cơ quan hoặc dự án}

		Reference (See Note 3)	Yes	No	NA	Comments/ Action Required
X.	Ổn định toàn cục / ổn định hỗn hợp (mặt trượt lớn, đi qua cả vùng gia cố và ngoài vùng gia cố).
1.	Kỹ sư địa kỹ thuật của chủ đầu tư đã kiểm tra ổn định toàn cục chưa?	PGR
2.	Chủ đầu tư đã kiểm tra ổn định compound chưa?	PGR/Spec/ Sec 4.4.10
3.	Nhà cung cấp đã kiểm tra ổn định toàn cục chưa?	PGR/Spec
4.	Hệ số an toàn đối với phá hoại ổn định toàn cục có đủ không?	PGR/Spec
5.	Hệ số an toàn đối với phá hoại ổn định compound có đủ không?	PGR/Spec
6.	Các tham số địa kỹ thuật dùng cho phân tích ổn định toàn cục và compound có phù hợp và nhất quán với các tham số dùng cho các dạng phá hoại khác không?	PGR/Spec
7.	Có cần cải tạo nền đất dựa trên kết quả phân tích ổn định toàn cục không?	PGR
	{bổ sung khi thích hợp, có thể là yêu cầu riêng của cơ quan hoặc dự án}
	{bổ sung khi thích hợp, có thể là yêu cầu riêng của cơ quan hoặc dự án}
XI.	THÔNG TIN HỒ SƠ
1.	Kỹ sư địa kỹ thuật chịu trách nhiệm thiết kế đã hoàn thành bảng kiểm này chưa? Nếu chưa, thì là ai?
2.	Đại diện của Nhóm ___ thuộc cơ quan đã đảm bảo rằng bảng kiểm này đã được hoàn thành và các vấn đề còn tồn tại đã được xác định chưa?
	{bổ sung khi thích hợp, có thể là yêu cầu riêng của cơ quan hoặc dự án}
	{bổ sung khi thích hợp, có thể là yêu cầu riêng của cơ quan hoặc dự án}

LIST OF ATTACHMENTS BY ENGINEER OF RECORD (DANH SÁCH TÀI LIỆU ĐÍNH KÈM DO ENGINEER OF RECORD LẬP)
No.	Attachment (Tài liệu đính kèm)	Comments/Action Required (Nhận xét/Hành động cần thực hiện)
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10

Tối thiểu, ER phải đính kèm một tài liệu xác định các vấn đề cụ thể cần được nhà thiết kế tường MSE (nhà cung cấp) giải quyết.

4.7 Thiết kế hỗ trơ máy tính

Tính chất lặp đi lặp lại của các phép tính cần thực hiện ở mỗi cao độ bố trí cốt rất phù hợp với việc dùng máy tính để trợ giúp thiết kế. Chương trình máy tính MSEW (ADAMA, 2000) được phát triển dưới sự tài trợ của FHWA dùng để phân tích và/hoặc thiết kế tường MSE với bất kỳ loại cốt thép hoặc cốt địa kỹ thuật nào kết hợp với bất kỳ loại tường chắn mặt nào (bê tông đúc sẵn, khối MBW, v.v.). Phiên bản 1.0 được chỉ định dùng riêng cho các Cơ quan Đường bộ các bang và các cơ quan Liên bang Hoa Kỳ, và thực hiện tính toán phù hợp với các phương pháp thiết kế ASD trong FHWA (Elias và cộng sự, 2001) và AASHTO (2002). Phiên bản 3.0 được bán bởi ADAMA Engineering (www.MSEW.com) và bao gồm các phép tính theo LRFD. Ngoài ra, có thể phát triển các lời giải dạng bảng tính. Các bài toán ví dụ trong Phụ lục E cung cấp lời giải từng bước, chi tiết, có thể lập trình rất dễ dàng vào bảng tính.

Các chương trình phân tích và thiết kế tường MSE khác cũng sẵn có. Nhiều nhà cung cấp tường có các chương trình riêng được hiệu chỉnh cho hệ thống của họ, và có thể có thêm các chức năng để ước tính khối lượng và chi phí. Nhân sự của cơ quan quản lý cần nắm được các chức năng và các điểm tinh tế của chương trình máy tính và các bảng tính mà họ dùng để thiết kế hoặc kiểm tra thiết kế của nhà cung cấp. Tương tự, các nhà cung cấp tường và tư vấn thiết kế cũng cần hiểu các chức năng và các điểm tinh tế của chương trình máy tính và bảng tính mà họ sử dụng. Điều này đặc biệt quan trọng trong bối cảnh gần đây chuyển sang nền tảng thiết kế theo LRFD.

4.8 Các thiết kế của nhà cung cấp

Như đã thảo luận trước, khuyến nghị rằng các Cơ quan quản lý sử dụng một danh mục hệ tường sở hữu đã được phê duyệt trước (danh mục sản phẩm được chấp thuận) khi quy định tường MSE theo cách tiếp cận dựa trên tính năng làm việc hoặc kết quả cuối cùng. Các hệ tường cụ thể và nhà cung cấp tương ứng, cùng với mọi giới hạn áp dụng (ví dụ, chiều cao tối đa), được đưa trong danh mục này. Thông thường yêu cầu phải đánh giá chi tiết để được đưa vào danh mục sản phẩm được chấp thuận. Chương trình thiết kế và các bảng tính mà nhà cung cấp sử dụng cần được cơ quan quản lý xem xét như một phần của quá trình đánh giá này.

4.9 Các thiết kế MSEW tiêu chuẩn

Các công trình MSEW thông thường được thiết kế theo từng dự án cụ thể. Phần lớn cơ quan sử dụng phương thức hợp đồng “line-and-grade”, trong đó nhà thầu lựa chọn nhà cung cấp MSEW và nhà cung cấp này sẽ thực hiện thiết kế chi tiết sau khi trúng thầu và ký hợp đồng. Cách tiếp cận này hoạt động tốt đối với tường mặt bản ghép từng đoạn và tường mặt bản toàn chiều cao, và cũng có thể dùng cho tường mặt khối MBW. Tuy nhiên, một cơ quan có thể phát triển và áp dụng các thiết kế tiêu chuẩn cho các công trình MSEW, tương tự như các thiết kế tường công-xôn bê tông tiêu chuẩn mà nhiều cơ quan đang sử dụng.

Việc dùng các thiết kế tiêu chuẩn cho công trình MSEW có thể mang lại các ưu điểm sau so với cách tiếp cận line-and-grade:
• Cơ quan quản lý chịu trách nhiệm nhiều hơn về chi tiết thiết kế và việc tích hợp thiết kế tường với các bộ phận khác.
• Có thể đánh giá và phê duyệt trước vật liệu và các tổ hợp vật liệu, thay vì chỉ đánh giá hồ sơ nhà thầu sau đấu thầu.
• Tiết kiệm chi phí khi cơ quan tự thiết kế so với thuê nhà cung cấp thiết kế/đóng dấu cho các tường nhỏ.
• Cơ quan quản lý là bên đưa ra quyết định thiết kế, thay vì để các nhà cung cấp quyết định.
• Môi trường đấu thầu công bằng hơn vì cơ quan chịu trách nhiệm về chi tiết thiết kế, và các nhà cung cấp không phải đưa ra các giả định khác nhau.
• Giảm khả năng xuất hiện sản phẩm, hệ thống và thiết kế kém chất lượng khi gắn với các danh mục sản phẩm được phê duyệt.

Sở Giao thông Vận tải Minnesota (Mn/DOT), với sự hỗ trợ của FHWA (thông qua dự án Demo 82), đã phát triển và áp dụng các thiết kế MSEW tiêu chuẩn (Berg, 2000) cho các công trình tường MSEW có mặt khối MBW và gia cường bằng vật liệu địa kỹ thuật. Việc sử dụng các thiết kế tiêu chuẩn này bị giới hạn bởi các ràng buộc về hình học, địa chất công trình và kinh tế. Những kết cấu nằm ngoài các ràng buộc đó phải được thiết kế riêng cho từng dự án. Cách tiếp cận tổng quát được sử dụng để xây dựng các tiêu chuẩn này có thể được các cơ quan khác áp dụng để phát triển các thiết kế tiêu chuẩn riêng, phù hợp với từng cơ quan.

Các thiết kế tiêu chuẩn đòi hỏi các thiết kế tổng quát (generic) và vật liệu tổng quát. Thiết kế tổng quát yêu cầu xác định hình học tường và tải trọng chất thêm, cường độ cốt đất, giới hạn chiều cao kết cấu và các đặc trưng bề rộng, độ nghiêng (batter) của đơn vị MBW. Ví dụ, các thiết kế tiêu chuẩn của Mn/DOT xét đến bốn trường hợp hình học và tổ hợp tải trọng chất thêm, và có thể dùng cho tường cao tới 23 ft (7 m). Kể từ khi mới phát triển, số trường hợp đã được giảm xuống còn ba và chiều cao tối đa giảm còn 12 ft (3,6 m) do các lo ngại về độ bền lâu dài của MBW (xem Mục 3.6.2 về độ bền đông-tan của MBW).

Việc xác định các đặc trưng vật liệu tổng quát cho các thiết kế tiêu chuẩn đòi hỏi phải xây dựng các danh mục sản phẩm được phê duyệt cho đơn vị MBW, cho cốt đất và cho các tổ hợp MBW-cốt đất. Các tổ hợp này cần một danh mục sản phẩm được phê duyệt riêng vì cường độ liên kết phụ thuộc vào từng tổ hợp cụ thể giữa đơn vị MBW và cốt, và thường chi phối cường độ thiết kế của cốt. Một yêu cầu bổ sung đối với các đơn vị MBW là phải có kế hoạch kiểm soát chất lượng sản xuất được cơ quan quản lý phê duyệt và lưu giữ. Yêu cầu này là kết quả của các tiêu chuẩn rất nghiêm ngặt về độ bền (trong điều kiện đông-tan và muối chống đóng băng) áp dụng cho các đơn vị MBW và các thử nghiệm dài hạn được sử dụng để chứng minh độ bền.

Một ví dụ về mặt cắt thiết kế và bảng bố trí cốt từ các thiết kế tiêu chuẩn của Mn/DOT được trình bày trong Hình 4-19 và Bảng 4-8. Danh mục các tổ hợp được chấp thuận (Mn/DOT, 2009) giữa đơn vị MBW và cốt đất, được phân loại thành MBW-700, MBW-1050 hoặc MBW-1400, được sử dụng kết hợp với bảng và hình này. Lưu ý rằng các thiết kế tiêu chuẩn của Mn/DOT không áp dụng trực tiếp cho các cơ quan khác, và các cơ quan khác cũng không nên sử dụng chúng.

Một ví dụ khác về thiết kế tiêu chuẩn của cơ quan quản lý là các tường dùng cốt địa kỹ thuật của Sở Giao thông Vận tải bang Washington (Washington DOT). Các thiết kế tiêu chuẩn cho kết cấu tường hai giai đoạn với chiều cao tới 35 ft (11 m) được cung cấp. Tường quấn cốt địa kỹ thuật (geosynthetic wrap-around wall) được xây dựng trong giai đoạn thứ nhất. Ở giai đoạn thứ hai, bề mặt tường có thể được phủ bằng bê tông phun (shotcrete) hoặc bê tông đổ tại chỗ.

Bảng 4-8. Ví dụ thiết kế tiêu chuẩn tường MSE mặt MBW (Minnesota DOT, 2008)

Cấp cốt MBW	Cường độ cốt đất (plf)		Chiều dài cốt tối thiểu L (ft)	Chiều cao tường lớn nhất (ft)	Bề rộng danh định khối (in.)	Khoảng độ nghiêng tường (độ)		Chiều cao tường không cốt lớn nhất (in.)	Vùng 1		Vùng 2		Vùng 3
	Dài hạn (Tal)	Thiết kế (Ta)				≥	<		H1 (ft)	S1max (in.)	H2 (ft)	S1max (in.)	H3 (ft)	S1max (in.)
MBW-700	1050	700	0.7 H	12.0	12	0	3	24	8.5	24	3.5	16	—	—
						3	7	24	9.2	24	2.8	16	—	—
						7	10	24	11.2	24	0.8	16	—	—
						10	15	24	12	24	—	—	—	—
					21	0	3	42	4.6	32	3.9	24	3.5	16
						3	7	42	5.2	32	3.9	24	2.9	16
						7	10	42	5.2	32	5.9	24	0.9	16
						10	15	42	5.9	32	6.1	24	—	—
MBW-1050	1575	1050	0.7 H	12	12.0	0	3	24	12.0	24	—	—	—	—
						3	7	24	12.0	24	—	—	—	—
						7	10	24	12.0	24	—	—	—	—
						10	15	24	12.0	24	—	—	—	—
					21	0	3	42	5.6	42	3.3	32	3.1	24
						3	7	42	8.2	42	2.6	32	1.2	24
						7	10	42	8.5	42	3.5	32	—	—
						10	15	42	9.8	42	2.2	32	—	—
MBW-1400	2100	1400	0.7 H	12	12.0	0	3	24	12.0	24	—	—	—	—
						3	7	24	12.0	24	—	—	—	—
						7	10	24	12.0	24	—	—	—	—
						10	15	24	12.0	24	—	—	—	—
					21	0	3	42	8.9	42	3.1	32	—	—
						3	7	42	10.8	42	1.2	32	—	—
						7	10	42	12.0	42	—	—	—	—
						10	15	42	12.0	42	—	—	—	—

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