Chương 9 – Thiết kế mái đất có cốt gia cường

(nguồn)

Publication No. FHWA-NHI-10-025
FHWA GEC 011 – Volume II
November 2009

NHI Courses No. 132042 and 132043

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

9.1 Giới thiệu

Chương này trình bày các bước thiết kế từng bước cho mái dốc đất có cốt. Việc thiết kế và phân tích các công trình hiện hữu bằng chương trình máy tính cũng được giới thiệu. Cách tiếp cận thiết kế về cơ bản giả thiết mái dốc được xây dựng trên một nền móng ổn định. Các khuyến nghị cho phân tích trượt sâu cũng được đưa ra. Khi vấn đề là ổn định của nền móng, người dùng được khuyến khích tham khảo các giáo trình cơ học đất tiêu chuẩn và tài liệu FHWA Geosynthetics Design and Construction Guidelines (Holtz và các cộng sự, 2008).

Như đã nêu ở Chương 8, có nhiều cách tiếp cận khác nhau để thiết kế mái dốc đứng có cốt gia cường. Phương pháp được trình bày trong chương này sử dụng phương pháp cổ điển phân tích ổn định mái dốc theo cân bằng giới hạn dạng trượt quay, như thể hiện ở Hình 8-2. Tương tự trường hợp không gia cường, với mái dốc có cốt giả thiết một mặt trượt cung tròn (chỉ giả thiết hình dạng, không ấn định vị trí). Hình học đó cung cấp một cách đơn giản để trực tiếp tăng sức kháng trượt nhờ sự có mặt của cốt, dễ dàng thích nghi với hầu hết các chương trình máy tính phân tích ổn định mái dốc thông thường đang có, và cho kết quả phù hợp tốt với thí nghiệm.

Cốt được biểu diễn bằng một lực tập trung trong khối đất, cắt qua mặt trượt tiềm năng. Khi cộng sức kháng trượt do lực này cung cấp với sức kháng sẵn có của đất, một hệ số an toàn bằng với hệ số an toàn ổn định trượt quay được áp dụng một cách tự nhiên cho cốt. Sức chịu kéo của một lớp cốt được lấy bằng giá trị nhỏ hơn giữa sức kháng kéo tuột cho phép phía sau mặt trượt tiềm năng và cường độ thiết kế cho phép dài hạn của nó. Hệ số an toàn ổn định mái dốc được lấy từ mặt trượt nguy hiểm nhất, tức mặt cần lượng cốt lớn nhất. Thiết kế cuối cùng được thực hiện bằng cách phân bố cốt theo chiều cao mái dốc và đánh giá ổn định bên ngoài của đoạn mái có cốt.

Tính phù hợp của phương pháp thiết kế này đã được kiểm chứng bằng các đánh giá thực nghiệm rộng rãi do FHWA thực hiện, bao gồm phân tích số, mô hình ly tâm và các công trình thử nghiệm ở quy mô thực, và được nhận thấy là tương đối bảo thủ. Một biểu đồ nghiệm được xây dựng cho các công trình đơn giản được dùng để kiểm tra kết quả. Phương pháp đánh giá một mặt cắt mái dốc đất có cốt cho trước cũng được trình bày. Sơ đồ khối trong Hình 9-1 thể hiện các bước cần thiết để thiết kế mái dốc đất có cốt.

9.2 Các chỉ dẫn thiết kế mái dốc đất có cốt

Các bước thiết kế được nêu trong lưu đồ gồm:

9.2.1 Bước 1. Xác định các yêu cầu về hình học, tải trọng và khả năng làm việc cho thiết kế.

a. Các yêu cầu về hình học và tải trọng (xem Hình 9-2).

• Chiều cao mái dốc, H.
• Góc dốc mái, θ.
• Tải trọng bên ngoài (tải chất thêm):
  • Tải chất thêm, q.
  • Tải tạm thời, Δq.
  • Gia tốc thiết kế khi có động đất, Aₘ (xem Phần 1A, AASHTO Standard Specifications for Highway Bridges (AASHTO, 2002) hoặc AASHTO LRFD Bridge Design Specifications (AASHTO, 2007)).
• Rào chắn giao thông:
  • Xem Điều 2.7 của AASHTO Standard Specifications for Highway Bridges (AASHTO, 2002), Mục 13 của AASHTO LRFD Bridge Design Specifications (AASHTO, 2007) và AASHTO Roadside Design Guide (AASHTO, 2006).

b. Các yêu cầu về khả năng làm việc.

• Ổn định bên ngoài và lún:
  • Trượt phẳng: F.S. ≥ 1.3.
  • Trượt sâu (ổn định tổng thể): F.S. ≥ 1.3.
  • Phá hoại sức chịu tải cục bộ (ép trồi): F.S. ≥ 1.3.
  • Tải trọng động: F.S. ≥ 1.1.
  • Lún – độ lớn và tốc độ lún sau thi công theo yêu cầu của dự án.
• Trượt hỗn hợp (compound failure): F.S. ≥ 1.3.
• Ổn định nội tại: F.S. ≥ 1.3.

9.2.2 Bước 2. Xác định các đặc trưng cơ học của đất tại chỗ

(xem các khuyến nghị ở Chương 2, Mục 2.6 và Chương 3, Mục 3.2.2)

• Các mặt cắt địa chất nền móng và đất được chắn (tức là đất bên dưới và phía sau vùng có cốt).
• Các tham số sức kháng \(c_u\) và \(\phi_u\), hoặc \(c′\) và \(\phi’\) cho từng lớp đất.
• Trọng lượng thể tích \(\gamma_{wet}\) và \(\gamma_{dry}\).
• Các tham số cố kết \(C_c, C_r, c_v \text{ và } σ′_p\).
• Vị trí mực nước ngầm \(d_w\) và các mặt đẳng áp (piezometric).
• Đối với các công trình khắc phục sự cố trượt, xác định vị trí mặt trượt cũ và nguyên nhân gây trượt.

Ký hiệu:
H = chiều cao mái dốc
θ = góc dốc mái
Tₐₗ = cường độ cho phép của cốt
L = chiều dài cốt
Sᵥ = khoảng cách đứng giữa các lớp cốt
q = tải chất thêm
Δq = tải tạm thời
A₀ = hệ số gia tốc nền
Aₘ = gia tốc thiết kế khi có động đất
d_w = cao độ mực nước ngầm trong mái dốc
d_wf = cao độ mực nước ngầm trong nền móng
cᵤ và φᵤ hoặc c′ và φ′ = các tham số sức kháng cho từng lớp đất
\(\gamma_{wet}\) và \(\gamma_{dry}\) = trọng lượng thể tích của từng lớp đất
\(C_c, C_r, c_v \text{ và } σ′_p\) = các tham số cố kết cho từng lớp đất

9.2.3 Bước 3. Xác định các đặc trưng của đất reinforced fill và đất retained backfill.

(xem các khuyến nghị ở Chương 3, Mục 3.2)

• Thành phần hạt và chỉ số dẻo.
• Đặc trưng đầm chặt, dựa trên 95% AASHTO T-99, \(\gamma_d\) và ±2% độ ẩm tối ưu \(w_{opt}\).
• Chiều dày từng lớp đất đầm chặt.
• Các tham số sức kháng cắt, \(c_u, φ_u\) hoặc c′, φ′.
• Các tính chất điện–hoá của reinforced fill:
  • Đối với cốt geosynthetic: pH.
  • Đối với cốt thép: pH, điện trở suất, hàm lượng clorua, sunfat và chất hữu cơ.

(các tham số sức kháng)

“Shear strength parameters, cᵤ, ϕᵤ hoặc c′, ϕ′”. Đây là các tham số sức kháng cắt lấy từ thí nghiệm cắt (triaxial/direct shear), và mẫu chế bị sẽ khác nhau tùy bạn cần tham số “u” (undrained/total stress) hay tham số “ ′ ” (drained/effective stress), và tùy đất reinforced fill hay retained backfill.

1) Trước hết: lấy vật liệu nào để làm mẫu?

Reinforced fill

• Lấy đúng vật liệu sẽ dùng làm đất đắp gia cường (kể cả tỷ lệ hạt mịn/hạt thô, nguồn mỏ, cách phối trộn).
• Nếu thi công có kiểm soát độ ẩm và độ chặt, thì mẫu phải được đầm/đầm nện trong phòng để đạt mục tiêu thi công.

Retained backfill

• Lấy đúng vật liệu đắp phía sau tường/mặt sau khối gia cường (có thể khác reinforced fill).
• Nếu backfill này cũng được quy định độ chặt/độ ẩm như vật liệu đắp, cũng phải chế bị tương tự.

2) “Mẫu chế bị” cho chỉ tiêu cᵤ, ϕᵤ (undrained/total stress)

Khi dùng: chủ yếu cho đất hạt mịn (sét/bùn), hoặc tình huống ngắn hạn khi không thoát nước.

Cách chế bị mẫu (tóm tắt):

1. Giữ nguyên độ ẩm hiện trường (hoặc độ ẩm thiết kế nếu có quy định thi công).
2. Tạo mẫu theo đúng cấu trúc/độ chặt dự kiến:
   • Nếu có thể lấy mẫu nguyên dạng (đất dính), ưu tiên mẫu nguyên dạng.
   • Nếu là đất đắp: đắp từng lớp và đầm trong khuôn để đạt độ chặt mục tiêu (ví dụ 95% theo một tiêu chuẩn đầm nén, nếu dự án yêu cầu).
3. Niêm kín/bảo quản để không mất nước trước khi thí nghiệm.
4. Thí nghiệm kiểu UU (không cố kết, không thoát nước) hoặc CU nhưng lấy tham số theo total stress (tùy yêu cầu).

Kết quả dùng cho thiết kế: cᵤ (undrained shear strength) và đôi khi “ϕᵤ” (thực tế nhiều trường hợp ϕᵤ ≈ 0 cho sét bão hòa trong phân tích total stress, nhưng không phải lúc nào cũng vậy).

3) “Mẫu chế bị” cho chỉ tiêu c′, ϕ′ (drained/effective stress)

Khi dùng: rất phổ biến cho đất đắp (cát/sỏi, hoặc đất hạt mịn nhưng xét dài hạn), phân tích ổn định dài hạn.

Cách chế bị mẫu (điển hình nhất cho đất đắp):

1. Xác định mục tiêu đầm nén: độ chặt yêu cầu + độ ẩm mục tiêu (thường quanh \(w_{opt}\).
2. Chế bị mẫu “remolded compacted”:
   • Trộn vật liệu về độ ẩm mục tiêu (hoặc trong dải cho phép, ví dụ ±2% \(w_{opt}\) nếu spec nói vậy).
   • Đầm trong khuôn theo nhiều lớp để đạt dung trọng khô \(\gamma_d\) mục tiêu (đúng mức thi công).
   • Cắt/gọt thành mẫu chuẩn (triaxial) hoặc đúc trong hộp (direct shear).
3. Bão hòa (nếu thí nghiệm triaxial yêu cầu): tăng back pressure để đạt mức bão hòa phù hợp.
4. Cố kết + thoát nước:
   • Thí nghiệm CD (cố kết–thoát nước) cho tham số drained; hoặc
   • Thí nghiệm CU có đo áp lực nước lỗ rỗng để suy ra c′, ϕ′ (rất hay dùng vì nhanh hơn CD).

Kết quả dùng cho thiết kế: c′, ϕ′ (tham số theo ứng suất hữu hiệu).

4) Với reinforced fill / retained backfill: nên chế bị theo “trạng thái thi công” nào?

Nếu manual của bạn đang liệt kê chung cho “reinforced fill” và “retained backfill”, cách làm hợp lý là:

• Đất hạt rời (cát/sỏi, decomposed granite, glacial till ít dính):
  • Mẫu đầm chặt trong phòng đạt độ chặt thi công và độ ẩm thi công ⇒ lấy c′, ϕ′ (thường c′ ≈ 0 hoặc rất nhỏ, ϕ′ là chính).
• Đất hạt mịn/đất dính (sét/bùn, hoặc till nhiều fines):
  • Nếu xét ngắn hạn: mẫu giữ ẩm tự nhiên hoặc đầm theo thi công nhưng thí nghiệm undrained ⇒ lấy cᵤ.
  • Nếu xét dài hạn: mẫu cố kết và thoát nước (CD hoặc CU đo u) ⇒ lấy c′, ϕ′.

5) Một câu trả lời “mẫu chế bị thế nào”

• Các chỉ tiêu cᵤ, ϕᵤ, c′, ϕ′ không phải là “1 thí nghiệm” mà là “tham số đầu ra”; mẫu chế bị phụ thuộc chế độ thoát nước (u hay ′) và mục tiêu trạng thái đất khi làm việc.
• Với reinforced fill/retained backfill trong MSE/đắp đường, thông dụng nhất là mẫu đất đầm chặt trong phòng ở \(\gamma_d\) mục tiêu và w quanh \(w_{opt}\), rồi làm CU (đo u) để suy c′, ϕ′ hoặc CD nếu muốn drained “chuẩn”.

9.2.4 Bước 4. Đánh giá các tham số thiết kế cho cốt.

(xem các khuyến nghị ở Chương 3, Mục 3.5)

• Cường độ cho phép của geosynthetic (Eq. 3-12), \(T_{al}\) = cường độ giới hạn \(T_{ULT}\) ÷ hệ số giảm (RF) cho các ảnh hưởng creep, hư hại khi thi công và độ bền lâu:
  
  Đối với đất đắp hạt rời thỏa mãn cấp phối khuyến nghị ở Chương 3 và các tính chất điện–hoá ở Chương 3, có thể an toàn dùng RF = 7 cho thiết kế sơ bộ và cho các công trình thông thường, không quá quan trọng, trong đó các yêu cầu thí nghiệm tối thiểu nêu trong Bảng 3-12 được thỏa mãn.
  Lưu ý: việc có được giá trị RF nhỏ hơn từ số liệu thí nghiệm do nhà sản xuất cung cấp và/hoặc từ đánh giá của cơ quan quản lý sẽ mang lại lợi ích đáng kể về chi phí!
  \(\\\)
• Cường độ cho phép của thép (Eq. 3-11), \(T_{al} = F_y A_c / b\), trong đó \(A_c\) là diện tích thanh thép đã hiệu chỉnh do ăn mòn.
  Lưu ý: Đất có hàm lượng hạt mịn cao thường ăn mòn mạnh hơn và cần kiểm tra cẩn thận các yêu cầu về tính chất trong Bảng 3-3 đối với reinforced fill.
  \(\\\)
• Sức kháng kéo tuột (Pullout resistance) – xem các khuyến nghị ở Chương 3 và Phụ lục B:
  • Dùng hệ số an toàn F.S. = 1.5 cho đất hạt rời.
  • Dùng F.S. = 2 cho đất dính.
  • Chiều dài neo tối thiểu, \(L_e\) = 3 ft (1 m).
    \(\\\)

9.2.5 Bước 5. Kiểm tra ổn định khi chưa gia cường.

(xem thảo luận ở Chương 8)

a. Đánh giá ổn định mái dốc khi chưa gia cường để xác định: có cần dùng cốt hay không; mức độ quan trọng của thiết kế (tức là F.S. của mái dốc không gia cường ≤ hay ≥ 1); các vấn đề trượt sâu tiềm năng; và phạm vi vùng sẽ được gia cường. Thực hiện phân tích ổn định bằng các phương pháp ổn định truyền thống (xem FHWA Soils and Foundations Workshop Reference Manual (Samtani và Nowatzki, 2006)) để xác định hệ số an toàn và mômen gây trượt cho các mặt trượt tiềm năng.

  * Sử dụng cả hai phương pháp cung tròn và nêm trượt, và xem xét các mặt trượt đi qua chân dốc, đi qua mặt dốc (ở nhiều cao độ khác nhau) và trượt sâu phía dưới chân dốc.

(Có nhiều chương trình máy tính phân tích ổn định có thể dùng để đánh giá nhanh, ví dụ các chương trình do FHWA tài trợ như ReSSA và nhóm chương trình STABL phát triển tại Purdue University, bao gồm phiên bản hiện tại STABL4M. Trong mọi trường hợp, cần thực hiện một số phép tính bằng tay để bảo đảm chương trình máy tính cho kết quả hợp lý.)

b. Xác định kích thước vùng nguy hiểm cần gia cường.

 * Xem xét toàn bộ dải các mặt trượt tiềm năng được tìm thấy sao cho: Hệ số an toàn của mái dốc không gia cường \(FS_U\) ≤ hệ số an toàn yêu cầu \(FS_R\).
 * Biểu diễn tất cả các mặt trượt này trên mặt cắt ngang của mái dốc.
 * Các mặt trượt vừa đạt hệ số an toàn yêu cầu sẽ bao quanh xấp xỉ giới hạn vùng nguy hiểm cần gia cường, như thể hiện ở Hình 9-3.

c. Các mặt trượt nguy hiểm kéo dài xuống dưới chân dốc là dấu hiệu cho thấy có vấn đề về nền sâu và sức chịu tải ở mép, cần được xử lý trước khi hoàn thành thiết kế. Khi phát hiện có vấn đề về nền móng, cần thực hiện phân tích nền móng chi tiết hơn và xem xét các biện pháp gia cố nền như đã thảo luận ở Chương 8.

9.2.6 Bước 6. Thiết kế cốt để tạo mái dốc ổn định.

(xem Hình 9-4 và phần thảo luận ở Chương 8.)

a. Tính tổng lực kéo trong cốt trên một đơn vị bề rộng mái dốc, \(T_S\), cần thiết để đạt hệ số an toàn yêu cầu \(F_{SR}\) cho từng mặt trượt tiềm năng nằm trong vùng nguy hiểm ở Bước 5, là các mặt trượt cắt qua hoặc nằm dưới chân dốc, theo công thức:

\[
T_S = (FS_R – FS_U) \frac{M_D}{D} \tag{9-1}
\]

trong đó:
\(T_S\) = tổng lực kéo yêu cầu trên một đơn vị bề rộng của các lớp cốt (xét đến cả phá hoại đứt và kéo tuột) trong tất cả các lớp cốt cắt qua mặt trượt.
\(M_D\) = mômen gây trượt quanh tâm cung trượt.
\(D\) = cánh tay đòn của \(T_S\) đối với tâm cung trượt, cụ thể:
\(\qquad \)= bán kính cung tròn R đối với cốt liên tục dạng tấm có thể dãn (continuous sheet type extensible reinforcement) (giả thiết tác dụng tiếp tuyến với cung tròn);
\(\qquad \)= bán kính cung tròn R đối với cốt liên tục dạng tấm không dãn (continuous sheet type inextensible reinforcement) (ví dụ cốt lưới thép) để xét đến sự tăng ứng suất pháp lên đất xung quanh;
\(\qquad \)= khoảng cách thẳng đứng Y tới trọng tâm của \(T_S\) đối với cốt dạng phần tử rời, kiểu dải. Với tính toán sơ bộ, giả thiết vị trí này ở cao độ H/3 phía trên chân mái dốc (nghĩa là giả thiết lực tác dụng trong một mặt phẳng nằm ngang cắt mặt trượt ở cao trình H/3 phía trên chân mái).
\(FS_U\) = hệ số an toàn của mái dốc chưa gia cường.
\(FS_{R}\) =hệ số an toàn tối thiểu yêu cầu cho mái dốc, áp dụng cho cả đất và cốt.
\(T_\text{S-MAX}\) = giá trị \(T_S\) lớn nhất tính được, xác định tổng lực kéo thiết kế.

• Ghi chú: Giá trị hệ số an toàn nhỏ nhất của mái dốc chưa gia cường thường không quyết định vị trí của \(T_{S\text{-MAX}}\); mặt trượt nguy hiểm nhất là mặt cần lượng cường độ cốt lớn nhất.

Hệ số an toàn của mái dốc không gia cường:
\[
FS_u = \frac{\text{Mômen chống trượt } (M_R)}{\text{Mômen gây trượt } (M_D)}
= \frac{\int_0^{L{sf}} \tau_f \cdot R \cdot dL}{(W\text{x} + \Delta q \cdot d)}
\]
  trong đó:
    \(W\) = trọng lượng khối đất trượt
    \(L_{sf}\) = chiều dài mặt trượt
    \(\Delta q\) = tải chất thêm
    \(\tau_f\) = sức kháng cắt của đất

Hệ số an toàn của mái dốc có cốt:
\[
FS_{R} = FS_{U} + \frac{T_S \ D}{M_D}
\]
  trong đó:
    \(T_S\) = tổng lực kéo sẵn có trên một đơn vị bề rộng cốt cho tất cả các lớp cốt
    \(D\) = cánh tay đòn của \(T_S\) đối với tâm quay
    \(\qquad \)= \(R\) đối với cốt liên tục dãn và không dãn
    \(\qquad \)= \(Y\) đối với cốt rời (ví dụ, dạng dải)

b. Xác định tổng lực kéo thiết kế trên một đơn vị bề rộng mái dốc, \(T_\text{S-MAX}\), bằng cách sử dụng các biểu đồ ở Hình 9-5 và so sánh với \(T_\text{S-MAX}\) từ Bước 6a. Nếu sai khác đáng kể, cần kiểm tra tính phù hợp của các biểu đồ dựa trên các giả thiết giới hạn ghi trên hình và tính toán lại ở Bước 5 và công thức 9-1.

• Hình 9-5 được dùng để kiểm tra nhanh các kết quả do máy tính cho. Hình này trình bày một phương pháp đơn giản, dựa trên mặt trượt dạng nêm hai phần và bị giới hạn bởi các giả thiết ghi trên hình.
  Lưu ý rằng Hình 9-5 không nhằm được sử dụng như công cụ thiết kế duy nhất. Có thể dùng thêm các biểu đồ thiết kế khác trong tài liệu (ví dụ Ruegger, 1986; Leshchinsky và Boedeker, 1989; Jewell, 1990). Như đã nêu ở Chương 8, cũng có một số chương trình máy tính để phân tích mái dốc với cốt cho trước và có thể dùng để kiểm tra chéo. Việc lựa chọn các phương pháp thiết kế thích hợp khác (tức là phương pháp bảo thủ nhất hoặc theo kinh nghiệm) cần có sự phán đoán.

c. Xác định phân bố cốt:

• Với mái dốc thấp \((H \le 20\ \text{ft } {6\ \text{m}})\) giả thiết phân bố cốt đều và dùng \(T_\text{S-MAX}\) để xác định khoảng cách hoặc lực kéo yêu cầu \(T_\text{MAX}\) cho mỗi lớp cốt.
• Với mái dốc cao \((H > 20\ \text{ft } {6\ \text{m}})\), có thể dùng phân bố cốt đều (ưu tiên) hoặc chia mái dốc thành hai (trên và dưới) hoặc ba (trên, giữa và dưới) vùng cốt có chiều cao bằng nhau, sử dụng \(T_\text{S-MAX}\) đã nhân hệ số trong từng vùng để xác định khoảng cách hoặc lực kéo thiết kế (xem Hình 9-6). Tổng lực kéo yêu cầu trong mỗi vùng được xác định như sau:
  Với vùng 1:
  \[
   \text{Dùng } T_\text{S-MAX}
  \]
  Với vùng 2:
  \[
  T_{\text{Bottom}} = \tfrac{3}{4} T_\text{S-MAX} \tag{9-2}
  \]
  \[
  T_{\text{Top}} = \tfrac{1}{4} T_\text{S-MAX} \tag{9-3}
  \]
  Với vùng 3:
  \[
  T_{\text{Bottom}} = \tfrac{1}{2} T_\text{S-MAX} \tag{9-4}
  \]
  \[
  T_{\text{Middle}} = \tfrac{1}{3} T_\text{S-MAX} \tag{9-5}
  \]
  \[
  T_{\text{Top}} = \tfrac{1}{6} T_\text{S-MAX} \tag{9-6}
  \]
  Lực kéo được giả thiết phân bố đều trong toàn bộ mỗi vùng.

QUY TRÌNH DÙNG BIỂU ĐỒ:

1. Xác định hệ số lực K từ hình bên trên, trong đó \(\phi_r =\) góc ma sát của đất đắp có cốt (reinforced fill):
   \[
   \phi_f = \tan^{-1}\left(\dfrac{\tan \phi_r}{FR_R}\right)
   \]
   
2. Xác định:
   \[
   T_\text{S-MAX} = 0.5\ K \ \gamma_r \ (H’)^2
   \]
   trong đó:
   \(H’ = H + \dfrac{q}{\gamma_r}\)
   (q =) tải phân bố đều.
   \(\\\)
3. Xác định chiều dài cốt yêu cầu ở đỉnh \(L_T\) và chân \(L_B\) của mái dốc từ hình bên trên.

CÁC GIẢ THIẾT GIỚI HẠN

• Cốt kéo dãn.
• Mái dốc đắp bằng đất đồng nhất, không dính (c = 0).
• Không có áp lực nước lỗ rỗng trong mái dốc.
• Đất nền đủ tốt và tương đối phẳng.
• Không xét tải trọng động đất.
• Tải chất thêm phân bố đều không lớn hơn \(0.2 \ \gamma_r \ H\).
• Góc ma sát tại mặt tiếp xúc đất/cốt tương đối lớn, \(\phi_{\delta\beta} = 0.9 \ \phi_r\) (có thể không phù hợp cho một số loại geosynthetic).

d. Xác định khoảng cách đứng giữa các lớp cốt \(S_v\) hoặc lực kéo thiết kế lớn nhất \(T_{\text{MAX}}\) cho từng lớp cốt.

• Đối với mỗi zone, tính \(T_{\text{MAX}}\) cho từng lớp cốt trong zone đó dựa trên một giá trị giả thiết \(S_v\); hoặc nếu đã biết cường độ cốt cho phép, tính khoảng cách đứng nhỏ nhất và số lớp cốt (N) cần cho mỗi zone theo:
  \[
  T_{\text{max}} = \frac{T_{\text{zone}} S_v}{H_{\text{zone}}}
  = \frac{T_{\text{zone}}}{N}
  \leq T_{al} R_c \tag{9-7}
  \]
  trong đó:
  \(\qquad R_c\) = tỷ lệ phủ của cốt, bằng bề rộng b của dải cốt chia cho khoảng cách ngang \(S_h\) giữa các dải cốt.
  \(\qquad S_v\) = khoảng cách đứng giữa các lớp cốt (m); nên chọn là bội số của chiều dày lớp đất đầm chặt để dễ thi công
  \(\qquad T_{\text{zone}}\) = lực kéo cốt lớn nhất cần cho mỗi zone
  \(\qquad \qquad = T_{S\text{-MAX}}\) đối với mái dốc thấp (H < 6 m).
  \(\qquad T_{al}\) = cường độ cốt cho phép = \(T_{ult}/RF\) (xem Chương 3 và phương trình 3-12).
  \(\qquad H_{\text{zone}}\) = chiều cao của mỗi zone.
  \(\qquad \qquad = T_{\text{top}}, T_{\text{middle}}, T_{\text{bottom}}\) đối với mái dốc cao (H > 20 ft {6 m}).
  \(\qquad N\) = số lớp cốt trong zone.
  \(\\\)
• Dùng các lớp cốt trung gian ngắn, dài khoảng 4 đến 6.5 ft (1.2 đến 2 m), để duy trì khoảng cách đứng lớn nhất là 16 in (400 mm) hoặc nhỏ hơn, nhằm đảm bảo ổn định mặt dốc và chất lượng đầm chặt (xem Hình 9-6b).
  
  – Với mái dốc thoải hơn 1H:1V, có thể bố trí các lớp cốt sát nhau hơn (tức là cứ mỗi lớp đất đầm chặt lại đặt cốt, hoặc cách một lớp, nhưng khoảng cách đứng không lớn hơn 16 in. {400 mm}) để không phải quấn mặt dốc đối với đất có cấp phối tốt (ví dụ sỏi cát, cát pha bùn và cát pha sét). Với mái dốc dốc hơn và đất cấp phối đều, cần mặt dốc quấn cốt để tránh sạt mặt. Có thể dùng các khoảng cách đứng khác để ngăn sạt mặt, nhưng trong các trường hợp đó phải phân tích ổn định mặt dốc, hoặc theo phương pháp trình bày trong chương này, hoặc coi mặt dốc như mái dốc vô hạn và tính theo Collin (1996):
  \[
  F.S. =
  \frac{c’ H + (\gamma_g – \gamma_w) H z \cos^2\beta \tan\phi’ + F_g (\cos\beta \sin\beta + \sin^2\beta \tan\phi’)}
  {\gamma_s H z \cos\beta \sin\beta} \tag{9-8}
  \]
  trong đó:
  \(\qquad c’\) = lực dính kết hữu hiệu
  \(\qquad \phi’\) = góc ma sát hữu hiệu
  \(\qquad \gamma_g\) = trọng lượng thể tích bão hòa của đất
  \(\qquad \gamma_w\) = trọng lượng riêng của nước
  \(\qquad z\) = chiều sâu thẳng đứng đến mặt trượt, được xác định theo chiều sâu bão hòa
  \(\qquad H\) = chiều cao thẳng đứng của mái dốc
  \(\qquad \beta\) = góc dốc mái
  \(\qquad F_g\) = tổng lực kháng của các lớp geosynthetic
  
  – Cốt trung gian nên đặt thành các lớp liên tục, không nhất thiết phải có cường độ bằng cốt chính, nhưng phải đủ mạnh để chịu được quá trình thi công (ví dụ đáp ứng các yêu cầu tối thiểu về độ bền sử dụng của geotextile trong ứng dụng gia cố đường theo AASHTO M-288, 2006) và cung cấp cốt kéo cục bộ cho lớp đất bề mặt.
  
  – Nếu góc ma sát tại mặt tiếp xúc của cốt trung gian \(ρ_{sr}\) (thu được từ ASTM D 5321 hoặc ước tính như thảo luận trong Chương 3, Mục 3.4.3) nhỏ hơn góc ma sát tiếp xúc của cốt chính \(ρ_{r}\), thì phải dùng \(ρ_{sr}\) trong phân tích cho phần mặt trượt đi qua vùng đất có cốt.

e. Để đảm bảo rằng quy tắc phân bố lực cốt “kinh nghiệm” là phù hợp đối với các công trình quan trọng hoặc phức tạp, cần tính lại \(T_S\) bằng phương trình 9-1 để xác định các mặt trượt tiềm năng phía trên từng lớp cốt chính.

f. Xác định chiều dài cốt yêu cầu:

• Chiều dài neo \(L_e\) của mỗi lớp cốt vượt ra ngoài mặt trượt nguy hiểm nhất (tức cung tròn dùng để tìm \(T_\text{S-MAX}\) phải đủ để cung cấp sức kháng kéo tuột, theo:
  \[
  L_e = \frac{T_{\text{max}} \ F_S}{F^* \ \alpha \ \sigma’_v \ R_c \ C} \tag{9-9}
  \]
  trong đó \(F^*, \alpha, R_c, C\) và \(\sigma’_v\) được định nghĩa ở Chương 3, Mục 3.4.
  \(\\\)
• Giá trị nhỏ nhất của \(L_e\) là 3 ft (1 m). Đối với đất dính, khi dùng các phương trình bán kinh nghiệm ở Chương 3 để xác định \(F^*\), cần kiểm tra \(L_e\) cho cả điều kiện kéo tuột ngắn hạn và dài hạn.
  
  Với thiết kế dài hạn, dùng \(\phi’_r\) với \(c’_r = 0\).
  
  Với đánh giá ngắn hạn, dùng bảo thủ \(\phi_r\) với \(c_r = 0\), lấy từ thí nghiệm nén ba trục không thoát nước có cắt sau cố kết, thí nghiệm cắt phẳng, hoặc thí nghiệm kéo tuột.
  \(\\\)
• Vẽ chiều dài cốt thu được từ bước kiểm tra kéo tuột lên mặt cắt mái dốc chứa ranh giới xấp xỉ của vùng nguy hiểm đã xác định ở Bước 5 (xem Hình 9-7).
  
  Chiều dài yêu cầu để đảm bảo ổn định trượt ở đáy thường sẽ khống chế chiều dài của các lớp cốt phía dưới.
  
  Chiều dài các lớp cốt phía dưới phải kéo dài ít nhất đến giới hạn vùng nguy hiểm như thể hiện ở Hình 9-7. Có thể cần cốt dài hơn để khống chế trượt sâu (xem Bước 7).
  
  Kiểm tra rằng tổng lực cốt cắt qua mỗi mặt trượt lớn hơn \(T_S\) yêu cầu cho mặt trượt đó.
  \(\\\)
• Đơn giản hóa bố trí bằng cách kéo dài một số lớp cốt để tạo thành hai hoặc ba đoạn có chiều dài cốt bằng nhau, giúp dễ thi công và kiểm tra.
  \(\\\)
• Nói chung, các lớp cốt không nhất thiết phải kéo dài đến toàn bộ giới hạn vùng nguy hiểm, ngoại trừ các lớp thấp nhất trong mỗi đoạn cốt.
  \(\\\)
• Kiểm tra lại chiều dài thu được bằng biểu đồ b trong Hình 9-5. Lưu ý: \(L_e\) đã được tính trong tổng chiều dài \(L_T\) và \(L_B\) từ biểu đồ B.

g. Kiểm tra chiều dài thiết kế đối với các thiết kế phức tạp.

• Khi kiểm tra một thiết kế có các zone với chiều dài cốt khác nhau, có thể bố trí “dư” cốt ở các zone thấp hơn để cho phép rút ngắn chiều dài các lớp cốt phía trên.
  \(\\\)
• Khi đánh giá yêu cầu chiều dài trong các trường hợp như vậy, cần kiểm tra cẩn thận ổn định kéo tuột của cốt trong từng zone đối với các mặt trượt nguy hiểm cắt ra tại chân của mỗi zone chiều dài.

9.2.7 Bước 7. Kiểm tra ổn định bên ngoài. (xem thảo luận ở Chương 8)

* Kháng trượt (Hình 9-8)

Đánh giá bề rộng của vùng đất có cốt tại bất kỳ có cao độ nào để chống trượt dọc theo cốt. Sử dụng mặt trượt dạng nêm hai phần, được xác định bởi giới hạn chiều dài của cốt (chiều dài cốt tại cao độ đang xét, đã xác định ở Bước 5). Phân tích nên được thực hiện tốt nhất bằng phương pháp trên máy tính, xét đến tất cả các lớp đất và giá trị ma sát tiếp xúc. Nếu chương trình không xét đến sự hiện diện của cốt, thì mặt sau của mặt trượt phải được đặt nghiêng 45+\(\phi /2\) hoặc song song với mặt sau của vùng có cốt, tùy theo trường hợp nào thoải hơn (tức là mặt nêm không được cắt qua các lớp cốt để tránh kết quả quá bảo thủ). Lực kháng ma sát của lớp yếu nhất – hoặc đất có cốt, hoặc đất nền, hoặc mặt tiếp xúc đất – cốt phải được dùng trong phân tích.

Một phân tích đơn giản dùng Hình 9-5b có thể được thực hiện như một phép kiểm tra nhanh, nhưng không được dùng cho phân tích chính do các giả thiết giới hạn ghi trên hình. Phương pháp này cũng giả thiết các lớp cốt bị cắt cụt theo một mặt phẳng song song với mặt mái dốc, điều này có thể đúng hoặc không. Phân tích dựa trên mô hình nêm hai phần để dự đoán \(L_B\) với giả thiết mặt tiếp xúc giữa cốt và đất là mặt yếu nhất. Một hệ số giảm được áp dụng cho góc ma sát tiếp xúc, \(\phi_{sg} = 0.9 \phi_r\), điều này có thể không thích hợp cho một số loại geosynthetic. Lực kháng ma sát của lớp yếu nhất tiếp xúc với geosynthetic – hoặc đất có cốt hoặc đất nền – phải được dùng trong phân tích.\(\\\)

* Ổn định tổng thể trượt sâu (Hình 9-8a)

Đánh giá các mặt trượt sâu tiềm năng phía sau vùng đất có cốt sao cho:
\[
F.S. = \frac{M_R}{M_D} \ge 1.3 \text{(tối thiểu)} \tag{9-14}
\]
Ghi chú: khuyến nghị F.S. ≥ 1.3 là giá trị tối thiểu; giá trị này nên tăng lên tùy theo mức độ quan trọng của mái dốc (ví dụ mái dốc dưới mố cầu và các tuyến đường bộ chính) và/hoặc mức độ tin cậy về điều kiện địa kỹ thuật (ví dụ tính chất đất và vị trí mực nước ngầm).

Phân tích thực hiện ở Bước 5 phải cho được hệ số an toàn của các mặt trượt phía sau vùng đất có cốt. Tuy nhiên, như một phép kiểm tra, có thể dùng các phương pháp kinh điển phân tích ổn định mái dốc trượt quay như Bishop đơn giản, Morgenstern–Price, Spencer hoặc các phương pháp khác (xem FHWA’s Ground Improvement Manuals, FHWA NHI-06-019 và FHWA NHI-06-020 (Elias và cộng sự, 2006)). Cũng có thể sử dụng các chương trình máy tính thích hợp.

* Phá hoại sức chịu tải cục bộ tại chân mái (ép ngang) (Hình 9-8b).

– Nếu tồn tại một lớp đất yếu bên dưới nền đắp với chiều sâu hữu hạn \(D_s\) nhỏ hơn bề rộng đáy mái dốc b’, hệ số an toàn chống phá hoại do ép ngang có thể tính theo (Silvestri, 1983):
\[
FS_{\text{squeezing}}
= \frac{2 c_u}{\gamma D_s \tan \theta}
\frac{4.14 \ c_u}{H \gamma}
\ge 1.3 \tag{9-15}
\]
trong đó:
\(\qquad \theta\) = góc mái dốc
\(\qquad \gamma\) = trọng lượng thể tích của đất trong mái dốc
\(\qquad D_s\) = chiều sâu lớp đất mềm dưới đáy nền đắp
\(\qquad H\) = chiều cao mái dốc
\(\qquad c_u\) = sức kháng cắt không thoát nước của lớp đất mềm dưới mái dốc
Cần thận trọng và nên thực hiện phân tích chặt chẽ (ví dụ mô hình số) khi FS < 2. Cách tiếp cận này hơi bảo thủ vì không xét đến đóng góp của cốt. Khi chiều sâu lớp đất mềm \(D_s\) lớn hơn bề rộng đáy mái dốc b’, ổn định tổng thể mái dốc sẽ chi phối thiết kế.

* Lún nền móng.

Xác định độ lớn và tốc độ lún tổng cộng và lún chênh lệch của nền móng bằng các phương pháp địa kỹ thuật cổ điển (xem FHWA Soils and Foundations Workshop Reference Manual (Samtani và Nowatzki, 2006)).

9.2.8 Bước 8. Ổn định khi có động đất.

* Ổn định động (dynamic stability) (Hình 9-9).

Thực hiện phân tích kiểu giả tĩnh, sử dụng hệ số gia tốc nền A lấy từ quy phạm xây dựng địa phương và gia tốc thiết kế khi có động đất \(A_m\) bằng \(A_m = A/2\). Mái dốc đất có cốt về bản chất là kết cấu cho phép biến dạng dẻo, hơn cả tường chắn. Do đó, \(A_m\) có thể lấy bằng (A/2) như AASHTO cho phép trong Phần 1A – Thiết kế động đất, Mục 6.4.3 “Abutments” (AASHTO, 2002) và Phụ lục A11.1.1.2 (AASHTO, 2007).
\[
FS_{\text{dynamic}} \ge 1.1
\]
Trong phương pháp giả tĩnh, ổn định động đất được xác định bằng cách cộng thêm lực ngang và/hoặc đứng tại trọng tâm của từng lát trượt vào phương trình cân bằng mômen (xem Hình 9-9). Lực bổ sung này bằng hệ số gia tốc nhân với tổng trọng lượng khối trượt. Giả thiết lực này không ảnh hưởng đến lực pháp tuyến và mômen chống trượt, nên chỉ làm tăng mômen gây trượt. Cũng cần đánh giá khả năng hoá lỏng của đất nền.

9.2.9 Bước 9. Đánh giá các yêu cầu về kiểm soát nước ngầm và nước mặt.

* Kiểm soát nước ngầm.

– Thiết kế các bộ phận thoát nước ngầm phải xét đến lưu lượng, khả năng lọc, vị trí bố trí và chi tiết cửa xả.
– Thường đặt hệ thống thoát nước ở phía sau vùng đất có cốt như thể hiện ở Hình 9-10. Có thể dùng hệ thống thoát nước geocomposite hoặc lớp lọc–lớp thoát nước hạt rời và rãnh thu nước thông thường (xem Chương 5).

– Khoảng cách giữa các cửa xả theo phương ngang phụ thuộc vào hình học hiện trường, lưu lượng ước tính và các tiêu chuẩn hiện hành của cơ quan quản lý. Thiết kế cửa xả phải xét đến khả năng làm việc lâu dài và yêu cầu bảo trì.

– Có thể dùng các tấm thoát nước geosynthetic (geocomposite) trong thiết kế thoát nước ngầm. Các tấm thoát nước này cần được thiết kế có xét đến:

\(\qquad \) Khả năng lọc/khả năng chống tắc nghẽn của geotextile
\(\qquad \) Cường độ chịu nén dài hạn của lõi polymer
\(\qquad \) Giảm khả năng dẫn nước do geotextile xâm nhập vào lõi
\(\qquad \) Khả năng dẫn nước vào/ra lâu dài

Các quy trình kiểm tra tính thấm của geotextile và các tiêu chí lọc/chống tắc nghẽn đã được trình bày trong tài liệu FHWA Geosynthetic Design and Construction Guidelines (Holtz và cs., 2008). Ứng suất nén dài hạn và tải lệch tâm tác dụng lên lõi geocomposite cần được xem xét trong quá trình thiết kế và lựa chọn. Dù hiện chưa được đề cập trong các tiêu chuẩn/thử nghiệm chuẩn hóa, các tiêu chí sau được đề nghị để xét đến hiện tượng nén lõi. Áp lực thiết kế tác dụng lên lõi geocomposite nên được giới hạn bởi một trong hai giá trị:

\(\qquad \) Áp lực lớn nhất mà lõi chịu được trong một thử nghiệm kéo dài 10 000 giờ (thời gian tối thiểu); hoặc
\(\qquad \) Áp lực nghiền nát của lõi, xác định bằng thử nghiệm gia tải nhanh, chia cho hệ số an toàn bằng 5.

Lưu ý rằng áp lực nghiền chỉ có thể xác định được cho một số dạng lõi. Với các trường hợp không xác định được áp lực nghiền, độ phù hợp nên được đánh giá dựa trên tải trọng lớn nhất tạo ra chiều dày dư của lõi đủ để cung cấp lưu lượng yêu cầu sau 10 000 giờ, hoặc tải trọng lớn nhất tạo ra chiều dày dư của lõi đủ để cung cấp lưu lượng yêu cầu, được xác định trong thử nghiệm gia tải nhanh rồi chia cho hệ số an toàn bằng 5.

Sự xâm nhập của geotextile vào lõi và khả năng dẫn nước lâu dài có thể được đo bằng thí nghiệm transmissivity duy trì. Cần tuân theo quy trình thử ASTM D4716, Constant Head Hydraulic Transmissivity of Geotextiles and Geotextile Related Products. Quy trình thử có thể được điều chỉnh cho phù hợp với thử nghiệm dài hạn và cho trường hợp đất cát lớp dưới, lớp trên thay cho đệm cao su xốp kín. Tải trọng phải được duy trì trong 100 giờ hoặc cho tới khi đạt trạng thái cân bằng, tùy cái nào lớn hơn.

– Phân tích ổn định mái dốc phải xét đến sức kháng cắt tại mặt tiếp xúc dọc theo geocomposite thoát nước. Mặt tiếp xúc geocomposite/đất thường có góc ma sát nhỏ hơn đất, vì vậy có thể hình thành mặt trượt tiềm năng dọc theo mặt tiếp xúc này.

– Geotextile dùng làm cốt (cốt chính và cốt trung gian) phải thấm nước tốt hơn vật liệu đất đắp có cốt để tránh tạo áp lực nước thủy lực phía trên các lớp geotextile khi có mưa.

Đặc biệt cần nhấn mạnh thiết kế và thi công các bộ phận thoát nước ngầm đối với những công trình mà thoát nước có ý nghĩa quyết định đối với ổn định mái dốc. Nên bố trí hệ thống thoát nước có dự phòng đối với các trường hợp này.

* Dòng chảy bề mặt.

– Nước chảy tràn trên bề mặt phải được thu gom phía trên mái dốc có cốt và dẫn theo rãnh hoặc ống ở phía dưới chân dốc. Nên sử dụng các chi tiết thoát nước tiêu chuẩn của cơ quan quản lý.

– Các mặt dốc quấn cốt và/hoặc các lớp cốt trung gian bằng cốt phụ có thể được yêu cầu tại mặt mái dốc có cốt để ngăn sạt lở cục bộ. Hướng dẫn liên quan được đưa ra ở Chương 8 và Bảng 8-1. Các lớp cốt trung gian giúp đạt độ chặt ở mặt dốc, nhờ đó tăng cường sức kháng cắt của đất và sức kháng xói. Các lớp này cũng đóng vai trò cốt chống lại các dạng phá hoại mái dốc nông hoặc sạt mặt. Cốt trung gian thường được bố trí ở mỗi lớp đất đầm chặt hoặc cách một lớp, ngoại trừ tại các lớp mà ở đó có bố trí cốt chính mang lực. Cốt trung gian cũng được bố trí nằm ngang, kề với cốt chính và ở cùng cao độ với cốt chính khi diện tích phủ của cốt chính trên mặt bằng nhỏ hơn 100%. Cốt trung gian nên kéo dài từ 4 đến 6,5 ft (1.2 đến 2 m) vào trong đất đắp, tính từ mặt dốc.

– Chọn một hệ thống mái bảo vệ lâu dài để ngăn ngừa hoặc giảm thiểu xói lở do mưa và dòng chảy trên mặt dốc.Tính ứng suất cắt kéo do dòng chảy tác dụng lên mặt mái dốc có cốt theo:
\[
\lambda = d \cdot \gamma_w \cdot s \tag{9-16}
\]
trong đó:
\(\qquad \lambda\) = ứng suất cắt kéo do dòng chảy, psf (kPa)
\(\qquad d\) = chiều sâu nước chảy, ft (m)
\(\qquad \gamma_w\) = trọng lượng riêng của nước, lb/ft³ (kN/m³)
\(\qquad s\) = độ dốc theo phương thẳng đứng/chiều ngang của mặt dốc, ft/ft (m/m)

Với \(\lambda < 2\) psf (100 Pa), nên dùng cỏ hoặc thảm kiểm soát xói tạm thời hoặc vĩnh cửu.

Với \(\lambda > 2\) psf (100 Pa), nên dùng cỏ kết hợp với thảm kiểm soát xói vĩnh cửu hoặc các hệ thống gia cố bề mặt khác (ví dụ kè đá hộc, bê tông phun, các khối lắp ghép đúc sẵn, bê tông đúc sẵn, v.v.).

– Chọn loại thảm thực vật dựa trên điều kiện cây trồng địa phương, khía cạnh nông học và yêu cầu bảo trì.

– Chọn một loại thảm kiểm soát xói tổng hợp (vĩnh cửu) được ổn định với tia cực tím và trơ với các hóa chất, vi khuẩn tự nhiên trong đất. Các loại thảm và lưới kiểm soát xói rất đa dạng về chủng loại, giá thành và – quan trọng hơn – về mức độ phù hợp với điều kiện công trình. Bảo vệ mái dốc không nên để cho nhà thầu hoặc nhà cung cấp tự quyết định. Các chỉ dẫn về đặc tính vật liệu cho thảm kiểm soát xói tổng hợp vĩnh cửu được nêu ở Chương 10.

9.3 Thiết kế có hỗ trợ máy tính

Một lựa chọn khác cho thiết kế cốt (Bước 6 ở phần trước) là phát triển một phương án bố trí cốt ban đầu và phân tích mái dốc có cốt bằng chương trình máy tính như chương trình FHWA ReSSA. Phương án bố trí bao gồm số lượng, chiều dài, cường độ thiết kế và phân bố theo phương đứng của cốt geosynthetic. Các biểu đồ ở Hình 9-5 cung cấp một phương pháp để tạo một phương án bố trí sơ bộ. Lưu ý rằng các biểu đồ này được xây dựng với những giả thiết cụ thể đã ghi trên hình.

Phân tích mái dốc đất có cốt với các phương án bố trí geosynthetic thử nghiệm. Phương án bố trí cốt kinh tế nhất phải thỏa mãn các hệ số an toàn ổn định yêu cầu tối thiểu cho các cơ chế phá hoại nội tại (internal), ngoài khối (external) và phức hợp (compound). Khuyến nghị vẽ các đường đồng mức thể hiện giá trị hệ số an toàn thấp nhất tại các tâm cung trượt thử nghiệm để lập bản đồ và xác định giá trị hệ số an toàn nhỏ nhất cho ba dạng phá hoại này.

Phương pháp phân tích trong Mục 9.2 giả thiết lực do cốt cung cấp được đưa vào mômen chống trượt và do đó áp dụng một cách tự nhiên hệ số an toàn yêu cầu lên cốt. Tuy nhiên, một số chương trình máy tính (và biểu đồ thiết kế) lại giả thiết rằng lực cốt làm giảm mômen gây trượt, với hệ số an toàn ổn định FS được tính theo:

\[
FS = \frac{M_R}{M_D – T_r D} \tag{9-17}
\]

Với giả thiết này, hệ số an toàn ổn định không được áp dụng cho cốt. Đối với các phép tính kiểu này và những phương pháp khác không áp dụng hệ số an toàn cho cốt, cường độ cho phép của cốt \(T_{al}\) phải được chia cho hệ số an toàn nhỏ nhất yêu cầu \(FS_R = 1.3\) để có mức độ bất định vật liệu tương đương.

Phân tích ổn định ngoài khối, như đã trình bày ở Bước 7, sẽ bao gồm đánh giá sức chịu tải cục bộ, lún nền và ổn định động.

9.4 Ước tính chi phí dự án

Chi phí ước tính cho hệ mái dốc có cốt thường được tính trên mỗi foot vuông mặt đứng. Bảng 9-1 có thể dùng để lập dự toán sơ bộ. Ví dụ sau minh họa ước tính chi phí cho mái dốc có cốt cao 6.5 ft (5 m) trong Ví dụ thiết kế E.8. Xét 12 lớp cốt với chiều dài 16 ft (4.9 m), đoạn mái dốc có cốt sẽ cần tổng lượng cốt bằng 192 ft² cho mỗi foot (60 m² cho mỗi mét) chiều dài nền đắp, hoặc 12 ft² cho mỗi foot chiều cao mặt đứng (12 m² cho mỗi mét chiều cao). Cộng thêm 10 đến 15 phần trăm do chồng mí và thừa sẽ cho tổng diện tích cốt khoảng 13.5 ft² cho mỗi ft (13.5 m² cho mỗi mét) chiều dài nền đắp. Dựa trên thông tin giá từ nhà cung cấp, cốt có cường độ cho phép \(T_a ≥ 280\) lb/ft (4,14 kN/m) sẽ có giá khoảng 0.10 đến 0.15 USD/ft² (1.00 đến 1.50 USD/m²). Giả sử 0.05 USD/ft² (0.50 USD/m²) cho chi phí bốc xếp và lắp đặt, chi phí cốt tại chỗ sẽ xấp xỉ 2.50 USD/ft² (25 USD/m²) mặt đứng nền đắp.

Với đất đắp sẵn có tại chỗ nhưng cần vận chuyển ở mức 6 USD/yd³ (8 USD/m³) (khoảng 4 USD cho 1000 kg), sẽ cộng thêm 2,80 USD/ft² (30 USD/m²) vào chi phí. Ngoài ra, cần đào sâu và lấp lại nền đắp hiện hữu để bố trí các lớp cốt. Giả sử 1,50 USD/yd³ (2 USD/m³) cho đào sâu và thay thế, chi phí này sẽ cộng thêm khoảng 0,40 USD/ft² (4 USD/m²) mặt đứng. Bảo vệ chống xói cho mặt dốc sẽ cộng thêm khoảng 0,50 USD/ft² (5 USD/m²) mặt đứng, bao gồm gieo hạt và phủ rơm/mulch. Như vậy, tổng chi phí ước tính cho phương án này vào khoảng 6 USD/ft² (64 USD/m²) mặt đứng nền đắp.

Các hệ thống mặt dốc thay thế, như xử lý sinh–kỹ thuật (soil bioengineered treatment) và/hoặc dùng rọ lưới thép (wire baskets) cho mặt dốc, mỗi loại sẽ cộng thêm khoảng 2 đến 3 USD/ft² (20 đến 30 USD/m²) vào chi phí xây dựng, nhưng phần giảm chi phí bảo trì dài hạn rất có khả năng sẽ bù lại các khoản tăng này.

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