- Bước 1. Xác lập yêu cầu dự án
- Bước 2. Đánh giá các tham số dự án
- Bước 3. Ước tính chiều sâu chôn và chiều dài cốt gia cường
- Bước 4. Ước tính tải trọng chưa xét hệ số
- Bước 5. Tổng hợp các hệ số tải trọng và hệ số sức kháng áp dụng
- Bước 6. Đánh giá ổn định ngoài khối tường MSE
- Bước 7. Đánh giá phân tích ổn định nội tại tường MSE
- 7.1 Ước tính mặt trượt phá hoại tới hạn, sự biến thiên của \(K_r\) và F* cho ổn định nội tại
- 7.2 Thiết lập bố trí theo phương đứng của cốt gia cường đất
- 7.3 Tính ứng suất ngang và lực kéo lớn nhất tại mỗi cao độ cốt gia cường
- 7.4 Thiết lập sức kháng kéo dài hạn danh định và có xét hệ số của cốt gia cường đất
- 7.5 Thiết lập sức kháng kéo tuột danh định và có xét hệ số của cốt gia cường đất
- 7.6 Xác định số lượng dây dọc tại mỗi cao độ cốt gia cường
- Bước 8. Thiết kế các cấu kiện mặt ốp
- Bước 9. Kiểm tra ổn định tổng thể và ổn định tổ hợp ở trạng thái giới hạn sử dụng
- Bước 10. Thiết kế hệ thống thoát nước cho tường
(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
Bài toán ví dụ này minh họa việc phân tích một tường MSE với đất đắp sau tường nằm ngang và tải trọng phụ do hoạt tải. Tường MSE được giả thiết có mặt tường là các tấm panel đúc sẵn, với cốt gia cường là lưới thép (thanh thép hoặc thảm thép). Cấu hình tường MSE cần phân tích được thể hiện ở Hình E4-1. Phân tích được xây dựng dựa trên nhiều nguyên lý đã thảo luận trong Chương 4. Bảng E4-1 trình bày tóm tắt các bước trong phân tích.
Mỗi bước và bước con là tuần tự; nếu thiết kế được điều chỉnh ở bất kỳ bước hoặc bước con nào thì tất cả các tính toán trước đó cần được xem xét lại. Mỗi bước và các bước con trong Bảng E4-1 được giải thích chi tiết trong phần này. Các lưu ý thực hành được trình bày trong Mục E4-2 sau phần minh họa quy trình tính theo từng bước.
Bảng E4-1. Tóm tắt các bước trong phân tích tường MSE với đất đắp sau nằm ngang và tải trọng phụ do hoạt tải
| Bước | Nội dung |
|---|---|
| 1 | Xác lập yêu cầu dự án |
| 2 | Xác lập các tham số dự án |
| 3 | Ước tính chiều sâu chôn tường và chiều dài cốt gia cường |
| 4 | Ước tính tải trọng chưa xét hệ số |
| 5 | Tổng hợp các hệ số tải trọng và hệ số sức kháng áp dụng |
| 6 |
Đánh giá ổn định ngoài khối tường MSE 6.1 Đánh giá sức kháng trượt 6.2 Đánh giá độ lệch tâm giới hạn 6.3 Đánh giá sức kháng chịu tải nền 6.4 Phân tích lún |
| 7 |
Đánh giá ổn định nội tại tường MSE 7.1 Ước tính mặt trượt phá hoại tới hạn, sự biến thiên của Kr và F* cho ổn định nội tại 7.2 Thiết lập bố trí theo phương đứng của các lớp cốt gia cường đất 7.3 Tính ứng suất ngang và lực kéo lớn nhất tại mỗi cao độ cốt gia cường 7.4 Thiết lập sức kháng kéo dài hạn danh định và có xét hệ số của cốt gia cường đất 7.5 Thiết lập sức kháng kéo tuột danh định và có xét hệ số của cốt gia cường đất 7.6 Thiết lập số lượng phần tử cốt gia cường đất tại mỗi cao độ cốt gia cường |
| 8 | Thiết kế các cấu kiện mặt tường |
| 9 | Kiểm tra ổn định tổng thể và ổn định tổ hợp ở trạng thái giới hạn sử dụng |
| 10 | Thiết kế hệ thống thoát nước của tường |
Bước 1. Xác lập yêu cầu dự án
• Chiều cao tường lộ thiên, \(H_e = 23.64\ \text{ft}\)
• Chiều dài tường = 850 ft
• Tuổi thọ thiết kế = 75 năm
• Cấu kiện tấm panel đúc sẵn: rộng 5ft × cao 5ft × dày 0.5ft
• Loại cốt gia cường: Grade 65 \((F_y = 65ksi)\), thảm thanh thép với dây W15 và W11. Giả thiết dây được mạ kẽm với chiều dày lớp kẽm 3.386 mils (86 µm).
• Không xét động đất
Bước 2. Đánh giá các tham số dự án
• Reinforced backfill, \(\phi’_r = 34^\circ, \gamma_r = 125\ \text{pcf}\) (19.64 kN/m³), hệ số không đồng đều \(C_u = 7.0\) và đáp ứng các yêu cầu của AASHTO (2007) về các tính chất điện hóa
• Retained backfill, \(\phi’_f = 30^\circ, \gamma_f = 125\ \text{pcf}\) (19.64 kN/m³)
• Đất nền, cát sét chặt với \(\phi’_{fd} = 30^\circ, \gamma_{fd} = 125\ \text{pcf}\) (19.64 kN/m³)
• Sức kháng chịu tải nền đã xét hệ số của đất nền
o Với xét đến trạng thái giới hạn sử dụng, \(q_\text{nf-ser} = 7.50\ \text{ksf}\) (359.10 kPa) cho tổng lún 1 inch (25 mm)
o Với xét đến trạng thái giới hạn cường độ, \(q_\text{nf-str} = 10.50\ \text{ksf}\) (502.74 kPa)
• Tải trọng phụ do hoạt tải, \(h_{eq} = 2\ \text{ft}\) đất theo Bảng 3.11.6.4-2 của AASHTO (2007)
Bước 3. Ước tính chiều sâu chôn và chiều dài cốt gia cường
Dựa trên Bảng C.11.10.2.2-1 của AASHTO (2007), chiều sâu chôn tối thiểu (d = H/20) đối với tường có mặt đất phía trước tường là nằm ngang, tức 1.2 ft cho chiều cao tường lộ thiên 23.64 ft. Với thiết kế này, giả thiết chiều sâu chôn d = 2.0 ft. Do đó, chiều cao thiết kế của tường:
\(H = H_e + d = 23.64\ \text{ft} + 2.0\ \text{ft} = 25.64\ \text{ft}\)
Do đất đắp sau bằng phẳng, chiều dài ban đầu tối thiểu của cốt gia cường được giả thiết là (0.7H) hoặc 18 ft. Chiều dài này sẽ được kiểm tra như một phần của quá trình thiết kế. Chiều dài cốt gia cường được giả thiết là không đổi theo toàn bộ chiều cao để hạn chế lún chênh lệch trong vùng gia cường, vì lún chênh lệch có thể gây quá tải cho cốt gia cường.
Bước 4. Ước tính tải trọng chưa xét hệ số
Bảng E4-4.1 và E4-4.2 trình bày các phương trình cho tải trọng chưa xét hệ số và cánh tay đòn mômen quanh Điểm A như trong Hình E4-2. Mômen là tích của lực tương ứng và cánh tay đòn mômen. Mỗi lực được gán một ký hiệu đại diện cho loại tải áp dụng theo Bảng 3.4.1-1 và 3.4.1-2 của AASHTO (2007).
Để tính giá trị số của các lực và mômen khác nhau, sử dụng các tham số nêu trong Bước 2. Với các giá trị góc ma sát khác nhau, các hệ số áp lực đất ngang như sau:
\begin{aligned}
K_{ar} & =\dfrac{(1-\sin 34^\circ)}{(1+\sin 34^\circ)}=0.283\\
K_{af} &=\dfrac{(1-\sin 30^\circ)}{(1+\sin 30^\circ)}=0.333
\end{aligned}
Đối với bài toán ví dụ, Bảng E4-4.3 và E4-4.4 lần lượt tóm tắt các giá trị số của lực và mômen chưa xét hệ số, dựa trên các phương trình, các kích thước khác nhau và các giá trị hệ số áp lực đất ngang đã nêu ở trên. Tham khảo Hình E4-2 để biết ký hiệu của các lực khác nhau.
Hình E4-2. Chú giải cho việc tính toán lực và mômen (không theo tỷ lệ)
Các lực và mômen chưa xét hệ số trong Bảng E4-4.3 và E4-4.4 tạo thành cơ sở cho toàn bộ các tính toán trong bài toán ví dụ này. Các lực và mômen chưa xét hệ số cần được nhân với các hệ số tải trọng thích hợp dựa trên các loại tải được nhận dạng ở cột thứ hai của Bảng E4-4.1 và E4-4.2 để thực hiện phân tích cho các tổ hợp tải khác nhau như Strength I, Service I, v.v.
Các hệ số tải trọng cho các loại tải khác nhau liên quan đến bài toán ví dụ này được thảo luận trong Bước 5.
Bảng E4-4.1. Các phương trình tính lực đứng và mômen chưa xét hệ số
| Lực đứng | Loại tải LRFD | Cánh tay đòn mômen @ Điểm A |
|---|---|---|
| V1 = (γr)(H)(L) | EV | L/2 |
| Vs = (γf)(heq)(L) = (q)L | LL | L/2 |
| Ghi chú: heq là chiều cao đất tương đương sao cho q = (γf)(heq) | ||
Bảng E4-4.2. Các phương trình tính lực ngang và mômen chưa xét hệ số
| Lực ngang | Loại tải LRFD | Cánh tay đòn mômen @ Điểm A |
|---|---|---|
| F1 = ½(Kaf)(γf)H2 | EH | H/3 |
| F2 = (Kaf)[(γf)(heq)](H) | LL | H/2 |
Bảng E4-4.3. Lực đứng và mômen chưa xét hệ số
| Lực | Giá trị k/ft |
Cánh tay đòn mômen @ Điểm A, ft |
Mômen | Mômen tại Điểm A, k-ft/ft |
|---|---|---|---|---|
| V1 = | 57.69 | 9.00 | MV1 = | 519.21 |
| Vs = | 4.50 | 9.00 | MVs = | 40.50 |
| Ghi chú: Vs dựa trên heq = 2 ft theo Bảng 3.11.6.4-1 của AASHTO (2007). | ||||
Bảng E4-4.4. Lực ngang và mômen chưa xét hệ số
| Lực | Giá trị k/ft |
Cánh tay đòn mômen @ Điểm A, ft |
Mômen | Mômen tại Điểm A, k-ft/ft |
|---|---|---|---|---|
| F1 = | 13.68 | 8.55 | MF1 = | 116.94 |
| F2 = | 2.13 | 12.82 | MF2 = | 27.36 |
Bước 5. Tổng hợp các hệ số tải trọng và hệ số sức kháng áp dụng
Bảng E4-5.1 tóm tắt các hệ số tải trọng cho các loại tải LRFD khác nhau thể hiện ở cột thứ hai của Bảng E4-4.1 và E4-4.2. Trong suốt quá trình tính toán của bài toán ví dụ này, các lực và mômen trong Bảng E4-4.1 và E4-4.2 cần được nhân với các hệ số tải trọng thích hợp. Ví dụ, nếu tính toán đang được thực hiện cho tổ hợp tải Strength I (maximum), thì các lực và mômen tương ứng với tải \(V_1\) cần được nhân với 1.35, là hệ số tải gắn với loại tải EV được gán cho tải \(V_1\).
Bảng E4-5.1. Tóm tắt các hệ số tải trọng áp dụng
| Tổ hợp tải |
Hệ số tải trọng (theo AASHTO, 2007 Bảng 3.4.1-1 và 3.4.1-2) |
||
|---|---|---|---|
| EV | EH | LL | |
| Strength I (maximum) | 1.35 | 1.50 | 1.75 |
| Strength I (minimum) | 1.00 | 0.90 | 1.75 |
| Service I | 1.00 | 1.00 | 1.00 |
Để tính các sức kháng đã xét hệ số trong quá trình đánh giá các trạng thái giới hạn cường độ, cần sử dụng các hệ số sức kháng thích hợp. Bảng E4-5.2 tóm tắt các hệ số sức kháng áp dụng. Đối với trạng thái giới hạn sử dụng, tất cả các hệ số sức kháng đều bằng 1.0.
Bảng E4-5.2. Tóm tắt các hệ số sức kháng áp dụng để đánh giá sức kháng
| Hạng mục | Hệ số sức kháng | Tham chiếu AASHTO (2007) |
|---|---|---|
| Trượt của tường MSE trên đất nền | ϕs = 1.00 | Bảng 11.5.6-1 |
| Sức kháng chịu tải nền | ϕb = 0.65 | Bảng 11.5.6-1 |
| Sức kháng kéo (đối với thảm thanh thép) | ϕt = 0.65 | Bảng 11.5.6-1 |
| Sức kháng kéo tuột (pullout) | ϕp = 0.90 | Bảng 11.5.6-1 |
Bước 6. Đánh giá ổn định ngoài khối tường MSE
Ổn định ngoài của tường MSE là hàm của các lực và mômen khác nhau như thể hiện ở Hình E4-2. Trong bối cảnh LRFD, các lực và mômen cần được phân loại theo các loại tải khác nhau. Các loại tải chính cho bài toán ví dụ này là tải trọng đất (EV, EH) và hoạt tải (LL).
6.1 Sức kháng trượt tại đáy tường MSE
Mục đích của các tính toán này là để đánh giá sức kháng trượt tại đáy tường MSE. Vì các tính toán liên quan đến sức kháng trượt, nên bỏ qua đóng góp có lợi của hoạt tải đối với các lực và mômen kháng. Các tính toán cho sức kháng trượt tại đáy tường MSE được minh họa trong Bảng E4-6.1. Lưu ý rằng sức kháng trượt là một kiểm tra ở trạng thái giới hạn cường độ và do đó không thực hiện các tính toán trạng thái giới hạn sử dụng. Do góc ma sát của đất nền, \(\phi’_{fd}\), nhỏ hơn góc ma sát của Reinforced backfill, \(\phi’_r\), nên kiểm tra trượt sẽ được thực hiện dùng \(\phi’_{fd}\). Các giá trị tới hạn dựa trên kết quả max/min trong hiệu ứng lực cực trị và chi phối dạng phá hoại trượt.
Bảng E4-6.1. Tính toán đánh giá sức kháng trượt của tường MSE
| Hạng mục | Đơn vị | Str I (max) |
Str I (min) |
Ser I |
|---|---|---|---|---|
| Tải ngang tác dụng lên tường MSE, Hm = F1 + F2 | k/ft | 24.26 | 16.05 | NA |
| Tải đứng tại đáy tường MSE không kể hoạt tải LL surcharge = V1 | k/ft | 77.88 | 57.69 | NA |
|
Sức kháng trượt danh định tại đáy tường MSE, VNm = tan(ϕfd)(V1) |
k/ft | 44.96 | 33.31 | NA |
| Sức kháng trượt tại đáy tường MSE, VFm = ϕs*Vnm |
k/ft | 44.96 | 33.31 | NA |
| VFm > Hm? | – | Yes | Yes | NA |
| Tỷ số Sức kháng:Nhu cầu (CDR) = VFm:Hm | dim | 1.85 | 2.08 | NA |
| GIÁ TRỊ TỚI HẠN DỰA TRÊN MAX/MIN | ||||
| VFm nhỏ nhất (VFm min) | k/ft | 33.31 | ||
| Hm lớn nhất (Hm max) | k/ft | 24.26 | ||
| VFm min > Hm max? | – | Yes | ||
| Tỷ số Sức kháng:Nhu cầu (CDR) = VFm min:Hm max | dim | 1.37 | ||
6.2 Giới hạn độ lệch tâm tại đáy tường MSE
Mục đích của các tính toán này là để đánh giá giới hạn độ lệch tâm tại đáy tường MSE. Vì các tính toán liên quan đến giới hạn độ lệch tâm, nên bỏ qua đóng góp có lợi của hoạt tải đối với các lực và mômen kháng. Các tính toán cho giới hạn độ lệch tâm tại đáy tường MSE được minh họa trong Bảng E4-6.2. Giới hạn độ lệch tâm là một kiểm tra ở trạng thái giới hạn cường độ và do đó không thực hiện các tính toán trạng thái giới hạn sử dụng. Các giá trị tới hạn dựa trên kết quả max/min trong hiệu ứng lực cực trị và chi phối dạng phá hoại do giới hạn độ lệch tâm.
Bảng E4-6.2. Tính toán đánh giá giới hạn độ lệch tâm cho tường MSE
| Hạng mục | Đơn vị | Str I (max) |
Str I (min) |
Ser I |
|---|---|---|---|---|
| Tổng tải đứng tại đáy tường MSE không kể LL, VA = V1 | k/ft | 77.88 | 57.69 | N/A |
| Mômen kháng quanh Điểm A không kể LL surcharge = MRA = MV1 | k-ft/ft | 700.93 | 519.21 | N/A |
| Mômen lật quanh Điểm A = MOA = MF1 + MF2 | k-ft/ft | 223.30 | 153.13 | N/A |
| Mômen thuần quanh Điểm A = MA = MRA − MOA | k-ft/ft | 477.64 | 366.08 | N/A |
| Vị trí hợp lực trên đáy tường MSE tính từ Điểm A, a = MA/VA | ft | 6.13 | 6.35 | N/A |
| Độ lệch tâm tại đáy tường MSE, eL = L/2 − a | ft | 2.87 | 2.65 | N/A |
| Độ lệch tâm giới hạn, e = L/4 cho trạng thái giới hạn cường độ | ft | 4.50 | 4.50 | N/A |
| Hợp lực có nằm trong giá trị giới hạn của e không? | – | Yes | Yes | N/A |
| Giá trị e/L tính toán | – | 0.16 | 0.15 | N/A |
| GIÁ TRỊ TỚI HẠN DỰA TRÊN MAX/MIN | ||||
| Mômen lật quanh Điểm A, MOA-C | k-ft/ft | 223.30 | ||
| Mômen kháng quanh Điểm A, MRA-C | k-ft/ft | 519.21* | ||
| Mômen thuần quanh Điểm A, MA-C = MRA-C − MOA-C | k-ft/ft | 295.91 | ||
| Lực đứng, VA-C | k/ft | 57.69* | ||
| Vị trí hợp lực tính từ Điểm A, anl = MA-C/VA-C | ft | 5.13 | ||
| Độ lệch tâm từ tâm đáy tường, eL = 0.5*L − anl | ft | 3.87 | ||
| Độ lệch tâm giới hạn, e = L/4 | ft | 4.50 | ||
| Tiêu chí giới hạn độ lệch tâm có thỏa không? | – | Yes | ||
| Bề rộng hữu hiệu của đáy tường MSE, B’ = L − 2eL | ft | 10.26 | ||
| Giá trị e/L tính toán | – | 0.22 | ||
| Ghi chú: *519.21 và 57.69 là các giá trị nhất quán dựa trên khối lượng của khối đất gia cường. | ||||
6.3 Sức kháng chịu tải nền tại đáy tường MSE
Đối với các tính toán sức kháng chịu tải nền, bao gồm ảnh hưởng của hoạt tải vì nó tạo ra ứng suất chịu tải nền lớn hơn. Ứng suất chịu tải nền tại đáy tường MSE có thể được tính như sau:
\(\sigma_v=\dfrac{\sum V}{L-2e_L}\)
trong đó \(\sum V = R = V_1 + V_s\) là hợp lực của các lực đứng và độ lệch tâm tải \(e_L\) được tính theo nguyên lý tĩnh học bằng cách sử dụng các tải trọng và mômen thích hợp với các hệ số tải áp dụng.
Trong LRFD, \(\sigma_v\) được so sánh với sức kháng chịu tải nền đã xét hệ số khi tính cho trạng thái giới hạn cường độ và được dùng cho phân tích lún khi tính cho trạng thái giới hạn sử dụng. Các tính toán khác nhau để đánh giá sức kháng chịu tải nền được trình bày trong Bảng E4-6.3. Tổ hợp tải Strength I (max) tạo ra hiệu ứng lực cực trị theo ứng suất chịu tải nền lớn nhất và do đó chi phối dạng phá hoại về sức kháng chịu tải nền. Tổ hợp tải Service I được đánh giá để tính ứng suất chịu tải nền cho phân tích lún.
Bảng E4-6.3. Tính toán đánh giá sức kháng chịu tải nền cho tường MSE
| Hạng mục | Đơn vị | Str I (max) |
Str I (min) |
Ser I |
|---|---|---|---|---|
| Tải đứng tại đáy tường MSE bao gồm LL ở phía trên, ΣV = R = V1 + Vs | k/ft | 85.76 | 65.57 | 62.19 |
| Mômen kháng @ Điểm A trên tường MSE, MRA = MV1 + MVs | k-ft/ft | 771.81 | 590.09 | 559.71 |
| Mômen lật @ Điểm A trên tường MSE, MOA = MF1 + MF2 | k-ft/ft | 223.30 | 153.13 | 144.30 |
| Mômen thuần tại Điểm A, MA = MRA − MOA | k-ft/ft | 548.51 | 436.95 | 415.41 |
| Vị trí hợp lực tính từ Điểm A, a = MA/ΣV | ft | 6.40 | 6.66 | 6.68 |
| Độ lệch tâm từ tâm đáy tường, eL = 0.5*L − a | ft | 2.60 | 2.34 | 2.32 |
| Độ lệch tâm giới hạn, e = L/4 cho trạng thái giới hạn cường độ và e = L/6 cho trạng thái giới hạn sử dụng | ft | 4.50 | 4.50 | 3.00 |
| Hợp lực có nằm trong giá trị giới hạn của e không? | – | Yes | Yes | Yes |
| Bề rộng hữu hiệu của đáy tường MSE, B’ = L − 2eL | ft | 12.79 | 13.33 | 13.36 |
| Ứng suất chịu tải nền do tường MSE, ΣV/(L−2eL) = σv | ksf | 6.70 | 4.92 | 4.66 |
| Sức kháng chịu tải nền, (qnf-str cho cường độ) hoặc (qnf-ser cho sử dụng) (cho trước) | ksf | 10.50 | 10.50 | 7.50 |
| Ứng suất chịu tải nền có nhỏ hơn sức kháng chịu tải nền không? | – | Yes | Yes | Yes |
| Tỷ số Sức kháng:Nhu cầu (CDR) = qnf:σv | dim | 1.57 | 2.13 | 1.61 |
| GIÁ TRỊ TỚI HẠN DỰA TRÊN MAX/MIN | ||||
| Mômen kháng quanh Điểm A, MRA-C | k-ft/ft | 590.09* | ||
| Mômen lật quanh Điểm A, MOA-C | k-ft/ft | 223.30 | ||
| Mômen thuần quanh Điểm A, MA-C = MRA-C − MOA-C | k-ft/ft | 366.79 | ||
| Lực đứng, ΣVC | k/ft | 65.57* | ||
| Vị trí hợp lực tính từ Điểm A, a = MA-C/ΣVC | ft | 5.59 | ||
| Độ lệch tâm từ tâm đáy tường, eL = 0.5*L − a | ft | 3.41 | ||
| Độ lệch tâm giới hạn, e = L/4 | ft | 4.50 | ||
| Tiêu chí giới hạn độ lệch tâm có thỏa không? | – | Yes | ||
| Bề rộng hữu hiệu của đáy tường MSE, B’ = L − 2eL | ft | 11.19 | ||
| Ứng suất chịu tải nền, ΣVC/(L−2eL) = σv-c | ksf | 5.86 | ||
| Sức kháng chịu tải nền, qnf-str (cho trước) | ksf | 10.50 | ||
| Ứng suất chịu tải nền < sức kháng chịu tải nền? | dim | Yes | ||
| Tỷ số Sức kháng:Nhu cầu (CDR) = qnf-str:σv-c | dim | 1.79 | ||
| Ghi chú: *590.09 và 65.57 là các giá trị nhất quán dựa trên khối lượng của khối đất gia cường. | ||||
6.4 Phân tích lún
Độ lún được đánh giá ở Trạng thái giới hạn Service I. Từ Bước 2, độ lún ước tính dưới ứng suất chịu tải nền 7.50 ksf là 1.00 in. Từ Bảng E1-6.3, ứng suất chịu tải nền cho trạng thái giới hạn Service I là 4.66 ksf. Do đó, độ lún sẽ nhỏ hơn 1.00 in.
Bước 7. Đánh giá phân tích ổn định nội tại tường MSE
7.1 Ước tính mặt trượt phá hoại tới hạn, sự biến thiên của \(K_r\) và F* cho ổn định nội tại
Đối với trường hợp thảm thanh thép không giãn (inextensible steel bar mats), dạng đường của mặt trượt phá hoại tới hạn, sự biến thiên của hệ số ứng suất ngang nội bộ \(K_r\), và sự biến thiên của hệ số sức kháng kéo tuột F* , được thể hiện như trong Hình E4-5; trong đó cũng thể hiện các định nghĩa khác như cách đo độ sâu Z và chiều cao H. Cần lưu ý rằng sự biến thiên của \(K_r\) và F* là theo độ sâu (Z) được đo từ đỉnh của vùng đất gia cường. Giá trị của (K_a) dựa trên góc ma sát trong của Reinforced backfill, \(\phi_r\), bằng \(K_a = 0.283\) đã tính ở Bước 4. Do đó, giá trị \(K_r\) biến thiên từ 2.5(0.283)=0.707 tại Z=0 đến 1.2(0.283=0.340 tại Z=20 ft. Giá trị của F* là hàm của cấu hình dây ngang (transverse wire configuration) và sẽ được tính sau.
Ghi chú: Trong bài toán ví dụ này, đất đắp sau là bằng phẳng, tức \(\beta=0\). Do đó, các biểu đồ \(K_r\) và F* bắt đầu tại Z=0, trong đó Z là độ sâu tính từ đỉnh của vùng đất gia cường như thể hiện trong hình.
7.2 Thiết lập bố trí theo phương đứng của cốt gia cường đất
Sử dụng định nghĩa độ sâu Z như thể hiện trong Hình E4-5, chọn bố trí theo phương đứng của cốt gia cường đất như sau:
Z= 1.87 ft, 4.37 ft, 6.87 ft, 9.37 ft, 11.87 ft, 14.37 ft, 16.87 ft, 19.37 ft, 21.87 ft, và 24.37 ft
Bố trí trên dẫn đến 10 cao độ cốt gia cường. Khoảng cách theo phương đứng được chọn dựa trên khoảng cách điển hình \(S_v\) xấp xỉ 2.5 ft thường dùng trong ngành cho cốt gia cường dạng lưới/thảm thép (steel grid (bar mat)). Khoảng cách theo phương đứng gần đỉnh và chân tường được điều chỉnh cục bộ khi cần để phù hợp với chiều cao tường.
Đối với tính toán ổn định nội tại, mỗi lớp cốt gia cường được gán một diện tích ảnh hưởng (tributary area), \(A_{trib}\), như sau:
\(A_{trib}=(w_p)(S_{vt})\)
trong đó \(w_p\) là bề rộng tấm panel đúc sẵn và \(S_{vt}\) là khoảng cách ảnh hưởng theo phương đứng của cốt gia cường dựa trên vị trí các lớp cốt phía trên và phía dưới cao độ đang xét. Việc tính \(S_{vt}\) được tóm tắt trong Bảng E4-7.1, trong đó \(S_{vt}=Z^{+}-Z^{-}\). Lưu ý \(w_p=5.00 ft\) theo Bước 1.
Bảng E4-7.1. Tóm tắt tính toán \(S_{vt}\)
| Cao độ | Z (ft) | Z− (ft) | Z+ (ft) | Svt (ft) |
|---|---|---|---|---|
| 1 | 1.87 | 0 | 1.87+0.5(4.37−1.87)=3.12 | 3.12 |
| 2 | 4.37 | 4.37−0.5(4.37−1.87)=3.12 | 4.37+0.5(6.87−4.37)=5.62 | 2.50 |
| 3 | 6.87 | 6.87−0.5(6.87−4.37)=5.62 | 6.87+0.5(9.37−6.87)=8.12 | 2.50 |
| 4 | 9.37 | 9.37−0.5(9.37−6.87)=8.12 | 9.37+0.5(11.87−9.37)=10.62 | 2.50 |
| 5 | 11.87 | 11.87−0.5(11.87−9.37)=10.62 | 11.87+0.5(14.37−11.87)=13.12 | 2.50 |
| 6 | 14.37 | 14.37−0.5(14.37−11.87)=13.12 | 14.37+0.5(16.87−14.37)=15.62 | 2.50 |
| 7 | 16.87 | 16.87−0.5(16.87−14.37)=15.62 | 16.87+0.5(19.37−16.87)=18.12 | 2.50 |
| 8 | 19.37 | 19.37−0.5(19.37−16.87)=18.12 | 19.37+0.5(21.87−19.37)=20.62 | 2.50 |
| 9 | 21.87 | 21.87−0.5(21.87−19.37)=20.62 | 21.87+0.5(24.37−21.87)=23.12 | 2.50 |
| 10 | 24.37 | 24.37−0.5(24.37−21.87)=23.12 | 25.64 | 2.52 |
7.3 Tính ứng suất ngang và lực kéo lớn nhất tại mỗi cao độ cốt gia cường
Khoảng cách theo phương ngang của cốt gia cường được dựa trên lực kéo lớn nhất \((T_{max})\) tại mỗi cao độ cốt gia cường, việc này yêu cầu tính ứng suất ngang \(\sigma_H\) tại mỗi cao độ cốt gia cường. Sau đó, sức kháng kéo và sức kháng kéo tuột của cốt gia cường được so sánh với \(T_{max}\) và lựa chọn một cấu hình bố trí cốt gia cường phù hợp. Mục này minh họa việc tính \(\sigma_H\) và \(T_{max}\).
Ứng suất ngang \(\sigma_H\), tại bất kỳ độ sâu nào trong tường MSE, chỉ dựa trên tải đất như tóm tắt trong Bảng E4-7.2.
\(\sigma_H=\sigma_\text{H-soil}+\sigma_\text{H-surcharge}\)
Bảng E4-7.2. Tóm tắt các thành phần tải dẫn đến ứng suất ngang
| Thành phần tải | Loại tải | Ứng suất ngang |
|---|---|---|
| Tải đất từ khối đất gia cường, σv-soil | EV | σH-soil = [Krσv-soil]γP-EV |
| Tải hoạt tải giao thông dạng surcharge, q | EV | σH-surcharge = [Krq]γP-EV |
Sử dụng dung trọng của khối đất gia cường và các chiều cao Z và \(h_{eq}\), phương trình ứng suất ngang tại bất kỳ độ sâu Z nào trong tường MSE có thể viết như sau (xem thêm Chương 4):
\(\sigma_H=K_r(\gamma_r Z)\gamma_{P\text{-}EV}+K_r(\gamma_r h_{eq})\gamma_{P\text{-}EV}
=K_r[\gamma_r(Z+h_{eq})\gamma_{P\text{-}EV}]\)
Sau khi tính \(\sigma_H\) tại một cao độ cốt bất kỳ, lực kéo lớn nhất \(T_{max}\) được tính như sau:
\(T_{max}=(\sigma_H)(A_{trib})\)
trong đó \(A_{trib}\) là diện tích ảnh hưởng của cốt gia cường tại một cao độ như đã thảo luận ở Mục 7.2.
Các tính toán cho \(T_{max}\) được minh họa tại \(z_o=9.37 ft\) là Level 4 trong bố trí cốt theo phương đứng đã giả thiết. Giả thiết tổ hợp tải Strength I (max) cho mục đích minh họa và dùng các hệ số tải phù hợp từ Bảng E4-5.1.
- Tại \(Z=9.37\) ft, tính các độ sâu sau:
\(Z^- = 8.12\) ft (từ Bảng E4-7.1)
\(Z^+ = 10.62\) ft (từ Bảng E4-7.1) - Xác định \(K_r\) bằng nội suy tuyến tính giữa \(1.7K_a=0.707\) tại \(Z=0\) và \(1.2K_a=0.340\) tại \(Z=20.00\) ft như sau:
Tại \(Z^- = 8.12\) ft, \(K_{r(Z-)}=0.340+(20.00\ \text{ft}−8.12\ \text{ft})(0.707−0.340)/20.00\ \text{ft}=0.558\)
Tại \(Z^+ = 10.62\) ft, \(K_{r(Z+)}=0.340+(20.00\ \text{ft}−10.62\ \text{ft})(0.707−0.340)/20.00\ \text{ft}=0.512\) - Tính \(\sigma_\text{H-soil}=[K_r \ \sigma_\text{v-soil}]\gamma_\text{P-EV}\) như sau:
\(\gamma_\text{P-EV}=1.35\) từ Bảng E4-5.1
Tại \(Z^- = 8.12\) ft,
\(\sigma_\text{v-soil(Z-)}= (0.125\ \text{kcf})(8.12\ \text{ft})=1.02\ \text{ksf}\)
\(\sigma_\text{H-soil(Z-)}=[K_{r(Z-)}\sigma_\text{v-soil(Z-)}]\gamma_\text{P-EV}=(0.558)(1.02\ \text{ksf})(1.35)=0.76\ \text{ksf}\)
Tại \(Z^+ = 10.62\) ft,
\(\sigma_\text{v-soil(Z+)}=(0.125\ \text{kcf})(10.62\ \text{ft})=1.33\ \text{ksf}\)
\(\sigma_\text{H-soil(Z+)}=[K_{r(Z+)}\sigma_\text{v-soil(Z+)}]\gamma_\text{P-EV}=(0.512)(1.33\ \text{ksf})(1.35)=0.92\ \text{ksf})(\sigma_\text{H-soil}=0.5(0.76\ \text{ksf}+0.92\ \text{ksf})=0.84\ \text{ksf}\) - Tính \(\sigma_\text{H-surcharge}=[K_r q]\gamma_\text{P-EV}\) như sau:
\(\gamma_\text{P-EV}=1.35\) từ Bảng E4-5.1
\(q=(\gamma_f)(h_{eq})=(0.125\ \text{kcf})(2.00\ \text{ft})=0.25\ \text{ksf}\)
Tại \(Z^- = 8.12\) ft, \(\sigma_\text{H-surcharge(Z-)}=[K_{r(Z-)}q]\gamma_\text{P-EV}=(0.558)(0.25\ \text{ksf})(1.35)=0.19\ \text{ksf}\)
Tại \(Z^+ = 10.62\) ft, \(\sigma_\text{H-surcharge(Z+)}=[K_{r(Z+)}q]\gamma_\text{P-EV}=(0.512)(0.25\ \text{ksf})(1.35)=0.17\ \text{ksf}\)
\(\sigma_\text{H-surcharge}=0.5(0.19\ \text{ksf}+0.17\ \text{ksf})=0.18\ \text{ksf}\) - Tính \(\sigma_H=\sigma_\text{H-soil}+\sigma_\text{H-surcharge}\) như sau:
\(\sigma_H=0.84\ \text{ksf}+0.18\ \text{ksf}=1.02\ \text{ksf}\) - Theo Bảng E4-7.1, khoảng cách ảnh hưởng theo phương đứng tại Level 4 là \(S_{vt}=2.50\) ft
- Bề rộng panel, \(w_p\), là 5.00 ft (nêu ở Bước 1)
- Diện tích ảnh hưởng, \(A_{trib}\), được tính như sau:
\(A_{trib}=(2.50\ \text{ft})(5.00\ \text{ft})=12.50\ \text{ft}^2\) - Lực kéo lớn nhất tại Cao độ 4 được tính như sau:
\(T_{max}=(\sigma_H)(A_{trib})=(1.02\ \text{ksf})(12.50\ \text{ft}^2)=12.75\ \text{k/panel of 5-ft width}\)
Sử dụng các tính toán tương tự, có thể phát triển các đại lượng khác tại các cao độ cốt gia cường và các tổ hợp tải khác.
7.4 Thiết lập sức kháng kéo dài hạn danh định và có xét hệ số của cốt gia cường đất
Sức kháng kéo danh định của cốt gia cường đất dạng thảm thanh thép mạ kẽm được dựa trên tuổi thọ thiết kế và lượng suy giảm thép ước tính trong suốt tuổi thọ thiết kế do ăn mòn.
Đường kính danh định, D, của dây W15 và W11 như sau:
Đối với dây W15, D = 0.437in = 11.10mm = 11,100 \(\mu\text{m}\)
Đối với dây W11, D = 0.374in = 9.50mm = 9,500 \(\mu\text{m}\)
Theo Bước 2, Reinforced backfill đáp ứng các yêu cầu của AASHTO (2007) về tính chất điện hóa. Đối với Reinforced backfill này, cơ sở để tính tổn thất chiều dày do ăn mòn như sau theo Điều 11.10.6.4.2a của AASHTO (2007):
Zinc loss = 0.58 mil cho 2 năm đầu và 0.16 mil mỗi năm sau đó
Steel loss = 0.16 mil/year/side
Dựa trên các tốc độ ăn mòn trên, có thể tính:
Tuổi thọ lớp mạ kẽm (galvanization) = 2 năm + (3.386 − 2*0.58)/0.16 ≈ 16 năm
Theo Bước 1, tuổi thọ thiết kế là 75 năm. Thép cacbon nền sẽ mất chiều dày trong 75năm−16năm=59năm với tốc độ 0.47 mil/year/side. Do đó, đường kính và diện tích dự kiến sau 75 năm cho W15 và W11 được tính như sau:
Đối với dây W15
\(D_{75}=0.437\ \text{in.}−(0.47\ \text{mil/year/side})(59\ \text{years})(2\ \text{sides})/1000=0.437\ \text{in.}−0.056\ \text{in.}\)
\(D_{75}=0.381\ \text{in.}\)
Dựa trên dây có đường kính 0.381 in., diện tích mặt cắt ở cuối 75 năm bằng:
\((\pi)(0.381\ \text{in.})^2/4=0.1142\ \text{in.}^2/\text{wire}\)
Đối với dây W11
\(D_{75}=0.374\ \text{in.}−(0.47\ \text{mil/year/side})(59\ \text{years})(2\ \text{sides})=0.374\ \text{in.}−0.056\ \text{in.}\)
\(D_{75}=0.318\ \text{in.}\)
Dựa trên dây có đường kính 0.318 in., diện tích mặt cắt ở cuối 75 năm sẽ bằng \((\pi)(0.318\ \text{in.})^2/4 = 0.0795\ \text{in.}^2/\text{wire}\)
Đối với thép Grade 65 với \(F_y = 65\ \text{ksi}\), sức kháng kéo danh định, \(T_n\), và sức kháng kéo có xét hệ số, \(T_r\), cho các dây W15 và W11 như sau:
Đối với dây W15
\(T_n = 65\ \text{ksi}\ (0.1142\ \text{in.}^2) = 7.42\ \text{k/wire}.\)
Sử dụng hệ số sức kháng, (\phi_t = 0.65) như liệt kê trong Bảng E4-5.2, sức kháng kéo có xét hệ số:
\(T_r = 7.42\ \text{k/wire}\ (0.65) = 4.82\ \text{k/wire}.\)
Đối với dây W11
\(T_n = 65\ \text{ksi}\ (0.0795\ \text{in.}^2) = 5.17\ \text{k/wire}.\)
Sử dụng hệ số sức kháng, (\phi_t = 0.65) như liệt kê trong Bảng E4-5.2, sức kháng kéo có xét hệ số:
\(T_r = 5.14\ \text{k/wire}\ (0.65) = 3.36\ \text{k/wire}.\)
7.5 Thiết lập sức kháng kéo tuột danh định và có xét hệ số của cốt gia cường đất
Sức kháng kéo tuột danh định, \(P_r\), của cốt gia cường dạng lưới/thảm thanh thép mạ kẽm (galvanized steel bar mat (grid) reinforcement) dựa trên các tham số khác nhau trong phương trình sau:
\(P_r = \alpha(F^*)(2b)(L_e)\left[(\sigma_\text{v-soil})(\gamma_\text{P-EV})\right]\)
Trong phương trình trên, đóng góp của hoạt tải không được đưa vào theo Hình E4-2b. Do thảm thanh thép có các liên kết hàn, có thể xem là không giãn với \(\alpha = 1\).
Giả sử một dây ngang W11 có đường kính danh định 0.374 in. Khoảng cách dây ngang, \(S_t\), thay đổi theo cao độ cốt gia cường để tối ưu thiết kế về mặt kinh tế. Với bài toán ví dụ này, giả sử khoảng cách dây ngang \(S_t = 6\) in., 12 in. và 18 in. Dựa trên các khoảng cách này, giá trị \(t/S_t\) như sau:
- Với \(S_t = 6\) in., \(t/S_t = 0.374\ \text{in.}/6\ \text{in.} = 0.0623\)
- Với \(S_t = 12\) in., \(t/S_t = 0.374\ \text{in.}/12\ \text{in.} = 0.0312\)
- Với \(S_t = 18\) in., \(t/S_t = 0.374\ \text{in.}/18\ \text{in.} = 0.0208\)
Dựa trên giá trị \(t/S_t\), tham số F* biến thiên từ \(20(t/S_t)\) tại z = 0 ft đến \(10(t/S_t)\) tại \(z \ge 20\) ft và lớn hơn như thể hiện trong Hình E4-5. Với ba giá trị \(t/S_t\), sự biến thiên của F* như sau:
- Với \(t/S_t = 0.0623\), \(F^* = 1.2460\) tại Z = 0 và \(F^* = 0.623\) tại \(Z \ge 20\) ft
- Với \(t/S_t = 0.0312\), \(F^* = 0.623\) tại Z = 0 và \(F^* = 0.312\) tại \(Z \ge 20\) ft
- Với \(t/S_t = 0.0208\), \(F^* = 0.416\) tại Z = 0 và \(F^* = 0.208\) tại \(Z \ge 20\) ft
Giả sử bề rộng thảm thanh thép, (b = 1) ft để tính sức kháng kéo tuột theo cơ sở “mỗi ft bề rộng”. Bề rộng thảm thanh thép thực tế sẽ được tính dựa trên so sánh sức kháng kéo tuột với \(T_{max}\).
Với bài toán ví dụ này, giả sử bố trí dây dọc và dây ngang như thể hiện trong Bảng E4-7.3. Số lượng dây dọc và do đó bề rộng thảm thanh thép sẽ được xác định trong Mục 7.6.
Bảng E4-7.3. Giả thiết cấu hình thảm thanh thép cho phân tích ổn định nội tại
| Cao độ | Dây dọc | Dây ngang | Khoảng cách dây ngang, St |
|---|---|---|---|
| 1 đến 4 | W11 | W11 | 6 in. |
| 5 đến 7 | W15 | W11 | 12 in. |
| 8 đến 10 | W15 | W11 | 18 in. |
Các tính toán cho \(P_r\) được minh họa tại \(z = 9.37 ft\) là Cao độ 4 đo từ đỉnh tường. Giả sử tổ hợp tải Strength I (max) cho mục đích minh họa và dùng các hệ số tải phù hợp từ Bảng E4-5.1.
- Xác định \(F^*\) tại \(z = 9.37 ft\) bằng nội suy tuyến tính giữa 1.2460 tại Z = 0 và 0.623 tại Z = 20 ft như sau:
\(F^* = 0.623 + (20.00\ \text{ft} – 9.37\ \text{ft})(1.246 – 0.623)/20\ \text{ft} = 0.955)\) - Tính chiều dài hữu hiệu \(L_e\) như sau:
Vì \(Z < H/2, L_e = L – 0.3H\)
\(L_e = 18\ \text{ft} – 0.3(25.64\ \text{ft}) = 10.31\ \text{ft}\) - Tính \((\sigma_\text{v-soil})(\gamma_\text{P-EV})\)
Theo Điều 11.10.6.3.2 của AASHTO (2007), dùng ứng suất đứng chưa xét hệ số cho sức kháng kéo tuột. Do đó:
\(\gamma_\text{P-EV} = 1.00\)
\((\sigma_\text{v-soil})(\gamma_\text{P-EV}) = (0.125\ \text{kcf})(9.37\ \text{ft})(1.00) = 1.171\ \text{ksf}\) - Tính sức kháng kéo tuột danh nghĩa như sau:
\(P_r = \alpha(F^*)(2b)(L_e)[(\sigma_\text{v-soil})(\gamma_\text{P-EV})]\)
\(P_r = (1.0)(0.955)(2)(1.00\ \text{ft})(10.31\ \text{ft})(1.171\ \text{ksf}) = 23.06\ \text{k/ft}\) - Tính sức kháng kéo tuột đã nhân hệ số như sau:
\(P_{rr} = \phi P_r = (0.90)(23.06\ \text{k/ft}) = 20.75\ \text{k/ft})\)
Với các phép tính tương tự, có thể xác định các đại lượng khác tại các cao độ cốt gia cường và các tổ hợp tải trọng khác.
7.6 Xác định số lượng dây dọc tại mỗi cao độ cốt gia cường
Dựa trên \(T_{max}\), \(T_r\) và \(P_{rr}\), số lượng dây dọc tại một cao độ cốt gia cường bất kỳ có thể được tính như sau:
- Giả thiết khoảng cách các dây dọc: \(S_l = 6\ \text{in} = 0.5\ \text{ft}\)
- Theo điều kiện sức kháng kéo, số dây dọc \(N_t\) được tính:
\[
N_t = \frac{T_{max}}{T_r}
\] - Theo điều kiện sức kháng kéo tuột, số dây dọc \(N_p\) được tính:
\[
N_p = 1 + \frac{(T_{max}/P_{rr})}{S_l}
\]
Với lớp cốt gia cường Level 4 tại \(Z = 9.37\ \text{ft}\), số dây dọc W11 cho tấm panel rộng 5 ft được tính như sau:
- \(T_{max} = 12.75\ \text{k/panel (bề rộng 5 ft)}\), \(T_r = 3.36\ \text{k/dây}\), \(P_{rr} = 20.75\ \text{k/ft}\)
- \(N_t = \dfrac{T_{max}}{T_r} = \dfrac{12.75\ \text{k/panel (5 ft)})}{(3.36\ \text{k/dây})} = 3.8\) dây dọc/panel (5 ft)
- \(N_p = 1 + \dfrac{(T_{max}/P_{rr})}{S_l} = 1 + \dfrac{(12.75\ \text{k/panel (5 ft)})/(20.75\ \text{k/ft})}{(0.5\ \text{ft}}) = 2.2\) dây dọc/panel
- Vì \(N_t > N_p\), phá hoại đứt kéo (tension breakage) là tiêu chí chi phối và do đó giá trị chi phối, \(N_g\), là 3.8. Chọn 4 dây dọc tại Cao độ 4 cho mỗi panel bề rộng 5 ft.
Do đó, cấu hình thảm thanh thép tại Cao độ 4 là 4W11 + W11×0.5′ nghĩa là thảm thanh thép có 4 dây dọc W11 bố trí cách nhau 0.5 ft (theo tim), với dây ngang W11 bố trí cách nhau 0.5 ft (theo tim).
Các tính toán ở Mục 7.4 đến 7.6 được lặp lại tại mỗi cao độ cốt gia cường. Bảng E4-7.4 trình bày các tính toán tại tất cả các cao độ cốt gia cường cho tổ hợp tải Strength I (max). Có thể thực hiện các tính toán tương tự cho Strength I (min) và Service I, nhưng chúng sẽ không chi phối thiết kế vì các hệ số tải cho hai tổ hợp này nhỏ hơn so với tổ hợp Strength I (max).
Ghi chú cho người dùng: Tất cả các tính toán dạng dài theo từng bước minh họa trong Bước 7 được thực hiện bằng tính tay, trong đó các số được làm tròn đến chữ số có nghĩa thứ ba hoặc thứ tư khi phù hợp ở mỗi bước. Bảng E4-7.4 được tạo bằng bảng tính, trong đó các số ở tất cả các bước tính toán không được làm tròn. Do đó, kết quả cuối trong Bảng E4-7.4 có thể hơi khác so với tính tay dạng dài. Tuy nhiên, chênh lệch thường sẽ nhỏ hơn 0.2 trong hầu hết các trường hợp.
Bảng E4-7.4. Tóm tắt tính toán ổn định nội tại cho tổ hợp tải Strength I (max)
| Level | Z ft |
σH ksf |
Tmax k/5 ft wide panel |
F* dim |
Le ft |
ϕp(Pr) k/ft |
ϕt(Tn) k/wire |
Np – |
Nt – |
Ng – |
Bar Mat – |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 1 | 1.87 | 0.40 | 6.25 | 1.188 | 10.31 | 5.16 | 3.38 | 3.4 | 1.9 | 4 | 4W11+W11x0.5′ |
| 2 | 4.37 | 0.67 | 8.36 | 1.110 | 10.31 | 11.25 | 3.38 | 2.5 | 2.5 | 3 | 3W11+W11x0.5′ |
| 3 | 6.87 | 0.86 | 10.80 | 1.033 | 10.31 | 16.47 | 3.38 | 2.3 | 3.2 | 4 | 4W11+W11x0.5′ |
| 4 | 9.37 | 1.02 | 12.77 | 0.955 | 10.31 | 20.75 | 3.38 | 2.2 | 3.8 | 4 | 4W11+W11x0.5′ |
| 5 | 11.87 | 1.14 | 14.26 | 0.438 | 10.31 | 12.06 | 4.84 | 3.4 | 2.9 | 4 | 4W15+W11x1′ |
| 6 | 14.37 | 1.22 | 15.23 | 0.399 | 11.24 | 14.50 | 4.84 | 3.1 | 3.1 | 4 | 4W15+W11x1′ |
| 7 | 16.87 | 1.26 | 15.71 | 0.360 | 12.74 | 17.41 | 4.84 | 2.8 | 3.2 | 4 | 4W15+W11x1′ |
| 8 | 19.37 | 1.28 | 16.03 | 0.214 | 14.24 | 13.27 | 4.84 | 3.4 | 3.3 | 4 | 4W15+W11x1.5′ |
| 9 | 21.87 | 1.37 | 17.10 | 0.208 | 15.74 | 16.12 | 4.84 | 3.1 | 3.5 | 4 | 4W15+W11x1.5′ |
| 10 | 24.37 | 1.51 | 19.05 | 0.208 | 17.24 | 19.66 | 4.84 | 2.9 | 3.9 | 4 | 4W15+W11x1.5′ |
Bước 8. Thiết kế các cấu kiện mặt ốp
Các cấu kiện mặt ốp đúc sẵn phải được thiết kế như các cấu kiện kết cấu, với cường độ liên kết phù hợp như đã thảo luận ở Chương 4.
Bước 9. Kiểm tra ổn định tổng thể và ổn định tổ hợp ở trạng thái giới hạn sử dụng
Từ Bước 2, cho rằng đất nền là cát sét chặt có \(\varphi’_{fd}=30^\circ, \gamma_{fd}=125\ \text{pcf}\). Ngoài ra, mặt đất phía trước tường là nằm ngang và đất nền không có mực nước ngầm. Do đó, dựa trên quan sát, ổn định tổng thể là đạt yêu cầu. Đối với các dự án thực tế, ổn định tổng thể cần được khảo sát/kiểm tra theo tổ hợp tải Service I và hệ số sức kháng bằng 0.65.
Bước 10. Thiết kế hệ thống thoát nước cho tường
Xem Chương 5 về các xem xét liên quan đến thoát nước cho tường.
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.