Những bất cập của tiêu chuẩn 22TCN 262-2000 trong quá trình ứng dụng

banhbeo

Thành viên cơ bản
28/9/15
568
36
TIÊU CHUẨN NGÀNH 22 TCN 262:2000 VỀ QUY TRÌNH KHẢO SÁT THIẾT KẾ NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ ĐẮP TRÊN NỀN ĐẤT YẾU DO BỘ GIAO THÔNG VẬN TẢI BAN HÀNH

Số hiệu: 22TCN262:2000 Loại văn bản: Tiêu chuẩn ngành
Nơi ban hành: Bộ Giao thông vận tải Người ký: ***
Ngày ban hành: 01/06/2000 Ngày hiệu lực:
Tình trạng: Còn hiệu lực

Trong quá trình ứng dụng đã xuất hiện nhiều bất cập, mong chờ bộ Giao Thông ban hành tiêu chuẩn mới thay thế nhưng chưa thấy

Đầu tiên xin moi lại những thông tin cũ

Các sự cố công trình nền đường ô tô xây dựng trên vùng đất yếu và các nguyên nhân
 

banhbeo

Thành viên cơ bản
28/9/15
568
36
Các sự cố công trình nền đường ô tô xây dựng trên vùng đất yếu và các nguyên nhân
1. Các sự cố công trình nền đường ô tô xảy ra trong những năm gần đây
Nền đường ô tô qua vùng đất yếu thường là nền đắp bằng đất hoặc cát, có chiều cao đắp trên mặt đất tự nhiên khoảng 2.0 đến 10m (ở đầu các cầu vượt và các công trình vượt sông thường được đắp cao 8 đến 10m). Đất yếu được hiểu là đất có cường độ chống cắt kém, khả năng biến dạng lớn (độ rỗng tự nhiên lớn), có thể có nguồn gốc khoáng vật ( sét trầm tích trong nước) hoặc nguồn gốc hữu cơ (đất than bùn…). Lý thuyết và thực tiễn kinh điển đều đã cho thấy: các công trình nền đắp trên đất yếu như vậy thường gặp 2 loại sự cố lún sụp - trượt trồi (do cường độ chống cắt của đấ yếu phía dưới không đủ chịu được tải trọng đắp) và lún kéo dài (do quá trình cố kết của đất yếu kéo dài). Lún sụp - trượt trồi dẫn đến phá hỏng hoàn toàn cấu tạo nền đắp khiến phải đào bỏ và đắp lại. Còn lún kéo dài thì cấu tạo nền đắp cơ bản vẫn được duy trì , mà chỉ ảnh hưởng đến cao độ nền, dẫn đến phải bù phụ trong quá trình đưa đường vào khai thác sử dụng.
Dưới đây miêu tả một số các sự cố điển hình thuộc hai loại trên đã xảy ra trong những năm gần đây ở miền Bắc. Các sự cố điển hình được miêu tả ở bảng 1 dưới đây:
Bảng 1. Các sự cố lún sụp trượt trồi
Vị trí và thời điểm xảy ra sự cố Điều kiện địa chất Giải pháp thiết kế và thi công Miêu tả sự cố Nguyên nhân và biện pháp khắc phục
I. Km0+620 phía Nam cầu vượt đường sắt trên tuyến mới qua cầu Hoàng Long. Thời điểm xảy ra sự cố: 8 –11h,ngày 19/3/1999 -Lớp 1: bùn hữu cơ dày 4,2 ÷7.4cm; C= 0,12kg/cm[SUP]2[/SUP]. - Lớp 2: sét xám vàng nửa cứng đến cứng có C= 0.25kg/ cm[SUP]2[/SUP] và φ = 15” - Nền đắp cao 7,5m đến 9m, rộng 12,5 taluy 1:1 (taluy được tăng cường bằng lưới địa kỹ thuật mỗi bên 5,5m với khoảng cách các lớp lưới theo chiều cao là 1,5m) - Xử lý bấc thấm sâu 14.5m, khoảng cách bấc theo chiều ngang 1.2m và theo chiều dọc 1.04m. - Thay đất bằng 1m cát đệm rồi rải vải địa kỹ thuật loại sợi dệt; trên vải lại rải cát thoát nước dày 0,5m. - Tốc độ đắp nền đất trên đệmcát: Tháng 11/1998 đắp cao 119cm Tháng 12/1998 không đắp Tháng 1/1999 đắp thêm 142cm Tháng 2/1999 đắp thêm 89cm 10 ngày đầu tháng 3/99 đắp thêm 180cm -Đắp đến chiều cao 6,8m (chưa đến cao độ thiết kế) thì xẩy ra lún sụt. - 8 h sáng (phát hiện các khe nứt dọc và ngang 3 -4mm) - Khe nứt phát hiện trên một đoạn dài 140m, đến 11h thì lún sụt 1,8 – 2,0m, bề rộng khe nứt vỡ tới 1,6 – 1,8m sâu suốt thân nền. - Hai bên ruộng lúa bị đẩy trồi lên cao từ 0,6 – 0,8m trong phạm vi mỗi bên 20cm kể từ chân taluy ra. - Số liệu đo lún tháng 1/1999 đã đạt tới 104mm/ngày. - Trong 10 ngày đầu tháng 3 tốc độ đắp tăng nhanh hẳn hơn các tháng trước (180cm/10 ngày); Nguyên nhân: đắp tăng quá nhanh vượt tốc độ cố kết cần thiết. Giải pháp xử lý: + Đào bỏ nền lún sụp +Đổi taluy đắp từ 1:1 sanbg 1:2. + Dùng bệ phản áp mỗi bên rộng 20m với chiều cao 2.5 – 3.0m và đắp phản áp đồng thời với nền đắp. Kết quả: nền đường ổn định
II.Nam cầu Trìa Km 732 + 100QL-1A (cầuTrìa 24m) xẩy ra sự cố tháng 7/2001 -Lớp1: 0,5 – 1,4m đất đắp cũ -Lớp2: 2,7 – 3,0m: sét xám đen có hữu cơ, dẻo mềm. -Lớp3: 6-9,6m: sét xám đen, dẻo chảy, C=0,03Kg/cm[SUP]2[/SUP] ; φ =2[SUP]o[/SUP]17’. -Lớp 4: 3,5 – 5,5 m sét nâu lẫn sỏi sạn, nửa cứng - Nền đắp mở rộng nhiều về phía trái , cao 5,4m bề rộng nền 12,5m , taluy 1:1,5 - Đắp trực tiếp - Lún sụt, trượt trồi về phía trái, trên 1 đoạn dài 50m từ tim đườn vùng trượt rộng 26m. - Đất ruộng bị đẩy trồi lên hàng mét -Tại tim và trên ợăt nền xuất hiện nứt dọc rất lớn và sâu Nguyên nhân: -Không khảo sát đoak chất (xem là nền đường cũ dắp mở rộng) - Đắp không theo dõi lún, không tính toán chiều cao đắ giới hạn. Xử lý: - Dùng bệ phản áp để khắc phục
III. Km121+ 325 đến Km 121 +450 QL 1A (Bắc Giàng) xảy ra ngày 17/3/1999. -Lớp1:dày 0,3m bùn ruộng (đã vét thay cát) -Lớp2: dày 0,8m sét xám vàng, nâu, dẻo mềm -Lớp3: dày 8,7m bùn sét lẫn hữu cơ có C=0,15Kg/cm[SUP]2[/SUP] -Lớp 4: sét ở trạng thái cứng - Nền rộng 12m đắp cao 1,62m trực tiếp trên đất yếu (có lớp cát đệm 0,7m) - Để tăng nhanh lún, thiết kế gia tải trước thêm 2,50m. Do vậy tổng chiều cao đaps (kể cả đệm cát) là: 1,62+2,5= 4,12m. - Thi công: bóc đất hữu cơ, đắp cát đệm dày 0,7m. Từ 21/11đến 23/12/1998 đắp đất 0,9m (đạt độ cao thiết kế). -24/12/1998 đắp phần gia tải trước thêm 2,5m trong 81 ngày - Vừa đắp đủ 4,1m vào 17/3/1999 thì sự cố xảy ra. - Nứt dọc tại tim đường rộng hàng mét, sâu dưới thân nền đắp trên đoạn dài 125m. - Cả nền đường lún xuống 1- 2,8m. - Hai bên ruộng lún bị đẩy trồi lên cao 1.0 – 1.5m trong phạm vi 8 -10m kể từ chân taluy trở ra. - Trượt trồi cả 2 bên Nguyên nhân: -Không tính toán trước chiều cao đắp giới hạn. - Quá trình đắp không theo dõi tốc độ lún hàng ngày. - Áp dụng giải pháp gia tải trước không thích đáng. Xử lý khắc phục: - Đào bỏ nền đường bị trượt trồi. - Đắp lại nhưng chỉ đắp đến chiều cao thiết kế là 1,62m. Kết quả: nền ổn định
IV. Km 120 + 880 đến Km 121 + 040 QL 1A ( Bắc Giang) xảy ra ngày 18/8/1999 dài 127m; bắt đầu từ 6/4/1999 -Lớp1:dày 0,2m Sét nâu xám, cứng vừa Lớp2: đất yếu, bùn sét yếu đến yếu; dày 7,9m có C=0,21Kg/cm[SUP]2[/SUP] và Φ = 2”54’ -Lớp3: sét rất cứng - Nền rộng 15m, chiều cao thiết kế từ 3,77m đến 5.28m; dự kiến gia tải trước thêm 1,5m. - Xử lý đất yếu bằng bấc thấm cắm sâu 8m với khoảng cách 1.6m; có tầng cát đệm đầy 0,7 – 1.0m. - Lún sụp và trượt trồi về cả 2 phía. - Nứt dọc ở tim với bề rộng vết nứt đến 1.0m, dài suốt đoạn 127m. -Đất ruộng 2 bên bị đẩy lên cao hơn 1.0m. -Sự cố xẩy ra khi thực tế đắp cao đượpc 4.9 – 5.2m (tức là chưa đủ chiều cao gia tải trước) Nguyên nhân: -Không kiểm toán ổn định trước đối với trường hợp đắp cao hơn 4m (sau kiểm toán cho thấy chiều cao đắp giới hạn là 4m) - Từ 1/7/1999 không theo dõi lún(khi đắp cao được 3.73 – 4.24) - Trong 1 tuần tháng 6/1999 đã có tốc độ lún gần 10mm/ngày. Xử lý khắc phục: - Đào bỏ đoạn bị phá hoại. - Cắm lại bấc thấm như thiết kế trước. -Khống chế tốc độ đắp và theo dõi chặt tốc độ lún trong quá trình đắp.

Các hiện tượng lún kéo dài
Các hiện tượng được miêu tả ở bảng 2 dưới đây:
Bảng 2: Các hiện tượng lún kéo dài
Địa điểm lún kéo dài Điều kiện địa chất Giải phép xử lý Lún trong thời gian đắp (cm) (cả đắp gia tải) Lún sau khi đưa đường vào khai thác (cm) Tốc độ lún lớn nhất khi đắp (cm/ngày) Ghi chú
1.Km0+600 đường Bắc Thăng Long -Nội Bài(đưa vào khai thác tháng 1/1994) Có than bùn yếu dầy 3-4m (trên có lớp đất cứng dầy 1.2 – 1.5m) -Nền đắp mở rộng bên phải đường cũ cao 3m. - Xử lý giếng cát 12 tháng sau khi đưa đường vào khai thác lún thêm 43cm 1.11 đến cm/ngày - Lún võng về phía đắp mở rộng, không nứt. - Khai thác bình thường.
1.Km1+024 đường Bắc Thăng Long -Nội Bài(đưa vào khai thác tháng 1/1994) Có than bùn dưới sâu -Đắp cao 3 – 4 m, đường rộng 23m. taluy 1:1.5 20 tháng sau khi đưa vào khai thác lún 21cm Không theo dõi -Có nết nứt trên mặt đường rộng 5mm (vì móng mặt đường là bằng đá gia cố xi măng), sâu 20cm; -Khai thác bình thường.
3. Hai đầu cầu Đồng Niên: Km 49+300 – Km 49+900 QL 5 Phía Hải Phòng: - Lơp1 1 dầy 4.1m sét pha cát xám đen, dẻo chảy - Đắp cao 12m (cả dự phòng lún); nền rộng 23m; taluy 1:2 Phía sát mố Hà Nội: 184,5cm - Phía sát mố Hải Phòng: 201,6cm -Phía sát mố Hà Nội: 79,8cm 1.15cm/ngày (đắp trong 425 ngày; vừa đắp vừa chờ - Lún đều, tạo bậc trước mố cầu với đường nứt ngang. -Liên tục rải bê tông nhựa bù phụ.
- Dự báo theo tính toán: Lún tổng cộng. S= 1.7m - Lún thực tế đến tháng 4/1998: 2,64 – 3,3m C=0,08Kg/cm[SUP]2[/SUP]; Φ = 8”14’; Lớp 2: dầy 21.0m sét xám dẻo chảy (lẫn vỏ hến) C=0.1Kg/cm[SUP]2[/SUP]; Φ = 8”30’. - Dưới là sét dẻo cứng. - Phía Hà Nội: ở trên có thêm lớp “vỏ cứng” dầy 1.1m - Xử lý bấc thấm sâu 17 – 19m 128,4cm/52.4cm Tử số kể từ khi đắp xong; mẫu số là kể từ khi đưa đường vào khai thác được 12 tháng (đến rháng 4/1998). Trong 128,4cm có 52,4 cm lún trong 12 tháng -Từ tháng 4/98 vẫn còn tiếp tục lún một số năm (chưa có số liệu cập nhật tiếp)
4. Hai đầu cầu Phú Lương: Km54+040 QL5 Địa chất tương tự cầu Đồng Niên -Đắp cao 10 – 12m. - Xử lý bấc thấm 222.2cm – 205.4cm (cả trong thời gian đắp và chờ trước khi đưa vào khai thác) 10.7 – 17cm sau tháng đưa vào khai thác - Lún đều, tạo bậc và nứt ngang trước mố; -Rải bù. - Vẫn còn lún (Chưa có số liệu cập nhật tiếp)
5. Đầu cầu Lai Vu Km 59+800 QL5 Không xử lý bấc thấm; đắp trực tiếp 4 -5m cao 3,3 – 11,7cm sau 10 tháng đưa vào khai thác Không gọi là sự cố

Ngoài các trường hợp trình bày ở Bảng 2, tại đầu cầu phía bắc cầu Hoàng Long (Thanh Hoá) nền cũng bị lún, chuyển vị dọc (ra phía sông) và chuyển vị ngang:
- Tổng lún so với độ cao hoàn công kể đến này 2/7/2001 là 13 - 15,2cm, tạo “cập kênh” giữa đường và cầu.
- Chuyển vị dọc là 1mm và chuyển vị ngang là 0,9mm tại hai bên chân taluy của mặt cắt cách mố 24m trong thời gian từ 18/3/2001 đến 2/7/2001.
Do có chuyển vị ngang ở chân taluy nên nền đường bị nứt dọc hai bên lề. Phần tư nón và đá xây ốp taluy cũng bị nứt khiến phải sửa chữa (bịt kẽ nứt, trát trét…) nhiều lần.
Nền tại đây rộng 13,5m; taluy 1:1,4, đắp cao 7 - 8m. Địa chất phía dưới miêu tả như ở bảng 1 (vị trí phía nam cầu vượt đường sắt).
2. Phân tích và nhận xét về nguyên nhân các sự cố
2.1. Về các sự cố lún sụt - trượt trồi
Nguyên nhân và biện pháp khắc phục đối với từng sự cố đã được trình bày ở cột cuối của Bảng 1. Qua đó có thể có các nhận xét sau:
2.1.1. Về lý thuyết, dùng bấc thấm là nhằm tăng nhanh độ cố kết của đất dưới tác dụng của tải trọng nền đắp, do đó tăng nhanh được cường độ chống cắt của nền khiến cho có thể tăng nhanh tốc độ đắp. Nhưng thực tế các sự cố ở Bảng 1. cho thấy: dù được xử lý bằng bấc thấm, nếu không khống chế tốc độ đắp hoặc không dự báo đúng tốc độ tăng cường độ chống cắt của
đất yếu thì sự mất cân bằng giữa tải trọng đắp với cường độ chống cắt trong đất yếu vẫn sẽ xẩy ra. Trong trường hợp đó có sử dụng bấc thấm (và cả vải địa kỹ thuật, lưới địa kỹ thuật trên nền đắp như ở sự cố tại Bảng 1) thì cũng không có tác dụng và việc lạm dụng các biện pháp đó lại trở nên lãng phí vô ích.
2.1.2. Dự báo được quan hệ giữa cường độ chống cắt với tốc độ cố kết một cách đúng đắn và phù hợp với thực tế là một vệc khó khăn thường dựa vào thực nghiệm, kinh nghiệm Nhật Bản và các nước phương Tây dùng quan hệ sau:

C= C[SUB]o[/SUB] + m {P[SUB]o[/SUB] + (u/100)x (ΔP – P[SUB]y[/SUB])}

Trong đó:
C: Là cường độ chống cắt sau khi đất yếu đạt mức cố kết U.
C[SUB]o[/SUB]: Là cường độ chống cắt khi U = 0.
P[SUB]o[/SUB]: Là áp lực ban đầu lên đất yếu (do trọng lượng bản thân)
ΔP: Là áp lực tăng thêm lên đát yếu do tải trọng đắp.
P[SUB]y : [/SUB]Là áp lực tiền cố kết của đất yếu.
M: Là hệ số tăng cường độ chống cắt được dự báo theo A. W. Skempton tuỳ thuộc vào chỉ số dẻo I[SUB]p[/SUB] (tức là tuỳ thuộc tính chất vật lý của đất yếu):
m = 0.11 + 0.0037 x I[SUB]p[/SUB] (2)
(m= 0.2 ~ 0.5 tuỳ loại đất yếu)
Để khống chế tốc độ đắp, các tư vấn Nhật Bản đều tính toán theo cách này và thực tế mất ổn định vẫn xảy ra vì có nhiều yếu tố xác định khó chuẩn xác ở trong công thức (1); đặc biệt là trị số áp lực tiền cố kết P[SUB]y[/SUB] và cả C[SUB]o[/SUB] nữa!.
2.1.3. Theo kết quả nghiên cứu ở đề tài cấp Nhà nước KHCN 10-05 với các số liệu có được của chúng tôi thì trên thực tế, để khống chế tốc độ đắp hợp lý (không gây mất ổn định trong và sau khi đắp) luôn luôn nên áp dụng biện pháp theo dõi lún và di động ngang thật chặt chẽ trong quá trình đắp. Điều này đã được đưa vào quy trình thiết kế nền đắp trên đất yếu của ngành (được ban hành với mã số 22TCN 262: 2000) với tiêu chuẩn khống chế tốc độ đắp teo tốc độ lún và di động ngang là như sau:
- Tốc độ lún ở đáy nền đắp không vượt quá 1cm/ngày.
- Tốc độ di động ngang của đất yếu ở 2 bên nền đắp không được quá 0,5 cm/ngày.
Thực tế cho thấy sự cố ở Bảng 1 đều xảy ra kho tốc độ đắp tăng đột ngột khiến lún tăng và xảy ra ở những nơi không theo dõi nhưng không chặt chẽ, không thường xuyên.
Cần nhấn mạnh đây là biện pháp tin cậy và rất cần thiết để phòng ngừa sự cố và theo dõi, phát hiện sự cố (để kịp ngừng đắp hoặc dỡ bớt tải khi sự cố sắp xảy ra).
2.1.4. Nhiều sự cố khác còn là do trình độ và kiến thức khảo sát thiết kế quá yếu hoặc quá sơ sài của các đơn vị thiết kế và thi công:
- Thiếu số liệu khảo sát địa chất
- Không tính toán dự báo trước chiuêù cao nền đứp giới hạn (khá nhiều trường hợp).
- Không bố trí theo dõi lún trong quá trình đắp.
Đặc biệt giải pháp đắp gia tải trước (đắp cao hơn chiều cao nền đắp) để mong tăng nhanh là một giải khi áp dụng cần phải thận trọng, nhất là trong hoàn cảnh nhà thầu có trình độ hiểu biết về chuyên môn thấp.
2.1.5. Thực tế cho thấy mọi trường hợp, giải pháp dùng bệ phản áp để hạn chế lún sụp - trượt trồi là biện pháp đơn giản và hiệu quả nhất, tuy nhiên có nhược điểm lớn là chiếm nhiều ruộng đất.
Kinh nghiệm cũng cho hay: Nếu không có điều kiện dùng bệ phản áp thì ở những đoạn nền lên cầu vượt đắp cao có thể áp dụng giải pháp kéo dài cầu qua vùng đất yếu lại là hợp lý.
2.2. Về các hiện tượng kéo dài
2.2.1. Một mục tiêu nữa của việc sử dụng bấc thấm và giếng cát ở nước ta trong thời gian qua là nhằm tăng nhanh tốc độ lún để khi đưa công trình đường vào khai thác thì lún đã đạt ít nhất 90% độ lún tổng cộng, hạơc độ lún còn lại không quá một trị số quy định (4), hoặc tốc độ lún còn lại không vượt quá 2cm/năm, đặc biệt là đối với các đoạn tiếp giáp với cầu.
Tất cả các trường hợp trình bày ở Bảng 2 đều cho thấy dù có dùng bấc thấm hạơc giếng cát đều không đạt được yêu cầu lún còn lại như trên. Ngược lại, càng có bố trí phương tiên thoát nước thẳng đứng (như trường hợp cầu Đồng Niên) thì độ lún thực tế đều lớn hơn độ lún tổng cộng dự kiến khá nhiều (từ 1,5 đến 2 lần) và như vậy càng không đath được mục tiêu đề ra.
Việc không đạt được mục tiêu đề ra này có thể là do:
- Bản thân việc dự báo độ lún tổng cộng không chính xác và thực sự là khó chính zxác do có thể có khoảng cách nhất định giữa tính toán lý thuyết, giữa các thông số đầu vào với thực tế.
- Việc đóng giếng cát hoặc bấc thấm có thể gây ra tác động chấn động, gây xáo động làm phá hoại cấu trúc đất yếu vốn có và do đó làm tăng hệ số nén chặt dẫn tới tăng độ lún, nhất là trong 5-6 tháng đầu sau khi đắp xong độ lún có thể tăng thêm 50% đến 60% so với tính toán như số liệu ở Bảng 3. Hiện tượng này đã được nhiều tài liệu ở nước ngoài đề cập (3).
- Nếu 2 vấn đề này không được làm rõ thì có thể việc sử dụng các phương tiện thoát nước thẳng đứng cho mục tiêu hạn chế lún sau khi đưa đường vào khai thác sẽ khó đạt được và việc sử dụng chúng sẽ chỉ có tác dụng tăng nhanh cường độ chống cắt, góp phần tăng độ ổn định chống sụt - trượt trồi nền đắp với điều kiện phải khống chế tốc độ đắp như đã nói ở trên. Do vậy, khi muốn áp dụng giải pháp dùng giếng cát, bấc thấm để tăng nhanh lún thì người thiết kế nen rất thận trọng và phải xét đến việc làm tăng thêm độ lún của chúng. Nếu đã có các giải pháp bảo đảm nền đắp ổn định rồi thì nên nghĩ đến các giải pháp giảm độ lún khác như thay đất, dùng cọc tre, cừ chàm…
Cũng theo (3), trên tuyến đường cao tốc Thẩm Quyến – Sán Đầu đã bố trí 5 đoạn thử nghiệm nền đắp trên đất yếu ( mỗi một đoạn dài khoảng 55m có chiều caio đắp gần như nhau và áp dụng cách xử lý khác nhau). Kết quả dự báo lún và quan trắc lún các đoạn thử nghiệm nói trên được tổng kết ở Bảng 3 dưới đây:
Bảng 3. Kết quả dự báo và quan trắc lún các đoạn thử nghiệm (3)
Đoạn thử nghiệm I II III IV V
Chiều cao đắp(m) 4.10 4,02 4,03 4.00 3,87
Giải pháp xử lý Rải 2 lớp vải địa kỹ thuật + Gia tải trước 8 tháng Giếng cát sâu 10,2m cự ly 2m Giếng cát sâu 14,5m, cự ly 1,3m Gidếng cát bố trí như đoạn III +Vải ĐKT + Phản áp + gia tải trước 8 tháng Bấc thấm sâu 14,5m cự ly 1,3m +phản áp +gia tải trước 8 tháng
Bộ lún tổng cộng dự báo (cm) theo mô đun nén chặt 96,6 94,6 94,9 100,1 96,4
Độ lún tổng cộng thực tế quan trắc(cm) 114,8 135,8 168,9 165,5 161,7
Hệ số độ lún thực so với dự báo 1,19 1,43 1,78 1,68 1,69


Qua Bảng 3 cho thấy:
- Các đoạn thử nghiệm được bố trí có điều kiện khá đồng nhất (về độ lún tổng cộng và về chiều cao đắp);
- Trường hợp 1 không sử dụng các phương tiện thoát nước thẳng đứng rõ ràng lún ít hơn so với các trường hợp có sử dụng giếng cát hoặc bấc thấm;
- Phương tiện thoát nước bố trí cành sâu và cự ly càng nhỏ (gần) thì lún càng nhiều (trường hợp II so với III, IV, V);
- Vải địa kỹ thuật và bệ phản áp có tác dụng hạn chế đất yếu trôid ngang nên trường hợp IV lún có ít hơn.
Như vậy, về lâu dài ở nước ta cũng cần theo dõi, tổng kết các công trình thực tế về quan hệ giữa độ lún thực tế xảy ra với độ lún dự báo để có cơ sở đưa ra các điều chỉnh trong tính toán dự báo lún (nhất là trong trường hợp có sử dụng phương tiện thoát nước thẳng đứng).
2.2.2 Biện pháp rẻ nhất để giảm lún sau thi công
Các nhà thầu phải tranh thủ thi công các đoạn nền đắp trên đất yếu càng sớm càng tốt; tiếc rằng điều này trên thực tế chưa được nhận thức đầy đủ và các thủ tục về khảo sát, thiết kế, trình duyệt bản vẽ thi công ở các giai đoạn này thường làm chậm và bỏ phí quá nhiều thời gian.
Ngoài ra, cách đơn giản và hữu hiệu để giảm độ lún ngay từ đầu ( kêt cả lún do từ biến) chính là áp dụng các giải pháp thay đất, đóng cọc tre, cừ chàm vì chiều sâu vùng thay đất và đóng cọc có thể đựoc xem là vùng không tạo ta lún dưới nền đắp, chỉ có phạm vi đất yếu phía dưới vùng đó mới gây lún.
2.2.3. Tiêu chuẩn cho phép lún nền đường ô tô sau khi đưa đường vào khai thác cũng cần phải xem xét theo quan điểm Kinh tế - Kỹ thuật. Dùng các biện pháp đắt tiền để có tăng nhanh lún, hay chịu để lún rồi tôn cao mặt đường bù lại cao độ sau khi đưa đường vào khai thác là hơn.
Thực tế trình bày ở Bảng 2 cho thấy: Lún nhiều, nếu kịp bù thì cũng không có ảnh hưởng gì lớn đến khai thác. Do vậy Quy trình 22TCN 262 – 2000 của nước ta đã tham khảo quy trình Trung Quốc về độ lún còn lại sau khi đưa đường vào khai thác để đưa ra các quy định ở Bảng 4. Chú ý rằng trong quy trình của Trung Quốc chỉ yêu cầu đây là độ lún còn lại trong niên hạn sử dụng thiết kế cho mặt đường.

Bảng 4. Độ lún còn lại sau khi đưa đường vào khai thác sử dụng
Loại cấp đường Vị trí đạn nền đắp trên đất yếu
Gần mố cầu Chỗ có cống Nền đắp thông thường
1. Đường cao tốc và cấp80 ≤ 10cm ≤ 20cm ≤ 30cm
2.Đường cấp 60 trở xuống có mặt đường cấp cao ≤ 20cm ≤ 30cm ≤ 40cm (Trung Quốc cho phép còn lại ≤ 50cm)

Chú ý Bảng 4: Với mặt đường cấp cao thứ yếu và cấp thấp không yêu cầu khống chế độ lún còn lại.
Tình hình xây dựng nền đắp đất yếu ở nước ngoài và đặc biệt ở nước ta mấy năm gần đây cũng cho thấy rất khó tránh được tình trạng nền đắp trên đấp yếu bị tiếp tục lún sau khi đưa công trình vào khai thác vì lúc này còn cả lún từ biến (trừ khi dùng giải pháp gia tải trước rất lâu để đảm bảo hệ số rỗng của đất yếu giảm tới trị số tương ứng với áp lực hữu hiệu do tải trọng đắp trong quá trình khai thác gây ra ở mọi điểm trong đất yếu). Trên đường Pháp Vân - Cầu Giẽ, sau khi đưa vào khai thác 1 năm đã lún thêm trung bình khoảng 40 - 60cm (trước đó trong quá trình đắp đã lún tới 1,6 - 1,7m) do thời gian gia tải trước qúa ngắn. Vì vậy, ở nhiều nước vẫn phải cho phép nền có độ lún nhất định sau khi đưa vào khai thác miễn sao với độ lún đó không làm các loại mặt đường cấp cao bị phá hỏng trước thời hạn sử dụng và không gây quá mất êm, thuận ở chỗ tiếp giáp với cầu.
Theo Bảng 3, ở Mỹ , tại đường dẫn vào cầu cũng cho phép lún sau khi đưa đường vào khai thác từ 25,4 - 12,7mm; còn đoạn không tiếp xúc với cầu thì có thể cho lún tới 0,3 đến 0,6m. Ở Pháp, đoạn đường đầu cầu cho phép lún 3-4cm, còn các đoạn đường khác cho lún 10cm. Riêng Nhật Bản, những năm trước (1967, 1970, 1989) có đề cập đến độ lún còn lại cho phép trong các quy định và chì dẫn thiết kế xử lý nền đất yếu, nhưng sau đó trong Quy phạm thiết kế đường cao cấp của Nhật Bản đã không đề cập đến độ lún cho phép còn lại nũa mà chỉ chú trọng đến yêu cầu kiểm toán ổn định. Còn tiêu chuẩn độ lún cho phép còn lại trong Quy phạm Trung Quốc nêu ở Bảng 4 là căn cứ vào thực tế xây dựng và khai thác đường cao tốc Bắc Kinh - Thiên Tân - Đường Sơn để quy định.
Như vậy, việc quy định độ lún còn lại sau khi đưa đường vào khai thác ở bảng 4 theo Quy trình 22TCN-262-2000 cũng phù hợp với xu thế ở các nước (Pháp có quy định chặt hơn). So với các thực tế nêu trong Bảng 4. Nếu đạt được yêu cầu như ở Bảng 4 thì chắc chắn việc liên tiếp rải mặt đường bù lún sau khi đưa đường vào khai thác sẽ được hạn chế và chất lượng khai thác (kể cả chất lượng về độ bằng phẳng của mặt đường) sẽ không bị ảnh hưởng đáng kể.
Tuy nhiên, khi vận dụng tiêu chuẩn ở Bảng 4 thì một vấn đề nên thảo luận thêm ở đây là: độ lún còn lại được tính so với độ lún tổng cộng ở thời gian vô cùng (so với độ lún tổng cộng cuối cùng S ) như lâu nay chúng ta vẫn tính hay nên theo quan điểm Trung Quốc như bảng 3 nêu ở trên, , tức là tính so với độ lún ở cuối thời hạn sử dụng thiết kế của mặt đường S[SUB]t[/SUB] , với t=thời gian thi công cho đến khi xây dựng xong mặt đường + thời gian sử dụng thiết kế của mặt đường. Chẳng hạn như với mặt đường cấp cao bê tông nhụa thời hạn sử dụng thiết kế là 15 năm + 5năm thi công tối đa thì S[SUB]t[/SUB] được tính với thời gian 20 năm. Nếu theo quan điểm này thì sẽ tiết kiệm được chi phí xử lý nền đất yếu rất nhiều và cũng hợp lý vì:
- Hiện theo cách tính toán hiện nay độ lún tổng cộng cuối cùng S có thể phải lún hàng trăm năm mới hết (ví dụ trong hồ sơ thiết kế đường cao tốc Cầu Giẽ - Ninh Bình đa số các đoạn muốn kết thúc lún khi không có biện pháp xử lý thoát nước thắng đứng đều cần tới t = 400 - 500năm)
- Trong thời hạn sử dụng của mặt đường cấp cao còn lại gồm 2 kỳ sửa chữa và sau 15 năm thì mặt đường phải làm lại hoàn toàn. Vậy vì sao chúng ta phải quan tâm đến phần độ lún sẽ xẩy ra sau hàng trắm năm?
Đương nhiên là quan điểm tính độ lún còn lại so với S[SUB]t[/SUB] chỉ hợp lý khi không sử dụng giếng cát hoặc bấc thấm, còn nếu có sử dụng thì vẫn phải tính so với S; trong khi đó quan điểm này nên được sử dụng khi áp dụng các giải pháp đắp trực tiếp không xử lý hoặc khi áp dụng các giải pháp giảm lún bằng cách thay đất, cọc tre, cừ, chàm...
Tổng hợp lại, theo quan điểm riêng của chúng tôi thì xét về cả ổn đfịnh và lún, chúng ta không nên lạm dụng giải pháp xử lý giếng cát, bấc thấm trong việc xây dưng nền đắp trên đất yếu. Đặc biệt là đối với các trường hợp chiều cao đắp ≤ 4,0m.
2.2.4 Trong mọi trường hợp áp dụng các giải pháp khác nhau, các phía liên quan nên cho phép đắp thử có theo dõi lún và áp lực lỗ rỗng ít nhất 12 tháng (Trung Quốc quy định là 18 tháng) để kịp điều chỉnh các kết quả tính toán và cả giải pháp thiết kế trong quá trình thi công đại trà.
GS. TS. Dương Học Hải
(Nguồn tin: T/C Cầu Đường Việt Nam, số 6/2007)
 

banhbeo

Thành viên cơ bản
28/9/15
568
36
Mục VI.2.3. Trình tự tính toán lún của nền đắp trên đất yếu
Có nêu: Khi tính lún phải tính lún có xét đến chiều cao dự phòng lún.
H'tk=Htk+Sgt, Trong đó:
+ H'tk: chiều cao nền đắp bao gồm cả phần dự phòng lún
+ Htk: Chiều cao nền đắp theo thiết kế
+ Sgt: tổng lún giả thiết đưa vào tính lún
Với chiều cao H'tk sẽ sinh ra một độ lún tổng cộng Sc: và nếu Sc thỏa mãn điều kiện Sc/Sgt=m thì coi như xác định được độ lún tổng cộng.
Nếu không thỏa mãn điều kiện trên thì phải giả thiết lại Sgt và lặp lại quá trình tính toán. Vậy:

Vấn đề là hệ số m này bằng bao nhiêu thì được coi là thỏa mãn? Và nó được thể hiện trong mục nào của quy trình 22TCN 262-2000?

Nếu lấy m=1.1 đến 1.4 như mục VI.2.1 trong quy trình 22TCN 262-2000 thì chênh nhau là quá lớn?

Thực tế thì râu của bà bị vặt ở đâu đó rồi thì cắm vào mồm của ông. Cái m =1,1 đến 1,4 là theo kinh nghiệm Trung Quốc dùng để tính lún tức thời có và không có các biện pháp ngăn cản chuyển dich ngang của nền đất. Cái m bản chất nó chỉ là để xét đến lún khi nền đất nó bị phình ngang. Túm lại là cái 22TCN262-2000 này thì rất nhiều chuyện vui. Nếu cứ bám chặt vào nó để thiết kế thì có ngày tăng xương.
 

nhannguyen

Thành viên cơ bản
7/11/14
183
9
TRÍCH MỘT SỐ VẤN ĐỀ TỒN TẠI TRONG CÁC TIÊU CHUẨN VỀ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU
EXISTING PROBLEMS OF VIETNAMESE DESIGN STANDARDS FOR HIGHWAY EMBANKMENT ON SOFT GROUND
(By Phạm Văn Long - Công Ty Cổ Phần Tư Vấn Xây Dựng Vina Mekong (VMEC), TPHCM, VN)​

1. Khái niệm về đất yếu

Định nghĩa và đặc trưng của nền đất yếu trình bày trong 22TCN 262-2000 và TCXD
245:2000 “là đất yếu nếu ở trạng thái tự nhiên,
độ ẩm của chúng gần bằng hoặc cao hơn giới hạn chảy, hệ số rỗng lớn, lực dính C theo cắt quả cắt nhanh không thoát nước từ 0.15 daN/cm2trở xuống, góc nội ma sát từ 00 đến 100 hoặc lực dính từ kết quả cắt cánh hiện trường Cu 0.35daN/cm2. Phần lớn các nước trên thế giới thống nhất về định nghĩa nền đất yếu theo sức kháng cắt không thoát nước, su, và trị số xuyên tiêu chuẩn, N, như sau:
- Đất rất yếu: su ≤ 12.5 kPa hoặc N ≤ 2
- Đất yếu: su ≤ 25 kPa hoặc N ≤ 4
Định nghĩa vừa nêu ngắn gọn, cụ thể, và chuẩn xác hơn.


2 Khảo sát và thí nghiệm phục vụ thiết kế

Nội dung khảo sát thí nghiệm và hồ sơ địa kỹ thuật phục vụ cho thiết kế nêu ở Điều 4.1.2 của TCXD 245:2000 và Điều III.1.2 của 22TCN 262-2000 không rõ ràng về các số liệu thị nghiệm rất cần thiết sau đây:
- Góc ma sát φcu (theo sơ đồ cố kết – cắt nhanh, CU) dùng để tính toán ổn định trong quá trình cố kết của nền.
- Hệ số cố kết theo phương ngang, ch, dùng để tính lún cố kết của nền khi xử lý bằng bấc thấm, giếng cát, cọc cát.
- Hệ số cố kết thứ cấp, c, dùng để tính toán lún cố kết thứ cấp của nền.

Trong khi đó, theo 22TCN 262-2000, qui định về khối lượng lấy mẫu nguyên dạng (1 m đến 2 m lấy một mẫu – Điều III.3.4) và các thí nghiệm trong phòng (cho tất cả các mẫu nguyên dạng – Điều III.3.5) là quá nhiều về số lượng nhưng không đủ về các chỉ tiêu cần thiết cho tính toán thiết kế. Cũng cần phải nói thêm là thí nghiệm cắt phẳng theo sơ đồ không cố kết-cắt nhanh và thí nghiệm nén lún (nhanh) như thực tế chúng ta đang làm là không phù hợp đối với tính toán thiết kế nền đất sét yếu bão hoà nước.

3 Yêu cầu thiết kế về ổn định và độ lún 3.1 Yêu cầu về ổn định

22TCN 262-2000 và TCXD 245:2000 đều qui định về hệ số an toàn chống trượt tính theo cung trượt tròn, Kmin, của nền đắp trên đất yếu như sau:
- Kmin ≥ 1.40 khi tính theo phương pháp Bishop.
- Kmin ≥ 1.20 khi tính theo phương pháp phân mảnh cổ điển.

Có thể chứng minh được rằng, với nền đất yếu bão hoà nước, khi sử dụng các thông số kháng cắt không thoát nước của đất nền, φ = 0 và c = su, để tính toán ổn định theo phương pháp cân bằng giới hạn giả định cung trượt tròn, thì bất cứ phương pháp nào thoả mãn hệ phương trình cân bằng momen đều cho hệ số an toàn gần giống nhau [1]. Do đó, nếu áp dụng yêu cầu về hệ số an toàn như nêu trên sẽ gặp nghịch lý như sau: với cùng điều kiện về chiều cao đất đắp và đất nền, nếu dùng phương pháp Bishop sẽ phải chọn mái taluy của nền đường thoải hơn so với phương pháp phân mảnh cổ điển. Về cơ sở khoa học, phương pháp phân mảnh cổ điển chỉ thoả mãn một phương trình cân bằng momen nên trong một số trường hợp cho kết quả sai lệch hơn 50% so với các phương pháp chính tắc thoả mãn cả 3 phương trình cân bằng momen, lực đứng, và lực ngang như các phương pháp Janbu, Spencer, Morgenstence-Price. Phương pháp Bishop đơn giản hoá (Simplified Bishop) chỉ thoả mãn 2 phương trình cân bằng momen và cân bằng lực ngang nhưng đã được chứng minh rằng kết quả tính toán chỉ sai lệch so với các phương pháp chính tắc không quá 5%. Chính vì vậy nên phương pháp nầy được sử dụng rộng rãi ở nhiều nước trên thế giới để tính toán ổn định kể cả với nền đất không yếu. Từ đó, có thể thấy rằng việc qui định hệ số an toàn theo phương pháp tính toán ổn định là không hợp lý mà nên được qui định theo mức độ tin cậy về tài liệu khảo sát địa kỹ thuật như qui định trong tiêu chuẩn ASSHTO.

3.2 Yêu cầu về độ lún

Trong cả 3 tiêu chuẩn, 22TCN 262-2000, TCXD 245:2000 và 22TCN 244-98, tổng độ lún tính toán của nền đất yếu, S, và mức độ cố kết yêu cầu, U, trước khi dỡ tải như sau:
S = Si + Sc và U ≥ 90% (1)
Trong đó, Si là độ lún tức thời, Sc là lún cố kết sơ cấp, và U mức độ cố kết của nền đất yếu ứng với tải trọng làm việc.

Nếu tuân thủ theo yêu cầu vừa nêu thì độ lún dư cho phép trong thời gian vận hành sẽ bao gồm 10% độ lún cố kết sơ cấp và toàn bộ độ lún cố kết thứ cấp. Độ lún dư nầy có thể lên đến hơn 30 % độ lún sơ cấp Sc, và có thể xảy ra chỉ trong thời gian từ 10 đến 20 năm với tốc độ lún dư trong những năm đầu lớn hơn 2 cm/năm nếu nền được xử lý bằng bấc thấm hoặc giếng cát.

Phân tích độ lún thực đo tại công trình kho cảng Thi vải ở Hình 1 cho thấy độ lún thứ cấp trong 10 năm khoảng 60 cm gần bằng 25% tổng độ lún cố kết sơ cấp. Có thể đây là một trong những lý do gây ra tốc độ lún dư quá lớn trong nhiều công trình xây dựng trong những năm gần đây như cầu vuợt Nguyễn Hữu Cảnh, đoạn đường tiếp cận hầm chui Văn Thánh, kho cảng Thị Vải.



Về qui định tốc độ lún trong thời gian chất tải phải nhỏ hơn 1 cm/ngày cũng chưa có cơ sở chắc chắn. Bởi vì nhiều công trình xử lý nền bằng bấc thấm có tốc độ lún lớn hơn 1 cm/ngày vẫn bảo đảm ổn định trong quá trình chất tải như nền kho cảng Thị Vải, nền Siêu thị Bourbon An Lạc – TPHCM (Hình 2), nền sân bay quốc tế Bangkok ở Nong Ngu Hao,Thái lan [2]. Từ Hình 2 có thể thấy rằng tốc độ lún lớn nhất trong thời gian chất tải khoảng 1.5 cm/ngày.




4 Sức kháng cắt không thoát nước của nền đất yếu

Sức kháng cắt không thoát nước, su, của nền đất yếu theo Ladd [3] được áp dụng phổ biến trên thề giới như sau:

su = α.σ’v (OCR)m (2)

trong đó:
- α và m là cao hệ số tuỳ thuộc vào tính chất của đất yếu, thường được lấy α = 0.22 và m= 0.8 nếu không có số liệu thí nghiệm.
- OCR = ĩ’p / ĩ’v = hệ số tiền cố kết, trong đó σ’p là áp lực tiền cố kết và σ’v là ứng suất hữu hiệu theo phương đứng của đất nền.

Dễ dàng nhận thấy rằng công thức (V.6) của 22TCN 262-2000 được viết từ công thức (2) nêu trên nhưng trong công thức (V.6) có nhầm lẫn cần phải được hiệu chỉnh lại cho đúng. Có thể tham khảo thêm ở tài liệu [4].

Về sự gia tăng của sức kháng cắt không thoát nước theo mức độ cố kết nêu trong Điều 4.9.4-TCXD 245:2000 không giải thích rõ góc ma sát trong φ là góc ma sát theo sơ đồ cắt nào và theo ứng suất hữu hiệu hay theo tổng ứng suất. Nếu dùng φ từ thí nghiệm cắt phẳng theo sơ đồ không cố kết - cắt nhanh như thường dùng là không đúng mà phải dùng φcu từ thí nghiệm cắt phẳng hoặc cắt 3 trục theo sơ đồ cố kết-cắt nhanh (CU).


5 Về công thức tính toán hệ số ổn định

Công thức (III.7) và (V.2) trong TCXD
245:2000 và 22TCN 262:2000 về tính toán hệ số ổn định theo phương pháp Bishop không đúng với công thức nguyên bản của Bishop vì thiếu thành phần áp lực nước kẽ rỗng, u. Vì vậy, nếu muốn dùng các công thức nầy thì cần phải ghi chú rõ các thông số kháng cắt φ, c là các thông số theo ứng suất tổng nghĩa là phải tính toán ổn định theo phương pháp tổng ứng suất (Total Stress Analysis - TSA). Tuy nhiên, dùng phương pháp TSA để tính toán hệ số ổn định trong quá trình thi công đắp nhiều giai đoạn trên nền đất yếu sẽ không thuận tiện và không an toàn bằng tính toán theo phương pháp sức kháng cắt không thoát nước (Undrained Strength Analysis – USA) như đã được phân tích rất chi tiết bởi Ladd (1990) [3]


(tiếp ở bên dưới)
 

nhannguyen

Thành viên cơ bản
7/11/14
183
9
6. VẢI ĐỊA KỸ THUẬT VÀ BẤC THẤM

6.1 Vải địa kỹ thuật

Vải địa kỹ thuật (geotextile) theo qui trình sản xuất có thể phân thành 3 loại chính gồm vải không dệt (non woven geotextile), vải dệt (woven geotextile), và vải kết hợp (composite geotextile). Vải không dệt có độ giãn dài kéo đứt, ε, (trung bình của 2 phương dọc và ngang cuộn) lớn hơn 35 %. Vải không dệt có 2 loại chính: loại ép nhiệt có ε < 50% và loại xuyên kim có ε > 50%. Vải dệt và vải kết hợp thường có độ giãn dài kéo đứt nhỏ hơn 25 %. Trong xây dựng nền đường đắp trên đất yếu, vải không dệt thường được dùng với chức năng phân cách còn vải dệt hoặc vải kết hợp thường được dùng với chức năng gia cường (làm cốt chịu kéo chống trượt sâu). Để bảo đảm điều kiện kinh tế và kỹ thuật, vải địa kỹ thuật phải được tính toán lựa chọn theo chức năng chính mà nó làm việc. TCXD 245:2000, 22TCN 262:2000 và 22TCN 248:98 dùng chung yêu cầu kỹ thuật cho vải gia cường và vải phân cách. Điều nầy vừa gây lãng phí (nếu vải có chức năng chính là phân cách) vừa không an toàn (nếu vải có chức năng chính là gia cường). Các yêu cầu kỹ thuật về lựa chọn vải còn nhiều điểm không thông nhất giữa các tiêu chuẩn, không hợp lý về cơ sở khoa học và thực tiển, và đặt biệt là không rõ ràng về thuật ngữ, ký hiệu, và tiêu chuẩn thử nghiệm như một số dẫn chứng sau đây.
- Yêu cầu về cường độ kéo giật nhỏ nhất (ASTM D 4632) của vải theo 22TCN 248:98 là 1.8 kN, theo TCXD 245:2000 là 1.0 kN. Nếu tuân thủ theo các qui định nầy sẽ gây lãng phí rất lớn vì ngay cả theo hướng dẫn của ASSHTO [5] thì yêu cầu về cường độ kéo giật của vải phân cách trong mọi trường hợp chỉ vào khoảng từ 0.5 kN đến 1.2 kN. Lưu ý rằng nhiều công trình lớn đã và đang xây dựng như QL 51, đường Xuyên Á, đại lộ Đông Tây, đường cao tốc Sài Gòn – Trung Lương, đều dùng vải phân cách có cướng độ kéo giật nhỏ hơn 1.0 kN.
- Yêu cầu về độ giãn dài khi đứt (ASTM 4632) phải nhỏ hơn hoặc bằng 65% chung cho vải phân cách và vải gia cường là không kinh tế đối với vải phân cách và không an toàn đối với vải gia cường. Với vải phân cách cần có độ giãn dài càng lớn càng tốt để bảo đảm điều kiện chống xuyên thủng do tải trọng cục bộ của bánh xe như thể hiện ở Bảng 1 và Bảng 2. Ngược lại, với vải gia cường cần phải có độ giãn dài kéo đứt càng nhỏ càng tốt nhằm phát huy nội lực trong cốt gia cường ở biến dạng nhỏ nhằm bảo đảm điều kiện tương thích về biến dạng của đất và cốt gia cường. Do đó, theo qui định trong tiêu chuẩn BS 8006 của Anh, cường độ chịu kéo tới hạn (còn gọi là cường độ chịu kéo đăc trưng – characteristic tensile strength) ở mức biến dạng ε = 10% được dùng để tính toán lựa chọn vải chứ không lấy theo cường độ kéo đứt như trong TCXD 245:2000.

Bảng 1: Lựa chọn cường độ vải phân cách nền đường theo ASSHTO-Task Force 25 [4]
Điều kiện làm việc của đường Cường độ kéo giật ASTM D4632 (N) Cường độ xuyên thủng ASTM D4833 (N) Cường độ xé rách ASTM D 4533 (N)
ε < 50% ε > 50% ε < 50% ε > 50% ε < 50% ε > 50%
Trung bình (M) Cao (H) 801 1201 512 801 311 445 178 334 311 445 178 334


Ghi chú: H, M xác định theo Bảng 2; ε 50%: vải có độ giãn dài khi đứt lớn hơn 50%



Bảng 2: Điều kiện làm việc của đường theo ASSHTO-Task Force 25 [4]
CBR của nền đất yếu 3
Ap lực bánh xe thi công (kPa) > 350 < 350 > 350 < 350 > 350 < 350
T = 100 mm T= 150 mm T = 300 mm T = 450 mm NR NR NR H NR NR H M H H M M H H M M M M M M M M M M


Ghi chú: NR = Không kiến nghị sử dụng vải địa kỹ thuật đơn thuần mà cần phải tăng thêm chiều dày lớp đắp; M = điều kiện làm việc trung bình; H = điều kiện làm việc cao; T = chiều dày lớp đất đắp sau khi đầm

Dễ dàng nhận thấy rằng việc lựa chọn vải địa kỹ thuật theo Bảng 1 và Bảng 2 là rõ ràng, cụ thể, và hợp lý hơn nhiều so với Bảng IV.1 trong 22TCN 262-2000 hoặc Điều 4.4 của TCXD 245:2000. Ngoài ra, các thông số kỹ thuật của vải nêu trong 22TCN 262-2000 và TCXD 245: 2000 đều không có tiêu chuẩn thử nghiệm kèm theo, sẽ gây trở ngại rất nhiều trong thiết kế, thi công và nghiệm thu. Bởi vì, với vải địa kỹ thuật, thử nghiệm theo tiêu chuẩn khác nhau sẽ có kết quả không giống nhau. Thí dụ như cường độ kháng xuyên thủng xác định theo tiêu chuẩn thử ISO lớn hơn theo ASTM trên 5 lần, kích thuớc lỗ vải (opening size) thử nghiệm theo tiêu chuẩn ISO nhỏ hơn theo tiêu chuẩn ASTM khoảng 2 lần.


6.2 Bấc thấm và xử lý nền bằng bấc thấm

Ngoài một số vấn đề liên quan đến nền đất yếu và vải địa kỹ thuật đã nêu, còn một số vấn đề cần xem xét như sau:
- Định nghĩa bấc thấm có chiều dày từ 4 mm đến 7 mm theo TCXD 245:2000 là không phù hợp vì chiều dày bấc thấm được sản xuất phổ biến trên thế giới hiện nay chỉ nằm trong khoảng 3 mm đến 5 mm.
- Chiều dày tầng đệm cát phải lớn hơn độ lún dự báo như qui định trong TCXD 245:2000 là không kinh tế vì cát hạt trung thô vừa khan hiếm vừa đắt tiền trong khi đó về yêu cầu kỹ thuật về thoát nước và từ các công trình thực tế cho thấy chiều dày 50 cm – 60 cm là đủ [2],[4].
- Áp lực do lớp gia tải gây nên phải lớn hơn áp lực tiền cố kết của đất nền như qui định trong TCXD 245:2000 là quá lớn và nhiều khi không thể thực hiện được (thí dụ: ở độ sâu 20 m, đất có áp lực tiền cố kết là 120 kPa, nền đường rộng 20 m, để có áp lực tăng thêm ≥120 kPa cần phải có tải trọng gia tải trên mặt nền khoảng 240 kPa tương đương 12 m đất đắp. - Khả năng thoát nước qw dùng để tính toán hệ số sức cản Fr lấy theo chứng chỉ xuất xưởng của nhà sản xuất như qui định trong TCXD 245:2000 và 22TCN 262-2000 là không an toàn mà cần phải chia cho hệ số an toàn k q nhằm xét đến điều kiện biến dạng của bấc do lún của nền đất yếu. Hệ số kq có thể lớn hơn 20 [2],[4].

7. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
- Các tiêu chuẩn vừa nêu cần được sửa chữa và cập nhật.
- Về thuật ngữ và ký hiệu, nên áp dụng thống nhất theo qui ước thông dụng quốc tế.
- Cần phân biệt yêu cầu kỹ thuật của vải gia cường và vải phân cách.
- Yêu cầu kỹ thuật của vải địa kỹ thuật và bấc thấm phải có tiêu chuẩn thử nghiệm kèm theo.
- Cần bổ sung các thí nghiệm CPTU, nén cố kết, và CU để có đủ căn cứ cho thiết kế xử lý nền bằng bấc thấm và giếng cát.
- Nên dùng phương pháp sức kháng cắt không thoát nước để tính toán ổn định trong quá trình chất tải trên nền đất yếu, hệ số an toàn nên lấy bằng 1.3 không phân biệt tính theo Bishop hay phân mảnh cổ điển.
- Để giảm độ lún dư của nền xử lý bằng bấc thấm và giếng cát, cần phải xét thêm độ lún cố kết thứ cấp và độ lún yêu cầu trước khi dỡ tải Syc ≥ Si + 0.9Sc + Ss, trong đó Ss là độ lún thứ cấp trong một chu kỳ log hoặc trong thời gian vận hành công trình.


TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. P.V. Long, D.T. Bergado, and A.S. Balasubramaniam, Stability Analysis of Reinforced and Unreinforced Embankments on Soft Ground. Geosynthetics International, Vol. 3, No. 5 (1996), pp. 583604.
2. D.T. Bergado, P.V. Long, and A.S. Balasubramaniam. Compressibility and Flow Parameters from PVD Improved Soft Bangkok Clay. Geotechnical Engineering, Vol. 27, No.1, (1996) pp. 1-20.
3. C.C. Ladd, Stability Evaluation During Stage Construction, The 22th Terzaghi Lecture, MIT, USA (1990).
4. P.V. Long & D.T. Bergado, Thiết Kế Xử Lý Nền Đất Yếu Bằng Chất Tải Trước Kết Hợp Với Thoát Nứơc Đứng, Hội Nghị Khoa Học ĐCCT Với Sự Nghiệp HĐH-CNH Đất Nước, Hà Nội (1997), trang 259-282.
5. R.D. Holtz, B.R. Christopher, and R.R. Berg, Geosynthetic Design & Construction Guidelines, U.S. Department of Highway, Pubplication No. FHWA-HI-95 (1995).
 

nhannguyen

Thành viên cơ bản
7/11/14
183
9
Trong tính lún đường có hoạt tải xe cộ không?
Trong tiêu chuẩn thiết kế nền đường trên nền đất yếu 22TCN 262 - 2000, ở mục II.2.1 và II.2.2 có quy định

II.2 Các yêu cầu và tiêu chuẩn tính toán lún
II.2.1 Phải tính toán dự báo được độ lún tổng cộng S kể từ khi bắt đầu đắp nền cho đến khi lún hết hoàn toàn để đắp phòng lún (đắp rộng thêm bề rộng nền đường so với bề rộng thiết kế). Bề rộng phải đắp thêm mỗi bên của nền đường (bm) được xác định theo công thức:
b[SUB]m[/SUB] = S . m (II.1)
Trong đó: 1/m là độ dốc ta luy nền đắp thiết kế
S được tính theo phương pháp quy định ở VI.2 và VI.3 với 2 thành phần S[SUB]i[/SUB] (lún tức thời do biến dạng ngang không thoát nước, xét đến khả năng nở hông của đất yếu dưới nền đắp) và lún cố kết S[SUB]c[/SUB] (do nước lỗ rỗng thoát ra và đất yếu bị nén chặt dưới tải trọng đắp).
II.2.2 Khi tính toán độ lún tổng cộng nói trên thì tải trọng gây lún phải xét đến chỉ gồm tải trọng nền đắp thiết kế bao gồm cả phần đắp phản áp (nếu có), không bao gồm phần đắp gia tải trước (nếu có) và không xét đến tải trọng xe cộ.

Tuy nhiên trong điều II.4.1 thì lại nói rằng tải tính lún bao gồm cả hoạt tải xe?

II.4 Xác định các tải trọng tính toán
II.4.1 Các tải trọng tính toán dùng khi kiểm tra ổn định và dự báo lún của nền đắp trên đất yếu gồm tải trọng đắp nền và đắp gia tải trước, tải trọng xe cộ, tải trọng động đất như nói ở điều II.1.1 và II.2.2. Vì việc tính toán đều đưa về bài toán phẳng, do vậy các tải trọng tính toán đều được xác định tương ứng với phạm vi phân bố trên 1 m dài nền đường.
II.4.2 Tải trọng đắp nền và đắp gia tải trước được xác định đúng theo hình dạng đắp trên thực tế (hình thang với mái dốc có độ dốc thiết kế, có thể có thêm phản áp hoặc trong trường hợp đào bớt đất yếu trước khi đắp thì có thêm hai dải tải trọng phản áp vô hạn ở hai bên).
II.4.3 Tải trọng xe cộ được xem là tải trọng của số xe nặng tối đa cùng một lúc có thể đỗ kín khắp bề rộng nền đường (hình II.1) phân bố trên 1 m chiều dài đường;
tải trọng này được quy đổi tương đương thành một lớp đất đắp có chiều cao là h[SUB]x[/SUB] xác định theo công thức sau:
image002.jpg

Trong đó:
□ G là trọng lượng một xe (chọn xe nặng nhất), Tấn
□ n là số xe tối đa có thể xếp được trên phạm vi bề rộng nền đường (như sơ đồ xếp xe ở hình II.1)
□ g là dung trọng của đất đắp nền đường, T/m3
□ 1 là phạm vi phân bố tải trọng xe theo hướng dọc, m (như hình II.1)
Có thể lấy l = 4,2 m với xe G =13 tấn, lấy l = 6,6 m khi xe có G =30 tấn, lấy l = 4,5 m với xe xích có G = 80 tấn.
image003.jpg

Hình II.1- Sơ đồ xếp xe để xác định tải trọng xe cộ tác dụng lên đất yếu
B là bề rộng phân bố ngang của các xe (mét) được xác định như ở sơ đồ hình II.1 theo công thức sau:
B = n.b + (n −1)d + 2; (II.2)
Trong đó thường lấy b = 1,8 m với các loại ô tô, b = 2,7 m với xe xích; d là khoảng cách ngang tối thiểu giữa các xe (thường lấy d = 1,3 m); e là bề rộng lốp đôi hoặc vệt bánh xích (thường lấy e = 0,5 - 0,8m); còn n được chọn tối đa nhưng phải bảo đảm B tính được theo (II.2) vẫn nhỏ hơn bề rộng nền đường. Như vậy khi tính toán có xét đến tải trọng xe cộ thì tải trọng đắp xem như được cao thêm một trị số h[SUB]x[/SUB].​

Trong công thức tính Sc

VI.1 Tính độ lún cố kết S[SUB]c[/SUB]
VI.1.1 Độ lún cố kết S[SUB]c[/SUB] được dự tính theo phương pháp phân tầng lấy tổng với công thức sau:
image025.jpg

Trong đó:
H[SUB]i[/SUB] là bề dày lớp đất tính lún thứ i (phân thành n lớp có các đặc trưng biến dạng khác nhau), i từ 1 đến n lớp; H[SUB]i[/SUB] ≤ 2,0 m;
[SUB]
image026.gif
[/SUB]là hệ số rỗng của lớp đất i ở trạng thái tự nhiên ban đầu (chưa đắp nền bên trên).
[SUB]
image027.gif
[/SUB] chỉ số nén lún hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún (biểu diễn dưới dạng e ~ logs) trong phạm vi s[SUP]i [/SUP] > [SUB]
image028.gif
[/SUB] của lớp đất i.
[SUB]
image029.gif
[/SUB] là chỉ số nén lún hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún nói trên trong phạm vi s[SUB]i[/SUB] < [SUB]
image028.gif
[/SUB] (còn gọi là chỉ số nén lún hồi phục ứng với quá trình rỡ tải như ở hình 1 Phụ lục 1).
[SUB]
image030.gif
[/SUB], [SUB]
image028.gif
[/SUB], [SUB]
image031.gif
[/SUB] là áp lực (ứng suất nén thẳng đứng) do trọng lượng bản thân các lớp đất tự nhiên nằm trên lớp i, áp lực tiền cố kết ở lớp i và áp lực do tải trọng đắp gây ra ở lớp i (xác định các trị số áp lực này tương ứng với độ sâu z ở chính giữa lớp đất yếu i).
Chú ý:
a) Khi [SUB]
image030.gif
[/SUB] > [SUB]
image028.gif
[/SUB] (đất ở trạng thái chưa cố kết xong dưới tác dụng của trọng lượng bản thân) và khi [SUB]
image030.gif
[/SUB] > [SUB]
image028.gif
[/SUB] (đất ở trạng thái cố kết bình thường) thì công thức (V.8) chỉ còn một số hạng sau (không tồn tại số hạng có mặt [SUB]
image029.gif
[/SUB]).
b) Khi [SUB]
image030.gif
[/SUB] < [SUB]
image028.gif
[/SUB](đất ở trạng thái quá cố kết) thì tính độ lún cố kết S[SUB]c[/SUB] theo VI-1 sẽ có 2 trường hợp:
□ Nếu [SUB]
image031.gif
[/SUB] > [SUB]
image028.gif
[/SUB]- [SUB]
image030.gif
[/SUB]thì áp dụng đúng công thức (VI.1) với cả hai số hạng;
□ Nếu [SUB]
image031.gif
[/SUB] > [SUB]
image028.gif
[/SUB]- [SUB]
image030.gif
[/SUB]thì áp dụng công thức sau:
image032.jpg

VI.1.2 Xác định các thông số và trị số tính toán trong công thức dự tính lún (VI.1)
□ Các thông số [SUB]
image029.gif
[/SUB], [SUB]
image027.gif
[/SUB] và [SUB]
image028.gif
[/SUB] được xác định thông qua thí nghiệm nén lún không nở hông đối với các mẫu nguyên dạng đại diện cho lớp đất yếu i theo hướng dẫn ở TCVN 4200-86 và các hướng dẫn bổ sung ở Phụ lục I của bản Quy trình này và ở điều III.3.5 và III.3.7.
□ Trị số ứng suất (áp lực) [SUB]
image030.gif
[/SUB] được xác định như hướng dẫn ở điều IV.6.1 (công thức IV.6).
□ Các trị số áp lực [SUB]
image031.gif
[/SUB]được tính theo toán đồ Osterberg ở Phụ lục II như đã nói ở IV.6.1) nhưng chỉ ứng với tải trọng nền đắp thiết kế (điều II.2.2) và có xét đến dự phòng lún như nói ở VI.3.
VI.1.3 Chiều sâu vùng đất yếu bị lún dưới tác dụng của tải trọng đắp hay phạm vi chịu ảnh hưởng của tải trọng đắp za được xác định theo điều kiện:
s[SUB]za[/SUB] = 0,15. s[SUB]vza[/SUB] (VI.2)
Trong đó:
s[SUB]za[/SUB] là ứng suất do tải trọng đắp gây ra ở độ sâu Z[SUB]a[/SUB] (nếu phục vụ cho việc tính độ lún tổng cộng S thì tải trọng đắp cũng chỉ gồm tải trọng đắp thiết kế)
s[SUB]vza[/SUB] là ứng suất do trọng lượng bản thân các lớp phía trên gây ra ở độ sâu Z[SUB]a[/SUB] (có xét đến áp lực đẩy nổi nếu các lớp này nằm dưới mức nước ngầm)
Như vậy việc phân tầng lấy tổng để tính độ lún tổng cộng theo (VI.1) chỉ thực hiện đến độ sâu z[SUB]a[/SUB] nói trên và đó cũng là độ sâu cần thăm dò khi tiến hành khảo sát địa kỹ thuật vùng đất yếu như nói ở III.3.2.​

Như vậy thì trong tính lún đường có hoạt tải xe cộ không?
 

nhannguyen

Thành viên cơ bản
7/11/14
183
9
Vải địa kỹ thuật có tác dụng giảm lún không?
Theo nguồn www.ketcau.com/forum/showthread.php?t=24354, guru NGOC_IBST thượng thặng về cơ học đất đã trả lời

NGOC_IBST nói:
Cái việc cho rằng vải địa kỹ thuật có tác dụng giảm lún tức thời đã được đưa vào tiêu chuẩn 245:2000. Cụ thể là nếu không dùng vải địa kỹ thuật thì lún tức thời của nền đất bằng 0,1 đến 0,4 độ lún cố kết sơ cấp. còn khi dùng vải địa kỹ thuật thì độ lún tức thời chỉ còn là 0,1 độ lún cố kết sơ cấp. Cái điều này là được copy từ các ông Mao.

Lý do có cái việc này được các ông ấy giải thích rất là khoa học rằng thì là mà khi có vải địa kỹ thuật thì tải dàn đều hơn nên lún ít hơn. Khi tớ hỏi xoáy các ông ấy là : Với vải địa kỹ thuật thì tải dàn đều theo kiểu gì, tớ thấy nó vẫn thế và Nếu tải vốn đã đều rồi thì nó có giảm lún tức thời không. Lúc này các ông ấy chuyển sang nói chuyện thời tiết.

Thực ra điều này chỉ đúng khi xét đến độ lún tức thời trong các trường hợp có bề rộng chất tải không lớn. Lúc này ngoài các lún thông thường còn có một thành phần lún tức thời thẳng đứng gây bởi sự chuyển dịch ngang của nền đất bên dưới. Cái chuyển dịch ngang này càng xảy ra lớn khi mà bên trong lún quá nhiều bên ngoài lún ít. Chắc là với cái anh vải địa kỹ thuật có tác dụng làm cho bản thân việc lún nhiều nhiều ít ít này chênh lệch không lớn nên dẫn đến hiện tượng nền đất dịch chuyển ngang xảy ra không lớn.

Cái việc tính lún tức thời qua việc tính lún cố kết sơ cấp là bậy bạ hết sức. Có lẽ nên hiểu cái quy định 0,1 và 0,4 này chỉ là tham khảo. Còn tính thì phải tính toán theo cac tham số và công thức đã có.

Có ý kiến cho rằng

pvegeo nói:
Vải địa kỹ thuật có tác dụng giảm lún tức thời do hạn chế chuyển vị ngang của nền theo TCXD 245-2000 và theo bác Ngọc ở trên.

Vải địa kỹ thuật cũng có tác dụng làm giảm độ lún tổng của nền. Lý do là nền sau khi gia cường bằng vải địa sẽ có góc truyền ứng suất tăng lên ( chẳng hạn tăng từ 30 độ lên 45 độ), làm cho ứng suất trong đất giảm nhanh hơn theo chiều sâu.
Em cũng ghét mấy ông Tung Của này, nhưng là vì lý do khác, còn về khoa học kỹ thuật thì không thể nào họ kém mình được. Chẳng thế mà ở VN có khối TS coi một "tiêu chuẩn" của đại học Đồng Tế như là cẩm nang về thiết kế trụ đất xi măng. Cẩm nang này người ta dấu ghê lắm, chỉ mang cái tên ra hù thôi

Việc góc truyền ứng suất khác nhau theo từng loại vật liệu là nguyên lý cơ bản mà (chẳng hạn đất khoảng 30 độ, bê tông khoảng 45 độ), không có liên quan gì đến ông Mao cả

Gửi các bác tham khảo thiết kế nền đường cho xe cẩu chạy, với tải trọng dưới xích xe cẩu 50T/m2. Đây là một dự án đã thực hiện tại VN, tư vấn thiết kế quốc tế (Anh chứ ko phải Tung Của đâu ạ). Các bác đừng hỏi em là tại sao góc truyền ứng suất là 45 độ và 60 độ nhé, em cũng không biết đâu

www.mediafire.com/?9ktzawis5e9p6tq

guru NGOC_IBST lại có ý kiến tiếp

NGOC_IBST nói:
Lún tức thời là lún xảy ra tức thời trong khoảng thời gian đủ ngắn để không ảnh hưởng lớn kết cấu công trình. Cái thời gian đủ ngắn này thường được so với thời gian thi công công trình. Thường người ta bỏ qua việc tính lún tức thời cho công trình xây dựng bởi đa số cái lún này xảy ra trong quá trình xây dựng ít gây nội lực phụ thêm lên kết cấu công trình. Khi trình độ thi công rất rất nhanh (ví dụ xây xong cả tòa nhà chỉ trong 5 ngày) thì không được bỏ qua cái lún tức thời này.

Như vậy, tất cả những loại lún xảy ra nhanh bao gồm lún đàn hồi, lún sụt và kể cả lún cố kết sơ cấp trong giai đoạn OC đều có thể được coi là lún tức thời. Việc tính lún tức thời là khó có được mô hình tính hoàn hảo cho nên chúng nó (dân Địa kỹ thuật) lấy ngay công thức tính toán theo mô hình đàn hồi để tính với sự thay đổi quái dị là mô đun đàn hồi E được chọn là mô đun không thoát nước Eu. Cái này đã làm cho nhiều người "nẫn nộn" coi lún tức thời chính là lún đàn hồi. Cái chuyện "nẫn nộn" này cũng lại xảy ra cho trường hợp giữa lún cố kết sơ cấp với lún cố kết thấm và giữa lún cố kết thứ cấp với lún từ biến. những cái này là hoàn toàn khác nhau về bản chất và chỉ được dùng để vá víu các khái niệm mà thôi.

Tác dụng của vải địa kỹ thuật đến sự giảm lún tức thời là tớ mới chỉ nghe nói và giải thích từ các tiêu chuẩn của nhà ông Mao. Với tiêu chuẩn này người ta không thèm tính lún tức thời mà người ta suy ra từ lún cố kết sơ cấp. Cái việc suy ra này thì có nhiều điều đáng nói bởi nó chẳng phù hợp về mặt lý thuyết mà chỉ mang tính kinh nghiệm. Mà kinh nghiệm của người khác thì lắm khi kinh bỏ mẹ. Để biết nó đúng hay không thì có khi chỉ nhận thức được khi đã tèo. Nếu lấy lún tức thời theo lún cố kết (ví dụ bằng 0,2 lún cố kết) thì đối với những vật liệu không có lún cố kết thì lún tức thời cũng bằng không à. Ví dụ như cát thì vẫn có lún tức thời trong khi không có lún cố kết. Điều này chẳng thấy lưu ý quái gì trong các tiêu chuẩn của nhà ông Mao cũng như trong các tiêu chuẩn ăn theo tiêu chuẩn đó. Những cái này tớ chưa thấy ở trong các tiêu chuẩn khác như châu Âu, Mỹ, Nhật. Trong các tiêu chuẩn này, họ tính lún tức thời thường là bằng các công thức thiết lập từ mô hình bán không gian đàn hồi. Khi đã tính theo mô hình bán không gian đàn hồi rồi thì có thể kể đến tác dụng của vải địa kỹ thuật trong mô hình đó. Tùy theo cấu tạo, cách bố trí và cường độ biến dạng của vải địa kỹ thuật mà ảnh hưởng của nó đến sự dịch chuyển nền đất cũng như biến dạng dẫn đến có các độ lún khác nhau. Sau khi tính toan, nếu tác dụng của vải địa kỹ thuật là lớn thì nó sẽ là lớn và là nhỏ nếu nó nhỏ để có thể xem xét là có thể bỏ qua tác dụng của nó đến lún được hay không. Chẳng nhẽ cứ sử dụng 1 miếng vải địa kỹ thuật to bằng cái quần lót (thỏa mãn điều kiện là có sử dụng) thì cũng sẽ có tác dụng như khi dùng cả hệ thống vải địa kỹ thuật hoành tráng sao.

Cái việc khi nào xét đến lún tức thời là phụ thuộc vào cái tác động đậy và ảnh hưởng ứng của cái lún này sẽ như sau. Nếu chẳng chết ai thì chẳng cần xét đến. Nếu độ lún tức thời xảy ra trước khi xây công trình mà không gây ứng suất phụ thêm trong kết cấu thì lờ nó đi. Khi thiết kế bể nước, tải trọng của nước lúc bơm vào và hút ra khỏi bể có gây ra độ lún tức thời và độ lún này lại có gây nên ứng suất phụ và biến dạng trong kết cấu bể. Nếu bỏ qua cái anh lún tức thời này thì có ngày mặt sẽ ngây ra và trắng bệch khi thấy cái bể nó nổ đánh cái bùm ở đáy. Khi san lấp tại các vùng đất bùn xấu về cơ lý nhưng mà lại tốt cho dân địa kỹ thuật có cơ hội kiếm ăn, cái anh lún tức thời này là đáng kể (cỡ vài chục ken ti mét) Lúc này mà không kể đến nó thì tự nhiên không hiểu cát san lấp đi đâu mà tại sao lại mất nhiều đến thế, nhất là khi san lấp đến vài chục Hát A. Còn nhiều trượng hợp nữa nhưng mệt quá nên thôi.

Loanh quanh vải địa lại quay về tải trọng xe cộ, sư phụ wasabi có ý kiến tiếp

wasabi nói:
thì ra là bác pvegeo nói đến tải trọng xe cộ và những thứ nằm trên khối đắp. Điều này đúng khi khối đắp được gia cường bằng nhiều lớp vải địa, lúc này khối đắp trở thành có cốt. Nếu chỉ có 1 lớp vải phân cách giữa nền và khối đắp thì chắc chả có tác dụng này. Cái góc truyền us này là nằm trong khối đắp chứ ko phải trong nền đất. Thực ra cái tác dụng này cũng chỉ là làm cho tải trọng từ xe cộ ''san'' đều ra khi nó xuống tới nền đất. Khi tính toán lún, thông thường tải trọng xe cộ được quy đổi ra thành phân bố đều rồi nên ko xét tỉ mỉ đến cái này.
 

thanhhatran1

Senior Member
19/12/15
293
4
nhannguyen;n1083 nói:
Trong tính lún đường có hoạt tải xe cộ không?
Nếu theo 22TCN 272-05 thì tại điều 10.6.2..2 - Các tiêu chuẩn chuyển vị, khoản 10.6.2.2.2 Tải trọng
Phải xác định độ lún tức thời bằng cách sử dụng các tổ hợp tải trọng sử dụng được trình bày trong bảng 3.4.1-1. Phải xác định độ lún theo thời gian trong đất dính bằng cách chỉ sử dụng tĩnh tải.

TIÊU CHUẨN VIỆT NAM - TCVN 4054 : 2005 - ĐƯỜNG Ô TÔ - YÊU CẦU THIẾT KẾ

7 Nền đường
7.1 Các yêu cầu cơ bản và các nguyên tắc thiết kế
7.1.1 Phải bảo đảm nền đường ổn định, duy trì được các kích thước hình học, có đủ cường độ để chịu được các tác động của tải trọng xe và của các yếu tố thiên nhiên trong suốt thời gian sử dụng.
Để có các giải pháp thiết kế thích hợp phải tiến hành công tác điều tra khảo sát các điều kiện địa hình, địa chất, thủy văn (đặc biệt là sự hiện diện của các nguồn nước, các tác động gây xói lở, phá hoại nền đường) và nghiên cứu kỹ các dữ liệu liên quan.
Phải bảo đảm việc xây dựng nền đường ít phá hoại sự cân bằng tự nhiên vốn có và không gây tác động xấu đến môi trường, không phá hoại cảnh quan của vùng. Chú ý rằng khi môi trường bị phá hoại, bản thân nền đường cũng bị phá hoại theo, không đảm bảo nổi sự ổn định bản thân nền đường.
 

banhbeo

Thành viên cơ bản
28/9/15
568
36
Tham khảo bài viết để biết bất cập của 22TCN 262-2000 cũng như Tiêu chuẩn thiết kế đường ôtô TCVN 4054-2005, Tiêu chuẩn thiết kế đường cao tốc TCVN 5729-2012

Phân tích ảnh hưởng lún không đều theo phương ngang đến hiện tượng hư hỏng của nền mặt đường quốc lộ nâng cấp mở rộng
TS. Bùi Phú Doanh, Trường Đại học Xây dựng


Tóm tắt: Khi nâng cấp mở rộng các tuyến đường quốc lộ còn tồn tại nhiều vấn đề về xử lý kỹ thuật của công trình cả về thiết kế lẫn thi công. Trong đó lún không đều theo phương ngang giữa nền đường cũ và nền đường mới đắp cạp mở rộng là vấn đề phức tạp mà chưa có nghiên cứu cụ thể nào. Bài báo dựa trên số liệu thiết kế nâng cấp cải tạo của Quốc lộ 1 với nền đường mở rộng đắp trên nền đất yếu để phân tích ảnh hưởng của hiện tượng lún không đều theo phương ngang đến kết cấu nền mặt đường.

1. Giới thiệu chung

Giao thông vận tải là mạch máu lưu thông giữa mọi vùng trên đất nước, là tiền đề cho sự phát triển kinh tế của một nước, một vùng, một khu, một đô thị. Nơi nào giao thông phát triển thì nơi đó mọi hoạt động sôi nổi, tấp nập và náo nhiệt.

Nhằm đáp ứng nhu cầu phát triển kinh tế xã hội, đảm bảo năng lực thông hành trên đường giao thông, cần phải đầu tư cho GTVT. Hiện nay, bên cạnh vấn đề đầu tư mới hạ tầng giao thông trước tiên phải giải quyết nhu cầu trước mắt là thiết kế mở rộng và nâng cấp các tuyến quốc lộ nhằm nâng cao năng lực vận tải của các tuyến đường góp phần thúc đẩy sự phát triển của nền kinh tế.

QL1 từ Lạng Sơn đến Cà Mau, với chiều dài 2.244km là tuyến giao thông “xương sống” của mạng lưới đường bộ Việt Nam, có vai trò trọng yếu trong việc đảm bảo lưu thông giữa ba miền Bắc - Trung - Nam và là nhân tố quan trọng thúc đẩy sự phát triển kinh tế - xã hội, cũng như đảm bảo an ninh quốc phòng quốc gia. Từ những năm 1995, QL1 đã được ưu tiên đầu tư nâng cấp song chất lượng kỹ thuật QL1 nhìn chung còn thấp (toàn tuyến mới có khoảng 396km đường đạt quy mô > 4 làn xe và 164km tuyến tránh/18 tuyến chiếm tỷ lệ 24,94%), chưa tương xứng với vai trò và chức năng của tuyến đường. Trong việc triển khai các dự án, công trình trọng điểm ngành giao thông cần đầu tư trong 5 năm và 10 năm tới, Thủ tướng Chính phủ chỉ đạo Bộ GTVT phải khẩn trương nâng cấp Quốc lộ 1, theo hướng mở rộng 4 làn ô tô, 2 làn xe máy thời gian hoàn thành mở rộng quốc lộ 1 từ Hà Nội đến cần Thơ vào cuối năm 2016...

Tuy nhiên, thực trạng hiện nay, một số tuyến đường mới được nâng cấp mở rộng mới đưa vào khai thác sử dụng như Quốc lộ 1A đoạn qua Ninh Bình, cải tạo nâng cấp QL45 km80 - km111+400... đã xuất hiện nhiều vệt nứt theo phương dọc đường, phá hoại nền mặt đường. Việc xuất hiện các vết nứt dọc này ảnh hưởng trực tiếp đến an toàn và tâm lý cho người lái xe và hành khách trên xe, làm giảm năng lực thông hành, tăng giá thành duy tu bảo dưỡng thường xuyên. Nguyên nhân của hiện tượng hư hỏng này được xác định là có sự chênh lệch độ lún giữa một bên là nền đường mới đắp trên đất yếu có độ lún lớn một bên là nền đường cũ gần như đã hoàn toàn cố kết. Mức độ ảnh hưởng của hiện tượng vẫn chưa có nhiều nghiên cứu cụ thể và đánh giá đúng mức.
t81.png
Hình 1: Mặt cắt ngang điển hình nền đường nâng cấp mở rộng và vị trí xuất hiện vết nứt​


2. Thực trạng hiện tượng lún không đều theo phương ngang ở thế giới và Việt Nam

Hiện tượng lún không đều theo phương ngang theo tác giả: “Là hiện tượng chênh lệch độ lún của nền đường đắp cạp mới với nền đường cũ, tạo ra ứng suất cắt lớn trên lớp mặt kết cấu áo đường bên trên có thể dẫn đến nứt dọc tại vị trí sung yếu (vị trí chênh lệch độ lún lớn)” và là một trong những nguyên nhân chính gây ra các hiện tượng hư hỏng mặt đường (nứt theo phương dọc) khi đưa đường vào thác.

Trong quá trình đầu tư phát triển hạ tầng giao thông, thông thường các dự án đều tiến hành phân kỳ đầu tư, giai đoạn đầu để phù hợp với quy luật tăng trưởng xe và nguồn vốn, các nước thường thiết kế tuyến có mặt cắt ngang nhỏ. Tiếp đó do sự phát triển của nền kinh tế đòi hỏi năng lực của hệ thống giao thông nâng cao, các nước đều chuyển sang giai đoạn thiết kế mở rộng nâng cấp các tuyến đường đã có. Trong đó đặc biệt các nghiên cứu của các tác giả Trung Quốc cho các dự án nâng cấp cải tạo đường cao tốc đã có các nghiên cứu cụ thể dưới đây:

- Tác giả Lục Gia Mẫn [1] đã tiến hành phân tích vấn đề thiết kế đánh cấp cho nền đường nâng cấp cải tạo và ứng dụng vào đường cao tốc Thượng Hải đi Ninh Ba, thông qua phương pháp phần tử hữu hạn đã đánh giá ảnh hưởng của việc đánh cấp tới sự chênh lệch độ lún theo phương ngang.

- Tác giả Lý Lập Hàn [1] đã tiến hành nghiên cứu phân tích ứng suất tại vị trí tiếp nối giữa 2 kết cấu mặt đường cũ và mặt đường mới của đường cao tốc nâng cấp mở rộng. Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn trên cơ sở ứng suất của tải trọng bánh xe cũng như độ lún của nền cũ và nền mới đã có nhiều kết luận về việc phát sinh vết nứt theo phương dọc khi có sự sai khác về mô đun đàn hồi của các lớp vật liệu giữa áo đường cũ và áo đường mới. Đồng thời cũng kết luận được về quan hệ giữa độ lún và ứng suất cắt trên bề mặt. Nếu ứng suất cắt cho phép của mặt đường BTN 0,5 MPa thì độ lún cho phép tại vị trí không nên vượt quá 2,7cm.

- Tác giả Trần Tiểu Kỳ [1] nghiên cứu về nâng cấp mở rộng đường cao tốc trong đó nghiên cứu giảm chênh lệch lún theo phương ngang bằng tạo bậc hình nêm giữa kết cấu mặt đường cũ và mặt đường mới.

- Theo các tài liệu [2], sự chênh lệch độ lún giữa phần nền đường cũ và nền đường mở rộng sẽ gây ra ứng suất cắt trên mặt kết cấu áo đường tại vị trí tiếp giáp giữa phần nền mới mở rộng và phần nền cũ nếu độ lún này không được khống chế thì ứng suất cắt gây ra tại bề mặt kết cấu áo đường sẽ lớn hơn ứng suất cắt cho phép của lớp bê tông nhựa bề mặt và gây ra hiện tượng nứt dọc như đã đề cập ở trên.

- Đối với nền đường nâng cấp mở rộng, phần nền đường cũ sau một thời gian dài khai thác dưới tác dụng trùng phục của xe chạy và tải trọng bản thân nền đất phía dưới hầu như đã cố kết hoàn toàn ngược lại phần nền đường mới đắp trên vùng đất yếu vẫn còn lún cố kết theo thời gian. Như vậy trên mặt cắt ngang của đường nâng cấp mở rộng có hai vùng có điều kiện làm việc khác nhau do vậy cần phải có các ứng xử thiết kế tương ứng cho các vùng này để đảm bảo tuổi thọ của công trình.
t82.png
Hình 2: Lún nứt kéo dài hàng chục mét trên quốc lộ 1A đoạn qua xã Ninh Giang (Hoa Lư - Ninh Bình)​
t83.png
Hình 3: Vết lún nứt kéo dài phát triển thành phá hoại mặt đường trên quốc lộ 1Ađoạn qua xã Ninh Giang (Hoa Lư - Ninh Bình)​

3. Nguyên nhân và quy luật phân bố của hiện tượng lún không đều theo phương ngang

3.1. Với tuyến có nền đường đắp trên sườn dốc

Với các tuyến đường ở vùng đồi núi, địa hình phổ biến với độ dốc ngang sườn lớn, mặt cắt ngang thiết kế điển hình dạng nửa đào nửa đắp.

Theo thống kê các nguyên nhân gây hư hỏng đối với trường hợp này bao gồm:

+ Công tác đầm nén tại phần nền đắp kém, đắp đất không đủ độ chặt;

+ Không đánh cấp đúng yêu cầu thiết kế;

+ Do có hiện tượng co ngót sau khi thi công;

+ Không bóc hữu cơ phần đắp;

+ Không xử lý tốt nền đường để nước ngấm vào nền đường.

Như vậy đối với mặt cắt ngang nền đường đắp trên sườn dốc hiện tượng lún không đều theo phương ngang chủ yếu do công tác thi công không đảm bảo gây ra, ngoài hiện tượng nứt theo phương đọc còn có các trường hợp sụt trượt mái taluy gây ảnh hưởng tới chất lượng khai thác của tuyến đường.

3.2. Với tuyến nền đường nâng cấp mở rộng nền đường đắp mở rộng trên đất yếu

Đối với nền đường đắp nâng cấp mở rộng với tải trọng nền đường đắp là tải trọng phân bố đều, thường có dạng như thể hiện trên Hình 4. Dưới tác dụng của tải trọng đắp, ứng suất gây ra trong nền đắp sẽ thay đổi theo phương ngang (tại cùng một độ sâu). Phần nền đường cũ dưới tác dụng của tải trọng bản thân và tải trọng xe chạy trùng phục, đã đưa vào khai thác lâu năm nên hầu như phần đất nền bên dưới đã cố kết hết, độ lún cố kết tương đương với tải trọng gây lún gần như bằng không, trong khi phần nền đường mở rộng mới đắp trên vùng đất yếu gần như chưa cố kết và còn lún cố kết theo thời gian. Việc khống chế độ lún ở phần đắp mở rộng là hết sức khó khăn do có sự làm việc khác nhau của hai vùng trên mặt cắt ngang, và quy luật phân bố của tải trọng tác dụng là khác nhau.

Đối với nền đường nâng cấp mở rộng đắp trên đất yếu thì nguyên nhân gây nên hiện tượng lún không đều theo phương ngang bao gồm:

+ Do chất lượng thi công nền đường đắp không tốt.

+ Do phần nền đường cũ hầu như đã cố kết hoàn toàn trong khi phần nền đường mới mở rộng đắp trên nền địa chất yếu còn lún cố kết theo thời gian.

Như vậy, đối với mặt cắt ngang dạng này nguyên nhân chính gây ra các hư hỏng trên kết cấu mặt đường khi đưa tuyến vào khai thác là sự chênh lệch về độ lún giữa hai vùng trong nền đường (mới, cũ).

3.3. Quy luật phân bố độ lún theo phương ngang

Để có các dự báo chính xác về độ lún theo phương ngang của mặt cắt ngang đường nâng cấp mở rộng chúng ta phải biết được quy luật phân bố độ lún theo phương ngang. Phân tích tải trọng tác dụng lên nền đất cho trường hợp mặt cắt ngang nền đường nâng cấp mở rộng như Hình 4 chúng ta thấy:

+ Tại vùng IV là vùng đất đắp cạp thêm tải trọng phân bố theo mái taluy, tại đỉnh taluy tải trọng lớn nhất và chân taluy tải trọng là nhỏ nhất, tải trọng trong vùng này là P4.

+ Tại vùng III, II là vùng chân taluy phần nền đường cũ, tương ứng với P3 và P2 trong đó tải trọng P3 là lớn nhất.

+ Tại vùng I là vùng nền đường cũ, nếu có đắp cao trên mặt đường cũ thì tải trọng tác dụng cũng là nhỏ, tương ứng P1.

Theo tài liệu [18] đã chỉ ra rằng do có sự khác nhau về tải trọng giữa các vùng như đã phân tích của nền đường mới và nền đường cũ sẽ dẫn đến sự phân bố độ lún theo phương ngang cũng khác nhau, quy luật phân bố được thể hiện chi tiết trên Hình 4. Độ lún lớn nhất ở gần vai đường phần đắp cạp mở rộng.
t84.png
Hình 4: Quy luật phân bố tải trọng và phân bố độ lún trong trường hợp mở rộng đắp cạp bên phải​


4. Bài toán khảo sát hiện tượng lún không đều theo phương ngang

4.1. Các giả thiết của bài toán

Trên cơ sỡ mô hình tính như đã đề cập ở Mục 2.3.1 ở Chương 2, tác giả xác định các điều kiện biên của bài toán xử lý hiện tượng lún không đều theo phương ngang như sau:

- Đối với vật liệu đắp nền đường thì giả thiết đất đắp nền đường đã đảm bảo các tiêu chuẩn về vật liệu, chất lượng thi công đảm bảo;

- Giả thiết độ dốc dọc trong phạm vi khảo sát là bằng 0.

4.2. Sơ đồ tính

- Tải trọng xe: Lấy theo tiêu chuẩn 22TCN 211- 2006: với áp lực bánh hơi p=0,6MPa, loại xe chọn là H30 xếp tải xe và quy đổi tương đương với lớp đất phân bố đều có q = 16,53 kN/m2. Bỏ qua ảnh hưởng của mực nước ngầm.

- Kết cấu áo đường giả thiết dày 0,8m, trọng lượng riêng trung bình là 22 kN/m[SUP]3[/SUP], quy về tải trọng phân bố đều là: 1x22 = 17,6 kN/m[SUP]2[/SUP].

- Sơ đồ lớp đất, tải trọng tác giả lấy theo Dự án nâng cấp cải tạo QL 1A đoạn qua Thanh Hóa.

Trong đó:

Phần nền cũ: Giả thiết E, c, µ, φ cũ. Phần nền cũ do đã khai thác lâu năm nên đã hoàn toàn cố kết dưới tác dụng của tải trọng cũ.

Phần nền mới: Giả thiết tất cả các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất này được xác định thông qua các thí nghiệm hiện trường và các thí nghiệm trong phòng. Bỏ qua đánh cấp, bỏ qua liên kết của phần nền cũ với nền đường mới.Giả thiết mô hình tính với 2 lớp đất. Đối với trường hợp nền nhiều lớp thì cũng tương tự như mô hình 2 lớp. Mô hình tính toán đối với nền đường mở rộng 1 bên.
t85.png
Hình 5: Mô hình tính toán đối với nền đường mở rộng 1 bên​


Coi phạm vi nền đường cũ sử dụng E, c, µ, φ cũ. Phần đường mới đắp cạp sử dụng E, c, µ, φ mới.

4.3. Số liệu đầu vào

Các số liệu đầu vào của các lớp đất như Bảng 1. (Trong đó giá trị E0 được xác định theo quy trình 22TCN 211-2006 và tham khảo Bảng 2.8, p. 125).
Bảng 1. Các thông số đẩu vào của bài toán khai báo trong Sigma/w​
t8b1.png


4.4. Xây dựng mô hình tính trên phần mềm Geo – Sigma
t86.png


Hình 6: Mô hình khai báo khảo sát cho mặt cắt ngang mở rộng một bên​
t87.png


Hình 7: Kết quả tính toán biến dạng mặt cắt ngang đường trong trường hợp đắp mở rộng cao 8m​


4.5. Kết quả tính toán

Kết quả tính toán khảo sát độ lún theo phương ngang của nền đường đắp mở rộng trên đất yếu được thể hiện trên Hình 7. Độ lún tại các vị trí tim đường, vai đường mới, taluy đường được thể hiện tại Bảng 2 và biểu đồ trênHình 8.

Bảng 2. Tương quan độ lún tại các vị trí khác nhau theo biến thiên chiều cao H

t8b2.png


Hình 8: Biểu đồ chuyển tiếp độ lún dư đầu cầu

t88(1).png


Nhận xét:

Theo sự biến thiên tăng dần của chiều cao phần đắp cạp mở rộng H, độ lún của nền đường cũng tăng lên, quy luật phân bố lún theo phương ngang là hình chậu võng, vị trí lún lớn nhất đạt được tại đỉnh chậu võng. Theo sự tăng lên của chiểu cao nền đắp mở rộng thì đỉnh của chậu võng điểm lún nhiều nhất dịch chuyển về gần với điểm 1 (vai đường phần đắp cạp mỏ rộng). Giá trị độ lún tại điểm 2 cũng đồng biến theo sự tăng lên của chiều cao nền đắp H. Tỉ số giữa độ lún điểm 2 với đỉnh chậu võng cũng thay đổi theo chiều cao tăng lên tỉ số độ lún cũng tăng lên, tỉ số này nằm trong khoảng 25-33% độ lún lớn nhất.

5. Kết luận và kiến nghị

Thông qua các nghiên cứu tác giả có một số kết luận sau:

- Độ lún của nền đường mới đắp mở rộng qui luật không giống như đối với nền đường đắp hoàn toàn mới. Quy luật phân bố độ lún theo hình nửa chậu võng, khác hoàn toàn với quy luật phân bố theo hình lòng chảo của mặt cắt ngang nền đường đắp mới. Vị trí đạt độ lún lớn nhất tại đỉnh chậu võng cách vai đường phần đắp cạp một khoảng...

- Khi chiều cao của phần nền đắp mở rộng tăng lên thì độ lún của nền đường cũng tăng lên, đồng thời điểm cực trị của độ lún cũng dịch chuyển về phía vai đường đắp mở rộng. Tại vị trí điểm vai đường cũ xuất hiện sự chênh lệch độ lún giữa phần nền đường cũ và nền đường mở rộng gây ra ứng suất cắt trên mặt kết cấu áo đường và dễ gây ra hiện tượng nứt dọc trên tuyến đường.

- Cần coi thiết kế đường nâng cấp mở rộng, đặc biệt nền đường mở rộng đắp trên đất yếu để có các giải pháp xử lý phù hợp hạn chế các hư hỏng do lún không đều trên mặt cắt ngang gây ra. Phần đề xuất các giải pháp xử lý tác giả sẽ đề cập ở bài báo tiếp theo.

Kiến nghị

- Các quy trình 22TCN 262-2000, Tiêu chuẩn thiếtkế đường ôtô TCVN 4054-2005, Tiêu chuẩn thiết kế đường cao tốc TCVN 5729-2012 là các quy trình thiết kế quy định cho các tuyến thiết kế mới vẫn chưa đề cập hoặc có các chỉ dẫn cho thiết kế nền đường nâng cấp mở rộng. Tác giả kiến nghị cần phải có những quy định riêng cho thiết kế nền đường nâng cấp mở rộng đặc biệt khi phần mở rộng đắp trên nền đất yếu.

- Kiến nghị tiếp tục nghiên cứu đề xuất các giải pháp xử lý hiện tượng lún không đều theo phương ngang ở đường nâng cấp mở rộng trên nền đất yếu bằng phương pháp lưới địa kỹ thuật bố trí tại nền đường đắp và dưới lớp đáy áo đường tại vị trí tiếp giáp nền đường mới và nền đường cũ.

Tài liệu tham khảo

[1] . Tuyển tập lý luận và thực tiễn các công trình cải tạo đường ô tô cao tốc trên nền đất yếu, 2010 (Nguyên bản tiếng Trung).

[2] . Tưởng Hâm (2011), Nghiên cứu đặc tính kỹ thuật đường nâng cấp cải tạo Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Giao thông, Tây An, Trung Quốc.

[3] . Lê Hoàng (2013), Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Phân tích ảnh hưởng lún không đều theo phương ngang của nền mặt đường nâng cấp mở rộng và đánh giá lại thiết kế của dự án nâng cấp quốc lộ 1A đoạn qua Thanh Hóa, Trường Đại học Xây dựng.

Nguồn: Tạp chí GTVT (6/2013)
 

thanhhatran1

Senior Member
19/12/15
293
4
Đọc bài của GS. TS. Dương Học Hải
(Nguồn tin: T/C Cầu Đường Việt Nam, số 6/2007)
có đoạn

2.1.2. Dự báo được quan hệ giữa cường độ chống cắt với tốc độ cố kết một cách đúng đắn và phù hợp với thực tế là một vệc khó khăn thường dựa vào thực nghiệm, kinh nghiệm Nhật Bản và các nước phương Tây dùng quan hệ sau:

C= C[SUB]o[/SUB] + m {P[SUB]o[/SUB] + (u/100)x (ΔP – P[SUB]y[/SUB])}

Trong đó:
C: Là cường độ chống cắt sau khi đất yếu đạt mức cố kết U.
C[SUB]o[/SUB]: Là cường độ chống cắt khi U = 0.
P[SUB]o[/SUB]: Là áp lực ban đầu lên đất yếu (do trọng lượng bản thân)
ΔP: Là áp lực tăng thêm lên đát yếu do tải trọng đắp.
P[SUB]y : [/SUB]Là áp lực tiền cố kết của đất yếu.
M: Là hệ số tăng cường độ chống cắt được dự báo theo A. W. Skempton tuỳ thuộc vào chỉ số dẻo I[SUB]p[/SUB] (tức là tuỳ thuộc tính chất vật lý của đất yếu):
m = 0.11 + 0.0037 x I[SUB]p[/SUB] (2)
(m= 0.2 ~ 0.5 tuỳ loại đất yếu)

Tự nhiên nhớ tới thời 22TCN 272-05 mới ra lò, đi tìm Su = sức kháng cắt không thoát nước của đất nền, quên thí nghiệm xác định Su, đành lọ mọ suy rộng

The undrained cohesion Cu is closely related to the consolidation stress σc' (Isotropic Consolidation Pressure)
Skempton (1957) has found that the values of (Cu/σ'c) for normally consolidated marine clays increase with increasing plasticity index of the soils, (see Fig. 8.29). For normally consolidated clay deposits, he expressed the relationship as
(Cu/σc') = 0.11 + 0.0037(PI)
where PI is the plasticity index (chỉ số dẻo %)


Rồi đến Chadler (1988)

(Cu/Pc) =0.11+0.0037(PI)
Pc là preconsolidation pressure (áp lực tiền cố kết)


Hòn đất mà biết nói năng, mấy ông cơ học đất hàm răng không còn
 

hieupham

Thành viên cơ bản
2/7/17
3
0
Về tính lún nền đường, nhiều người vẫn tính lún theo 22TCN 262-2000, với cách xác định
độ lún dư = độ lún cố kết đến khi tắt lún - độ lún cố kết tại thời điểm đưa vào công trình vào khai thác
là không còn phù hợp.

Theo các quy định mới hơn 22TCN 211-2006 và quyết định số 3095/QĐ-BGTVT ngày 07/20/2013 thì
độ lún dư = độ lún cố kết tại thời điểm 15 năm sau khi đưa công trình vào khai thác - độ lún cố kết tại thời điểm đưa vào công trình vào khai thác

Với cách tính lún mới, độ lún dư sẽ nhỏ hơn nhiều so với yêu cầu.
 

thuytien308

Thành viên cơ bản
24/3/17
3
0
Đọc bài này
Đánh giá khả năng sử dụng phần mềm Plaxis trong phân tích ổn định nền đường sắt

ZHmXXW9.jpg

jcCMFbW.jpg

v5MpuV4.jpg

z3Knakc.jpg

op508L2.jpg


Mình thấy ù ù cạc cạc trong việc xác định hệ số an toàn [Msf] cho Plaxis .... vì hệ số an toàn theo 22TCN 262-2000 thì cho phương pháp Bishop (phân mảnh trụ tròn), Plaxis tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn - quy chiếu quy đổi sao đây

ù ù cạc cạc vì theo bài viết trên là

Do chưa có một quy định nào về hệ số ổn định cho phép của mái dốc khi tính theo phương pháp suy giảm cường độ phi-C (Plaxis), qua kết quả nghiên cứu ở trên có thể tạm lấy hệ số ổn định mái dốc cho phép khi tính bằng Plaxis là [Msf] = 1.28 - 1.30, tương ứng với hệ số [K]=1.40 khi xác định bằng phương pháp CBGH

Thẩm tra đang đập mình cái này
 

hieupham

Thành viên cơ bản
2/7/17
3
0
Bạn @thuytien308 có thể ngâm cứu các tài liệu sau
Phần 1: http://www.mediafire.com/file/zr0koeygozj/plaxis+documents.rar
Phần 2: http://www.mediafire.com/file/u76tgv5lfx23f22/Huong_dan_su_dung_PLAXIS.pdf
Phần 3: http://www.mediafire.com/file/di3ccmnb4q119qj/Ly_thuyetBT_Plaxis.rar

So sánh phương pháp cổ điển và PTHH tương đối như nhau ===> có thể chọn giá trị K gần bằng nhau luôn.

À nhân tiện lượm được ít tài liêu Plaxis cấp cho mọi người luôn
Gia tai truoc ket hop he thong gieng cat:
http://www.mediafire.com/?3r4duu40163tbxv
Móng bè:
http://www.mediafire.com/?3731yt3297wffe2
bố móng sâu:
http://www.mediafire.com/?bnaj2pwqv9jk8pg
Hố đào sâu có 3 tầng hầm BEAM STEELS:
http://www.mediafire.com/?42m5m18a11ggd1z
 

thuytien308

Thành viên cơ bản
24/3/17
3
0
Cảm ơn @hieupham , vấn đề ở đây thẩm tra cho rằng nếu chọn theo 262-2000 thì quá an toàn, họ đề nghị chỉ chọn lớn hơn 1, mình hỏi quy định nào? họ lại vặc ngược lại mình vậy cơ sở nào để chọn theo 262-2000 ?
 

trongkhanh102

Thành viên cơ bản
8/10/16
6
0
Mình thấy anh nói chuyện tù mù quá
Trong các kiểu tính toán của Plaxis:
- Plastic: là phân tích Đàn hồi-dẻo
- Consolidation: phân tích cố kết
- Phi/c-reducation: phân tích ổn định (tính toán hệ số an toàn)
Với kết cấu đất cho bài toàn đắp - hệ số an toàn được xác định K = Smax/Scanbang , trong đó Smax là sức kháng cắt lớn nhất, Scanbang là sức kháng cần thiết ở trạng thái cần bằng.
ONyratj.jpg

syxkj2e.jpg

Nguyên tắc cơ bản của phương pháp phân tích Phi/c-reduction của Plaxis bản chất nó khác chứ. Hệ số ổn định là ΣMsf tại thời điểm phá hoại ==> tương ứng từng thời điểm phá hoại có hệ số ổn định khác nhau.
 
Cảm ơn @hieupham , vấn đề ở đây thẩm tra cho rằng nếu chọn theo 262-2000 thì quá an toàn, họ đề nghị chỉ chọn lớn hơn 1, mình hỏi quy định nào? họ lại vặc ngược lại mình vậy cơ sở nào để chọn theo 262-2000 ?
Hiện nay khi phân tích ổn định của nền đường có thể sử dụng một trong hai phương pháp tính toán khác nhau: phương pháp thứ nhất dựa theo cơ học đất cổ điển là giả định trước mặt trượt (thường là cung tròn hình trụ) rồi đi tìm mặt trượt cho hệ số ổn định nhỏ nhất; phương pháp thứ hai dựa trên việc ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn trong địa kỹ thuật, để phân tích trạng thái ứng suất - biến dạng của môi trường đất, từ đó tìm được hệ số ổn định.

Phương pháp thứ nhất là giả định trước mặt trượt và chỉ xét trạng thái cân bằng giới hạn của những điểm nằm trên cung trượt (thường gọi là phương pháp giả định mặt trượt). Phương pháp thứ hai xem nền đất là môi trường đàn hồi - dẻo và ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn để phân tích ứng suất - biến dạng của các điểm trong nền đất. Hai lý thuyết tính toán khác nhau, từ thực tế đó làm nảy sinh những câu hỏi như: nên lựa chọn phương pháp nào để phân tích? Kết quả phân tích bằng hai phương pháp trên có khác nhau không?...vv

Hiện tại các nhà đường yếu học đang cố gán ghép thông qua việc nghiên cứu các lý thuyết tính toán, kết hợp với việc ứng dụng các chương trình tính toán để tính toán hệ số ổn định nền đường đắp trong nhiều trường hợp khác nhau từ đơn giản đến phức tạp... để rồi đưa ra kết luận kết quả tính ổn định bằng phương pháp giả định mặt trượt (mặt trượt hình trụ tròn, phân tích ổn định bằng công thức Bishop đơn giản, sử dụng chương trình GEO - SLOPE mô đun SLOPE/W) và phương pháp phân tích ứng suất - biến dạng của môi trường đàn hồi – dẻo (ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn, sử dụng chương trình PLAXIS V8.2 trong các trường hợp đã nghiên cứu cơ bản là như nhau (kiểu như bài Đánh giá khả năng sử dụng phần mềm Plaxis trong phân tích ổn định nền đường sắt nói trên).

Rồi thông qua các kết quả đã nghiên cứu có thể thấy phần lớn các trường hợp tính bằng chương trình PLAXIS cho hệ số ổn định nhỏ hơn so với khi tính bằng GEO - SLOPE (các trường hợp ngược lại thì kết quả lệch nhau không đáng kể) ===> Do đó nếu sử dụng PLAXIS để tính toán và đánh giá ổn định theo hệ số ổn định yêu cầu qui định cho công thức của Bishop (Kyeucau = 1,4 ) thì sẽ thiên về an toàn.

Nhưng không tác giả nào dám kết luận phương pháp nào tối ưu, và hầu hết đều kiến nghị phải dùng cả 2 phương pháp.


Tuy nhiên dưới góc độ của mình, mình là người nghiên cứu về đất và tìm hiểu cái lõi tính toán bên trong của các phần mềm liên quan đến đất, Plaxis, Geoslope, Geo5 ... hay bất cử phần mềm nào manh nha liên quan đến đất mình đều ngó đến. Nhưng không có nghĩa là tất cả.

Nhưng mình biết được rằng Geoslope, Geo5 có sự khác biệt với Plaxis - khác biệt này làm nên sức mạnh của Plaxis - đó là phương pháp tiếp cận vấn đề của chúng. Khác biệt duy nhất mình biết và quan trọng đó là Plaxis tiếp cận bằng phương pháp số hay gọi dễ biết nhất đó là phương pháp phần tử hữu hạn. Còn Geoslope hay Geo5 các bạn đang dùng lại tiếp cận bằng phương pháp giải tích mà các bạn đã học đó là dùng các công thức cân bằng ,.. vv..

Rõ ràng là thế nên mức độ tiếp cận của từng phương pháp cần bàn dài mình không dám bàn vì mỗi người mỗi trường phái. Chỉ nói rõ lại để các bạn biết mình đang dùng gì chứ không phải chỉ đơn giản là tên của phần mềm. Ít ra phải hiểu chút chút bên trong cái hộp đen đó họ làm gì.

Giải tích có vẻ là tiếp cận quen thuộc mà thường tính tay chúng ta có thể áp dụng do thế khi chạy Geo5 hay Geoslope các bạn hay dùng tính tay bằng các công thức rồi nhận ra là nó tường minh với những gì mình tính tay - điều hiển nhiên vì chúng ta đang dùng chung nền tảng với nó mà.

Và hiển nhiên khi các chạy Plaxis rồi kiểm bằng tính tay lại lúc thì giống lúc thì hơi khác xa .... rõ ràng cách tiếp cận khác, "QUAN ĐIỂM TÍNH TOÁN" khác thì khó lòng tương thích. Theo mình Plaxis chỉ có thể kiểm chứng bằng "QUAN TRẮC" chính công trình nó tính và dự đoán.

Và cuối cùng mình muốn nói là dù sao kẻ chiến thắng trong cuộc đua này vẫn là kẻ dự báo chính xác nhất những gì xảy ra và có tần số dự báo chính xác nhiều nhất. Cuối cùng cũng vì một mục đích là an toàn cho công trình mà thôi. Giải tích là các thông số tĩnh trong suốt quá trình tính nó không xét quá trình mà xé trạng thái quá trình (giống như lãi xuất cố định hàng tháng) còn FEM là thông số động có nghĩa nó sẽ thay đổi và thừa hưởng giá trị tính của bước trước (giống như lãi kép trong cách tính trong các ngân hàng)

Thân chào
 

trongthai19

Thành viên cơ bản
20/7/16
2
0
Có phải @trucvuong - chuyên gia Plaxis bên ketcausoft.com không nhỉ ?
Có phải đang bàn đến tính ổn định trượt theo phương pháp phần tử hữu hạn, sử dụng kỹ thuật giảm cường độ chống cắt (Matsui và San, 1992) , nếu vậy thì đâu phải mỗi chuyên gia đường yếu Việt Nam, Tây cũng vậy mà
ví dụ xem bài viết này
2D Numerical Simulations of Soil Nail Walls
https://www.researchgate.net/publication/225336514_2D_Numerical_Simulations_of_Soil_Nail_Walls

3 Finite Element Simulations
3.2 General Procedure for Numerical Simulation
Given below are the general steps followed in the numerical simulation of the soil nail wall.
......
After each excavation stage, factor of safety forglobal stability is determined using ‘‘Phi/c reduction’’ option as the calculation type. In the Phi/c reduction or strength reduction technique (Matsuiand San 1992) critical failure mechanism isidentified automatically, which is normallyassumed in the conventional analysis. Dawsonet al. (1999) showed that the factors of safety calculated from this approach are very close to thevalues obtained from conventional methods in geotechnical analysis. They also indicated that this method is more general and flexible and it ismore advantageous particularly when the failuremechanism is complex as in the case of soil nail walls

Vậy bản chất thì đi tìm đọc tài liêu
Matsui, T., and San, K. C., 1992, “Finite Element Slope Stability Analysis by Shear Strength Reduction Technique,” Soils and Foundations