Luận án Nghiên cứu phương pháp tính toán nền đắp có gia cường bằng vải địa kỹ thuật trong các công trình xây dựng đường ô tô ở Việt Nam

V được trải thành từng lớp nằm ngang trong nền đắp tạo thành hệ “đất-cốt-đất” ổng lực tiếp xúc giữa V và đất nền được xác định là ∑ rong đó, σ là ứng suất theo phương đứng; φ là góc nội ma sát đất đắp; c là lực dính đơn vị đất đắp nền Ví dụ V được đặt ở độ sâu bé nhất là ≥ 0,4m (tính từ mặt đường đắp) thì lực tiếp xúc tính cho 1m dài V , cho cả 2 mặt tiếp xúc là: [(0,4m x 17kN/m 3 ) x tg(20 o ) + 20 kN/m 2 ] x 1m x 2 = 44,95 kN/m Như vậy nếu tính cho chiều dài V trong nền đắp là 12m và V được đặt sâu trong nền đắp thì tổng tiếp xúc sẽ rất lớn và so với cường độ V lớn nhất có max = 28 kN/m thì thấy rằng cường độ V mới là yếu tố ảnh hưởng, chi phối hệ số an toàn ổn định nền đắp o đó khi đạt trạng thái phá hoại, khả năng bị đứt cốt lớn hơn rất nhiều so với khả năng bị tuột cốt

pdf131 trang | Chia sẻ: aquilety | Ngày: 30/03/2015 | Lượt xem: 1670 | Lượt tải: 7download
Bạn đang xem nội dung tài liệu Luận án Nghiên cứu phương pháp tính toán nền đắp có gia cường bằng vải địa kỹ thuật trong các công trình xây dựng đường ô tô ở Việt Nam, để tải tài liệu về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên
a cường VĐKT rường hợp 6 ình 4 22 phân tích nền đắp cao 10m; mái dốc bên trên 4m hệ số 1/1,25 ; mái dốc bên dưới 6m hệ số 1/1,5; không gia cường V ; kết quả hệ số an toàn là Fs = 1,21; kết quả tổng sai số xấp xỉ của cung trượt ellipse là 119,387; tổng sai số xấp xỉ của các cung tròn từ 880,319 đến nhỏ nhất là 120,749 đạt tại vòng tròn có tọa độ tâm trượt x0 = 59; y0 = 34,4 và bán kính cung trượt tròn R0 = 19,425 rong trường hợp này, nền đắp không gia cường V có 86 tổng xấp xỉ cung trượt ellipse là 119,387 gần bằng tổng xấp xỉ cung trượt tròn có giá trị bé nhất là 120,749 nên cung trượt ellipse và đồng thời cung trượt tròn được xác định như trên là hợp lý. Trường hợp này, cung trượt tròn là trường hợp đặc biệt của cung trượt ellipse Hình 4.22 Kết quả tính xấp xỉ mặt trượt nền đắp cao 10m, 4m trên mái dốc 1/1,25 và 6m dưới mái dốc 1/1,5; không gia cường VĐKT rường hợp 7 Hình 4.23 phân tích nền đắp cao 12m; mái dốc bên trên 6m hệ số 1/1,5 ; mái dốc bên dưới 6m hệ số 1/1,5; không gia cường V ; kết quả hệ số an toàn là Fs = 1,19; kết quả tổng sai số xấp xỉ của cung trượt ellipse là 154,31; tổng sai số xấp xỉ của các cung trượt tròn từ 1358,01 đến nhỏ nhất là 155,78 đạt tại vòng tròn ở bước lặp thứ 9 có tọa độ tâm trượt x0 = 62; y0 = 37,5 và bán kính cung trượt tròn R0 = 22,588. rong trường hợp này, nền đắp không gia cường V có tổng xấp xỉ cung trượt ellipse là 154,31 gần bằng tổng xấp xỉ cung trượt tròn có giá trị bé nhất là 155,78 nên cung trượt ellipse và đồng thời cung trượt tròn được xác định như trên là hợp lý rường hợp này, cung trượt tròn là trường hợp đặc biệt của cung trượt ellipse 87 Hình 4.23 Kết quả tính xấp xỉ mặt trượt nền đắp cao 12m, 6m trên mái dốc 1/1,5 và 6m dưới mái dốc 1/1,5; không gia cường VĐKT Một số kết quả phân tích trên ghi ở bảng 4 23 như sau Bảng 4.23 M t số kết quả tính xấp xỉ mặt trượt Loại nền đắp cao ố lớp, khoảng cách, cường độ V sử dụng Fs Xấp xỉ mặt trượt ellipse Xấp xỉ trượt tròn có giá trị nhỏ nhất Nền đắp 8m; 2m trên và 6m dưới mái dốc 1/1 6 lớp, cách nhau 0,4m; T=16kN/m 1,21 39,628 47,128 Nền đắp 10m; 4m trên 1/1 và 6m dưới mái dốc 1/1,5 3 lớp, cách nhau 0,4m; T=16kN/m 1,22 86,758 120,602 Nền đắp 12m; 6m trên 1/1 và 6m dưới mái dốc 1/1,5 6 lớp, cách nhau 0,5m; T=28kN/m 1,21 77,978 145,042 Nền đắp 12m; 6m trên 1/1,25; 6m dưới mái 1/1,5 7 lớp, cách nhau 0,4m; T=12kN/m 1,21 109,498 171,162 Nền đắp 8m; 2m trên 1/1,75; 6m dưới mái 1/1,75 hông gia cường V 1,27 68,46 98,37 88 Nền đắp 10m; 4m trên 1/1,25; 6m dưới mái 1/1,5 hông gia cường V 1,21 119,387 120,749 Nền đắp 12m; 6m trên 1/1,5; 6m dưới mái 1/1,5 hông gia cường V 1,19 154,31 155,78 hận xét về kết quả mặt trượt má dốc nền đắp: ết quả phân tích và tính toán xấp xỉ mặt trượt nền đường đắp gia cường V theo phương pháp phần tử hữu hạn bằng chương trình tính ổn định hnh_ress V1 00 (Reinforced Embankment tability oftware) trong trường hợp nền đắp trên đất tốt và đắp trên đất yếu đều cho các kết quả phân tích mặt trượt nguy hiểm nền đắp mái dốc có dạng cung trượt ellipse, tâm của ellipse được xác định có cùng cao độ với mặt đường đắp ết quả này góp phần làm sáng tỏ thêm các nghiên cứu trước đây cho rằng cung trượt không phải là cung trượt tròn [57], [60] Với kết quả mặt trượt có dạng ellipse này sẽ đóng góp vào các nghiên cứu nhằm hoàn thiện tính toán ổn định nền đất đắp và nền đất đắp gia cường rong trường hợp mặt trượt dạng cung tròn được xem là trường hợp đặc biệt của mặt trượt dạng ellipse [25]. 4.4 Xây dựng công thức tính toán lực căng (Tmax) các lớp K trong nền đắp ết quả phân tích cho thấy tất cả các lớp V đều đạt đến sức kháng kéo của V o vậy lực căng của V trong nền đất đắp được xác định từ trạng thái cân bằng ổn định 4.4.1 Lực căng K trong phương pháp phân mảnh cổ đ ển cho mặt trượt trụ tròn ệ số an toàn xấp xỉ theo biểu thức cho trường hợp cung trượt tròn theo lý thuyết cân bằng giới hạn ệ số an toàn ổn định theo phân mảnh cổ điển cung trượt tròn như sau [2], [35], [63]: 89     , 1 1 1 tan sin n m i i i max i i i n i i i N c l R T y FS W R             (4.8) Hình 4.24 Phương pháp phân mảnh cổ điển cho mặt trượt trụ tròn [2],[35] o vậy, lực căng trong V có thể xác định từ điều kiện cân bằng theo biểu thức (4 8) với giả thiết V huy động toàn bộ sức khả năng chịu kéo như sau     1 1 , 1 sin tan n n i i i i i i i max m i i FS W R N c l R T y             (4.9) 4.4.2 Xây dựng công thức tính toán lực căng K (Tmax) bằng phương pháp phần tử hữu hạn theo mặt trượt ellipse Do kết quả phân tích bằng phương pháp phần tử hữu hạn có thể xác định được mặt trượt là duy nhất o đó sau khi có kết quả mặt trượt ellipse ta có thể áp dụng để xác định được lực căng trong các lớp V từ điều kiện cân bằng ổn định 90 Hình 4.25 Cung trượt hình ellipse, xây dựng công thức tính Tmax ác mặt trượt có dạng giống như hình ellipse có tâm cùng cao độ với mặt nền đường đắp Bán kính theo phương trục Y (trục đứng) của ellipse: b H d  (m) (4.10) rong đó d là khoảng cách từ chân nền đắp đến giao của mặt trượt với mái dốc theo phương đứng Bán kính theo phương trục X (trục ngang) của ellipse là: 1 1 n i i i a H m c dm     (m) (4.11) rong đó iH là chiều cao nền đắp tương ứng với độ dốc 1: im ; c là khoảng cách từ mép ngoài của bánh xe trong đến mép đường theo cùng một phía; 1m là hệ số dốc của của chiều cao đắp thứ nhất ể xây dựng biểu thức xác định lực căng ( ) trong V theo mặt trượt hình ellipse, các giả thiết được đặt ra tương tự như với mặt trượt trụ tròn ọi điểm là tâm mặt trượt có tọa độ là (x,y) = (0,0) o vậy, phương trình mặt trượt ellipse có dạng 2 2 1 x y a b              (4.12) ại một điểm có tọa độ là x trên ellipse sẽ có tọa độ y là a b 91 2 2 21 x b y b a x a a          (4.13) óc nghiêng của tiếp tuyến đường ellipse tại điểm có tọa độ (x,y) là 2 2 tan y b x x a a x        (4.14) ừ đó ta có sin và cos của góc nghiêng của tiếp tuyến là  2 2 2 4 sin bx b a x a      ;   2 2 2 2 2 4 os a a x c b a x a      (4.15) iả thiết đường thẳng của mái dốc thứ i có phương trình là 2 1 2 1 1 1 2 1 2 1 i i i i i i i i ii i i i y y y y y x x y a x b x x x x          (4.16) o vậy, mặt đường đắp có phương trình là 0iy  (4.17) Xét một điểm có tọa độ là x nằm trong phạm vi của một mái dốc nền đất đắp, thì chiều cao của khối đất là 2 2 21ix i i x b h y b a x b a x a a             (4.18) rọng lượng của cột đất tại tọa độ x nằm trong phạm vi của một mái dốc nền đất đắp là 2 2 x x i i b w h a x b a x a             (4.19) ức kháng trượt đơn vị của đất nền trên mặt trượt theo phương tiếp tuyến là tan cos tan arctan cos tant x x c f w w c FS FS                 (4.20) 92 Hình 4.26 Sơ đồ tính toán lực căng T trong VĐKT theo cung trượt ellipse Lực đơn vị theo phương pháp tuyến của mặt trượt là sinn xf w  (4.21) p dụng phương pháp cân bằng giới hạn tính toán hệ số an toàn ổn định mái dốc theo phương trình cân bằng mô men với tâm của ellipse để xác định lực căng trong các lớp V , phương trình được viết như sau   2 1 , 1 1 xn n i max i t t n n x w i i i ix T y f r f r w r dx Px         (4.22) rong đó tr , nr và wr tương ứng là cánh tay đòn của sức kháng trượt đơn vị, lực đơn vị theo phương pháp tuyến của mặt trượt và trọng lượng cột đất tại vị trí đang xét; iP là hợp lực của tải trọng phân bố đều iq ; ix và iy tương ứng là cánh tay đòn của hợp lực iP và cánh tay đòn của lực căng trong V maxiT . ánh tay đòn của sức kháng trượt đơn vị trên mặt trượt là   2 22 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 1 t b x y a a ba x r b x b a x a a a x        (4.23) ánh tay đòn lực pháp tuyến đơn vị trên mặt trượt là 93     2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 4 2 2 1 n a y a x x a x b abr a a x a b a x a b x           (4.24) ánh tay đòn trọng lượng cột đất là: wr x  (4.25) hay thế biểu thức (4 23), (4.24), (4.25) vào các phần tương ứng của tích phân trong biểu thức (4 22) ta có các tích phân sau:             2 2 1 1 2 2 1 1 2 1 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 3 2 2 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 3 2 2 3 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 tan tan tan tan x x t t x x x x x i i x x x i i x a a x a b f r dx w c dx b a x a b a x a b a b a x a b a x b a x dx cdx a b a x a b a x a a b a x x a b a x a dx b d b a x a b a x a                                                     2 1 2 2 1 1 2 2 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 tan x x x x x x x a b a x a b dx cdx b a x a b a x a             (4.26) riển khai tính các tích phân của biểu thức (4 26)     2 1 2 2 2 23 2 2 2 13 2 2 2 22 2 2 4 2 2 2 2 2 2 2 2 2 1 3 2 2 tan tan arctan arctan x i i x a x a xa b a x x a dx a a b a b a bb a x a a b a x a b a xab ab ab a b                                         (4.27)     2 1 33 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 2 2 1 2 1 2 2 2 2 2 2 1 2 1 tan tan arctan arctan arctan arctan x i i x b a b xa b a x b dx a b a x a a a b a x x bx bx a b b a x a a x a a x                                              (4.28) 94               2 2 1 1 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 2 2 2 2 2 2 1 2 12 22 2 2 2 3 2 2 tan tan arctanh arctanh x x x x a b a x a x dx a b dx b a x a b a x a x x b a b a b x x a aa b a b a b                                        (4.29)     2 2 1 1 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 2 2 2 2 2 12 22 2 1 arctanh arctanh 2 x x x x a b cdx a bc dx b a x a b a x a bc a b a b x x a aa b                              (4.30)                   2 2 1 1 2 1 2 2 1 1 2 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 4 3 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 x x n n x x x x i i x x x i i x x x b a a xbx f r dx w dx b a x a a b a x a x b a a xb b a x b a x dx a a b a x a x b a a x x b a a xb b a dx b dx a ab a x a b a x a b a                                                           2 1 2 2 2 2 22 2 2 2 4 x x x b a a x dx b a x a       (4.31) riển khai tính các tích phân của biểu thức (4 31)                           2 2 1 1 3 2 2 2 2 3 2 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 3 3 2 2 2 24 2 2 4 2 2 2 12 12 2 2 2 2 2 2 22 2 2 2 2 2 2 2 2 25 5 2 5 5 2 2 2 2 3 3 arctan arctan x x i i x x i x b a a xb b x a x a dx a b a dx a ab a x a b a x a a x a xa a x a a xb a b a a a b a ba b a b a b a x a ba b a b ab a b a b                                         2 2 1a x ab          (4.32) 95                   2 2 1 1 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 1 12 2 2 2 2 2 2 22 1 2 2 2 2 2 1 2 2 2 2 2 2 arctan arctan 2 arctan 2 x x i i x x i x b a a xb b x a x b dx b b a dx a ab a x a b a x a b b b a x a x b a x a x a b a x x a a b a a b a x a x bx a a a x                                                 2 1 2 2 1 arctan bx a a a x        (4.33)                          2 2 1 1 2 2 2 2 2 2 2 22 2 2 2 2 2 2 4 2 2 2 4 2 3 32 2 2 2 2 2 2 1 2 12 2 2 2 2 22 2 2 2 4 2 2 2 4 2 2 225 5 2 2 2 2 3 3 arctanh arctanh x x x x x b a a x x a xb b dx b a dx a ab a x a b a x a x xb a b a b b a x x a a b a ba b a b a b a b a b a x a a b a b                                                  2 22 b x a         (4.34) và       2 2 1 1 2 2 2 2 3 3 2 2 2 22 1 2 1 2 1 1 1 2 3 3 x x x w i i x x i i b w r dx a x b a x xdx a x x a b x x a x a x                               (4.35) ừ biểu thức (4 22) ta có: 2 2 2 1 1 1 1 ,max 1 x x xn i i t t n n x w i x x x i n i i Px f r dx f r dx w r dx T y            (4.36) hay kết quả tính từ các biểu thức (4.27), (4.28), (4.29), 4.30), (4.32), (4.33), (4.34) và (4.35) vào biểu thức (4 36) tìm được i,max 96 iá trị i,max đã được lập trình tính toán trong chương trình hnh_ress exe (kết quả i, sau khi chạy hoàn tất chương trình, vào menu Report > chọn Geotextile Forces). Hình 4.27 Kết quả phân tích lực căng Tmax các lớp VĐKT trong nền đắp 4.5 Xác định ảnh hưởng của đ cứng K (EAg) đến hệ số an toàn ổn định nền đắp 4.5.1 Xây dựng biểu thức xác định đ cứng K (EAg) ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định Mức biến dạng cực hạn để V đạt tới phá hoại là axf f m f g g g A T E EA EA       (4.37) trong đó f là biến dạng của V khi phá hoại 97 ể đảm bảo V cùng tham gia chịu tải hay V huy động hết khả năng chịu lực thì đất nền và V phải phá hoại tại cùng mức biến dạng ừ biểu thức (4 37) có thể nhận thấy mức biến dạng để đạt tới trạng thái phá hoại càng nhỏ khi độ cứng gEA của V càng lớn Biến dạng của đất nền khi phá hoại tại vị trí cần xem xét để so sánh với biến dạng giới hạn của V phụ thuộc vào mô đun đàn hồi và hệ số oisson của đất nền hi phá hoại, quan hệ giữa các thành phần ứng suất trong đất là [54]    1 3 1 3 1 1 sin cos 2 2 f f f f c           (4.38) trong đó 1 f và 3 f là các thành phần ứng suất chính khi phá hoại ừ đó xác định được quan hệ giữa hai thành phần ứng suất chính trong đất khi phá hoại 3 1 1 sin cos 2 1 sin 1 sin f f c            (4.39) hi có mặt của V , khả năng chịu lực của hệ tăng lên tương đương với việc tăng lực dính đơn vị tương đương nên biểu thức (4 39) được viết lại là: 3 3 1 1 sin cos 2 1 sin 1 sin f RC f Rc              (4.40) Lực dính đơn vị tương đương của đất nền và V xác định từ quan hệ (4 39) và (4.40) có giá trị như sau 33 22 RC pRC R a K c c c K      (4.41) trong đó cos 1 sin aK     ; cos 1 sin pK     ; 3RC là độ tăng ứng suất lệch khi có V . ộ tăng của ứng suất lệch chính là độ tăng ứng suất trong V Ứng suất tương đương của V liên hệ với độ tăng ứng suất lệch như sau 98 3RC T S   (4.42) trong đó T và S tương ứng là lực căng và khoảng cách giữa các lớp V . hay biểu thức (4 42) vào biểu thức (4 41) ta có: 3 22 pRC R a T K c c c SK      (4.43) Viết lại biểu thức (4 40) như sau 1 3 3 1 sin cos 1 sin 2 1 sin 1 sin 1 sin f f R RCc                  (4.44) hay biểu thức (4 42) và (4.43) vào biểu thức (4 44) ta có:  1 3 3 2 2 p f f RC p p TK K c K S             (4.45) ừ đó xác định được lực T trong V :  1 3 2f RCf p p p K c K S T K     (4.46) rong đó 3 3 3RCf f RC    là ứng suất theo phương ngang khi có V . Biến dạng ngang của đất nền khi có V là:       3 3 1 2 3 1 1 31 1f f f f f f f s sE E                  (4.47) Hay:     23 3 1 1 1 1f f sE         (4.48) rong đó sE và  tương ứng là mô đun đàn hồi và hệ số oisson của đất nền Biến dạng cực hạn của V phải nhỏ hơn giá trị biến dạng của đất nền để đảm bảo đất nền bị phá hoại đồng thời cùng với V :     2ax 3 1 . 1 1 1mf f f g s T EA E            (4.49) 99 ừ đó xác định được giá trị của độ cứng của V như sau     ax 2 1 3 . 1 1 m s g f f T E EA          (4.50) trong đó  là hệ số kể đến mức độ biến dạng mà toàn bộ đất nền bị phá hoại và sự xoay ứng suất chính. Các phân tích phần tử hữu hạn cho thấy giá trị  lấy bằng 0.024. o đó giá trị tối thiểu của độ cứng của V xác định bằng cách thay biểu thức (4 46) vào biểu thức (4 50) ta có:       1 3 2 1 3 2 1 1 f RCf p p s g p f f K c K SE EA K                 (4.51) 4.5.2 nh hưởng của đ cứng K đến hệ số an toàn ổn định Bảng 4.24 nh hưởng của đ cứng K ( ường đ K là T = 12kN/m) hiều cao đắp (m) ệ số mái dốc ố lớp V EA (kN) Fs 12 1/1,5 10 201 1,15 12 1/1,5 10 402 1,20 12 1/1,5 10 804 1,20 12 1/1,5 10 1607 1,20 12 1/1,5 10 3214 1,20 Bảng 4.25 nh hưởng của đ cứng K ( ường đ K là T = 14kN/m) hiều cao đắp (m) ệ số mái dốc ố lớp V EA (kN) Fs 12 1/1,5 9 234,5 1,15 12 1/1,5 9 469 1,20 12 1/1,5 9 938 1,20 12 1/1,5 9 1876 1,20 12 1/1,5 9 3752 1,20 100 Bảng 4.26 nh hưởng của đ cứng K ( ường đ K là T = 16kN/m) hiều cao đắp (m) ệ số mái dốc ố lớp vải địa EA (kN) Fs 12 1/1,5 9 268 1,16 12 1/1,5 9 536 1,20 12 1/1,5 9 1072 1,20 12 1/1,5 9 2144 1,20 12 1/1,5 9 4288 1,20 Bảng 4.27 nh hưởng của đ cứng (EAg) cường đ (Tmax) K v mô đun đ n hồ đất nền (Es) đến an toàn ổn định (Fs = 1.2) Tmax(kN/m) = Tmax(kN/m) = Tmax(kN/m) = Tmax(kN/m) = Tmax(kN/m) = 12 14 16 18 20 Es EAg Es EAg Es EAg Es EAg Es EAg kN/m2 (kN) kN/m2 (kN) kN/m2 (kN) kN/m2 (kN) kN/m2 (kN) 1000 49.52 1000 57.78 1000 66.03 1000 74.29 1000 82.54 1200 59.43 1200 69.33 1200 79.24 1200 89.14 1200 99.05 1400 69.33 1400 80.89 1400 92.44 1400 104.00 1400 115.56 1600 79.24 1600 92.44 1600 105.65 1600 118.86 1600 132.06 1800 89.14 1800 104.00 1800 118.86 1800 133.71 1800 148.57 2000 99.05 2000 115.56 2000 132.06 2000 148.57 2000 165.08 2200 108.95 2200 127.11 2200 145.27 2200 163.43 2200 181.59 2400 118.86 2400 138.67 2400 158.48 2400 178.29 2400 198.10 2600 128.76 2600 150.22 2600 171.68 2600 193.14 2600 214.60 2800 138.67 2800 161.78 2800 184.89 2800 208.00 2800 231.11 3000 148.57 3000 173.33 3000 198.10 3000 222.86 3000 247.62 3200 158.48 3200 184.89 3200 211.30 3200 237.71 3200 264.13 3400 168.38 3400 196.45 3400 224.51 3400 252.57 3400 280.64 3600 178.29 3600 208.00 3600 237.71 3600 267.43 3600 297.14 3800 188.19 3800 219.56 3800 250.92 3800 282.29 3800 313.65 4000 198.10 4000 231.11 4000 264.13 4000 297.14 4000 330.16 4200 208.00 4200 242.67 4200 277.33 4200 312.00 4200 346.67 4400 217.91 4400 254.22 4400 290.54 4400 326.86 4400 363.18 4600 227.81 4600 265.78 4600 303.75 4600 341.72 4600 379.68 4800 237.71 4800 277.33 4800 316.95 4800 356.57 4800 396.19 5000 247.62 5000 288.89 5000 330.16 5000 371.43 5000 412.70 5200 257.52 5200 300.45 5200 343.37 5200 386.29 5200 429.21 5400 267.43 5400 312.00 5400 356.57 5400 401.14 5400 445.72 5600 277.33 5600 323.56 5600 369.78 5600 416.00 5600 462.22 5800 287.24 5800 335.11 5800 382.99 5800 430.86 5800 478.73 6000 297.14 6000 346.67 6000 396.19 6000 445.72 6000 495.24 101 6200 307.05 6200 358.22 6200 409.40 6200 460.57 6200 511.75 6400 316.95 6400 369.78 6400 422.60 6400 475.43 6400 528.26 6600 326.86 6600 381.33 6600 435.81 6600 490.29 6600 544.76 6800 336.76 6800 392.89 6800 449.02 6800 505.14 6800 561.27 7000 346.67 7000 404.45 7000 462.22 7000 520.00 7000 577.78 7200 356.57 7200 416.00 7200 475.43 7200 534.86 7200 594.29 7400 366.48 7400 427.56 7400 488.64 7400 549.72 7400 610.80 7600 376.38 7600 439.11 7600 501.84 7600 564.57 7600 627.30 7800 386.29 7800 450.67 7800 515.05 7800 579.43 7800 643.81 8000 396.19 8000 462.22 8000 528.26 8000 594.29 8000 660.32 8200 406.10 8200 473.78 8200 541.46 8200 609.14 8200 676.83 8400 416.00 8400 485.33 8400 554.67 8400 624.00 8400 693.34 8600 425.91 8600 496.89 8600 567.87 8600 638.86 8600 709.84 8800 435.81 8800 508.45 8800 581.08 8800 653.72 8800 726.35 9000 445.72 9000 520.00 9000 594.29 9000 668.57 9000 742.86 9200 455.62 9200 531.56 9200 607.49 9200 683.43 9200 759.37 9400 465.53 9400 543.11 9400 620.70 9400 698.29 9400 775.88 9600 475.43 9600 554.67 9600 633.91 9600 713.14 9600 792.38 9800 485.33 9800 566.22 9800 647.11 9800 728.00 9800 808.89 10000 495.24 10000 577.78 10000 660.32 10000 742.86 10000 825.40 10200 505.14 10200 589.34 10200 673.53 10200 757.72 10200 841.91 10400 515.05 10400 600.89 10400 686.73 10400 772.57 10400 858.42 10600 524.95 10600 612.45 10600 699.94 10600 787.43 10600 874.92 10800 534.86 10800 624.00 10800 713.14 10800 802.29 10800 891.43 11000 544.76 11000 635.56 11000 726.35 11000 817.15 11000 907.94 11200 554.67 11200 647.11 11200 739.56 11200 832.00 11200 924.45 11400 564.57 11400 658.67 11400 752.76 11400 846.86 11400 940.96 11600 574.48 11600 670.22 11600 765.97 11600 861.72 11600 957.46 11800 584.38 11800 681.78 11800 779.18 11800 876.57 11800 973.97 12000 594.29 12000 693.34 12000 792.38 12000 891.43 12000 990.48 12200 604.19 12200 704.89 12200 805.59 12200 906.29 12200 1006.99 12400 614.10 12400 716.45 12400 818.80 12400 921.15 12400 1023.50 12600 624.00 12600 728.00 12600 832.00 12600 936.00 12600 1040.00 12800 633.91 12800 739.56 12800 845.21 12800 950.86 12800 1056.51 13000 643.81 13000 751.11 13000 858.42 13000 965.72 13000 1073.02 13200 653.72 13200 762.67 13200 871.62 13200 980.57 13200 1089.53 13400 663.62 13400 774.22 13400 884.83 13400 995.43 13400 1106.04 13600 673.53 13600 785.78 13600 898.03 13600 1010.29 13600 1122.54 13800 683.43 13800 797.34 13800 911.24 13800 1025.15 13800 1139.05 14000 693.34 14000 808.89 14000 924.45 14000 1040.00 14000 1155.56 14200 703.24 14200 820.45 14200 937.65 14200 1054.86 14200 1172.07 14400 713.14 14400 832.00 14400 950.86 14400 1069.72 14400 1188.57 14600 723.05 14600 843.56 14600 964.07 14600 1084.57 14600 1205.08 14800 732.95 14800 855.11 14800 977.27 14800 1099.43 14800 1221.59 15000 742.86 15000 866.67 15000 990.48 15000 1114.29 15000 1238.10 102 Bảng 4.27 nh hưởng của đ cứng (EAg) cường đ (Tmax) K v mô đun đ n hồ đất nền (Es) đến an toàn ổn định (Fs = 1.2) – tiếp theo Tmax(kN/m) = Tmax(kN/m) = Tmax(kN/m) = Tmax(kN/m) = 22 24 26 28 Es EAg Es EAg Es EAg Es EAg kN/m2 (kN) kN/m2 (kN) kN/m2 (kN) kN/m2 (kN) 1000 90.79 1000 99.05 1000 107.30 1000 115.56 1200 108.95 1200 118.86 1200 128.76 1200 138.67 1400 127.11 1400 138.67 1400 150.22 1400 161.78 1600 145.27 1600 158.48 1600 171.68 1600 184.89 1800 163.43 1800 178.29 1800 193.14 1800 208.00 2000 181.59 2000 198.10 2000 214.60 2000 231.11 2200 199.75 2200 217.91 2200 236.06 2200 254.22 2400 217.91 2400 237.71 2400 257.52 2400 277.33 2600 236.06 2600 257.52 2600 278.98 2600 300.45 2800 254.22 2800 277.33 2800 300.45 2800 323.56 3000 272.38 3000 297.14 3000 321.91 3000 346.67 3200 290.54 3200 316.95 3200 343.37 3200 369.78 3400 308.70 3400 336.76 3400 364.83 3400 392.89 3600 326.86 3600 356.57 3600 386.29 3600 416.00 3800 345.02 3800 376.38 3800 407.75 3800 439.11 4000 363.18 4000 396.19 4000 429.21 4000 462.22 4200 381.33 4200 416.00 4200 450.67 4200 485.33 4400 399.49 4400 435.81 4400 472.13 4400 508.45 4600 417.65 4600 455.62 4600 493.59 4600 531.56 4800 435.81 4800 475.43 4800 515.05 4800 554.67 5000 453.97 5000 495.24 5000 536.51 5000 577.78 5200 472.13 5200 515.05 5200 557.97 5200 600.89 5400 490.29 5400 534.86 5400 579.43 5400 624.00 5600 508.45 5600 554.67 5600 600.89 5600 647.11 5800 526.60 5800 574.48 5800 622.35 5800 670.22 6000 544.76 6000 594.29 6000 643.81 6000 693.34 6200 562.92 6200 614.10 6200 665.27 6200 716.45 6400 581.08 6400 633.91 6400 686.73 6400 739.56 6600 599.24 6600 653.72 6600 708.19 6600 762.67 6800 617.40 6800 673.53 6800 729.65 6800 785.78 7000 635.56 7000 693.34 7000 751.11 7000 808.89 7200 653.72 7200 713.14 7200 772.57 7200 832.00 7400 671.88 7400 732.95 7400 794.03 7400 855.11 7600 690.03 7600 752.76 7600 815.49 7600 878.22 103 7800 708.19 7800 772.57 7800 836.95 7800 901.34 8000 726.35 8000 792.38 8000 858.42 8000 924.45 8200 744.51 8200 812.19 8200 879.88 8200 947.56 8400 762.67 8400 832.00 8400 901.34 8400 970.67 8600 780.83 8600 851.81 8600 922.80 8600 993.78 8800 798.99 8800 871.62 8800 944.26 8800 1016.89 9000 817.15 9000 891.43 9000 965.72 9000 1040.00 9200 835.30 9200 911.24 9200 987.18 9200 1063.11 9400 853.46 9400 931.05 9400 1008.64 9400 1086.23 9600 871.62 9600 950.86 9600 1030.10 9600 1109.34 9800 889.78 9800 970.67 9800 1051.56 9800 1132.45 10000 907.94 10000 990.48 10000 1073.02 10000 1155.56 10200 926.10 10200 1010.29 10200 1094.48 10200 1178.67 10400 944.26 10400 1030.10 10400 1115.94 10400 1201.78 10600 962.42 10600 1049.91 10600 1137.40 10600 1224.89 10800 980.57 10800 1069.72 10800 1158.86 10800 1248.00 11000 998.73 11000 1089.53 11000 1180.32 11000 1271.11 11200 1016.89 11200 1109.34 11200 1201.78 11200 1294.23 11400 1035.05 11400 1129.15 11400 1223.24 11400 1317.34 11600 1053.21 11600 1148.96 11600 1244.70 11600 1340.45 11800 1071.37 11800 1168.77 11800 1266.16 11800 1363.56 12000 1089.53 12000 1188.57 12000 1287.62 12000 1386.67 12200 1107.69 12200 1208.38 12200 1309.08 12200 1409.78 12400 1125.84 12400 1228.19 12400 1330.54 12400 1432.89 12600 1144.00 12600 1248.00 12600 1352.00 12600 1456.00 12800 1162.16 12800 1267.81 12800 1373.46 12800 1479.12 13000 1180.32 13000 1287.62 13000 1394.92 13000 1502.23 13200 1198.48 13200 1307.43 13200 1416.39 13200 1525.34 13400 1216.64 13400 1327.24 13400 1437.85 13400 1548.45 13600 1234.80 13600 1347.05 13600 1459.31 13600 1571.56 13800 1252.96 13800 1366.86 13800 1480.77 13800 1594.67 14000 1271.11 14000 1386.67 14000 1502.23 14000 1617.78 14200 1289.27 14200 1406.48 14200 1523.69 14200 1640.89 14400 1307.43 14400 1426.29 14400 1545.15 14400 1664.00 14600 1325.59 14600 1446.10 14600 1566.61 14600 1687.12 14800 1343.75 14800 1465.91 14800 1588.07 14800 1710.23 15000 1361.91 15000 1485.72 15000 1609.53 15000 1733.34 104 4.5.3 Biểu đồ quan hệ ảnh hưởng của đ cứng (EAg) cường đ (Tmax) K v mô đun đ n hồ đất nền (Es) đến an toàn ổn định Hình 4.28 Quan hệ của độ cứng VĐKT (EAg) và mô đun đàn hồi đất đắp (Es) đến an toàn ổn định (Fs = 1,2). Cường độ Tmax = 12; 14; 16 kN/m Hình 4.29 Quan hệ của độ cứng VĐKT (EAg) và mô đun đàn hồi đất đắp (Es) đến an toàn ổn định (Fs = 1,2). Cường độ Tmax = 18; 20; 22 kN/m 0 200 400 600 800 1000 1200 1 0 0 0 1 8 0 0 2 6 0 0 3 4 0 0 4 2 0 0 5 0 0 0 5 8 0 0 6 6 0 0 7 4 0 0 8 2 0 0 9 0 0 0 9 8 0 0 1 0 6 0 0 1 1 4 0 0 1 2 2 0 0 1 3 0 0 0 1 3 8 0 0 1 4 6 0 0 EA g (k N ) Es (kN/m2) Tmax=12 kN Tmax=14 kN Tmax=16 kN 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1 0 0 0 1 8 0 0 2 6 0 0 3 4 0 0 4 2 0 0 5 0 0 0 5 8 0 0 6 6 0 0 7 4 0 0 8 2 0 0 9 0 0 0 9 8 0 0 1 0 6 0 0 1 1 4 0 0 1 2 2 0 0 1 3 0 0 0 1 3 8 0 0 1 4 6 0 0 EA g (k N ) Es (kN/m2) Tmax=18 kN Tmax=20 kN Tmax=22 kN 105 Hình 4.30 Quan hệ của độ cứng VĐKT (EAg) và mô đun đàn hồi đất đắp (Es) đến an toàn ổn định (Fs = 1,2). Cường độ Tmax = 24; 26; 28 kN/m 4.6 So sánh khả năng đứt cốt v tu t cốt K ảnh hưởng đến an to n ổn định nền đắp g a cường V được trải thành từng lớp nằm ngang trong nền đắp tạo thành hệ “đất-cốt-đất” ổng lực tiếp xúc giữa V và đất nền được xác định là ∑ rong đó, σ là ứng suất theo phương đứng; φ là góc nội ma sát đất đắp; c là lực dính đơn vị đất đắp nền Ví dụ V được đặt ở độ sâu bé nhất là ≥ 0,4m (tính từ mặt đường đắp) thì lực tiếp xúc tính cho 1m dài V , cho cả 2 mặt tiếp xúc là: [(0,4m x 17kN/m 3 ) x tg(20 o ) + 20 kN/m 2 ] x 1m x 2 = 44,95 kN/m Như vậy nếu tính cho chiều dài V trong nền đắp là 12m và V được đặt sâu trong nền đắp thì tổng tiếp xúc sẽ rất lớn và so với cường độ V lớn nhất có max = 28 kN/m thì thấy rằng cường độ V mới là yếu tố ảnh hưởng, chi phối hệ số an toàn ổn định nền đắp o đó khi đạt trạng thái phá hoại, khả năng bị đứt cốt lớn hơn rất nhiều so với khả năng bị tuột cốt 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 1 0 0 0 1 8 0 0 2 6 0 0 3 4 0 0 4 2 0 0 5 0 0 0 5 8 0 0 6 6 0 0 7 4 0 0 8 2 0 0 9 0 0 0 9 8 0 0 1 0 6 0 0 1 1 4 0 0 1 2 2 0 0 1 3 0 0 0 1 3 8 0 0 1 4 6 0 0 EA g (k N ) Es (kN/m2) Tmax=24 kN Tmax=26 kN Tmax=28 kN 106 4.7 So sánh kết quả chạy trên chương trình hnh_ress v plax s ác số liệu tính toán, thông số đầu vào như bảng 4 1; bảng 4 2 và bảng 4 3 1. Nền đắp cao 6m ệ số mái dốc đắp 1/1; không sử dụng V a. hương trình hnh_ress có kết quả hệ số an toàn Fs = 1,2 b. hương trình laxis có kết quả hệ số an toàn Fs = 1,2 Hình 4.31 Sơ đồ tính ổn định nền đắp cao 6m bằng chương trình Plaxis Hình 4.32 Biến dạng nền đắp cao 6m tính bằng chương trình Plaxis Nền đắp cao 6m, không gia cường V , hệ số an toàn ổn định được tính từ hai chương trình có kết quả như nhau FS = 1,2. 0 1e4 2e4 3e4 4e4 1 1.05 1.1 1.15 1.2 1.25 |U| [m] Sum-Msf Chart 1 Curve 1 Hình 4.33 Hệ số an toàn nền đắp cao 6m tính bằng chương trình Plaxis 107 2. Nền đắp cao 8m ệ số mái dốc đắp 1/1; sử dụng 4 lớp V , khoảng cách các lớp 0,4m; = 24 kN/m thì: a. hương trình hnh_ress có kết quả hệ số an toàn Fs = 1,2 b. hương trình laxis có kết quả hệ số an toàn Fs = 1,256 Hình 4.34 Sơ đồ tính ổn định nền đắp cao 8m bằng chương trình Plaxis Hình 4.35 Biến dạng nền đắp cao 8m tính bằng chương trình Plaxis 0 1e5 2e5 3e5 4e5 5e5 1 1.05 1.1 1.15 1.2 1.25 1.3 |U| [m] Sum-Msf Chart 2 Curve 1 Hình 4.36 Hệ số an toàn nền đắp cao 8m tính bằng chương trình Plaxis 108 Các kết quả khác tính toán hệ số an toàn, so sánh giữa hai chương trình nhress và laxis được ghi ở bảng 4 28 như sau Bảng 4.28 Kết quả hệ số an to n tính bằng nhress v lax s T T Công trình nền đắp cao Hệ số an toàn Fs Hnhress Hệ số an toàn Fs Plaxis Mức sai số 1 Nền đắp cao 6m; Hệ số mái dốc đắp 1/1; không sử dụng V 1,2 1,2 0 % 2 Nền đắp cao 8m, sử dụng 4 lớp V , khoảng cách giữa các lớp 0.4m, Tmax=24kN/m. 1,2 1,256 4,5 % 3 Nền đắp cao 10m, hệ số mái dốc 6m phía dưới 1/1,25; hệ số mái dốc 4m phía trên 1/1; sử dụng 4 lớp V , khoảng cách 0,4m; Tmax=24kN/m. 1,21 1,2 0,8 % 4 Nền đắp cao 12m, hệ số mái dốc 6m phía dưới 1/1.5, hệ số mái dốc 6m phía trên 1/1; sử dụng 6 lớp V , khoảng cách 0.4m, Tmax=24kN/m. 1,18 1,21 2,5 % 5 Nền đắp cao 10m, hệ số mái dốc 6m phía dưới 1/1,5; hệ số mái dốc 4m phía trên 1/1; sử dụng 2 lớp V , khoảng cách 0,4m, Tmax=24kN/m. 1,22 1,22 0 % 109 6 Nền đắp cao 12m, hệ số mái dốc 6m phía dưới 1/,5, hệ số mái dốc 6m phía trên 1/1,25; sử dụng 4 lớp V , khoảng cách 0,4m, Tmax=24kN/m. 1,2 1,219 1,56% 7 Nền đắp cao 10m, hệ số mái dốc 6m phía dưới 1/1,25 ; hệ số mái dốc 4m phía trên 1/1; sử dụng 4 lớp V , khoảng cách 0.4m, Tmax=28kN/m. 1,22 1,21 0,82% 8 Nền đắp cao 10m, hệ số mái dốc 6m phía dưới 1/1,5; hệ số mái dốc 4m phía trên 1/1 ; sử dụng 2 V , khoảng cách 0.4m, Tmax=18kN/m. 1,21 1,217 0,58% 9 Nền đắp cao 12m, hệ số mái dốc 6m phía dưới 1/1,5 ; hệ số mái dốc 6m phía trên 1/1; sử dụng 6 lớp V , khoảng cách 0.5m, Tmax=28kN/m. 1,21 1,23 1,6% 1 0 Nền đắp cao 12m, hệ số mái dốc 6m phía dưới 1/1,5; hệ số mái dốc 6m phía trên 1/1,25; sử dụng 5 lớp V , khoảng cách 0.4m; Tmax=18kN/m. 1,21 1,2 0,83% ác kết quả chi tiết tính trên chương trình laxis của bảng 4 28 được trình bày ở phần phụ lục 4 3. Các kết quả tính từ chương trình laxis không thể hiện được vùng có biến dạng trượt lớn nhất đầy đủ như chương trình Hnhress. 110 4.8 Kết quả nghiên cứu chương 4 1. Kết quả phân tích ổn định theo phần tử hữu hạn bằng chương trình tính nền đắp gia cường hnh_ress V1.00 cho các trường hợp nền đường đắp cao gia cường V có các chiều cao đắp khác nhau, hệ số mái dốc khác nhau, đắp trên nền đất tốt cũng như đắp trên đất yếu cho kết quả mặt trượt nguy hiểm là các mặt có dạng hình ellipse. Tâm của cung trượt ellipse được xác định ở vị trí có cùng cao độ với mặt của nền đường đắp. hương trình tính thiết lập thuật toán để vẽ đường biến dạng đi qua các điểm có biến dạng trượt lớn nhất trong nền đắp ( isplay > lip uface tresses), sau đó dùng phương pháp xấp xỉ mặt trượt để kiểm tra phương trình ellipse và đồng thời chỉ ra trong vô số mặt trượt tròn giả thiết có một mặt trượt tròn gần đúng rong trường hợp mặt trượt dạng cung tròn được xem là trường hợp đặc biệt của dạng ellipse. Kết quả nghiên cứu này góp phần làm rõ thêm những nghiên cứu trước đây ở trong và ngoài nước [57], [60] cho rằng mặt trượt không phải là mặt trượt tròn. 2. Xây dựng biểu thức tính toán lực căng max (4.36) của các lớp V gia cường trong nền đắp theo mặt trượt dạng ellipse tìm được từ kết quả nghiên cứu, phân tích ổn định bằng phương pháp phần tử hữu hạn. Giá trị biểu thức tính lực căng max của các lớp V cũng đã được xây dựng trong chương trình tính. (Report > Geotextile Forces). 3. Kết quả phân tích trên chương trình tính, các ảnh hưởng đến an toàn ổn định nền đắp cao gia cường V bao gồm: 3.1 Ảnh hưởng của số lượng lớp và khoảng cách giữa các lớp V đến hệ số an toàn ổn định mái dốc nền đắp cao 6m, 8m, 10m, 12m: Bảng 4-4; Bảng 4-5; Bảng 4-9; Bảng 4-13. 3.2 Xác định lực căng max các lớp V trong nền đắp khi mái dốc bị phá hoại, nền đắp cao 8m, 10m, 12m: Bảng 4-6; Bảng 4-10; Bảng 4-14. 111 3.3 Ảnh hưởng của hệ số mái dốc nền đắp (và hệ số mái dốc theo tiêu chuẩn TCVN 4054-05) đến hệ số an toàn ổn định nền đắp cao 8m, 10m, 12m: Bảng 4-7; Bảng 4-11; Bảng 4-15. 3.4 Ảnh hưởng của cường độ V và số lớp V đến hệ số an toàn ổn định nền đắp cao 8m, 10m, 12m: Bảng 4-8; Bảng 4-12; Bảng 4-16; Bảng 4-17. 3.5 Ảnh hưởng của độ cứng V đến hệ số an toàn ổn định nền đắp cao 12m: Bảng 4-24; Bảng 4-25; Bảng 4-26; Bảng 4-27. 3.6 hi đắp nền đường bằng loại đất thông thường có tính chất cơ lý cho như bảng 4.1 hoặc tốt hơn và đắp theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 4054-05 có hệ số mái dốc 1/1,75 đạt an toàn ổn định Fs > 1,2 nên không cần sử dụng V gia cường. V được dùng gia cường khi đắp những nền đất có hệ số mái dốc hơn hoặc đất yếu hơn 3.7 Xây dựng các biểu đồ quan hệ giữa cường độ của V và số lớp V sử dụng để tra cứu trong thiết kế sơ bộ nền đường đắp cao 8m, 10m, 12m theo các hệ số mái dốc khác nhau. Hình 4-9; Hình 4-10; Hình 4-11. 4. Xây dựng biểu thức xác định độ cứng của V EAg (4.51) ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định mái dốc nền đắp gia cường V . Vẽ các biểu đồ quan hệ của độ cứng V (EAg), cường độ ( max) và mô đun đàn hồi đất đắp (Es) đến an toàn ổn định (Fs = 1,2). Hình 4-28; Hình 4-29; Hình 4-30 5. So sánh khả năng đứt cốt và tuột cốt ảnh hưởng đến an toàn ổn định nền đắp gia cường V . 6. o sánh kết quả phân tích trên chương trình tính laxis và hnh_ress 112 KẾ L K Ế Ị 1. Kết luận 1- Xây dựng mô hình tính bài toán nền đắp gia cường V theo quan hệ ứng suất-biến dạng bởi một đường phi tuyến nhiều giai đoạn của V (Robert M Koener) là mô tả sát với thực tế làm việc của loại vật liệu này. 2- Chương trình tính hnh_ress V1.00 (Reinforced Embankment Stability Software) được xây dựng bằng phương pháp PTHH phù hợp với tiêu chuẩn tính toán trên thế giới và Việt Nam. ặc trưng quan hệ ứng xử kéo của V theo một đường cong đàn hồi dẻo được khai báo và mô tả đầy đủ trong chương trình ( efine > tress – Strain Curve > Geotextile). o đó độ cứng của V (EAg), đặc trưng là mô đun đàn hồi (E) cũng được tính theo các độ dốc đường cong này. 3- Luận án đề xuất mặt trượt nguy hiểm của mái dốc nền đường đắp cao gia cường V có dạng hình ellipse. Tâm của ellipse được xác định ở vị trí có cùng cao độ với mặt của nền đường đắp. Bằng phương pháp sai số xấp xỉ mặt trượt cho kết quả kiểm tra mặt trượt dạng ellipse là hợp lý nhất. Trong trường hợp mặt trượt dạng cung tròn được xem là trường hợp đặc biệt của mặt trượt dạng ellipse. 4- Từ kết quả mặt trượt dạng ellipse, xây dựng biểu thức giải tích tính toán lực căng max của các lớp V gia cường trong nền đắp bằng giải tích và trong chương trình tính (Report > Geotextile Forces). 5- ộ cứng của V có ảnh hưởng đến an toàn ổn định nền đắp. Luận án xây dựng biểu thức xác định độ cứng tối thiểu của V (EAg) và biểu đồ quan hệ giữa độ cứng (EAg), mô đun đàn hồi nền đắp (Es) và các thông số khác ảnh hưởng đến an toàn ổn định nền đắp. 6- Kết quả đã phân tích bằng chương trình tính, các ảnh hưởng đến an toàn ổn định nền đường đắp cao có gia cường V bao gồm: i. Số lớp và khoảng cách giữa các lớp V có ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định nền đắp. Với cùng một số lượng lớp V , nếu ta tăng khoảng 113 cách giữa các lớp để bố trí các lớp V theo chiều sâu của nền đường (tính từ mặt đường đắp) thì hệ số an toàn ổn định sẽ tăng lên đáng kể. ii. Giá trị lực căng max tại mỗi điểm của các lớp V trong nền đắp (khi mái dốc đạt đến trạng thái phá hoại) đều xác định được. iii. Hệ số mái dốc có ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định nền đắp. Nền đường đắp đã chọn, đắp theo tiêu chuẩn TCVN 4054-05 thì không cần gia cường V . V được sử dụng để gia cường khi nền đắp có hệ số mái dốc lớn hơn hoặc loại đất nền, đất đắp yếu hơn iv. Cường độ (Tmax) và số lớp V có ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định. ường độ V càng lớn thì hệ số an toàn ổn định càng cao. Các biểu đồ quan hệ giữa cường độ và số lớp V có ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định (Hình: 4.28; 4.29; 4.30) có thể sử dụng trong thiết kế sơ bộ nền đường đắp cao có gia cường V . v. ộ cứng của V (EAg) có ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định mái dốc nền đường đắp. Khi nền đắp gia cường V được đắp bằng loại đất có mô đun đàn hồi Es thì cần chọn loại vải địa có độ cứng EAg tối thiểu xác định ở biểu thức (4 51) để đạt an toàn ổn định và tiết kiệm vật liệu. 2. Kiến nghị Tác giả luận án kiến nghị tiếp tục nghiên cứu, so sánh kết quả tính toán nền đường đắp gia cường V bằng phương pháp của luận án với các phương pháp khác (phương pháp sử dụng theo Quy trình 22 N 262-2000, phương pháp giải tích tính áp lực đất tường chắn …) để tìm ra mức sai số và rút ra quy luật; cũng như tính cho tất cả các loại đất đắp nền đường khác nhau trong cả nước Ngoài ra, tiếp tục nghiên cứu bài toán thấm qua nền đường đắp có gia cường V Phương pháp tính toán của luận án có thể tiếp tục nghiên cứu trong trường hợp nền đắp được gia cường bằng lưới địa kỹ thuật. ác giả đề xuất các kết quả nghiên cứu của luận án này được sử dụng trong các công trình khoa học, quy phạm và trong các nghiên cứu khác 114 CÁC CÔNG TRÌNH KHOA H Ã BỐ 1- ThS. Huỳnh Ngọc ào, Vũ ình hụng (2009), "Một số phương pháp thiết kế có sử dụng V để ổn định nền đất yếu trong xây dựng đường và đê đập", Tạp chí Cầu Đường, (số 11), Tr. 08 -11. 2- ThS. Huỳnh Ngọc ào, Vũ ình hụng (2013), "Những khả năng gây mất ổn định công trình nền đất đắp nhìn từ góc độ tính toán thiết kế", Tạp chí Cầu Đường ISSN 1859-459X, (số 8), Tr.19-22 . 3- ThS Huỳnh Ngọc Hào, GS.TS Vũ ình hụng (2013), "Mô hình tính bài toán ổn định nền đắp đường, đê, đập gia cường V (V ) bằng phương pháp phần tử hữu hạn có xét đến ứng xử kéo của V và quan hệ ứng suất biến dạng của phần tử tiếp xúc giữa đất nền và V ", Tạp chí Cầu Đường ISSN 1859-459X, (số 11),Tr.08-11. 4- ThS Huỳnh Ngọc ào, Vũ ức Sỹ, Vũ ình hụng (2014), “ o sánh kết quả phân tích mặt trượt ổn định mái dốc theo phương pháp phần tử hữu hạn bằng chương trình tính hnh_ress và phương pháp giải tích”, Tạp chí Cầu Đường ISSN 1859-459X, (số 1+2), Tr.38-41. 115 TÀI LIỆU THAM KH O 1. Tiếng Việt 1 B F EEV (1995), Người dịch Nguyễn Hữu Thái, Nguyễn Uyên, Phạm Hà, Phương pháp phần tử hữu hạn trong địa cơ học, Nhà xuất bản giáo dục, Hà Nội. 2. PGS.TS Nguyễn Ngọc Bích, ThS Lê Thị hanh Bình, Vũ ình hụng (2005), Đất xây dựng địa chất công trình và kỹ thuật cải tạo đất trong xây dựng (chương trình nâng cao), Nhà xuất bản Xây Dựng, Hà Nội. 3. PGS.TS Nguyễn Ngọc Bích (2010), Các phương pháp cải tạo đất yếu trong xây dựng, Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội. 4. Bộ Giao thông Vận tải (1998), 22TCN248-98 – Tiêu chuẩn thiết kế, thi công và nghiệm thu vải địa kỹ thuật trong xây dựng nền đắp trên đất yếu, Tiêu chuẩn ngành. 5. Bộ Giao Thông Vận Tải (2005), TCVN 4054 : 2005 Đường Ô tô – Yêu cầu thiết kế (Highway - Specifications for design), Tiêu chuẩn Việt Nam. 6 Võ Như ầu (2007), Tính kết cấu đặc biệt theo phương pháp phần tử hữu hạn, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội. 7. D.T.Bergado – J.C.Chai – M.C.Alfaro – Balasubramaniam, người dịch: Nguyễn Uyên, Trịnh Văn ương (1998), Những biện pháp kỹ thuật mới cải tạo đất yếu trong xây dựng, Nhà xuất bản giáo dục. 8 oàng ình ạm (1996), Tăng cường ổn định và cường độ của nền đường bằng cốt mềm nằm ngang, Luận án phó tiến sỹ khoa học kỹ thuật ngành xây dựng, HN. 9 ại học Bách Khoa Tp Hồ Chí Minh (03/2012), Đất yếu và ứng dụng các công nghệ mới để xử lý gia cố đất yếu, Kỷ yếu Hội thảo Quốc tế. 10 ỗ Văn ệ, s Vũ Minh uấn, Ks Nguyễn Hải Nam, s ỗ Tiến ũng (2008), Tính toán công trình tương tác với nền đất bằng phần mềm GEO5, Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội. 11 ỗ văn ệ (2008), Cơ sở lý thuyết của các phương pháp tính ổn định mái dốc trong phần mềm Slope/W, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội. 12 ỗ Văn ệ, KS Nguyễn Quốc Tới (2012), Phần mềm Geo.Slope/w ứng dụng vào tính toán ổn định trượt sâu công trình, Nhà xuất bản Xây Dựng, Hà Nội. 13 ại học Bách Khoa Tp HCM (2007), Vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp ứng dụng trong công nghệ xây dựng và môi trường, Kỷ yếu Hội thảo Quốc tế, HCM 06/2007. 116 14 Bùi ức Hợp (2000), Ứng dụng vải và lưới địa kỹ thuật trong xây dựng công trình, Nhà xuất bản Giao thông vận tải, Hà Nội. 15. GS.TS ương ọc Hải, Vũ ông Ngữ, KS Nguyễn Chính Bái (2003), Tiêu chuẩn Anh – BS 8006:1995. Đất và các vật liệu đắp khác có gia cường (có cốt), Nhà xuất bản Xây Dựng, Hà Nội. 16 ương ọc Hải (10/2007), Xây dựng nền đường ô tô đắp trên đất yếu, Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội. 17. Trần Quang Hộ (2011), Công trình trên đất yếu, NXB H Quốc gia TP.HCM. 18. GS.TS Nguyễn Thế Hùng (2004), Phương pháp phần tử hữu hạn trong chất lỏng, Nhà xuất bản Xây Dựng, Hà Nội. 19 ương ọc Hải (2012), Thiết kế và thi công tường chắn đất có cốt, Nhà xuất bản Xây Dựng, Hà Nội. 20. Huỳnh Ngọc Hào (2005), Nghiên cứu ổn định của đập đất đắp dưới tác dụng của áp lực sóng và dòng thấm, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, ại học à Nẵng. 21. ThS. Huỳnh Ngọc ào, Vũ ình Phụng (2009), "Một số phương pháp thiết kế có sử dụng Vải địa kỹ thuật để ổn định nền đất yếu trong xây dựng đường và đê đập", Tạp chí Cầu Đường ISSN 1859-459X, (số 11), Tr. 08 -11. 22. ThS. Huỳnh Ngọc ào, Vũ ình hụng (2013), "Những khả năng gây mất ổn định công trình nền đất đắp nhìn từ góc độ tính toán thiết kế", Tạp chí Cầu Đường ISSN 1859-459X, (số 8), Tr.19-22 . 23. ThS Huỳnh Ngọc ào, Vũ ình hụng(2013), "Mô hình tính bài toán ổn định nền đắp đường, đê, đập gia cường vải địa kỹ thuật (V ) bằng phương pháp phần tử hữu hạn có xét đến ứng xử kéo củaV và quan hệ ứng suất biến dạng của phần tử tiếp xúc giữa đất nền và V ", Tạp chí Cầu Đường ISSN 1859-459X, (số 11), Tr. 08-11 24.TS Nghiêm Mạnh Hiến (2013), Phương pháp phần tử hữu hạn, ại học Kiến Trúc, Hà Nội. 25. ThS Huỳnh Ngọc ào, Vũ ức Sỹ, Vũ ình hụng (2014), “ o sánh kết quả phân tích mặt trượt ổn định mái dốc theo phương pháp phần tử hữu hạn bằng chương trình tính hnh_ress và phương pháp giải tích”, Tạp chí Cầu Đường ISSN 1859-459X, (số 1+2), Tr.38-41. 26. PGS.TS Nguyễn Bá Kế(2002), Thiết kế và Thi công hố móng sâu, NXBXD, HN 117 27. Kỹ Thuật Việt Can (2001), Ống địa kỹ thuật SI, SI Geosolution, Tp.HCM. 28. Kỹ Thuật Việt Can (2001), Vải địa kỹ thuật SI loại không dệt, Tp HCM. 29. Kỹ Thuật Việt Can (2001), Vải địa kỹ thuật SI loại dệt, Tp HCM. 30. Kỹ Thuật Việt Can (2001), Vải địa kỹ thuật SI loại dệt sợi đơn, Tp HCM. 31. Kỹ Thuật Việt Can (2001), Vật liệu giữ đất và chống xói mòn Landlok và Pyramat, Tp HCM. 32. Nhà xuất bản Giao thông vận tải (2001), 22TCN-262.2000 Quy trình khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp trên đất yếu, Tiêu chuẩn thiết kế. 33. Pierre Laréal, TS Nguyễn Thành Long, PGS Nguyễn Quang hiêu, Vũ ức Lục, Lê Bá Lương (1998, 2001), Nền đường đắp trên đất yếu trong điều kiện Việt Nam. hương trình hợp tác Việt – Pháp. FSPN0 4282901. VFDP4:1986-1989, Nhà xuất bản Giao thông vận tải, Hà Nội. 34 iáo sư, iến sỹ ịa kỹ thuật han rường Phiệt (2001), Áp lực đất và tường chắn, Nhà Xuất bản xây dựng, Hà Nội. 35 Vũ ình hụng, h Vũ Quốc ường (2005), Công nghệ và vật liệu mới trong xây dựng đường, Tập 1, Nhà xuất bản Xây Dựng, Hà Nội. 36 Vũ ình hụng (1997), "Vải địa kỹ thuật dùng trong xây dựng", Tạp chí xây dựng, (số 9), Tr. 23-25. 37 Vũ ình hụng (1997), "Một số phương pháp thiết kế có sử dụng V để ổn định nền đất yếu trong xây dựng – Việt Nam", Tạp chí xây dựng. 38 Vũ ình hụng (1999), "Giới thiệu phương pháp tính toán kết cấu áo đường mềm có sử dụng vải địa kỹ thuật", Tạp chí cầu đường Việt Nam, (số7). 39 Vũ ình hụng, Lê Văn Quân (2003), " hiết kế kỹ thuật – Thuyết minh xử lý nền đường đắp trên đất yếu – Tuyến tránh thành phố Vinh", Bộ Quốc Phòng - Công ty tư vấn và khảo sát thiết kế xây dựng, Hà Nội. 40 Vũ ình hụng (2003), Thiết kế cải tạo nền đất yếu đường ô tô Trới – Vũ Oai, Quảng Ninh. 41. TS. Nguyễn Quang Phúc, Thiết kế đường ô tô – thiết kế nền mặt đường ô tô, ại học Giao thông Vận tải, Hà Nội. 42 han rường Phiệt (2007), Sản phẩm địa kỹ thuật polime và compozít trong xây dựng dân dụng, giao thông, thủy lợi, Nhà xuất bản Xây Dựng, Hà Nội. 118 43. NGND, PGS, TS Trần Minh Quang (10/2012), Cẩm nang thiết kế xây dựng công trình thủy Nhà xuất bản Giao thông Vận tải, Hà Nội. 44. Tensar International, United Kingdom, bản dịch của Tensar Vietnam (2007), Giải pháp kết cấu Mố cầu – Tường chắn – Dốc đứng. 45. Tensar International, United Kingdom, bản dịch của Tensar Vietnam (2007), Hệ tường TW1 – Giải pháp đối với tường chắn đất. 46. Chu Quốc Thắng (1997), Phương pháp phần tử hữu hạn, Nhà xuất bản Khoa học Kỹ thuật. 47. GS.TSKH Nguyễn Xuân Trục, ương ọc Hải, Vũ ình hụng (2003), Sổ tay thiết kế đường ô tô, tập II, Nhà xuất bản xây dựng, Hà Nội. 48. GS.TS Nguyễn Viết Trung, Ths Nguyễn Thị Bạch ương (2009), Phân tích kết cấu hầm và tường cừ bằng phần mềm Plaxis, Nhà xuất bản Giao thông Vận tải, HN. 49. Ts Nguyễn Cảnh hái, h Lương hị hanh ương, "Xác định mặt trượt nguy hiểm nhất khi tính toán ổn định mái dốc", Tạp chí Trường Đại Học Thủy Lợi, HN. 50. Thông số Vải địa kỹ thuật loại không dệt (phụ lục) - Công ty An Nam Phát ( 81&Itemid=15) 51. GS.TS. Trần Ích Thịnh, TS Nguyễn Mạnh ường (2011), Phương pháp phần tử hữu hạn - Lý thuyết và và bài tập, Nhà xuất bản Giáo dục Việt Nam. 2. Tiếng Anh 52. American association of state highway and transportation officials (1997), Standard specifications for transportation materials and methods of sampling and testing (AASHTO DESIGNATION: M 288-960). 53. BBG Bauberatung Geokunststoffe GmbH & Co. KG (2001), Reinforcement with Geosynthetics examples of applications and design, Issued by Naue Fasertechnik GmbH & Co KG. 54. Chen, W. F. and Mizuno, E. (1990), Nonlinear Analysis in Soil Mechanics. Theory and Implementation. Developments in Geotechnical Engineering 53, Elsevier. 55. Case of geotextile using by section pictures on website. 119 56. Geotextile with drainage, Highway of south Carolina, USA. ( 306972.html) 57. Hammah, R.E., Yacoub, T.E., Corkum, B. & Curran, J.H. (2005), A comparison of finite element slope stability analysis with conventional limit-equilibrium investigation, In Proceedings of the 58th Canadian Geotechnical and 6th Joint IAH- CNC and CGS Groundwater Specialty Conferences – GeoSask 2005, Saskatoon, Canada. 58 ttp // icture of geotextile ussed in the wall hánh ương own, am Túc.Provine,.China..https://www.google.com.vn/search?q=pictures,+wall,+geotextil e&tbm=isch&tbo=u&source 59. PhD Hien Nghiem Manh (2009), Soil pile structure interaction effect on highrise building under seismic shaking, University of Colorado Denver, USA. 60. Murray. R.T, Wrightman. J. and Burt. A.(1982), Use of Fabric Reinforcement for Reinstating Unstable Slopes, TRRL Supplementary Report 751, Transport and Road Research Laboratory. 61. Mirafi (2005), Walls & sloped – case histories, Miragrid geogrids. 62. Robert M. Koerner, PhD., P.E. (1986), Designing with Geosynthetics, The Prentice-Hall publisher in the United States of America. 63. Robert M. Koerner, PhD.,P.E (2005), Designing with Geosynthetics – fifth edition, The Pearson Prentice Hall publisher in the United States of America. 64. Smith, I. M. and Griffiths, D. V. (1997), Programming The Finite Element Method. John Wiley & Sons, Third Edition. 65. Ten Cate Nicolon(2004),Design guide on reinforced slopeswith geogrids,USA,GA 66. Ten Cate Nicolon (2004), Geosystems – case histories (Geotubes, Geocontainers, Geobags), USA, GA. 67. Transportation Research Council (2010), Highway Capacity Manual 2010 (HCM2010) – fifth edition, Washington, D.C. 68. TERRAM Geotextiles (1995), Soil Reinforcement (Geotextiles for Soil Reinforcement), United Kingdom.

Các file đính kèm theo tài liệu này:

  • pdfluan_an_huynh_ngoc_hao_website__7668.pdf
Luận văn liên quan