›
›

Tóm tắt 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 Việt Nam

pdf 36 trang phuongnguyen 2970
Download
Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Tóm tắt 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 Việt Nam", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

  • pdfluan_an_nghien_cuu_phuong_phap_tinh_toan_nen_dap_co_gia_cuon.pdf

Nội dung text: Tóm tắt 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 Việt Nam

  1. - i - BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƢỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI Huỳnh Ngọc Hào C CÓ A C Ờ BẰ VẢ ỊA KỸ Ậ R C C CÔ RÌ XÂY DỰ Ờ Ô Ô Ở V Ệ AM Chuyên ngành: Xây dựng đƣờng ô tô và đƣờng thành phố Mã số: 62.58.30.01 TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT Hà Nội, 06/2014
  2. - ii - CÔNG TRÌNH ĐƢỢC HOÀN THÀNH TẠI TRƢỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: 1: GS.TS Vũ Đình Phụng 2: TS Vũ Đức Sỹ Phản biện 1: GS.TSKH Nguyễn Văn Quảng Đại học Kiến Trúc Hà Nội Phản biện 2: GS.TS Đỗ Bá Chương Đại học Xây Dựng Hà Nội Phản biện 3: PGS.TSKH Nguyễn Văn Cận Đại học Mỏ Địa Chất Hà Nội Luận án được bảo vệ trước Hội đồng đánh giá luận án tiến sĩ cấp Trường họp tại: Trường Đại học Giao Thông Vận Tải vào hồi giờ ’ ngày tháng năm 2014. Có thể tìm hiểu luận án tại: 1. Thư viện Quốc gia 2. Thư viện Trường Đại học Giao thông Vận tải
  3. - iii - CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ 1- ThS. Huỳnh Ngọc Hào, GS.TS Vũ Đình 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, (số 11), Tr. 08 -11. 2- ThS. Huỳnh Ngọc Hào, GS.TS Vũ Đình Phụng (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 Đình Phụng (2013), "Mô hình tính bài toán ổn định nền đắp đường, đê, đập gia cường vải địa kỹ thuật (VĐKT) bằng phương pháp phần tử hữu hạn có xét đến ứng xử kéo của VĐKT và quan hệ ứng suất biến dạng của phần tử tiếp xúc giữa đất nền và VĐKT", Tạp chí Cầu Đường ISSN 1859-459X, (số 11),Tr.08-11. 4- ThS Huỳnh Ngọc Hào, TS. Vũ Đức Sỹ, GS.TS Vũ Đình Phụng (2014), “So 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.
  4. - 1 - MỞ ĐẦU 1- Giới thiệu công trình nghiên cứu: Cùng với sự phát triển mạnh mẽ trong ứng dụng công nghệ vật liệu mới trên thế giới, Việt Nam cũng rất quan tâm nghiên cứu sử dụng vật liệu địa kỹ thuật trong gia cường nền đắp công trình đường, đê, đập. Từ đó đặt ra việc nghiên cứu hoàn thiện phương pháp tính toán cho kết quả đạt độ tin cậy cao đối với bài toán nền đắp gia cường bằng VĐKT trong các công trình xây dựng đường ô tô ở Việt Nam trở nên cần thiết. Trong phạm vi công trình nghiên cứu này, tác giả sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn - phương pháp số có nhiều ưu điểm ở thời điểm hiện nay để áp dụng xây dựng thuật toán, lập chương trình tính trên phần mềm phù hợp với điều kiện Việt Nam và cho một số kết quả nghiên cứu của bài toán ổn định, trạng thái ứng suất-biến dạng nền đắp, đề xuất tính toán và đưa ra các biểu đồ tiện ích sử dụng trong thiết kế. 2- Lý do lựa chọn đề tài: Nhằm hoàn thiện phương pháp tính toán cho bài toán nền đắp có sử dụng VĐKT trong các công trình xây dựng đường ô tô. 3- Mục đích: Xây dựng mô hình tính toán nền đường đất đắp có gia cường bằng VĐKT, góp phần hoàn thiện phương pháp tính toán sát với thực tế làm việc của vật liệu và dự báo khả năng mất ổn định một cách chính xác nhằm đem lại hiệu quả cao, đảm bảo yêu cầu kỹ thuật thiết kế nền đắp gia cường VĐKT 4- Đối tƣợng nghiên cứu: Nền đất đắp có sử dụng VĐKT trong các công trình nền đường. 5- Phạm vi nghiên cứu: Lựa chọn, xây dựng mô hình tính bài toán nền đắp gia cường VĐKT. Xây dựng thuật toán và chương trình tính bằng phương pháp phần tử hữu hạn. Nghiên cứu bài toán nền đường đắp cao có gia cường VĐKT. 6- Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài: VĐKT (Geotextiles) là loại vật liệu mới được chế tạo từ vật liệu polyme tổng hợp hoặc các sản phẩm có liên quan đến polyme nhờ các công nghệ chế tạo khác nhau. Từ những năm 70 của thế kỷ trước VĐKT (VĐKT) đã ra đời ở các nước phương tây. Do có những đặc tính ưu việt nên VĐKT đã nhanh chóng được dùng để gia cường nâng cao sức chịu tải và tính năng ổn định cho các công trình xây dựng, đặc biệt là các công trình đất đắp trong xây dựng cầu đường, thủy lợi Những năm đầu của thập niên 90 - thế kỷ trước, VĐKT được sử dụng rộng rãi ở nhiều nước như Pháp, Hà Lan, Mỹ, Nhật, đặc biệt ở các nước Đông Nam Á như Thái Lan, Philippin, Inđônêxia, Malaysia, Ở nước ta, VĐKT được đưa vào sử dụng công trình xây dựng đường từ năm 1993 và ngày càng được sử dụng rộng
  5. - 2 - rãi. Theo kết quả nghiên cứu của nhiều chuyên gia trong và ngoài nước cho thấy VĐKT dùng trong các công trình xây dựng nền đường đắp cao bằng đất, hay nền đắp trên đất yếu đều đạt hiệu quả kinh tế kỹ thuật cao, dễ dàng trong thi công, giảm giá thành từ 15 - 20%, tăng chất lượng sử dụng, tăng tuổi thọ của công trình. Do vậy việc nghiên cứu hoàn thiện phương pháp tính toán, thiết kế nền đắp có sử dụng VĐKT gia cường là cần thiết để phục vụ yêu cầu thực tế trong thời kỳ hội nhập, thực hiện công nghiệp hóa, hiện đại hóa phát triển đất nước. CHƢƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ TÌNH HÌNH SỬ DỤNG VÀ PHƢƠNG PHÁP TÍNH TOÁN NỀN ĐẮP GIA CƢỜNG VĐKT 1.1. Các nghiên cứu sử dụng và tính toán nền đắp gia cƣờng VĐKT trong và ngoài nƣớc 1.1.1. Lịch sử phát triển và sử dụng VĐKT 1.1.1.1. Giới thiệu chung: VĐKT xuất hiện lần đầu tiên với tên thương mại Bidium vào những năm 60 của thế kỷ trước ở Pháp, nhưng chưa được chú ý và được sử dụng rất ít. Từ sau năm 1975, VĐKT được nhiều nước nghiên cứu hoàn thiện từ khâu chế tạo, phương pháp tính toán và công nghệ thi công. VĐKT nhanh chóng được dùng để gia cường nâng cao sức chịu tải và tính ổn định của các công trình xây dựng nói chung và đặc biệt là các công trình nền đất đắp trong xây dựng các công trình đường ô tô và thủy lợi. Vào thập niên 80 của thế kỷ trước VĐKT được sử dụng rộng rãi ở nhiều nước như Pháp, Hà Lan, Mỹ, Nhật, Trung Quốc, Ấn Độ, Hàn Quốc, đặc biệt ở các nước Đông Nam Á: Thái Lan, Philippin, Inđônêxia, Malaysia, Brunei Ở nước ta năm 1993 VĐKT lần đầu tiên được sử dụng trong dự án nâng cấp QL5 (Hà Nội – Hải Phòng) do Công ty Tư vấn Thiết kế KEI – Nhật Bản thiết kế với trên 500.000 m2 VĐKT rất có hiệu quả để xử lý nền đường đắp trên nền đất yếu. Và từ 1995 cho đến nay VĐKT đã được dùng rất nhiều với các chức năng khác nhau ở nhiều dự án xây dựng đường như các dự án nâng cấp QL1, QL10, QL18, QL3, QL51, QL32, QL38, QL39 và trong các dự án xây dựng đường cao tốc như: Đường cao tốc TP.Hồ Chí Minh – Trung Lương, Đại lộ Thăng Long (từ Láng đi Hòa Lạc, Hà Nội), Cao tốc Hà Nội – Hải Phòng, Cao tốc Giẽ - Ninh Bình, Cao tốc Nội Bài – Lào Cai, Cao tốc Long Thành – Dầu Giây và Cao tốc Bến Lức – Long Thành
  6. - 3 - 1.1.1.2. Phân loại VĐKT [14], [28], [29], [30] Dựa theo công nghệ chế tạo, VĐKT được phân làm hai loại: VĐKT loại dệt (Woven Geotextile) và VĐKT loại không dệt (Nonwoven Geotextile) Một số tiêu chí đánh giá VĐKT: Phụ lục 1: Bảng 1.3 giới thiệu chỉ tiêu cơ lý chính theo ứng dụng của VĐKT; Bảng 1.4 thông số kỹ thuật vải không dệt polyfelt TS; Bảng 1.5 và bảng 1.6 VĐKT không dệt HD – Việt Nam [50]. 1.1.1.3 Các chức năng của VĐKT [13], [14], [27], [31], [34], [35], [36], [38], [44], [56], [58], [61], [62], [63], [66], [68] 1. Làm lớp phân cách giữa các lớp vật liệu với nhau (separation) VĐKT được làm lớp ngăn cách giữa lớp đệm cát và lớp bùn bên dưới; ngăn cách giữa lớp móng dưới (subbase) và lớp đáy áo đường đắp bằng cát bên trên. 2. Chức năng gia cường đất yếu (reinforcement) Đối với nền đắp cao trên nền đất yếu, khi đạt đến một độ cao nào đó nền sẽ bị trượt trồi – trượt toàn khối, trượt cục bộ mái taluy do đó cần sử dụng VĐKT gia cường. VĐKT còn được sử dụng trong trường hợp gia cường nền đất không yếu nhưng nền cần đắp cao. 3. VĐKT làm cốt tường chắn đất (tường chắn cốt mềm): để tăng khả năng đắp đất cho tường chắn có chiều cao lớn, hoặc độ dốc đứng đến 900, người ta đã sử dụng VĐKT xây dựng nhiều tường chắn vừa đạt yêu cầu về chiều cao đắp tường, độ bền sử dụng và tạo cảnh quan thẩm mỹ nhưng giá thành rẻ hơn từ 25% đến một nửa so với tường bêtông cốt thép [14], [19], [34], [44], [45] 4. Chức năng lọc, thoát nước sau lưng tường chắn (drainage): (hoặc một hệ thống thoát nước ngầm trong những công trình đất đắp về giao thông, thủy lợi ), trước đây người ta dùng vật liệu hạt làm tầng lọc ngược – với một cấp phối vật liệu nhất định. Lần đầu tiên ở Việt Nam, chức năng lọc, thoát nước đã được dùng ở tường chắn đất của đường dẫn lên cầu Tân Thịnh trên QL1, Hà Nội - Lạng Sơn. 5. VĐKT với chức năng vật liệu thấm hạ mực nước ngầm Người ta sử dụng VĐKT bao lấy vật liệu đá dăm cỡ nhỏ để thoát nước, bao lấy ống thoát nước ngầm trước khi đắp cát, bao bọc lấy vật liệu đá dăm khi không có ống thoát nước, bao lấy vật liệu đá dăm có dạng cắt ngang hình thang hở không có ống thoát nước, làm chức năng lớp thấm nước để hạ mực nước ngầm. 6. Bảo vệ, chống xói mòn nền đường đắp, đê biển và xói ta luy mái hồ đập VĐKT được sử dụng với chức năng chống xói mòn [31], bảo vệ mái dốc không bị xói lở làm hư hỏng nền đường, các rãnh dọc hai bên đường, chống xói mòn mái dốc nền đường, đê, đập, đáy các kênh đào, các khu lấp đất lấn biển, nền đường đắp ven sông hồ, mái dốc khu vực thượng, hạ lưu sông, đặc biệt là đoạn
  7. - 4 - qua chỗ thu hẹp lòng sông lưu vực cầu ví dụ như chống xói ở thượng và hạ lưu của các cầu: cầu Phù Đổng (qua sông Đuống), cầu Như Nguyệt (qua sông Cầu), cầu Sương Giang (qua sông Thương) trên QL1 đoạn Hà Nội – Lạng Sơn. 7. VĐKT làm ống địa kỹ thuật (nhóm SI Geosolution) [35] Ống địa kỹ thuật được sử dụng rất đa dạng với nhiều hình thức khác nhau: người ta lấy VĐKT may thành ống rồi bơm đầy cát vào, xếp thành bờ bảo vệ chống xói mòn bờ đê, các công trình chạy dọc bờ biển. 1.1.1.4 Một số công trình xây dựng sử dụng VĐKT ở Việt Nam 1. VĐKT với chức năng làm lớp ngăn cách Dự án nâng cấp QL5 vào những năm 1993-1994, mở rộng mặt đường cũ thêm 20 mét đất đắp trên nền yếu. Cũng với chức năng ngăn cách của VĐKT, hệ thống đường giao thông trong khu đô thị Trung Hòa – Nhân Chính (TP Hà Nội), trước khi rải các lớp cấp phối đá dăm người ta cho trải một lớp VĐKT để ngăn cách với nền đắp cát bên dưới nhằm ngăn cách sự trộn lẫn giữa cát và lớp đá dăm dễ dẫn đến mất ổn định mặt đường. Với chức năng này VĐKT cũng đã được sử dụng trong khi nâng cấp các QL5, QL1, QL10, QL18 và một số loại các đường cao tốc như: cao tốc Tp. Hồ Chí Minh – Trung Lương; Giẽ - Ninh Bình; Nội Bài – Lào Cai; Hà Nội – Hải Phòng; Hà Nội – Thái Nguyên Ngoài ra VĐKT cũng được sử dụng trong các bãi rác nhằm làm phân cách giữa đất và các lớp rác phế thải như: lót đáy bãi rác Tam Tân (Củ Chi, TP HCM năm 2011), bãi rác huyện Bố Trạch (Quảng Bình), bãi rác huyện An Nhơn (Bình Định), bãi rác thành phố Hưng Yên 2. VĐKT với chức năng gia cường nền đắp trên đất yếu: Vào những năm 2000-2003, trước khi xây dựng đường đắp tuyến Trới – Vũ Oai [40], đường cấp III đồng bằng (Quảng Ninh), chủ trì thiết kế đã dùng 2, 3 lớp VĐKT vừa làm lớp ngăn cách vừa làm nhiệm vụ gia cường cho nền đường đắp trên đất yếu. Cũng vào những năm 2002, trên QL1 đoạn tránh thành phố Vinh[39] chủ trì thiết kế đã dùng VĐKT làm lớp ngăn cách giữa đất yếu ở độ sâu đào 80cm và cát đổ lên trên. Sau đó tiếp tục sử dụng 3 lớp VĐKT nữa, mỗi lớp cách nhau 40cm để gia cường phần nền đào (80cm) và phần nền đắp cao 4 ÷ 5m. Hai công trình này đã khai thác đến nay (2013) được trên 10 năm, chất lượng rất tốt. Đây cũng là các công trình sử dụng VĐKT để xử lý nền đắp trên đất yếu lần đầu tiên ở Việt Nam, thi công đơn giản, giảm giá thành xây dựng. Hai công trình này làm tiền đề tốt cho việc sử dụng VĐKT để gia cường nền đắp trên đất yếu cho nhiều dự án xây dựng đường khác như: đường cao tốc TP Hồ Chí Minh – Trung Lương, Giẽ - Ninh Bình, Hà Nội – Thái Nguyên, Nội Bài – Lào cai,
  8. - 5 - 3. VĐKT với chức năng chống xói mòn mái taluy Khi xây dựng nền đắp bảo vệ bờ biển ở Bãi Cháy - Quảng Ninh, VĐKT được dùng để trải trên bề mặt taluy nền đắp, rồi đặt lên đó những viên đá hộc dạng gạch bê tông xi măng nhằm chống xói mòn do áp lực dội đập của sóng. Ngoài ra VĐKT cũng đã được dùng để bảo vệ, gia cố mái taluy hồ chứa như: hồ chứa công viên trung tâm TP Lào Cai (được thiết kế năm 2000 do Sở GTVT Lào Cai làm chủ đầu tư), hai hồ điều tiết ở Trung tâm Hội nghị quốc gia – Hà Nội do Tư vấn Đức thiết kế cũng đã sử dụng VĐKT làm lớp bảo vệ chống xói mòn. Dự án nâng cấp QL1 đoạn Hà Nội – Lạng Sơn do PMU18 đại diện chủ đầu tư, trên các đoạn dẫn vào cầu Phù Đổng (Sông Đuống), cầu Như Nguyệt (Sông Cầu), cầu Xương Giang (Sông Thương), người ta cũng đã sử dụng VĐKT để làm lớp bảo vệ chống xói mòn hai bên mái sông ở thượng – hạ lưu của ba cầu này. 4. VĐKT được dùng thay vật liệu tầng lọc ngược Trên QL1 qua cầu Tân Thịnh – Thị trấn Vôi (Lạng Giang, Bắc Giang) đoạn nối giữa cầu Tân Thịnh và cầu vượt đường sắt (QL1 cũ) dài 80m, người ta xây dựng tường chắn bê tông cốt thép có chiều cao H = 7,2m vào năm 1998. Ở đáy tường chắn phía bên trong nền đắp đã được đổ sỏi rồi phủ lên đó một lớp VĐKT trước khi đắp nền nhằm thay thế vật liệu tầng lọc ngược để thoát nước ở chân tường chắn. 1.1.2 Các phƣơng pháp tính toán nền đắp gia cƣờng VĐKT trong và ngoài nƣớc hiện nay: Các phương pháp giải tích tính toán nền đắp có cốt để đánh giá mức độ ổn định sử dụng phương pháp cân bằng giới hạn (mô men hoặc lực) và kèm theo đó là việc sử dụng các hệ số riêng phần tương ứng. [15], [63]. 1.1.2.1 Phương pháp giải tích tính toán nền đắp có cốt trên nền đất yếu [2], [3], [7], [9], [15], [16], [17], [21], [32], [33],[35], [37]: Cốt được đặt nằm trong nội tại nền đất và ngay cả trong thân nền đắp, nhằm ngăn ngừa sự phá hoại do cắt trượt qua thân nền đắp hoặc cắt trượt trong vùng đất yếu. 1. Ổn định cục bộ [7], [15], [32], [33]: Kiểm tra ổn định cục bộ của mái dốc nền đắp theo bất đẳng thức sau: (1.1) H: là chiều cao nền đắp; Ls: chiều dài cạnh nằm ngang mái dốc (bề rộng chân mái dốc); φ’cv: góc ma sát của vật liệu nền đắp lúc có biến dạng lớn trong điều kiện ứng suất hữu hiệu; fms: hệ số vật liệu riêng phần áp dụng cho tg φ’cv (fms = 1). 2. Ổn định trượt tròn (Phương pháp phân tích mặt trượt): Phương pháp phân tích mặt trượt được dùng phổ biến nhất trong tính toán ổn định trượt tròn đối
  9. - 6 - với các nền đắp có sử dụng cốt đặt ở đáy nền đắp. Mômen gây trượt MD do đất và tải trọng là: (1.2) Mômen giữ MRS do đất: (1.3) Mômen giữ MRR do cốt tăng cường: (1.4) trong đó: ffs là hệ số tải trọng riêng phần về trọng lượng đơn vị của đất; wi: là trọng lượng cột đất i; bi: bề rộng cột đất thứ i; αi : góc tiếp tuyến đáy cột đất thứ i hợp với phương ngang; Rd : bán kính cung trượt tròn; fms : hệ số vật liệu riêng phần áp dụng cho tgφ’cv ; φ’cv: góc ma sát vật liệu đắp nền lúc có biến dạng lớn trong điều kiện ứng suất hữu hiệu; ui : áp lực nước lỗ rỗng tác dụng trên mặt trượt mảnh thứ i ; Lực kéo Troj yêu cầu đối với 1m dài nền đắp tại mỗi điểm j dọc theo đáy nền đắp được xác định là: (1.5) Trong đó: Yj là cánh tay đòn theo hướng thẳng đứng của mômen đối với tâm mặt trượt nguy hiểm tại điểm j trên đáy nền đắp; MRRj: mô men giữ lớn nhất do cốt tăng cường tại điểm j trên đáy nền đắp; MDj: mô men trượt lớn nhất tại j trên đáy nền đắp (đã được nhân hệ số); MRSj: mô men giữ lớn nhất do đất tạo ra tại điểm j trên đáy nền đắp (đã được nhân hệ số). 1.1.2.2 Phương pháp giải tích tính toán nền đắp có cốt trên đất tự nhiên tốt 1. Ổn định ngoài Trường hợp kết quả có một hoặc nhiều cách phá hoại xảy ra thì có thể lựa chọn xử lý theo các cách như: giảm độ dốc mái nền đắp, tăng bề rộng vùng bố trí cốt, sử dụng vật liệu đắp có chất lượng tốt, tăng cường nền móng bằng các biện pháp gia cố đất, bệ phản áp, sử dụng vật liệu đắp có trọng lượng nhẹ, tổ hợp cốt ở các mức độ cao khác nhau, bố trí thêm hệ thống thoát nước để giảm áp lực nước lỗ rỗng, hoặc xử lý kết hợp các phương án trên [15],[32]. 2. Ổn định nội bộ [15], [32], [33], [35], [57], [53], [63] Các phương pháp tính toán nền đắp có cốt dựa trên cơ sở các phương pháp cân bằng giới hạn và sử dụng các hệ số riêng phần tương ứng với trạng thái giới hạn đang tính. Bao gồm: a. Phương pháp khối nêm hai phần (mặt trượt dạng gãy khúc) [12], [15] Lực gây trượt tổng hợp (lực gây xáo động tổng hợp) trong trường hợp một mái dốc không chịu thêm ngoại tải được tính là: (1.7) Trong đó: Rh là lực gây xáo động tổng hợp đối với 1m dài dọc theo mặt mái dốc;
  10. - 7 - ffs là hệ số riêng phần áp dụng cho trọng lượng đơn vị của đất; K là tỉ số giữa ứng suất (áp lực) nằm ngang và ứng suất thẳng đứng; ɣ là trọng lượng đơn vị của đất; H là chiều cao nền đắp. Để cốt không bị kéo đứt, khoảng cách cốt theo phương thẳng đứng được xác định từ biểu thức: (1.8) Trong đó: Svj là khoảng cách cốt theo phương thẳng đứng ở mức j trong mái dốc; Tj là lực kéo lớn nhất trong cốt cho 1 m dài ở mức j trong mái dốc; ffs là hệ số tải trọng riêng phần áp dụng cho trọng lượng đơn vị của đất; hj là chiều cao đắp trên mức j trong mái dốc; fq là hệ số tải trọng riêng phần áp dụng cho ngoại tải; ws là tải trọng ngoài do tĩnh và hoạt tải (phân bố đều ở mặt trên kết cấu [15, tr. 10]). Đoạn neo bám Lej để không xảy ra tuột cốt được xác định từ trạng thái giới hạn phá hoại, chiều dài neo cốt thõa mãn [15, tr. 118]: (1.9) Trong đó: Lej là chiều dài neo bám cốt tối thiểu tính toán ở mức j ; fp : hệ số riêng phần khống chế hiện tượng cốt bị kéo tuột; fn : hệ số riêng phần khống chế do công trình bị phá hoại gây ra; fms : hệ số riêng phần áp dụng cho tgφ’p và c’; ws : ngoại tải; α’: hệ số tương tác biểu thị liên hệ giữa sức neo bám cốt và đất với tgφ’p ; φ’p : góc kháng cắt lớn nhất của vật liệu đắp; αbc’: hệ số dính bám biểu thị liên hệ giữa sức neo bám đất – cốt với c’; c’: lực dính hữu hiệu của vật liệu đắp. Nhận xét phương pháp mặt trượt gãy khúc - Phương pháp tính “khối nêm hai phần” chưa xét đến ảnh hưởng của lực đẩy nằm ngang do độ nghiêng của mặt phía trên tạo ra (chỉ xét đến lực thẳng đứng là trọng lượng khối đất). “Khối nêm hai phần” là một dạng tổng quát của phương pháp cân bằng giới hạn. Phương pháp này có ưu điểm là đơn giản, các mặt phá hoại có khả năng xảy ra có thể xác định gần đúng dần trong một phạm vi rộng. Ngoài ra phương pháp này cũng dễ dàng để thiết lập một vòng lặp chương trình tính toán trên máy. Phương pháp mặt trượt gãy khúc được dùng trong trường hợp nền đất xen kẹp lớp đất yếu ở giữa [12], mặt trượt xảy ra sẽ theo bề mặt trượt gãy khúc lớp đất yếu, trường hợp này hệ số an toàn Fsmin được xác định theo nguyên lý phân mảnh khối trượt, áp dụng cho loại nền đất không đồng nhất (có lớp đất yếu xen kẹp).
  11. - 8 - b. Phương pháp phân mảnh để tính mặt trượt tròn [12], [15], [32], [33], [35], [49], [65], [63] Các giả thiết đối với phương pháp phân mảnh để tính mặt trượt tròn trong nền đắp có cốt là lực tương tác giữa các mảnh được bỏ qua vì cốt có ảnh hưởng phức tạp đến các lực đó và sự có mặt của cốt làm cho khối đất trượt ít bị xáo động. Ngoài ra phương pháp này cũng giả thiết lực tương tác giữa các cốt được bỏ qua và các lớp cốt đều nằm ngang; cốt chỉ được xét đến tại những vị trí giao cắt với mặt trượt giả thiết tại mỗi mảnh riêng; mômen giữ cho các tác động tổ hợp của đất và cốt không được nhỏ hơn mômen trượt do trọng lượng đất gây ra (mô men được tính với tâm quay khối trượt). Như vậy điều kiện cân bằng cần thõa mãn để giải quyết bài toán là: (1.10) Trong đó: MD mômen gây trượt do trọng lượng bản thân của đất và tải ngoài; MRS: mômen giữ do cường độ chống cắt của đất; MRR: mômen giữ do sự có mặt của cốt trong mái dốc: (1.11) ; Trong đó : Tj là lực kéo lớn nhất trong cốt ở mức j trong mái dốc ; Yj: khoảng cách lớp cốt thứ j đến tâm trượt theo trục Y ; ffs : hệ số riêng phần áp dụng cho trọng lượng đơn vị của đất ; fq : hệ số riêng phần áp dụng cho ngoại tải ; Wi : trọng lượng cột đất thứ i ; wsi : ngoại tải tác dụng lên mảnh i ; c’ : lực dính đơn vị của vật liệu đắp xác định trong điều kiện ứng suất hữu hiệu ; ui : áp lực nước lỗ rỗng tác dụng lên mặt trượt ở mảnh i ; φ’p : góc kháng cắt lớn nhất của vật liệu đắp ; fms : các hệ số vật liệu riêng phần áp dụng cho tgφ’p và c’ ; : hệ số điều chỉnh mô men (trạng thái giới hạn phá hoại lấy bằng 1,25; trạng thái giới hạn sử dụng lấy bằng 1,0). Trong đó chiều dài cốt được xác định để không xảy ra phá hoại tuột cốt là: (1.14) Lej là chiều dài neo bám cốt tối thiểu tại j trong mái dốc ; fp : hệ số riêng phần để khống chế hiện tượng cốt bị kéo tuột ; fn : hệ số riêng phần để khống chế hậu quả ’ kinh tế do công trình bị phá hoại gây ra ; fms : hệ số riêng phần áp dụng cho tgφ p ’ và c’ ; ws : ngoại tải (do tĩnh tải) ; α : hệ số tương tác biểu thị mối liên hệ ’ ’ giữa sức neo bám cốt và đất với tgφ p ; φ p : góc kháng cắt lớn nhất của vật liệu
  12. - 9 - đắp ; αbc’ : hệ số dính bám biểu thị liên hệ giữa sức neo bám đất – cốt với c’ ; c’ : lực dính hữu hiệu của vật liệu đắp. Phƣơng pháp cung trƣợt tròn đã đƣợc phát triển bởi [48]: K. Terzaghi; A.V. Bishop; G.B. Janbu; A.A. Nichiprovich ; Phương pháp Lý thuyết độ ẩm. Nhận xét phương pháp phân mảnh trượt tròn: Phương pháp tính ổn định với giả thiết mặt trượt tròn có bán kính R được dùng phổ biến, tính toán tìm ra cung trượt nguy hiểm nhất với hệ số an toàn Fsmin. Phương pháp cung trượt tròn có thể tính toán ổn định cho các mái dốc thông thường có hình dạng khác nhau, chỉ phù hợp với nền đất đồng nhất. Cốt gia cường được xét đến yếu tố cường độ kéo Tmax. c. Một số phương pháp tính toán khác đối với nền đắp có cốt dựa trên điều kiện cân bằng mômen hoặc lực i. Phương pháp tính toán ứng suất kết hợp [15], [32], [33] Mặt phá hoại theo phương pháp tính toán ứng suất kết hợp, được xác định trên cơ sở lý thuyết ứng suất kết hợp và phương pháp phân tích ứng suất theo vòng Mohr. Trong phân tích tính toán, phương pháp này có phần phức tạp hơn nhưng có khả năng phân tích tốt hơn do có thể xét được biến đổi cục bộ của ứng suất. ii. Phương pháp tính toán theo mặt trượt xoắn ốc logarit [15] Phương pháp này, mặt trượt giả thiết có dạng xoắn ốc logarit đã đơn giản hóa trình tự tính toán, có thể xác định được trực tiếp mômen gây mất cân bằng. Mômen giữ (do sự có mặt của cốt trong mái dốc MRR) phải lớn hơn mômen gây mất cân bằng (M0), tức là : MRR ≥ M0 Trong đó: MRR là momen giữ do có mặt của cốt trong mái dốc; Mo : momen gây mất cân bằng của mái dốc: (1.15) Trong đó: Tj là lực căng của vải địa ở mức j ; Yj : là khoảng cách lớp cốt thứ j đến tâm trượt theo trục Y. (1.16) ffs là hệ số riêng phần cho trọng lượng đơn vị của đất; fq : hệ số riêng phần cho ngoại tải ; wi : trọng lượng cột đất thứ i; wsi : ngoại tải tác dụng lên mảnh i ; ui : áp lực nước lỗ rỗng tác dụng trên mặt trượt mảnh thứ i ; : hệ số hiệu chỉnh momen. Chiều dài neo bám của cốt cũng được xác định bởi công thức (1.14) iii. Phương pháp trọng lực dính kết (Rankin) [15], [35], [63] Phương pháp này áp dụng trong tính toán tường chắn đất được điều chỉnh để tính cho trường hợp mái dốc có cốt. Trong tính toán áp dụng nguyên lý khối nêm hai phần nhưng
  13. - 10 - điều chỉnh lại cách xác định áp lực hông của đất và đường nối các điểm có lực kéo lớn nhất tương xứng với độ nghiêng của kết cấu. Nhận xét các phương pháp giải tích Các phương pháp giải tích tính theo trạng thái cân bằng giới hạn, phân tích ổn định nền đắp sử dụng mặt trượt giả thiết: tròn, gãy khúc với mỗi lần giả định mặt trượt tìm được một hệ số an toàn tương ứng. Như vậy cần xác định vô số mặt trượt với các giá trị hệ số an toàn khác nhau. Do vậy khả năng tìm được mặt trượt nguy hiểm nhất với hệ số an toàn phù hợp khó chính xác. Phương pháp mặt trượt tròn chủ yếu áp dụng với nền đồng nhất; mặt trượt gãy khúc áp dụng cho nền có nhiều lớp, tính chất cơ lý khác nhau. Các phương pháp giải tích áp dụng tính toán trong các trường hợp mặt cắt hình học nền đắp thông thường, tương đối đơn giản. Phương pháp giải tích chưa xét đến mô đun đàn hồi (E) của đất nền, đất đắp, vật liệu gia cường và độ cứng (EA) của vật liệu gia cường trong nền. 1.1.2.3 Phương pháp số và các phần mềm tính toán 1. Phương pháp nguyên lý cực trị Gauss và sai phân hữu hạn [8] Phương pháp nguyên lý cực trị Gauss do GS. TSKH Hà Huy Cương đề xuất, tác giả Hoàng Đình Đạm xét bài toán trong trường hợp không có bố trí cốt và bài toán có cốt mềm nằm ngang. Đây là bài toán hệ đàn hồi nhiều lớp, có quan hệ giữa trạng thái ứng suất_biến dạng trên cơ sở lý thuyết đàn hồi cho trường hợp bài toán biến dạng phẳng. Trong trường hợp nền đắp có cốt, để xác định trạng thái ứng suất – biến dạng của nền đường đắp có cốt nằm ngang dưới tác dụng của tải trọng xe (phân bố trên đường tròn có bán kính xác định) là bài toán đối xứng trục, tác giả Hoàng Đình Đạm đã sử dụng phương pháp sai phân hữu hạn để tính toán. 2. Cơ sở tính toán của một số chương trình phần mềm a. Phần mềm Geo.Slope (Canada) [10], [11], [12], [20], [22] Tính toán ổn định: Cơ sở lý thuyết của tính toán ổn định trong chương trình Geo.Slope là cân bằng các lực và cân bằng mômen để tìm hệ số an toàn dựa trên lý thuyết cân bằng giới hạn tổng quát (General Limit Equilibrium – GLE). Tính ứng suất, biến dạng: Phương pháp phần tử hữu hạn được áp dụng ở bài toán này dựa trên cơ sở bài toán ổn định cân bằng giới hạn. Các biến số, hệ số an toàn nhận được từ sử dụng phương pháp cân bằng giới hạn. Do vậy, hệ số an toàn (Fs) được tính bằng phần tử hữu hạn của phần mềm này được coi như hệ số ổn định trong Slope/w, được xác định là tỷ số giữa tổng các phản lực cắt dọc theo mặt trượt (∑Sr) với tổng các lực cắt dọc theo mặt trượt đó (∑Sm):
  14. - 11 - b. Phần mềm Plaxis (Hà Lan) Trong phân tích ổn định và biến dạng bài toán mái dốc nền đắp có sử dụng VĐKT, Plaxis xem mô hình quan hệ ứng suất biến dạng của VĐKT và phần tử tiếp xúc giữa vải địa với đất nền giả thiết là đàn hồi dẻo lý tưởng Mohr-Coulomb như hình 1.27 Phương pháp phần tử hữu hạn xác định hệ số an toàn ổn định là phương s pháp giảm c – φ có nội dung như sau: tan ii c ui, (1.19) Fs tan r c r s u, r Trong đó: i , ci và sui, là các góc ma sát trong, lực dính đơn vị và lực dính không thoát nước của đất nền; r , cr và sur, là các góc ma sát trong, lực dính đơn vị và lực dính không thoát nước đã suy giảm của đất nền. Các giá trị suy tan ci sui, giảm được tính như sau: i ; c và s (1.20) r arctan r ur, Fs Fs Fs c. Phần mềm Phase2 (Canada) Phase2 là phần mềm phân tích tính toán ổn  1 3 định hố đào và mái dốc được xây dựng bằng phương pháp PTHH, hệ số an toàn tìm bằng phương pháp giảm c – φ. Phase2 cũng tương tự như Plaxis xem quan hệ ứng suất biến 2sin 2c cos  1-sin 3 1-sin dạng của VĐKT và phần tử tiếp xúc VĐKT E với đất nền là tuyến tính theo mô hình Mohr- 1 Hình 1.27 Quan hệ ứng xử đất - VĐKT Coulomb như hình 1.27 theo d.tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb Nhận xét các phương pháp tính toán: Các phần mềm trình bày trên, trong tính toán đều xem quan hệ ứng xử kéo của VĐKT và phần tử tiếp xúc VĐKT với đất nền là đàn hồi dẻo lý tưởng, quan hệ tuyến tính theo tiêu chuẩn phá hoại Mohr- Coulomb. Trong thực tế, quan hệ này rất phức tạp bao gồm nhiều giai đoạn khác nhau theo mô hình Robert M.Koerner được trình bày ở chương sau. Do vậy trong tính toán chưa mô tả sát với thực tế làm việc của vật liệu. So với các phương pháp giải tích chủ yếu giải quyết tốt bài toán mái dốc có hình dạng thông thường, mặt trượt tròn, gãy khúc giả thiết, dựa trên trạng thái cân bằng giới hạn, tính toán có xét đến cường độ VĐKT nhưng chưa xét đến mô đun đàn hồi (E) của đất, của vật liệu gia cường và độ cứng (EA) của vật liệu gia cường; thì phương pháp phần tử hữu hạn tính toán được cho tất cả các loại mái dốc có hình dạng khác nhau, có nền đắp gồm nhiều lớp tính chất phức tạp, hệ số
  15. - 12 - an toàn được xác định là duy nhất và mặt trượt duy nhất trên cơ sở xét chuyển vị tại các nút phần tử. Mặt khác, phương pháp phần tử hữu hạn còn kể đến nhiều yếu tố ảnh hưởng như mô đun đàn hồi của đất nền; mô đun đàn hồi, độ cứng của kết cấu vật liệu gia cường trong đất; So với phương pháp sai phân hữu hạn giải bài toán bằng cách xấp xỉ phương trình vi phân, cơ bản chỉ áp dụng được trong dạng hình chữ nhật với mối quan hệ đơn giản; trong khi đó phương pháp phần tử hữu hạn giải bài toán bằng cách xấp xỉ kết quả lời giải của bài toán, có thể áp dụng với nền có dạng hình học bất kỳ và bài toán có biên phức tạp trong mối quan hệ rời rạc. Từ các so sánh được trình bày ở trên cho thấy phương pháp phần tử hữu hạn có nhiều ưu điểm hơn so với các phương pháp khác. 1.2 Những vấn đề tồn tại mà luận án sẽ tập trung nghiên cứu 1. Các phương pháp tính toán ổn định mái dốc nền đắp có hoặc không có gia cường vật liệu địa kỹ thuật, thường sử dụng các phương pháp tính toán giải tích theo trạng thái cân bằng giới hạn dựa trên mặt trượt tròn giả thiết, mặt trượt gãy khúc giả thiết. Tuy nhiên có nhiều nghiên cứu trên thế giới cho thấy rằng mặt trượt không phải là trượt tròn và cần được nghiên cứu đề xuất bằng những phương pháp tính khác [15], [57], [60]. 2. Các tính toán ổn định nền đắp gia cường VĐKT theo phương pháp giải tích chỉ xét đến cường độ của VĐKT (Tmax) mà chưa xét đến độ cứng của VĐKT (đặc trưng là mô đun đàn hồi Eg). 3. Quan hệ ứng suất - biến dạng của VĐKT là một đường phi tuyến phức tạp. Do đó cần xây dựng mô hình tính toán phù hợp với loại vật liệu vốn có quan hệ ứng xử kéo phức tạp này. 4. Giá trị lực căng Tmax của VĐKT gia cường nền đắp cần được nghiên cứu tính toán để xác định giá trị tại mỗi điểm (vị trí) của các lớp VĐKT gia cường trong nền đắp khi đạt trạng thái giới hạn cường độ. 5. Nghiên cứu xác định sự ảnh hưởng của độ cứng (EAg) VĐKT đến hệ số an toàn ổn định nền đắp. 6. Các nghiên cứu nền đường đắp gia cường VĐKT về: số lượng VĐKT cần thiết sử dụng, hệ số mái dốc nền đắp, cường độ và độ cứng của VĐKT gia cường ảnh hưởng đến an toàn ổn định nền đắp, cần được nghiên cứu tính toán. Từ các kết quả tính toán thực nghiệm vẽ các biểu đồ sử dụng VĐKT, phục vụ cho tra cứu nhanh trong công tác thiết kế sơ bộ nền đắp gia cường VĐKT. 1.3 Mục tiêu của đề tài: Chọn mô hình và xây dựng thuật toán chương trình tính bài toán nền đắp gia cường VĐKT bằng phương pháp phần tử hữu hạn.
  16. - 13 - Từ đó thiết lập, giải quyết các bài toán thực tế trong xây dựng nền đắp gia cường và đề xuất các vấn đề còn tồn tại mà luận án tập trung nghiên cứu. 1.4 Nội dung nghiên cứu Các ứng dụng của VĐKT trong các công trình xây dựng và mô hình tính toán nền đắp gia cường VĐKT trên thế giới và Việt Nam. Mô hình tính bài toán ổn định của nền đắp gia cường VĐKT bằng phương pháp phần tử hữu hạn. So sánh với các chương trình, phần mềm khác trên thế giới và Việt Nam để thiết lập thuật toán và chương trình phần mềm tính toán cho các nghiên cứu. 1.5 Phƣơng pháp nghiên cứu: Trên cơ sở xây dựng mô hình tính toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn, lập thuật toán và chương trình phần mềm so sánh với các phương pháp và chương trình tính trong và ngoài nước khác, giải các bài toán và đề xuất các kết quả đạt được. Lựa chọn và xây dựng mô hình tính bài toán nền đắp gia cường vật liệu địa kỹ thuật được trình bày trong chương tiếp theo. CHƢƠNG 2 MÔ HÌNH TÍNH BÀI TOÁN NỀN ĐẤT ĐẮP GIA CƢỜNG BẰNG CỐT MỀM VĐKT 2.1 Mục đích và yêu cầu 2.1.1 Mục đích: Lựa chọn, xây dựng mô hình tính toán nền đắp có sử dụng cốt mềm vật liệu địa kỹ thuật mô tả sát thực tế làm việc của vật liệu trong hệ kết cấu “đất-cốt” bằng phương pháp PTHH, nghiên cứu các thông số ảnh hưởng đến kết quả phân tích ổn định và trạng thái ứng suất – biến dạng của nền đắp gia cường 2.1.2 Yêu cầu Mô hình tính toán hướng đến sự làm việc sát với thực tế của vật liệu trong hệ kết cấu “đất + cốt” được mô hình hóa và lựa chọn các đặc trưng vật liệu đất, cốt gia cường sao cho thích hợp. 2.2 Các tính chất của VĐKT [42], [62], [63] 2.2.1 Một số khái niệm về thuộc tính của VĐKT [62], [63] Trong phạm vi luận án này, độ cứng không sử dụng theo khái niệm độ cứng uốn mà ở đây khái niệm độ cứng được hiểu là: (EA / L) là độ cứng đơn vị của phần tử thanh chịu lực dọc trục, mô hình hóa phần tử VĐKT trong bài toán phần tử hữu hạn. Và như vậy EA được gọi là độ cứng của phần tử VĐKT, đơn vị tính là kN. 2.2.2 Đƣờng quan hệ ứng suất – biến dạng của VĐKT Theo mô hình của Robert M.Koerner trong “Designing with Geosynthetics” phiên bản thứ 5, (Hoa Kỳ, 2005) [63] , VĐKT tùy theo cách chế tạo khác nhau có các
  17. - 14 - quan hệ ứng xử kéo là đường cong khá phức tạp. Một số loại VĐKT tiêu biểu có đường quan hệ ứng suất – biến dạng đặc trưng cho ở hình 2.1. Hình 2.1 Ứng xử kéo của VĐKT theo mô Hình 2.2 Quan hệ ứng suất – biến dạng của tiếp hình Robert M.Koerner [63] xúc VĐKT và đất nền theo Robert M.Koerner [63] Cũng theo Robert M.Koerner, quan hệ ứng suất biến dạng của phần tử tiếp xúc VĐKT với đất nền trong thí nghiệm kéo trượt là một quan hệ gồm nhiều giai đoạn: giai đoạn phi tuyến (nonlinear) - đoạn 0-1, ứng suất tiếp tăng nhanh và biến dạng tăng chậm; giai đoạn tái bền (hardening) – đoạn 1-2, ứng suất tiếp tăng đồng thời biến dạng tăng; và giai đoạn hóa mềm (softening) – đoạn 2-3, ứng suất tiếp giảm và biến dạng tăng. Quan hệ đó được thể hiện ở hình 2.2 2.2.3 Một số ví dụ xác định tính cơ lý của VĐKT [63] 2.3 Xây dựng mô hình bài toán: Phương pháp PTHH trong các chương trình Plaxis, Pharse2 đều xem quan hệ ứng suất- biến dạng khi kéo của VĐKT là đàn hồi dẻo lý tưởng theo mô hình Mohr-Coulomb (hình 1.27). Tức là độ dốc đường quan hệ ứng suất- biến dạng xem như tuyến tính (độ dốc này chính là đặc trưng mô đun đàn hồi của VĐKT). Sau đó, khi đạt trạng thái cường độ thì VĐKT sẽ bị phá hoại ngay. Tuy nhiên, theo mô hình của Robert M. Koerner thì ứng suất – biến dạng của VĐKT là một đường phi tuyến bao gồm nhiều giai đoạn (hình 2.1). Vì vậy tùy thuộc vào mức độ biến dạng của VĐKT mà trạng thái ứng suất sẽ khác nhau. Phần sau sẽ xây dựng mô hình bài toán tính nền đắp gia cường VĐKT bằng phương pháp phần tử hữu hạn. Trong đó, các đặc trưng quan hệ ứng suất - biến dạng của VĐKT được xây dựng theo mô hình phi tuyến của Robert M. Koerner. 2.3.1 Một số giả thiết: Giả thiết nền đất đắp n loại đất, nền tự nhiên là một hoặc nhiều lớp đất, mỗi lớp đất đồng nhất. Cốt mềm VĐKT đặt trong một lớp đất
  18. - 15 - hoặc giữa hai lớp đất. Biên có độ dốc đắp m1, m2, mn. Xem nền đất là hệ đàn hồi dẻo nhiều lớp, mỗi lớp được đặc trưng bởi mô đun đàn hồi Es ; hệ số Poisson ν và đặc trưng cường độ là lực dính đơn vị c, góc ma sát trong . Xem cốt là vật liệu đàn hồi dẻo chỉ chịu lực kéo, không chịu nén, được đặc trưng bởi mô đun đàn hồi Eg; độ cứng EAg và cường độ chịu kéo Tmax. 2.3.2 Xây dựng mô hình tính toán bài toán ổn định của nền đƣờng đắp có cốt mềm theo phƣơng pháp phần tử hữu hạn [23] 2.3.2.1 Các phương trình cơ bản của lý thuyết đàn hồi [1], [24] Theo định luật Hooke, mối liên hệ giữa ứng suất-biến dạng bởi các công thức: 1 x  x   y  z Trong đó:  ,  , và  là các biến dạng dọc E x y z 1 trục tương ứng theo hướng X, Y, và Z;  ,  ,      xy yz yE y x z (2.2) và  là các biến dạng trượt;  ,  , và  là 1 zx x y z z  z   x  y E các ứng suất pháp tương ứng theo hướng X, Y, 21  và Z; , , và là các ứng suất tiếp; E là  xy  yz  zx xy xy E mô đun đàn hồi và  là hệ số Poisson. 21   yzE yz Véc-tơ biến dạng liên hệ với véc-tơ ứng suất: 21   zxE zx   1 2  1  0   xx 1 (2.6) xx 10     (2.7) 2 E yy   1  1  0   E yy  10     0 0 2 1   1  1 2 xy  xy   12   xy  00 xy  2 Nghịch đảo phương trình (2.6) ta được (2.7) Ứng suất pháp theo phương Z: E (2.8) z  x  y 1  1 2 2.3.2.2 Phương trình cơ bản của phương pháp phần tử hữu hạn [6],[24],[46],[51] Đối với vật liệu đàn hồi tuyến tính, quan hệ ứng suất và biến dạng là: (2.9)  E  00   Trong đó:  véc tơ ứng suất;  là véc tơ biến dạng; [E] là ma trận đàn hồi; là véc tơ biến dạng ban đầu; và là véc tơ ứng suất ban đầu. 0  0 Chuyển vị d trong phần tử i được nội suy từ chuyển vị nút: d  N u N  là ma trận hàm dạng. Chuyển vị và biến dạng có mối liên hệ:
  19. - 16 -    d hay  Bu  trong đó BN    (2.15) e là ma trận độ cứng của phần tử e là: e T (2.17) k k  B  E B dV Véc tơ lực của phần tử e xác định theo: fe BETTTT B dVNqdVN  dS (2.18)     00          Véc tơ lực của hệ kết cấu: NNN f uBETTTTTTT B dV uNqdV uN  dSUF (2.19)  e     00      e     e      e 1 e 1 e 1 2.3.2.3 Hệ số an toàn theo phương pháp giảm c-φ Hệ số an toàn được tính là tỷ số giữa sức kháng thực tế và sức kháng tối thiểu như sau: (2.20) hoặc (2.21) Trong đó: , và là các góc ma sát trong, lực dính đơn vị và lực dính i ci sui, không thoát nước của đất nền; r , cr và sur, là các góc ma sát trong, lực dính đơn vị và lực dính không thoát nước đã suy giảm của đất nền. tan s Các giá trị suy giảm là: i ; ci và ui, (2.22) r arctan cr sur, SF SF SF Nhận xét Tính toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn có kể đến nhiều yếu tố đặc trưng của đất nền và vật liệu gia cường như: mô đun đàn hồi đất nền; cường độ, mô đun đàn hồi, độ cứng vật liệu gia cường. Phương pháp phần tử hữu hạn tìm hệ số an toàn ổn định bằng giải lặp của sự suy giảm c-φ. Trong chương tiếp theo sẽ tập trung nghiên cứu xây dựng thuật toán và chương trình tính bằng phương pháp PTHH để tính bài toán nền đắp gia cường bằng VĐKT. Trong đó, chương trình tính sẽ xây dựng thuật toán phân tích theo mô hình quan hệ ứng suất – biến dạng của VĐKT của Robert M.Koerner. Mô hình này chưa được xây dựng trong thuật toán các chương trình trên thế giới như: Geo.Slope; Plaxis hay Pharse2. Đây là mô hình sát với thực tế làm việc của loại vật liệu VĐKT vốn có quan hệ ứng suất – biến dạng phức tạp được Robert M.Koerner đưa ra trong Designing with Geosynthetics phiên bản thứ 5 [63] vào năm 2005 mà trước đó cũng trong tài liệu này ở phiên bản năm 1986 chưa có hoặc phiên bản năm 1990 có chưa đầy đủ về mô hình ứng suất – biến dạng của loại vật liệu VĐKT này.
  20. - 17 - CHƢƠNG 3 XÂY DỰNG THUẬT TOÁN VÀ CHƢƠNG TRÌNH TÍNH BÀI TOÁN NỀN ĐẤT ĐẮP GIA CƢỜNG VĐKT BẰNG PHƢƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN 3.1 Xây dựng thuật toán 3.1.1 Phần tử tấm tam giác [18], [24] Một kết cấu khối phẳng có thể được chia thành các phần tử tam giác ba nút. Mỗi phần tử có sáu chuyển vị bậc tự do đặt tại các nút. Các nút được đánh số 1, 2, 3 theo hướng ngược chiều kim đồng hồ. Ma trận của phần tử tam giác được đưa ra bởi phương trình tổng quát được viết lại như sau: ke  BTTT EBdV  hB   EBd   AhB   EB  (3.2) e yx230 32 0 xy 32 23 y0 y 0 y 0 23 31 12 (3.3) e h yx310 13 k  E 0 x 0 x 0 x 4A 0 xy 32 13 21 13 31 x y x y x y yx0 32 23 13 31 21 12 12 21 0 xy21 12 3.1.2 Phần tử tấm tam giác đẳng tham số [18], [24], [64] Tọa độ một điểm bất kỳ nằm trong phần tử, nội suy từ tọa độ điểm nút: n n n N e 1, x x N e , và e (3.4) Chuyển vị tại một điểm bất kỳ  i  ii y  yii N i 1 i 1 i 1 n n trong phần tử được nội suy theo chuyển vị nút: e , e (3.5) ux  u xi N i uy  u yi N i i 1 i 1 Hàm dạng của phần tử tấm tam giác 3 điểm nút viết dưới dạng đẳng tham số: N11  ; N22  ; N3  3 1  1  2 (3.6) Hàm dạng của phần tử tấm tam giác 6 điểm nút là: N1  1 21 1 ; N2  2 21 2 ; N3  3 21 3 ; N4 4 1 2 ; N5 4 2 3 ; N6 4 3 1 Ma trận độ cứng của phần tử tấm tam giác viết theo hệ tọa độ địa phương là: 1 1 1 Ke BEBdVhTT BEBJdd (3.13)           21 00
  21. - 18 - Tích phân trong biểu thức (3.13) có thể thực hiện bằng sử dụng tích phân số là : 1 1 1 n f,  d  d  0.5 W f  ,  (3.14) 1 2 2 1 i 1 i 2 i 00 i 1 3.1.3 Mô hình Mohr-Coulomb [33], [54], [59], [64] Mô hình Mohr-Coulomb là mô hình đầu tiên có kể đến ảnh hưởng của ứng suất đối với cường độ của đất nền. Sự phá hoại xuất hiện khi trạng thái ứng suất tiếp  , ứng suất pháp  , trên bất kỳ mặt phẳng nào đó của vật liệu thoả mãn phương trình:  tan c Mô hình Mohr-Coulomb có thể viết dưới dạng là hàm số của các thành phần ứng suất chính (với quy ước là ứng suất nén có giá trị âm) như sau (Chen 11 and Mizuno, 1990) [54]:     sin c cos (3.16) 221 3 1 3 3.1.4 Phần tử tiếp xúc 3.1.4.1 Lý thuyết phần tử tiếp xúc [26], [48] Phần tử tiếp xúc được sử dụng để mô tả hiện tượng trượt giữa hai vật liệu có sự khác nhau lớn về độ cứng. Ví dụ như sự tiếp xúc giữa VĐKT và đất nền. Ứng suất trượt lớn nhất thường giới hạn bởi tiêu chuẩn dẻo Mohr-Coulomb. Phần tử tiếp xúc được đặc trưng bởi ứng suất pháp và ứng suất tiếp và hai thành phần này có quan hệ với biến dạng pháp tuyến và biến dạng trượt như sau:   kn 0  (3.26) Trong đó: kn 0 (3.27)   D   0 ks  0 ks D được gọi là ma trận đàn hồi; kn và ks là độ cứng pháp tuyến và tiếp tuyến 1 Ma trận độ cứng của phần tử tiếp xúc: K  BT  D B t J d (3.28) 1 Trong đó: [B] là ma trận liên hệ giữa biến dạng và chuyển vị; [D] là ma trận đàn hồi như trên; J là định thức ma trận Jacobi và t là chiều dày của phần tử. Khi chuyển vị của hệ được xác định thì biến dạng cũng được xác định. Biểu thức (3.26) dùng để tính toán xác định ứng suất từ biến dạng. Ứng suất tiếp lớn nhất có giá trị như sau:  n tan c (3.29) Hàm dạng của phần tử tiếp xúc 4 điểm nút có dạng như sau: NN13 1  ; NN24  (3.30) 2 2 Chuyển vị tại mặt dưới của phần tử: , (3.31) uxb  u xi N i uyb  u yi N i i 1 i 1
  22. - 19 - 4 4 Chuyển vị tại mặt trên của phần tử: (3.32) uxt  u xi N i uyt  u yi N i i 3 i 3 uuyt yb Biến dạng của phần tử:  t (3.33)     uuxt xb  t ux1 y u 3 4 y1 ux2 t x  1 NNNN10 2 0 3 0 4 0 uy2   O u  t 0 NNNN1 0 2 0 3 0 4 x3 uy3 1 2 1 1 ux4 uy4 Trong đó ma trận quan hệ biến dạng chuyển vị trong biểu thức (3.28) có dạng sau: NNNN0 0 0 0 1 1 2 3 4 (3.35) B t 0 NNNN1 0 2 0 3 0 4 3.1.4.2 Mô hình phi tuyến tiếp xúc giữa VĐKT và đất nền: Quan hệ ứng suất biến dạng của phần tử tiếp xúc thường được giả thiết là đàn hồi dẻo lý tưởng Mohr-Coulomb. Tuy nhiên ứng xử thực tế của tiếp xúc giữa đất nền và VĐKT bao gồm nhiều giai đoạn như phi tuyến, tái bền và hóa mềm. Do đó, tùy thuộc vào mức độ biến dạng của tiếp xúc giữa VĐKT và đất nền mà trạng thái ứng suất tiếp xúc là khác nhau, trong thuật toán xây dựng vòng lặp tính toán theo đường đặc trưng quan hệ ứng suất – biến dạng theo đặc trưng quan hệ như trong hình 2.2. 3.1.5 Phần tử VĐKT 3.1.5.1 Lý thuyết tính toán phần tử VĐKT: Phần tử VĐKT được mô hình hóa bằng phần tử thanh có các đặc trưng đàn hồi là độ cứng kéo. Theo phương pháp PTHH, chuyển vị tại một điểm bất kỳ bên trong phần tử, ux , có thể xấp xỉ bởi chuyển vị hai đầu nút của phần tử là: uz N1 u x 1 N 2 u x 2 (3.36) Trong đó N1 và N2 là các hàm dạng: N1 1 x Le và N2 x Le , như trên hình 3.8, trong đó ux1 và ux2 , là chuyển vị hai đầu phần tử. Độ cứng của VĐKT (K) Le được tính như sau: T (3.37) K EA N   N dx 0
  23. - 20 - Nếu EA là hằng số: EA 11 K (3.38) Le 11 3.1.5.2 Mô hình phi tuyến của phần tử VĐKT: Ứng xử phi tuyến của phần tử VĐKT khá phức tạp. Có thể mô hình ứng xử phi tuyến này bằng các đoạn thẳng, căn cứ vào mức độ biến dạng của VĐKT mà có thể xác định được ứng suất tương ứng. Quan hệ ứng xử này được thể hiện ở hình 2.1 3.1.6 Phân tích phi tuyến [24] Khi phân tích kết cấu theo mô hình phi tuyến vật liệu hay phi tuyến hình học, ma trận độ cứng hoặc véc tơ tải trọng phụ thuộc vào chuyển vị. Thông thường, các bài toán phi tuyến được giải dựa trên sự xấp xỉ hoá tuyến tính. Hiện nay, hai phương pháp được sử dụng nhiều nhất là Newton- Raphson và Newton-Raphson cải tiến. 3.1.7 Sơ đồ khối tổng quát chƣơng trình 3.2 Xây dựng chƣơng trình tính : 3.2.1 Giới thiệu giao diện chƣơng trình tính hnh_ress V 1.00 Tên chương trình: hnh_ress V 1.00 (HNH_ Reinforced Embankment Stability Software - Phần mềm tính toán ổn định nền đắp gia cường).
  24. - 21 - Hình 3.12 Khai báo quan hệ ứng Hình 3.13 Khai báo độ cứng(EAg) tính theo suất – biến dạng của VĐKT đường ứng suất- biến dạng của VĐKT Hình 3.14 Vẽ đường xấp xỉ mặt trượt (đi Hình 3.15 Xác định sai số đường qua các điểm có biến dạng lớn nhất) xấp xỉ mặt trượt ellipse và trượt tròn 3.2.2 Giới thiệu chƣơng trình tính hnh_ress V1.00 Chương trình hnh_ress được xây dựng bằng phương pháp phần tử hữu hạn tính bài toán nền đắp gia cường VĐKT. Trong đó quan hệ ứng suất biến dạng của VĐKT được tính theo mô hình Robert M Koerner – mô tả sát với sự làm việc thực tế của vải địa trong đất nền. Tính toán phản lực của VĐKT theo đường cong ứng xử như sau: Phản lực của VĐKT trong việc tính toán tải trọng cân bằng tại mỗi bước giải lặp của phương pháp phần tử hữu hạn được xác định theo đường cong ứng xử lực - chuyển vị. Đường cong này được xây dựng từ kết quả thí nghiệm mẫu VĐKT (có dạng như hình vẽ 3.16). Ở bước giải đầu tiên nhằm tìm được chuyển vị ban đầu của hệ, độ cứng của VĐKT để xây dựng ma trận độ cứng là độ dốc của đoạn thẳng đầu tiên từ gốc tọa độ (nếu xấp xỉ đường ứng xử bằng các đoạn thẳng) hoặc tiếp tuyến của đường cong (nếu xấp xỉ đường ứng xử bằng đường cong) tại gốc tọa độ Ki. Sau mỗi bước giải, chuyển vị của VĐKT được xác định Uj và do đó xác định được phản lực thực tế của VĐKT cũng được xác định là Tj. Độ cứng cát tuyến cũng được xác định theo biểu thức: Ktj = Tj / Uj (3.43) Như vậy, phản lực của VĐKT được cập nhật theo mỗi bước lặp và phản ánh đúng ứng xử thực tế của VĐKT thông qua đường cong ứng xử từ thí nghiệm, hình 3.16.
  25. - 22 - Sau khi chạy chương trình phân tích bài toán cho kết quả hệ số an toàn ổn định thì kết quả của chuyển vị - biến dạng đồng thời cũng được tính toán và xuất kết quả từ chương trình ở dạng đồ họa (Display > Factor of Safety / Displacement / Stresses / Strain) cũng như xuất file văn bản (Report > Factor of Safety / Displacement / Stresses / Strain) hoặc Report > Geotextiles Forces – xác định Hình 3.16 Xác định độ cứng cát lực căng của VĐKT tuyến theo ứng xử kéo của VĐKT Ngoài ra chương trình tính hnh_ress V1.00 cũng đã thiết lập thuật toán để vẽ đường biến dạng trượt nối các điểm có biến dạng trượt lớn nhất trong nền đắp (Display > Slip Surface Stresses), đồng thời tính toán xấp xỉ mặt trượt để cho kết quả dạng mặt trượt hợp lý nhất (Report > Slip line). Phương pháp và kết quả tính xấp xỉ mặt trượt được trình bày trong chương sau. Chi tiết chính của chương trình được trình bày ở phần phụ lục 3 và hướng dẫn sử dụng chương trình phụ lục 4.2 Kết luận chƣơng 3: Chương trình tính nền đắp gia cường VĐKT HNH_RESS V1.00 là chương trình phần mềm tính toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn. Chương trình này ngoài chức năng tính toán, phân tích bài toán ổn định, trạng thái ứng suất – biến dạng của nền đắp thông thường bằng phần tử hữu hạn như các chương trình khác, còn có các chức năng sử dụng khác riêng có của chương trình như: VĐKT trong nền đắp gia cường được khai báo và tính toán theo đường quan hệ ứng suất – biến dạng gồm nhiều giai đoạn của VĐKT theo mô hình Robert M. Koerner, do đó độ cứng của VĐKT cũng được khai báo tính toán theo mô hình này; chương trình cũng cho kết quả hiển thị bằng đồ họa và văn bản về dạng mặt trượt nguy hiểm của nền đắp, đồng thời vẽ đường biến dạng trượt nối các điểm có biến dạng trượt lớn nhất trong nền đất cũng như tính toán xuất kết quả văn bản về xấp xỉ dạng mặt trượt và kết luận dạng mặt trượt hợp lý nhất. Chương trình cũng có thể tính cho bất cứ các bài toán, không hạn chế việc thay đổi các thông số đầu vào (dạng hình học, vật liệu, tham số) và có thể sửa, viết bổ sung đáp ứng nhu cầu tính toán, nghiên cứu của người sử dụng. Các nội dung nghiên cứu, tính toán thực nghiệm bằng chương trình tính này cho bài toán nền đường đắp gia cường VĐKT chịu tải trọng xe cộ sẽ được trình bày trong chương thứ 4.
  26. - 23 - CHƢƠNG 4 THỰC NGHIỆM TÍNH TOÁN NỀN ĐẮP GIA CƢỜNG VĐKT TRONG XÂY DỰNG ĐƢỜNG Ô TÔ Trong chương này, các trường hợp nền đường đắp trên nền đất tự nhiên tốt và đất yếu, có gia cường và không gia cường VĐKT được tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn trong đó sử dụng chương trình tính hnh_ress V1.00 để thực hiện phân tích. Ngoài ra một số phân tích, nghiên cứu khác cũng được trình bày trong nội dung chương này. 4.1 Nền đƣờng đắp trên đất tự nhiên tốt 4.1.1 Dữ liệu chung tính toán Bảng 4.1 Đặc trƣng của nền đƣờng đắp trên đất tốt Lớp đất Chiều cao Dung trọng Lực dính đơn vị φ E đắp (m) (kN/m3) (kN/m2 ; kPa) (0) (kN/m2) Đất đắp 6, 8, 10, 12 17.0 15 20 10000 Nền - 17.0 20 25 50000 Bảng 4.2 Đặc trƣng VĐKT theo 1m chiều rộng 2 Tmax (kN/m) E (kN/m ) Chiều Dày (m) EA (kN) 24 486970 0,0033 1607 Bảng 4.3 Tải trọng xe cộ Loại xe n G B L Q qv (kN) (m) (m) (kN/m2) (kN/m2) 1 2 130 10 4,2 6,2 15,5 2 2 300 10 6,6 14,3 35,7 3 2 800 10 4,5 35,5 88,75 4.1.2 Phân tích ổn định của nền đƣờng đắp: Độ cứng và cường độ của VĐKT quan hệ với nhau thông qua đặc trưng biến dạng đàn hồi giới hạn sau: T  max (4.4) e EA 4.1.2.1 Nền đắp cao 6m: Bảng 4.4 Hệ số an toàn ổn định mái dốc Chiều cao đắp m Hệ số mái dốc Số lớp VĐKT Khoảng cách (m) Fs 6 1/1 0 0 1,20 Như vậy với nền đắp cao 6m đảm bảo an toàn ở mức hệ số an toàn Fs = 1,2 do vậy trong trường hợp này không cần gia cường VĐKT. Trong trường hợp nền đắp mái dốc lớn hơn như 1/0,75 và đảm bảo ở mức hệ số an toàn Fs = 1,2 thì cần gia cường VĐKT.
  27. - 24 - 4.1.2.2 Nền đắp cao 8m 1. Ảnh hưởng của số lớp VĐKT và khoảng cách giữa các lớp VĐKT đến hệ số an toàn ổn định mái dốc Bảng 4.5 Ảnh hƣởng của số lớp và khoảng cách giữa các lớp VĐKT Chiều cao đắp Khoảng cách Hệ số mái dốc Số lớp VĐKT Fs (m) (m) 8 1/1 0 0 1,06 8 1/1 1 0 1,07 8 1/1 2 0,5 1,12 8 1/1 3 0,5 1,17 8 1/1 4 0,5 1,21 8 1/1 2 0,3 1,11 8 1/1 3 0,3 1,15 8 1/1 4 0,3 1,19 8 1/1 2 0,4 1,12 8 1/1 3 0,4 1,16 8 1/1 4 0,4 1,20 8 1/1 4 0,6 1,23 8 1/1 3 1,0 1,21 8 1/1 4 1,0 1,27 8 1/1 3 1,5 1,24 8 1/1 4 1,5 1,34 8 1/1 3 2,0 1,27 8 1/1 4 2,0 1,27 2. Xác định lực căng của VĐKT làm việc trong nền đắp Bảng 4.6 Lực căng trong VĐKT khi mái dốc bị phá hoại 3. Ảnh hưởng của hệ số mái dốc đến hệ số an toàn ổn định mái dốc Bảng 4.7 Ảnh hƣởng của hệ số mái dốc Chiều cao Hệ số mái dốc (2m Số lớp VĐKT Khoảng cách Fs đắp (m) trên và 6 m dưới) (m) 8 1/1 và 1/1,25 0 0 1,20 8 1/1 và 1/1,50 0 0 1,28 4. Ảnh hưởng của cường độ VĐKT và số lượng lớp VĐKT đến hệ số an toàn ổn định mái dốc Bảng 4.8 Ảnh hƣởng của cƣờng độ và số lớp VĐKT
  28. - 25 - Tmax (kN/m) Hệ số mái dốc Số lớp VĐKT Khoảng cách (m) Fs 12 1/1 7 0,4 1,20 14 1/1 7 0,4 1,22 16 1/1 6 0,4 1,21 18 1/1 5 0,4 1,19 20 1/1 5 0,4 1,20 22 1/1 5 0,4 1,22 24 1/1 4 0,4 1,20 26 1/1 4 0,4 1,20 28 1/1 4 0,4 1,21 5. Trường hợp mái đất đắp theo tiêu chuẩn TCVN 4054-05 [5] Theo tiêu chuẩn TCVN4054-05 thì nền đắp cao 8m được đắp với hệ số mái dốc 1/1,75, sử dụng loại đất đắp và đất nền cho như bảng 4.1 thì không cần gia cố bằng VĐKT. 4.1.2.3 Nền đắp cao 10m và 12m: Luận án đã tính đầy đủ cho nền đắp cao 10m, 12m với 5 trường hợp ảnh hưởng đến an toàn ổn định nền đắp như ở mục đắp cao 8m. Các kết quả được lập thành các bảng tính toán trong luận án. 4.1.3 Xây dựng biểu đồ tra VĐKT sử dụng trong nền đắp cao Từ các kết quả tính toán trên nền đắp cao 8m, 10m, 12m ghi ở các bảng 4.8; bảng 4.12; bảng 4.16; bảng 4.17 có thể xây dựng các biểu đồ quan hệ giữa cường độ của VĐKT và số lớp VĐKT. Các biểu đồ này được sử dụng để tra cứu trong việc lựa chọn VĐKT tính toán thiết kế sơ bộ nền đường đắp cao như sau: Hình 4.9 Quan hệ giữa cường độ Hình 4.10 Quan hệ giữa cường độ và số và số lớp VĐKT hệ số mái dốc 1/1 lớp VĐKT hệ số mái dốc 1/1.25
  29. - 26 - Hình 4.11 Quan hệ giữa cường độ và số lớp VĐKT, hệ số mái dốc 1/1.5 4.2 Nền đƣờng đắp trên đất yếu Hình 4.15 Cung trượt có dạng hình Hình 4.16Phương pháp xấp xỉ mặt trượt elipse nền đắp trên đất yếu 4.3 Xác định dạng cung trƣợt mái dốc theo phƣơng pháp xấp xỉ mặt trƣợt 4.3.1 Phƣơng pháp xấp xỉ mặt trƣợt (Hình 4.16) 4.3.2 Một số ví dụ vẽ đƣờng biến dạng trƣợt và tính toán xấp xỉ xác định dạng mặt trƣợt bằng chƣơng trình hnh_ress V1.00 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 Một số kết quả tính xấp xỉ mặt trƣợt
  30. - 27 - Số lớp, khoảng Xấp xỉ mặt trượt Loại nền đắp cao cách, cường độ Fs tròn, có giá Ellipse VĐKT trị nhỏ nhất Nền đắp 8m; 2m trên và 6 lớp, cách nhau 1,21 39,628 47,128 6m dưới mái dốc 1/1 0,4m; T=16kN/m Nền đắp 10m; 4m trên 1/1 3 lớp, cách nhau 1,22 86,758 120,602 và 6m dưới mái dốc 1/1,5 0,4m; T=16kN/m Nền đắp 12m; 6m trên 1/1 6 lớp, cách nhau 1,21 77,978 145,042 và 6m dưới mái dốc 1/1,5 0,5m; T=28kN/m Nền đắp 12m; 6m trên 7 lớp, cách nhau 1,21 109,498 171,162 1/1,25; 6m dưới mái 1/1,5 0,4m; T=12kN/m Nền đắp 8m; 2m trên Không gia cường 1,27 68,46 98,37 1/1,75; 6m dưới mái 1/1,75 VĐKT Nền đắp 10m; 4m trên Không gia cường 1,21 119,387 120,749 1/1,25; 6m dưới mái 1/1,5 VĐKT Nền đắp 12m; 6m trên Không gia cường 1,19 154,31 155,78 1/1,5; 6m dưới mái 1/1,5 VĐKT Nhận xét về kết quả mặt trƣợt mái dốc nền đắp: Kết quả phân tích và tính toán xấp xỉ mặt trượt nền đường đắp gia cường VĐKT theo phương pháp phần tử hữu hạn bằng chương trình tính ổn định hnh_ress V1.00 (Reinforced Embankment Stability Software) 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. Kết 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. Trong 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 lực căng (Tmax) các lớp VĐKT trong nền đắp Kết quả phân tích cho thấy tất cả các lớp VĐKT đều đạt đến sức kháng kéo của VĐKT. Do vậy lực căng của VĐKT trong nền đất đắp được xác định từ trạng thái cân bằng ổn định. 4.4.1 Lực căng VĐKT trong phƣơng pháp mặt trƣợt trụ tròn
  31. - 28 - 4.4.2 Xây dựng công thức tính toán lực căng VĐKT (Tmax) bằng phƣơng pháp phần tử hữu hạn theo mặt trƣợt ellipse Do kết quả phân tích bằng phương pháp phần tử hữu hạn có thể xác định được mặt trượt là duy nhất. Do đó sau khi có kết quả mặt trượt ellipse ta có thể áp dụng để xác định được lực căng trong các lớp VĐKT từ điều kiện cân bằng ổn định. a b Hình 4.25 Cung trượt hình ellipse, Hình 4.26 Sơ đồ tính toán lực căng T max xây dựng công thức tính Tmax trong VĐKT theo cung trượt ellipse n x2 x 2 x 2 Px frdx frdx wrdx  i i t t n n x w i 1 (4.36) x1 x 1 x 1 Ti,max n  yi i 1 4.5 Xác định ảnh hƣởng của độ cứng VĐKT (EAg) đến hệ số an toàn ổn định nền đắp 4.5.1 Xây dựng biểu thức xác định độ cứng VĐKT (EAg) ảnh hƣởng đến hệ số an toàn: giá trị tối thiểu của độ cứng của VĐKT (EAg) như sau:   K2 c K SE 13f RCf p p s (4.51) EAg K 11    2 p 13 f f Các phân tích phần tử hữu hạn cho thấy giá trị lấy bằng: α = 0,024 4.5.2 Ảnh hƣởng của độ cứng VĐKT đến hệ số an toàn ổn định 4.5.3 Biểu đồ quan hệ ảnh hƣởng của độ cứng (EAg), cƣờng độ (Tmax) VĐKT và mô đun đàn hồi đất nền (Es) đến an toàn ổn định
  32. - 29 - 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 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 và tuột cốt VĐKT ảnh hƣởng đến an toàn ổn định nền đắp gia cƣờng: Tổng lực tiếp xúc giữa VĐKT và đất nền rất lớn và so với cường độ VĐKT lớn nhất có Tmax = 28 kN/m. Do đó cường độ VĐKT mới là yếu tố ảnh hưởng, chi phối hệ số an toàn ổn định nền đắp. Khi đạt trạng thái phá hoại, khả năng bị đứt cốt lớn hơn rất nhiều so với khả năng bị tuột cốt. 4.7 So sánh kết quả chạy trên chƣơng trình hnh_ress và plaxis (Bảng 4-28) Kết quả tính từ Plaxis không thể hiện được vùng có biến dạng trượt lớn nhất đầy đủ như chương trình Hnhress.
  33. - 30 - 4.8 Kết quả nghiên cứu chƣơng 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 VĐKT 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. Chương trình tính thiết lập thuật toán để vẽ đường biến dạng đi qua các điểm có biến dạng trượt lớn nhất trong nền đắp (Display > Slip Suface Stresses), 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. Trong 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 Tmax (4.36) của các lớp VĐKT 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 Tmax của các lớp VĐKT 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 VĐKT bao gồm: i. Ảnh hưởng của số lượng lớp và khoảng cách giữa các lớp VĐKT 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. ii. Xác định lực căng Tmax các lớp VĐKT trong nền đắp khi mái dốc bị phá hoại, nền đắp cao 8m, 10m, 12m. Bảng 4-6; Bảng 4-10; Bảng 4-14. iii. 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. iv. Ảnh hưởng của cường độ VĐKT và số lớp VĐKT 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. v. Ảnh hưởng của độ cứng VĐKT đến hệ số an toàn ổn định nền đắp cao 12m. Bảng 4-24; Bảng 4-25; Bảng 4-26; Bảng 4-27. vi. Khi 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
  34. - 31 - mái dốc 1/1,75 đạt an toàn ổn định Fs > 1,2 nên không cần sử dụng VĐKT gia cường. VĐKT được dùng gia cường khi đắp những nền đất có hệ số mái dốc hơn hoặc đất yếu hơn. vii. Xây dựng các biểu đồ quan hệ giữa cường độ của VĐKT và số lớp VĐKT 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 VĐKT EAg (4.51) ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định mái dốc nền đắp gia cường VĐKT. Vẽ các biểu đồ quan hệ của độ cứng VĐKT (EAg), cường độ (Tmax) 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 VĐKT. 6. So sánh kết quả phân tích trên chương trình Plaxis và hnh_ress Bảng 4-28 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 1. Kết luận 1- Xây dựng mô hình tính bài toán nền đắp gia cường VĐKT theo quan hệ ứng suất-biến dạng bởi một đường phi tuyến nhiều giai đoạn của VĐKT (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. Đặc trưng quan hệ ứng xử kéo của VĐKT theo một đường cong đàn hồi dẻo được khai báo và mô tả đầy đủ trong chương trình (Define > Stress – Strain Curve > Geotextile). Do đó độ cứng của VĐKT (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 VĐKT 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 Tmax của các lớp VĐKT gia cường trong nền đắp bằng giải tích và trong chương trình tính (Report > Geotextile Forces). 5- Độ cứng của VĐKT có ảnh hưởng đến an toàn ổn định nền đắp. Luận án xây dựng biểu thức xác định độ cứng tối thiểu của VĐKT (EAg) và biểu đồ quan
  35. - 32 - 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 gia cường VĐKT bao gồm: i. Số lớp và khoảng cách giữa các lớp VĐKT có ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định nền đắp. Với cùng một số lượng lớp VĐKT, nếu ta tăng khoảng cách giữa các lớp để bố trí các lớp VĐKT 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 Tmax tại mỗi điểm của các lớp VĐKT 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 đất đắp đã chọn, đắp theo tiêu chuẩn TCVN 4054-05 thì không cần gia cường VĐKT. VĐKT 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 VĐKT có ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định. Cường độ VĐKT càng lớn thì hệ số an toàn ổn định càng cao. Các biểu đồ quan hệ giữa cường độ và số lớp VĐKT 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 VĐKT. v. Độ cứng của VĐKT (EAg) có ảnh hưởng đến hệ số an toàn ổn định mái dốc nền đắp. Khi nền đắp gia cường vải địa 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 VĐKT bằng phương pháp của luận án với các phương pháp khác (phương pháp sử dụng theo Quy trình 22TCN 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 VĐKT. 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. Tác 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.