Ứng xử của hệ tường chắn đất ổn định cơ học

ĐẠI HỌC QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
-----Ï & Ị-----

DƯƠNG NGỌC CHÂU

ĐỀ TÀI:

ỨNG XỬ CỦA HỆ TƯỜNG CHẮN ĐẤT
ỔN ĐỊNH CƠ HỌC

CHUYÊN NGÀNH

: CÔNG TRÌNH TRÊN ĐẤT YẾU

MÃ SỐ NGÀNH

: 31.10.02

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP.Hồ Chí Minh, tháng 12 năm 2005


CÔNG TRÌNH ĐƯC HOÀN THÀNH TẠI
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH
Thầy hướng dẫn khoa học 1:

TS. Châu Ngọc Ẩn

Thầy hướng dẫn khoa học 2:

TS. Trần Xuân Thọ

Thầy chấm nhận xét 1:

TS. Bùi Trường Sơn

Thầy chấm nhận xét 2:

TS. Lê Bá Vinh

Luận Văn Thạc só được bảo vệ tại HỘI ĐỒNG CHẤM BẢO VỆ LUẬN VĂN
THẠC SĨ TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA, ngày 12 tháng 01 naêm 2006


TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM

PHÒNG ĐÀO TẠO SĐH

ĐỘC LẬP-TỰ DO- HẠNH PHÚC

Tp.HCM, ngày

tháng 02 năm 2006

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ
Họ tên học viên: DƯƠNG NGỌC CHÂU

Phái:
nam
Ngày, tháng, năm sinh: 12-01-1978
Nơi sinh: TP.HỒ CH Í MINH
Chun ngành: Cơng trình trên đất yếu
MSHV: 00903211
Khóa 14 ( 2003-2005)
I.TÊN ĐỀ TÀI: ỨNG XỬ CỦA HỆ TƯỜNG CHẮN ĐẤT ỔN ĐỊNH CƠ HỌC
II. NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG:
1. NHIỆM VỤ:
Nghiên cứu ảnh hưởng của khoảng cách cốt gia cường đến ứng xử của hệ
tường chắn đất ổn định cơ học có xem xét đến độ cứng cốt, chiều dài cốt và độ
cứng nền .
2. NỘI DUNG:
Chương 1: Giới thiệu
Chương 2: Cơ sở lý thuyết tính tốn của hệ tường chắn đất ổn định cơ học
Chương 3: Phương pháp phân tích hệ tường chắn đất ổn định cơ học
Chương 4: Phân tích ứng xử của hệ tường chắn đất ổn định cơ học
Chương 5: Kết luận và kiến nghị
III. NGÀY GIAO NHIỆM VỤ:
IV. NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ:
V. HỌ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: TS. CHÂU NGỌC ẨN
TS. TRẦN XUÂN THỌ
CB HƯỚNG DẪN 1

CB HƯỚNG DẪN 2

TS. CHÂU NGỌC ẨN

TS. TRẦN XUÂN THỌ

BỘ MÔN QUẢN LÝ NGÀNH

TS. VÕ PHÁN

Nội dung và đề cương luận văn đã được Hội Đồng Chun Ngành thơng qua.
PHỊNG ĐÀO TẠO SĐH

Ngày
tháng 02 năm 2006
KHOA QUẢN LÝ NGÀNH

TS. NGUYỄN VĂN CHÁNH


CHƯƠNG I

GIỚI THIỆU

1.1 Đặt vấn đề
Tường chắn đất ổn định cơ học (Mechanically Stabilized Earth Walls - tường
MSE) là kết cấu chắn giữ bao gồm những tấm tường bao không chịu lực và vật liệu
đất đắp chọn lọc, được giữ ổn định bằng những thanh gia cường chôn trong đất. Tác
động qua lại của vật liệu đất đắp và thanh gia cường hình thành một khối nửa cứng,
có thể chịu đựng được chuyển vị và tải trọng đáng kể. Công trình đất được ổn định
cơ học bằng cốt không phải là một ý đồ mới mẻ, mà đã thực hiện từ rất lâu. Chẳng
hạn, như rơm rạ thêm vào đất để nâng cao chất lượng gạch không nung; ở các vùng
đầm lầy, đường được thi công trên móng là thân và cành cây. Đất được ổn định cơ
học là đất được gia cường bằng các vật liệu chất dẻo, thép hay các vật liệu tự nhiên;
phần cốt có khả năng chịu kéo cao, kết hợp có hiệu quả với đất chịu nén tốt sẽ hình

thành một vật liệu nửa cứng bền vững. Dù cho có một quá trình lâu dài sử dụng,
nhưng đến năm 1969, Henry Vidal - kỹ sư người Pháp, là người đầu tiên chính thức
hóa việc tính toán hợp lý đất gia cố hiện đại trong công trình, đã được cấp bằng
sáng chế gọi là “Đất được gia cố” (Vidal, 1969). Cho đến nay khái niệm về đất có
cốt và những ứng dụng của nó trong các công trình xây dựng đã trở nên quen thuộc
với các kỹ sư cầu đường, kỹ sư xây dựng ở khắp nơi trên thế giới. Nó bao gồm ba
thành phần cơ bản:
1. Đất đắp: thường sử dụng vật liệu rời với hàm lượng hạt lọt qua rây N0200
nhỏ hơn 15%.
2. Cốt: dãi hoặc thanh kim loại, dãi hoặc tấm vải địa kỹ thuật, lưới thép…
được nối cứng với tấm tường bao và kéo vào bên trong đất đắp.
3. Tấm tường bao: thường sử dụng để bảo vệ bề mặt chống những hư hại từ
các tác nhân bên ngoài và chống lở đất trong phạm vi giữa các lớp cốt.
Đất có cốt là một loại vật liệu tổ hợp, thực chất là vẫn dùng đất thiên nhiên để xây
dựng công trình nhưng trong đất có bố trí các lớp cốt bằng vật liệu chịu được lực kéo
theo các hướng nhất định; thông qua sức neo bám (thông qua ma sát, dính và neo
bám) giữa đất với vật liệu cốt mà loại vật liệu tổ hợp đất có cốt này có khả năng
chịu kéo. Về mặt nguyên lý, đất gia cường giống với bêtông cốt thép, và thật hợp lý
để cho là đất gia cường sẽ phụ thuộc vào tỷ số “đất-cốt”, được thể hiện qua khoảng
cách giữa các cốt gia cường.
Phương pháp luận tính toán hệ tường chắn ổn định cơ học hiện tại dựa trên
phân tích ổn định bên trong và bên ngoài, sử dụng phương pháp cân bằng giới hạn.
Tính toán ổn định bên trong dựa trên giả thiết mặt trượt nguy hiểm nhất sẽ phát
triển qua vùng đất gia cường. Do đó, trong nhiều trường hợp ổn định bên trong
khống chế tính toán tường, bởi vì chiều dài cốt dài quá mức cần thiết được cụ thể
trong việc xác định kích thước sơ bộ của tường. Việc xác định kích thước sơ bộ này
dựa vào tỷ số chiều dài cốt trên chiều cao tường lớn hơn 0.7. Tuy nhiên, cơ chế phá
hoại bên trong chỉ xảy ra khi khoảng cách giữa các cốt tương đối lớn. Mối quan hệ
giữa khoảng cách của cốt và dạng phá hoại không được xét đến trong tính toán hiện
1

tại, mặt dù khi khoảng cách cốt quá gần thì vùng đất được gia cường sẽ trở thành
vật liệu hỗn hợp. Từ đó, biến dạng dẻo của đất không phát triển trong vùng đất gia
cường. Điều này có thể dẫn đến một tính toán quá an toàn của tường MSE với tấm
tường liên tục. Ngược lại, nó có thể dẫn đến một tính toán không an toàn đối với
tường lắp ghép. nh hưởng của độ cứng cốt và độ cứng của nền móng lên cơ chế
phá hoại không được đề cập đến tính toán hiện tại của tường MSE. Một vài hình vẽ
minh họa cấu tạo và quá trình xây dựng tường MSE được thể hiện sau đây.

Hình 1.1 Bề mặt tấm tường bao

2


Hình 1.2 Quá trình lắp đặt tấm tường bao lắp ghép

Hình 1.3 Quá trình đắp đất và lắp đặt cốt

3


Hình 1.4 Quá trình đầm chặt đất
1.2 Mục tiêu nghiên cứu
Mục tiêu của đề tài này là nghiên cứu ảnh hưởng của khoảng cách cốt đến
ứng xử của tường MSE với những tấm tường bao lắp ghép và cốt gia cường, có xem
xét đến độ cứng của cốt, chiều dài của cốt và độ cứng của nền. Phương pháp cân
bằng giới hạn và phương pháp phần tử hữu hạn, được trang bị bởi chương trình máy
tính Slope/W và Plaxis, được sử dụng để phân tích bài toán. nh hưởng của độ cứng
của cốt và độ cứng của nền lên cơ chế phá họai được chỉ ra tương ứng với khoảng

cách cốt; ảnh hưởng chiều dài của cốt lên nội lực của cốt và ổn định của tường cũng
được xem xét. Những dự đoán của phương pháp phần tử hữu hạn được so sánh với
phương pháp tính toán hiện tại dựa trên phương pháp cân bằng giới hạn.
1.3 Nội dung nghiên cứu
Đề tài này được tổ chức thành 5 chương:
Chương 1 giới thiệu tổng quát về tường chắn đất ổn định cơ học và phương
pháp tính toán hiện tại của nó cũng như những hạn chế của phương pháp tính toán
này. Từ đó đưa ra mục tiêu nghiên cứu của đề tài. Cuối cùng là trình bày tóm tắt
những nội dung nghiên cứu của đề tài.
Chương 2 trình bày tóm tắt cơ sở lý thuyết về đất có cốt, lý thuyết tính toán
tường chắn đất ổn định cơ học và tổng quan những phương pháp nghiên cứu đã thực
hiện.
Chương 3 trình bày về phương pháp tính toán tường MSE, trong đó trình bày
tóm tắt về phương pháp cân bằng giới hạn và chi tiết của phương pháp Bishop trong
phân tích ổn định. Phương pháp phần tử hữu hạn và phương pháp “giaûm Phi-C”
4


trong tính toán ổn định cũng được trình bày ở đây. Hai chương trình Slope/W và
Plaxis được mô tả như là những công cụ chính để phân tích bài toán. Ngoài ra, mô
hình đất Mohr-Coulomb cũng được giới thiệu là mô hình được sử dụng trong phân
tích bài toán.
Chương 4 trình bày những phân tích ứng xử của tường MSE. Một loạt các
trường hợp được phân tích để chỉ ra cơ chế phá hoại của tường MSE như một hàm
của khoảng cách cốt, có xem xét đến ảnh hưởng của độ cứng của cốt và độ cứng
của nền móng. Phân tích bằng phương pháp PTHH cũng xem xét ảnh hưởng của
chiều dài cốt đến nội lực của cốt và ổn định của tường. Ngoài ra, chương này cũng
trình bày sự so sánh những dự đoán của chương trình Plaxis với những tính toán được
thực hiện theo tiêu chuẩn AASHTO98, dựa trên phương pháp cân bằng giới hạn.
Chương 5 trình bày những kết luận rút ra từ những kết quả phân tích ở trên và

đưa ra những kiến nghị cũng như những hướng nghiên cứu tiếp theo.

5


CHƯƠNG II

CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN TƯỜNG CHẮN
ĐẤT ỔN ĐỊNH CƠ HỌC

2.1 Giới thiệu
Chương này trình bày những nguyên tắc chung về nguyên lý đất có cốt, nó
chi phối ứng xử của kết cấu đất có cốt và phát triển hệ thống những thống số thiết
kế trong tường MSE; và trình bày chi tiết những hướng dẫn chung đơn giản và tổng
quát cho tất cả hệ thống tường MSE. Nó được giới hạn đối với tường có mặt thẳng
đứng và chiều dài cốt phân bố đều.
Chương này được sắp xếp theo thứ tự như sau:
- Nguyên lý của đất có cốt về mặt cơ học
- Tổng quan về phương pháp tính toán
- Ổn định bên trong
- Ổn định bên ngoài
2.2 Nguyên lý đất có cốt về mặt cơ học
2.2.1 Sự phá hoại của đất khi không có cốt
Đất là một vật liệu rời, khi chịu ngoại lực tác dụng thì đất sẽ ổn định (không bị
phá hoại cắt trượt) nếu trạng thái ứng suất ở bất kỳ điểm nào và theo hướng nào
cũng nằm dưới đường bao phá hoại của các vòng tròn Mohr (hình 2.1).
Theo vòng tròn Mohr ta có thể diễn giải các điều kiện khi đất ở vào trạng thái
cân bằng giới hạn như sau:
- Khi σ3 < σ1:
ϕ

ϕ
σ 3 = σ 1 .tg 2 (45 − ) − 2.c.tg (45 − )
2
2
Hay: σ 3 = σ 1 .K a − 2.c. K a

-

(2.1)

Khi σ3 > σ1:

ϕ
ϕ
σ 3 = σ 1 .tg 2 (45 + ) − 2.c.tg (45 + )
2
2
Hay:
σ 3 = σ 1 .K p − 2.c. K p

(2.2)

Trên hình 2.1 các công thức (2.1) và (2.2) các ký hiệu có ý nghóa như sau:
τ, σ: ứng suất cắt và ứng suất pháp tại điểm đang xét theo hướng đang xét
ϕ: Góc nội ma sát của đất
c: Lực dính của đất
σ1, σ3: ứng suất chính theo phương thẳng đứng và phương nằm ngang tại điểm
đang xét
K0, Ka, Kp: lần lượt là hệ số áp lực đất ở trạng thái tónh, hệ số áp lực đất chủ
động và hệ số áp lực đất bị động

6


Hình 2.1 Trạng thái ứng suất ở một điểm trong đất và đường bao
phá hoại của vòng Mohr
Theo (2.1), với một loại đất có c, ϕ đã biết, trị số σ1 do ngoại lực gây ra càng
lớn mà lúc đó σ3 không đủ lớn thì đất sẽ bị phá hoại. Trong trường hợp có tường,
nếu áp lực hông dần dần giảm đi (tựa như lúc thân tường chống đỡ dịch chuyển ra
phía ngoài) thì khi σ3 giảm đến σ3= OC , khối đất sẽ đạt đến trạng thái cân bằng giới
hạn dẻo và bị phá hoại. Do vậy đất là vật liệu không chịu được nén thuần tuý (khi
σ3 =0), không thể dùng làm vật liệu xây dựng các công trình chịu nén lớn nếu lực
dính c có hạn và nếu không có biện pháp điều chỉnh trạng thái ứng suất (làm tăng
áp lực nở hông σ3). Ngược lại, theo (2.2), nếu σ3 càng lớn so với σ1 thì đất cũng sẽ bị
phá hoại. Trong trường hợp có tường, nếu áp lực hông σ3 dần dần tăng lên (tựa như
lúc chân tường chống đỡ dịch chuyển vào trong) thì khi đạt đến σ3 = OD khối đất
cũng bị phá hoại. Chính vì vậy ứng suất nhỏ nhất σ3 ở (2.1) gọi là ứng suất (áp lực)
chủ động với Ka là hệ số áp lực đất chủ động và σ3 ở tình huống (2.2) gọi là ứng
suất (áp lực) bị động với Kp là hệ số áp lực đất bị động.
Khi σ 1 .K a − 2.c. K a < σ 3 < σ 1 .K p − 2.c. K p thì đất chưa đạt tới trạng thái cân
bằng giới hạn và lúc này σ3 nằm giữa áp lực đất chủ động và áp lực đất bị động, đất
không dịch chuyển và ở trạng thái tónh với hệ số áp lực đất ở trạng thái tónh K0 (Ka<
K0< Kp) [9,11].
2.2.2 Vai trò của cốt trong đất
Vai trò của cốt chính là nhằm tạo ra áp lực hông σ3 ngay từ bên trong khối đất
có bố trí cốt (σ3 không phải do ngoại lực gây ra). Điều này cũng tương đương với
việc tạo ra được lực dính c lớn hơn bên trong khối đất.
Xét một khối đất có những lớp cốt nằm ngang bố trí đủ gần nhau như hình 2.2
7

Hình 2.2 Vai trò của cốt là hạn chế nở ngang khi chịu lực tác dụng thẳng đứng
Khi khối đất chịu nén theo phương thẳng đứng với áp lực σ1, nếu không có cốt
(σ3 = 0) đất sẽ bị phá hoại vì nở hông tự do. Nhưng khi có bố trí cốt (khối đất bị kẹp
giữa 2 lớp cốt) và giả thiết giữa cốt và đất có đủ sức neo bám cần thiết (tức là đất và
cốt bám chặt cùng chuyển vị với nhau) thì khi chịu nén, đất chỉ có thể chuyển vị
ngang trong phạm vi chuyển vị ngang của cốt. Vì môdul vật liệu cốt cao hơn rất nhiều
so với môdul biến dạng của đất nên trị số biến dạng ngang εn của khối đất hầu như
không đáng kể (εn = 0) và do đó đất bị xem như chịu nén 3 trục có hạn chế nở hông
với trị số áp lực nở hông σ3:
σ3 = K.σ1
(2.3)
Trong đó:
K: hệ số áp lực của đất, nếu ở trạng thái tónh (εn = 0) thì K = K0 với K0 là hệ số
áp lực đất ở trạng thái tónh. Theo Jaky, K0 =1-sinϕ.
p lực nở hông σ3 chính là do cốt tác dụng vào đất thông qua lực ma sát giữa đất
và cốt. Khối đất sẽ ổn định nếu σ3 không vượt quá sức chịu kéo của cốt làm cốt đứt
hoặc không vượt quá sức neo bám giữa đất và cốt làm cốt bị tuột khỏi khối đất hoặc
không vượt quá áp lực đất bị động làm đất bị phá hoại. Như vậy, trị số σ3 do cốt đặt
trong đất tạo ra bị hạn chế bởi sức chịu kéo đứt của bản thân cốt, bởi sức chống kéo
tuột cốt (phụ thuộc vào khả năng neo bám giữa đất và cốt) và bởi sức chống cắt trượt
của đất.
Bây giờ thử cho khối đất ở hình (2.2) chịu lực ngang thì rõ ràng trong trường hợp
này cốt không có tác dụng hạn chế nở hông nữa và nếu muốn khối đất được ổn định
thì lại phải bố trí các lớp cốt theo phương thẳng đứng. Chính vì vậy mà vật liệu đất có
cốt là loại có tính dị hướng.
Để thấy rõ thêm vai trò của cốt ta phân tích thêm trường hợp một khối đất có
khả năng bị trượt theo một mặt nào đó như ở hình 2.3.

8

Hình 2.3 Vai trò của cốt trong một khối đất có
khả năng xảy ra trượt trên một mặt trượt S
Trên hình 2.3. mặt trượt S chia khối đất thành 2 phần A và B. Giả sử trên 1 diện
tích dS nào đó của mặt trượt S, mảnh trượt A tác dụng lên mảnh trượt B một lực R1.
Nếu R1 làm với pháp tuyến của dS một góc lớn hơn góc nội ma sát ϕ của đất thì tại
đó sẻ xảy ra chuyển vị trượt. Để bảo đảm ổn định của cả khối đất thì phải bố trí cốt
sao cho lực kéo của cốt F (do sức neo bám giữa cốt và đất tạo ra) hợp với R1 thành
một lực R2 (hình 2.3) có phương của R2 làm với pháp tuyến qua dS một góc nhỏ hơn
ϕ.
Nếu trên toàn mặt trượt S đều bố trí cốt sao cho đảm bảo điều kiện nói trên thì 2
mảnh A và B sẽ gắn liền với nhau và khả năng trượt giữa chúng sẽ không xảy ra.
Đây chính là nguyên lý cơ bản của đất có cốt [9,11].
2.2.3. Sự neo bám giữa cốt và đất
Như trên đã thấy, phải có đủ sức neo bám giữa đất và cốt thì mới có thể tạo ra
áp lực hông σ3 ngay từ bên trong khối đất có cốt, tức là tạo ra được sự truyền sức chịu
kéo của cốt cho đất (giống như sự truyền sức chịu kéo của cốt thép cho bêtông).
Việc truyền lực giữa cốt và đất hay sự tạo ra sức neo bám giữa cốt và đất phụ
thuộc vào cấu tạo hình dạng cốt và có 2 phương thức cơ bản là phương thức truyền lực
thông qua ma sát giữa chúng và phương thức truyền thông qua sức cản bị động của
đất. Đối với các loại cốt như cốt dạng đai mỏng, cốt dạng tấm, cốt dạng khung (2.4),
dạng lưới, dạng mạng (như lưới hoặc mạng polime địa kỹ thuật - geogrid), tất cả đều
truyền lực thông qua ma sát. Nhưng chỉ những loại cốt dạng khung, dạng lưới, dạng
mạng là các loại cốt có các phần tử cốt vuông góc với phương truyền lực kéo thì mới
có thêm phương thức truyền lực thông qua sức cản bị động của đất (tức là mới có hiệu
ứng neo), hình 2.4.

Hình 2.4 Cốt dạng lưới thép tròn tạo ra sức cản bị động của đất nhờ có các thanh
cốt bố trí vuông góc với phương truyền lực Pp.

Cơ cấu truyền lực thông qua ma sát giữa cốt và đất được miêu tả ở hình 2.5.

Hình 2.5 Cơ cấu truyền lực thông qua ma sát giữa cốt và đất
9


Phân tích sự cân bằng của một đoạn nhỏ đất có cốt dl với bề rộng b, ta có thể
thấy lực truyền qua dl sẽ là:
dT = T2 - T1 = 2bdl.τ
(2.4)
Trong đó: τ - ứng suất cắt trượt do ma sát bề mặt trên mặt tiếp xúc giữa đất và
cốt trong phân đoạn dl:
τ = µ .σ v
(2.5)
Với

σv là ứng suất pháp tác dụng trên bề mặt cốt;
µ là hệ số ma sát giữa cốt và đất.
Hệ số ma sát µ giữa bề mặt vật liệu xây dựng với cát và bụi thường bằng 0.5 0.8 lần hệ số nội ma sát của bản thân loại đất đó. Nếu biết trị số ứng suất pháp σv thì
có thể dễ dàng tính ra được lực kéo nhổ của đất có cốt bằng cách lợi dụng quan hệ
nói trên. Tuy nhiên, vì trong quá trình biến dạng khi chịu cắt trượt, đất dạng hạt có
thể bị xốp nở, do đó ứng suất pháp hữu hiệu tác dụng trên mặt cốt sẽ biến đổi tuỳ
theo tác dụng tương hổ giữa đất với cốt nên thực tế sẽ không biết trị số σv là bao
nhiêu. Vì vậy thường phải sử dụng hệ số ma sát xác định bằng được bằng thí nghiệm
kéo trượt:
µ* =

Pf
τ
=

σ V 2b.L.σ V

(2.6)

Trong đó: L - chiều dài cốt
Pf - lực kéo tuột (sức chống kéo tuột)
Hệ số này còn được ký hiệu là f*, được gọi là hệ số ma sát qui ước hay hệ số ma
sát hữu hiệu. Theo kết quả thí nghiệm cho thấy trị số µ* thay đổi tuỳ theo tính chất
đất (cấp phối hạt, góc cạnh hạt, đặc tính ma sát và độ chặt đất), tuỳ theo dạng hình
học và đặc tính bề mặt của cốt cũng như tuỳ thuộc trị số ứng suất gia tải hữu hiệu; bề
mặt vật liệu có cốt càng trơn nhẵn, lực chống cốt càng nhỏ thì trị số µ* càng nhỏ. Nếu
ứng suất gia tải càng tăng thì do ứng suất cắt trượt cũng tăng lên, sự dãn nở của đất
khi biến dạng trượt càng giảm khiến trị số µ* cũng càng giảm nhỏ tương ứng (hình
2.6) [7].

Hình 2.6 nh hưởng của ứng suất gia tải đối với hệ số ma sát qui ước
10


Hệ số µ* nói chung thường thay đổi trong phạm vi 0.4 - 1.5. Khi tính toán, đối với
cốt dải mỏng có gờ bằng kim loại thường xem như tại vùng đỉnh tường µ* = 1.5; càng
xuống sâu µ* càng giảm thấp, cho đến tại độ sâu cách tường đỉnh 6.0m thì µ* = tgδ =
tgφ sau đó càng tiếp tục xuống sâu trị số µ* sẽ giữ nguyên không thay đổi. Còn đối với
cốt dải trơn nhẵn bằng kim loại hoặc cốt vải địa kỹ thuật hay cốt lưới sợi thép là loại
cốt biến dạng nhiều thì thường giả thiết µ* không thay đổi theo độ sâu và thường lấy
µ* = tgδ = tg(2φ/3)
(2.7)
Cơ cấu truyền lực thông qua sức cản bị động của đất được xác định theo quan
hệ sau:
Pp = Np.σv.n.Ab

(2.8)
Trong đó:
PP: sức chịu kéo tuột do cốt truyền cho đất thông qua sức cản bị động của đất;
σv : ứng suất pháp tác dụng trên mặt cốt;
n: số lượng các phần tử cốt vuông góc với phương truyền lực kéo (tức là số
lượng các thanh ngang giằng các cốt dọc để tạo ra cốt dạng khung, dạng lưới như ở
hình 2.4);
Ab : diện tích tiếp xúc với đất của một thanh ngang;
Np : hệ số sức cản bị động của đất; hệ số này được xác định bằng thí nghiệm
kéo tuột cốt chôn trong đất và phụ thuộc vào cường độ của đất cũng như khả năng
dãn nở của đất khi đất bị biến dạng trượt. Theo kết quả nghiên cứu thử nghiệm kéo
tuột, thông thường hiện nay trong tính toán người ta sử dụng trị số Np = 15 - 30; ở
những vùng phía trên của công trình đất có cốt (ví dụ phần trên đỉnh tường chắn đất
có cốt) là vùng chịu ứng suất pháp nhỏ, đất dễ bị dãn nở nhiều khi biến dạng trượt
thì trị số Np = 30. Càng xuống dưới khi ứng suất pháp tác dụng lên cốt càng lớn, đất
càng khó bị dãn nở thì hệ số này càng nhỏ đi và ở độ sâu cách đỉnh công trình 6.0m
thì trị số Np = 15; dưới độ sâu đó trị số Np giữ nguyên không đổi bằng 15
Trên thực tế, nhiều loại đất có cốt đều có 2 phương thức truyền ứng suất là ma
sát và sức cản bị động của đất. Nhưng chỉ với lọai đất có cốt nào cả hai phương thức
truyền ứng suất nói trên chiếm tỉ lệ tương đối lớn (như với cốt dạng khung, dạng
lưới geogrid hoặc lưới sợi thép) thì mới xét đến lực kéo tuột do 2 phương thức đó tạo
ra theo quan hệ biểu thị dưới dây:
Pkt = Pf + Pp = σv .(µ*.As + Np.n.Ab)
(2.9)
Trong đó:
Pkt : tổng sức chống kéo tuột;
Pf : sức chống kéo tuột do ma sát tạo ra;
As : diện tích bề mặt của các đơn nguyên cốt.
Ứng suất do ma sát sẽ xuất hiện trị số lớn nhất khi cốt dịch chuyển tương đối
nhỏ; còn ứng suất truyền do sức kháng bị động của đất thì chỉ xuất hiện khi khi cốt

dịch chuyển tương đối lớn. Do vậy, tỷ lệ mỗi phương thức truyền ứng suất nói trên
chiếm là bao nhiêu có liên quan đến trị số chuyển vị của hệ đất có cốt. Trị số µ* và
Np phải được xác định thông qua thí nghiệm có xét đến tác dụng tương hổ giữa
chúng.
11


Như vậy, ta đã có được phương pháp đơn giản tính toán về điều kiện neo bám
giữa đất và cốt với các hệ số µ* và Np được xác định từ các thử nghiệm kéo tuột với
cốt chôn trong đất và chịu các áp lực thẳng đứng (ứng suất pháp) khác nhau. Rõ
ràng là, sức chống kéo tuột Pf hoặc Pp (hoặc cả hai) tuỳ thuộc vào cường độ chống
cắt trượt của đất, diện tích tiếp xúc trực tiếp giữa cốt với đất, ứng suất pháp tác dụng
lên cốt, các đặc trưng hình học và đặc trưng bề mặt (có tạo nhám hay không) của
cốt. Trong trường hợp các yếu tố cấu tạo không đổi thì sức chống kéo tuột (cũng tức
là lực kéo của cốt truyền cho đất) sẽ phụ thuộc vào chiều dài cốt và vị trí đặt cốt
cách đỉnh công trình nông hay sâu. Do đó, một nội dung quan trọng trong tính toán,
thiết kế các công trình đất có cốt là phải xác định được chiều dài cần thiết để đảm
bảo đủ neo bám đối với từng lớp cốt sẽ được bố trí trong công trình.
Trên đây ta mới xét đến sự truyền lực giữa cốt và đất tại mặt tiếp xúc trực tiếp
giữa chúng. Trong thực tế các công trình đất có cốt, các lớp cốt thường được bố trí
cách nhau một khoảng Sv nhất định (theo chiều đứng) và các thanh cốt có thể được
bố trí cách nhau một khoảng Sh (trên mặt bằng). Như vậy giữa các khoảng cách đó
có một phần đất không tiếp xúc trực tiếp với cốt. Vấn đề trạng thái ứng suất trong
phần đất này và vấn đề truyền lực của cốt từ mặt tiếp xúc với đất nền đến những
phần không tiếp xúc trực tiếp là khá phức tạp và cũng đã được nghiên cứu với các
mô hình trong phòng và quan trắc trên các công trình thực. Qua đó, hiện trong tính
toán thiết kế người ta chấp nhận giả thiết xem là: lực kéo do mỗi thanh cốt truyền
cho đất sẽ phân bố đều trong phạm vi SvxSh
Giả thiết này có thể được chấp nhận nếu Sv và Sh đủ nhỏ và vì vậy khi bố trí
cốt trong các công trình đất có cốt nên tham khảo kinh nghiệm từ những công trình

thực tế đã được xây dựng và đã tồn tại bền vững (với sự ngầm hiểu rằng với các
công trình đó các khoảng cách Sv, Sh được xem là đủ nhỏ).
Qua phân tích ở các mục 2.1.1, 2.1.2, 2.1.3 nói trên ta thấy muốn thực hiện
được một công trình bằng đất có cốt (như tường chắn bằng đất có cốt chẳng hạn) thì
cần phải đảm bảo các điều kiện sau:
- Có đủ sức neo bám giữa đất và cốt (một cách tổng quát, sức neo bám được
xác định theo 2.9) ở mọi điểm trong khối đất có cốt;
- Cốt phải chịu được lực kéo lớn nhất có thể phát sinh khi công trình ở trạng
thái làm việc (chịu các tác động của ngoại lực);
- Đất phải có đủ cường độ chịu nén và chịu cắt để tiếp nhận lực kéo của cốt
truyền cho đất;
- Mặt bên của công trình phải có vỏ bao để bảo vệ bề mặt chống những hư hại
từ các tác nhân bên ngoài và chống lở đất trong phạm vi giữa các lớp cốt.
Các điều kiện nói trên chính là tóm tắt các nguyên lý tạo ra vật liệu đất có cốt
và nguyên lý xây dựng một công trình bằng đất có cốt.
2.3 Những phương pháp tính toán
Từ sự phát triển của những khái niệm đất có cốt và ứng dụng của chúng cho
việc tính toán kết cấu tường chắn đất ổn định cơ học (tường MSE), rất nhiều phương
12


pháp được đề xuất, sử dụng và được hiệu chỉnh. Việc tính toán tường MSE hiện nay
bao gồm việc xác định những yêu cầu của cốt và kích thước hình học của tường để
ngăn cản sự phá họai bên trong và bên ngoài sử dụng phương pháp cân bằng giới
hạn.
Những đánh giá ổn định bên ngoài cho kết cấu tường MSE xem tiết diện khối
đất được gia cường như một khối đất đồng nhất và được đánh giá ổn định theo dạng
phá họai truyền thống như kết cấu tường trọng lực. Những khác biệt trong tính toán
hiện nay tồn tại ở những đánh giá ổn định bên trong, nó xác định cốt yêu cầu, chủ
yếu dựa vào sự phát triển của ứng suất hông bên trong và sự giả thiết vị trí bề mặt

phá họai cực hạn nhất.
n định bên trong được xem như là ứng xử của những phần tử rời rạc trong
khối đất. Điều này dẫn đến biến dạng được khống chế bởi cốt hơn là cả khối đất.
Do đó, phân tích biến dạng nói chung không được xét đến trong phương pháp tính
toán hiện tại.
Mặt dù có nhiều phương pháp được nghiên cứu trong nhiều thập kỷ qua,
nhưng sự thống nhất chung trong phương pháp tính toán hoàn chỉnh bao gồm những
vấn đề sau:
- Phân tích ứng suất làm việc.
- Phân tích cân bằng giới hạn.
- Đánh giá biến dạng.
2.3.1 Phân tích ứng suất làm việc của kết cấu tường MSE
Phân tích ứng suất làm việc bao gồm:
- Sự chọn lựa vị trí cốt và kiểm tra ứng suất trong khối đất ổn định tương
thích với thuộc tính của đất và các thành phần liên quan.
- Đánh giá ổn định cục bộ ở mức mỗi cốt và dự đoán diễn biến của sự phá
họai.
2.3.2 Phân tích cân bằng giới hạn
Phân tích cân bằng giới hạn bao gồm kiểm tra ổn định tổng thể của kết cấu. Lọai
ổn định được xem xét là bên trong, bên ngoài và hổn hợp:
- n định bên ngoài liên quan đến ổn định tổng thể của khối đất gia cường
và được đánh giá bằng cách sử dụng bề mặt trượt bên ngoài khối ổn định.
- Phân tích ổn định bên trong bao gồm việc đánh giá bề mặt trượt tiềm năng
trong khối đất gia cường.
- Trong vài trường hợp, bề mặt trượt cực hạn là khối đất ổn định một phần
bên trong và một phần bên ngòai, và phân tích ổn định bên trong/ bên
ngòai kết hợp có thể được yêu cầu.
2.3.3 Đánh giá biến dạng
Phân tích phản ứng biến dạng cho phép việc đánh giá của sự thể hiện được dự
đoán trước của kết cấu tương ứng với chuyển vị thẳng đứng và nằm ngang. Hơn nữa,

việc ảnh hưởng và sự thay đổi trong lọai cốt lên sự thể hiện của kết cấu có thể được
đánh giá. Phân tích biến dạng nằm ngang thì khó khăn và ít chắc chắn nhất. Trong
nhiều trường hợp, chúng được thực hiện một cách xấp xỉ hay đơn giản giả định rằng
hệ số an toàn thông thường chống lại sự phá họai bên trong và bên ngòai sẽ đảm
13


bảo rằng biến dạng nằm trong phạm vi cho phép. Phân tích biến dạng thẳng đứng
được lấy từ việc tính toán độ lún truyền thống, bằng việc nhấn mạnh đặc biệt trên
độ lún lệch theo phương dọc là dọc theo bề mặt tường, và theo phương ngang là từ
mặt tường đến cuối khối đất gia cường. Những kết quả trên có thể tác động lên lựa
chọn tấm tường bao và trình tự đắp đất.
2.3.4 Phương pháp thiết kế cốt không dãn
Phương pháp phân tích cân bằng giới hạn hiện tại sử dụng phương pháp “Kết cấu
trọng lực kết dính” để xác định ổn định bên ngoài của cả khối gia cường, tương tự
như việc phân tích bất kỳ kết cấu trọng lực truyền thống nào. Đối với việc đánh giá
ổn định bên trong, nó xem xét một bề mặt trượt cực hạn có dạng song tuyến, nó chia
vùng gia cường thành vùng chủ động và vùng kháng và đòi hỏi một trạng thái cân
bằng đạt được.
Trạng thái ứng suất cho ổn định bên ngoài, được giả định là tương đương với
trạng thái ứng suất Coulomb với một góc ma sát tường δ bằng 0. Đối với ổn định
bên trong, trạng thái ứng suất thay đổi từ bội số của K a đến trạng thái áp lực đất chủ
động, Ka được sử dụng cho thiết kế. Nghiên cứu gần đây tập trung vào việc phát
triển trạng thái ứng suất cho ổn định bên trong, như là hàm của Ka, loại cốt sử dụng
(vải địa kỹ thuật, lưới địa kỹ thuật, dãi kim loại hay lưới kim loại), và chiều sâu đặt
cốt.
2.3.5 Phương pháp thiết kế, cốt dãn
Đối với việc tính toán ổn định bên ngoài, phương pháp hiện tại giả định sự phân
bố áp lực đất, phù hợp với phương pháp được sử dụng cho cốt không dãn.
Đối với việc tính toán ổn định bên trong sử dụng “phương pháp trọng lực kết

dính”, hệ số áp lực đất bên trong một lần nửa là một hàm của loại cốt, trong khi hệ
số nhỏ nhất (Ka) được sử dụng cho tường được sử dụng với những tấm lưới và vải
địa kỹ thuật liên tục. Đối với ổn định bên trong, bề mặt phá hoại của Rankine được
xem xét, bởi vì cốt dãn có thể kéo dãn hơn đất, trước khi phá hoại.
2.4 Ổn định bên ngoài
Với kết cấu tường bán trọng lực và tường trọng lực truyền thống, bốn cơ chế
phá họai bên ngoài tiềm năng thường được xem xét trong việc định kích cở tường
MSE, như trong hình 2.7 [11]. Chúng bao gồm:
- Trượt phẳng.
- Giới hạn vị trí hợp lực (lật).
- Khả năng chịu tải.
- n định trượt sâu (bề mặt trượt xoay theo mặt phẳng yếu nhất).

14


Hình 2.7 Bốn cơ chế phá hoại bên ngoài tiềm năng
Do khả năng linh động và tính phù hợp hiện trường của tường MSE, những
giá trị hệ số an toàn cho phá hoại bên ngoài trong vài trường hợp thấp hơn những
giá trị được sử dụng cho tường trọng lực hoặc tường conxon bêtông cốt thép. Ví dụ,
hệ số an toàn cho khả năng chịu tải tổng thể là 2.5 hơi cao hơn giá trị sử dụng cho
kết cấu cứng.
Tương tự như vậy, tính linh động của tường MSE làm cho tiềm năng phá hoại
lật không thể xảy ra. Tuy nhiên, tiêu chuẩn lật (độ lệch tâm cho phép lớn nhất) giúp
cho việc kiểm soát biến dạng ngang bởi giới hạn nghiêng nên luôn luôn được thỏa
mãn.
Các bước tính toán ổn định bên ngoài được minh họa dưới dạng sơ đồ như sau:

Sơ đồ khối tính toán ổn định bên ngoài
2.4.1 Định nghóa kích thước hình học của tường và thuộc tính của đất

Những vấn đề sau phải được định nghóa hay được thiết lập:
15


- Chiều cao, độ nghiêng của tường.
- Phụ tải đất, phụ tải do họat tải, phụ tải do tải trọng tónh,v.v….
- Thuộc tính kỹ thuật của đất móng (γ, c, ϕ).
- Thuộc tính kỹ thuật của đất gia cường (γ, c, ϕ).
- Thuộc tính kỹ thuật của đất đắp (γ, c, ϕ).
- Điều kiện mực nước ngầm.
2.4.2 Lựa chọn tiêu chuẩn thể hiện
Tiêu chuẩn lựa chọn nên phản ánh điều kiện hiện trường hay những đòi hỏi của
tiêu chuẩn tính toán hiện hành:
- Hệ số an toàn ổn định bên ngòai (trượt, lật, khả năng chịu tải).
- Hệ số ổn định tổng thể.
- Độ lún lệch lớn nhất.
- Chuyển vị ngang lớn nhất.
- Tuổi thọ tính toán.
2.4.3 Định kích thước sơ bộ
Quá trình định kích thước kết cấu bắt đầu bằng việc cộng thêm độ chôn sâu yêu
cầu, được thiết lập bởi những tiêu chuẩn dự án, vào chiều cao tường để xác định
chiều cao tính toán cho mỗi phần để nghiên cứu. Bởi vì kết cấu được xây dựng từ
dưới lên trên, nên điều kiện này có thể chiếm ưu thế ít nhất ở cuối quá trình xây
dựng.
Chiều dài cốt sơ bộ được chọn nên lớn hơn 0.7H và 2.5m, trong đó H là chiều
cao tính toán của tường. Kết cấu tường với mái dốc đất đắp hay những tải trọng
tập trung khác, như trong đất đắp mố cầu, nói chung đòi hỏi cốt dài hơn cho ổn
định, thường từ 0.8H đến 1.1H
2.4.4 p lực đất cho ổn định bên ngoài
Tính toán ổn định cho tường với mặt thẳng đứng được thực hiện bằng việc giả

định là khối tường MSE đóng vai trò như một khối cứng với áp lực đất được phát
triển trên mặt phẳng áp lực thẳng đứng phát sinh từ phía sau lưng cốt, như thể
hiện trong hình 2.8 đến 2.9.

16


Hình 2.8 Phân tích bên ngoài: áp lực đất/độ lệch tâm

Hình 2.9 Phân tích bên ngoài: áp lực đất/độ lệch tâm
Hệ số áp lực đất chủ động được tính toán cho tường thẳng đứng (được xem như
tường với mặt nghiêng nhỏ hơn 80) và mái dốc đất đắp nằm ngang:
17


ϕ
K a = tan 2 (45 − )
2

(2.1)

Đối với tường thẳng với đất đắp dốc là:
 cos β − cos 2 β − cos 2 ϕ 
K a = cos β 

 cos β + cos 2 β − cos 2 ϕ 
Trong đó: β = là góc của mái dốc đất đắp

(2.2)

Đối với bề mặt tường trước bằng hoặc lớn hơn 80, hệ số áp lực đất có thể được
tính toán từ trường hợp Coulomb tổng quát:
sin 2 (θ + ϕ )

Ka =

(2.3)

2


sin(ϕ + δ ) sin(ϕ − β ) 
sin 2 θ sin(θ − δ ) 1 +

sin(θ − δ ) sin(θ + β ) 

Trong đó: θ = là độ nghiêng của mặt tường so với phương nằm ngang, β = là góc

của mái dốc đất đắp, γ = là dung trọng của đất đắp, ϕ = là góc ma sát trong của
đất đắp, hình 2.10. Góc ma sát tường δ được giả định bằng giá trị lớn nhất của β .

Hình 2.10 Quá trình tính toán áp lực đất chủ động (phân tích Coulomb)
v Tính toán áp lực thẳng đứng [11]
Tính toán ứng suất thẳng đứng ở đáy tường có chiều cao h được thể hiện trong
hình 2.9. Chúng ta nên chú ý rằng trọng lượng của bất kỳ mặt tường nào một
cách đặc trưng được bỏ qua trong tính toán. Những bước tính toán cho việc xác
định ứng suất thẳng đứng là:
1. Tính lực FT =

1

K af ( ϕ ,β )γ f h 2
2

(2.4)

2. Tính độ lệch tâm, e, của hợp lực trên đáy móng bằng việc giả định môment
của khối tiết diện gia cường so với đường tâm của khối. Chú ý rằng R trong
hình 2.8 phải bằng hợp lực thẳng đứng trên đất gia cường, điều kiện này đạt
được:
e=

FT (cos β )h / 3 − FT (sin β )L / 2 − V2 ( L / 6 )
V1 + V2 + FT sin β
18

(2.5)


3. e phải nhỏ hơn L/6 trong đất và L/4 trong đá. Nếu e lớn hơn thì cốt phải dài
hơn.
4. Tính ứng suất thẳng đứng phân bố đều trên đáy móng
V1 + V2 + FT sin β
L − 2e

σv =

(2.6)

Phương pháp này, được đề xuất bởi Meyerhof, giả định là tải trọng lệch tâm dẫn
đến sự phân phối áp lực đều trên một diện tích bị giảm ở đáy của tường. Diện

tích này được định nghóa bởi một chiều rộng bằng chiều rộng bằng bề rộng tường
trừ đi hai lần độ lệch tâm.
5. Thêm vào phụ tải và tải trọng lệch tâm cho σ v
2.4.5 n định trượt
Kiểm tra kích cở sơ bộ tương ứng với sự trượt ở lớp đáy, nó là chiều sâu cực hạn
nhất như sau:
FS sliding =

∑P
∑P

R

(2.7)

≥ 1.5

d

Trong đó:

∑P

R

: tổng lực kháng theo phương ngang, lực kháng là giá trị nhỏ hơn

của sức kháng cắt dọc đáy tường hay của đất nền yếu gần đáy tường.
∑ Pd : tổng lực đẩy theo phương ngang, lực đẩy là thành phần nằm

ngang của sự đẩy trên mặt phẳng thẳng đứng ở lưng tường.
v Những bước tính toán cho tường MSE với phụ tải dốc (hình 2.11):
1. Tính lực

(2.8)

FT = K af (ϕ , β ) 1 / 2γ f h 2

Trong đó: h=H+Ltan β
2. Tính toán lực đẩy
(2.9)

Pd = FH = FT cos β

3. Xác định thuộc tính ma sát cực hạn ở đáy móng. Lựa chọn góc φ nhỏ nhất
cho ba khả năng:
- Trượt dọc đất nền, nếu sức chống cắt (cf, ϕf) nhỏ hơn sức chống cắt của
đất đắp.
- Trượt dọc đất gia cường (ϕr).
- Đối với lọai cốt gia cường lọai tấm, trượt dọc bề mặt yếu hơn của mặt
tiếp xúc đất-cốt trên và dưới . Góc ma sát đất-cốt ρ, tốt nhất nên được
đo lường bởi phương tiện của những thí nghiệm cắt trực tiếp. Thay vào
đó, nó có thể lấy là btanϕ.
4. Tính toán lực kháng trên đơn vị chiều dài tường:
(2.10)
PR = (V1 + V2 + FT sin β ).µ
Trong đó:
µ = min[tan ϕ f , tan ϕ r , hay (đối với cốt liên tục) tan ρ ]
nh hưởng của tải trọng bên ngòai lên khối MSE, nó làm gia tăng sức
kháng trượt, nên chỉ được xét đến nếu tải trọng là thường xuyên. Ví dụ,

phụ tải do họat tải xe nên được bỏ qua.
19


5. Tính toán hệ số an toàn tương ứng với sự trượt và kiểm tra xem nó có lớn
hơn giá trị đòi hỏi không, sử dụng phương trình (2.7).
6. Nếu không:
- Tăng chiều dài cốt, L, và lập lại tính toán.

Hình 2.11 Tính toán áp lực thẳng đứng σ v ở mức đáy móng
2.4.6 Phá hoại do khả năng chịu tải
Hai dạng khả năng chịu tải tồn tại, phá họai cắt tổng thể và phá họai cắt cục
bộ. Sức chống cắt cục bộ được tiêu biểu bởi sự nén chặt của đất nền khi đất mềm và
rời tồn tại bên dưới tường.
• Cắt tổng thể
Để ngăn cản sự phá họai khả năng chịu tải, đòi hỏi ứng suất thẳng đứng ở
đáy móng được tính toán với sự phân bố theo Meyerhof như được bàn luận ở phần
2.3.4 không vượt quá khả năng chịu tải cho phép của nền móng được xác định, sử
dụng hệ số an toàn 2.5 áp dụng cho khả năng chịu tải cực hạn:
σ v ≤ qa =

qult
FS

(2.11)

Các bước tính toán cho tường MSE với phụ tải dốc như sau (hình 2.11) :
1. Lấy độ lệch tâm e của hợp lực ở đáy tường. Nhớ rằng với việc định kích thước sơ
bộ nếu độ lệch tâm vượt quá L/6, chiều dài cốt ở đáy móng được gia tăng.
2. Tính toán ứng suất thẳng đứng σ v ở đáy móng bằng việc giả định sự phân bố

theo Meyerhof:
σv =

V1 + V2 + FT sin β
L − 2e

(2.12)

3. Xaùc định khả năng chịu tải cực hạn qult sử dụng phương pháp cơ học đất truyền
thống, ví dụ cho mức ở trước tường và không chịu ảnh hưởng của mực nước
ngầm:
20


(2.13)

q ult = c f N c + 0.5( L)γ f N γ

Trong đó: cf là lực dính, γf là trọng lượng đơn vị và Nc và Nγ là hệ số khả năng
chịu tải không đơn vị.
4. Kiểm tra:
(2.14)
σ v = q a = qult / FS
5. Như được chỉ ra trong bước (2) và bước (3), σ v có thể giảm và qult gia tăng bằng
cách gia tăng chiều dài cốt. Nếu phương trình (2.14) không thể đạt được hay
chiều dài cốt gia tăng một cách đáng kể, việc gia cường đất là cần thiết (nên
chặt bằng phương pháp động, thay thế đất, cột đá, gia tải trước, v.v…)
• Cắt cục bộ
Để ngăn cản chuyển vị nằm ngang lớn của kết cấu trên đất dính mềm yếu:
(2.15)

γH ≤ 3c
Nếu điều kiện (2.15) không thể đạt được, việc gia cường đất được xem xét.
2.4.7 n định tổng thể
n định tổng thể được xác định bằng cách sử dụng phân tích quay hay nêm,
để thích hợp, nó có thể được thể hiện bằng việc sử dụng phương pháp phân tích ổn
định mái dốc truyền thống. Tường đất có cốt được xem như là một khối cứng và chỉ
bề mặt phá họai hoàn chỉnh bên ngoài khối được xem xét. Tuy nhiên, nếu những
điều kiện phức tạp tồn tại như là sự thay đổi trong lọai đất gia cường hay chiều dài
cốt, chiều cao phụ tải, độ dốc bề mặt kết cấu, độ dốc ở chân tường hay trên tường,
hay những kết cấu lắp ghép, phá hoại hỗn hợp phải được xem xét.
Nếu hệ số an toàn nhỏ hơn hệ số an toàn nhỏ nhất thường đề nghị là 1.3, thì gia tăng
chiều dài cốt hoặc gia cường nền móng.
2.5 Ổn định bên trong
Phá hoại bên trong của tường MSE có thể xảy ra trong hai cách khác nhau:
- Lực kéo (trong trường hợp cốt cứng là lực cắt) trong cốt thành phần trở nên quá
lớn đến nổi cốt thành phần kéo dãn quá mức hay gãy, dẫn đến sự dịch chuyển
lớn và có thể phá họai kết cấu. Dạng phá hoại này có thể gọi là phá hoại bởi sự
dãn dài hay đứt cốt.
- Lực kéo trong cốt trở nên lớn hơn sức kháng tuột, có nghóa là lực đó kéo cốt ra
ngoài khối đất. Điều này làm gia tăng ứng suất cắt trong đất xung quanh, dẫn
đến sự dịch chuyển lớn và sự phá họai có thể của kết cấu. Dạng phá họai này
được gọi là phá hoại do kéo.
Do đó, quá trình định kích cở và tính toán để ngăn phá hoại bên trong bao gồm việc
xác định lực kéo lớn nhất, vị trí của chúng dọc q tích bề mặt trượt cực hạn và sức
kháng được cung cấp bởi cốt cả trong khả năng kéo tuột và cường độ chịu kéo.
Quá trình thiết kế có thể được minh họa theo sơ đồ sau:

21

Đánh giá ổn định bên trong
Lựa chọn bề mặt tường và loại cốt

Cốt không dãn

Cốt dãn

Tính toán mức tải trọng cốt

Tính toán mức tải trọng cốt

Mức lực lớn nhất

Mức lực ở mối nối
với bề mặt

Mức lực lớn nhất

Mức lực ở mối nối
với bề mặt

Đánh giá sự ăn
mòn của đất đắp
do đất đắp

Đánh giá sự ăn
mòn của cốt
do đất đắp

Đánh giá sự phát

triển cường độ
cho phép của cốt
do đất đắp

Đánh giá sự phát
triển cường độ
cho phép của cốt
do đất đắp

Cân bằng ứng suất
kéo cho phép và
ứng suất lớn nhất
tác dụng

Cân bằng ứng suất
kéo cho phép và
ứng suất lớn nhất
tác dụng

Cân bằng ứng suất
kéo cho phép và
ứng suất lớn nhất
tác dụng

Cân bằng ứng suất
kéo cho phép và
ứng suất mối nối
tác dụng

Điều chỉnh mật độ cốt để cường độ mối nối = cường độ lớn nhất

Tính toán chiều dài cốt đòn hỏi để ổn định chống tuột
Thiết kế những phần tử tường bao theo ứng suất ở mặt tường

Sơ đồ khối cho quá trình tính toán ổn định bên trong
Quá trình tính toán ổn định bên trong từng bước như sau:
- Lựa chọn lọai cốt (dãn hay không dãn)
- Lựa chọn vị trí mặt phá hoại cực hạn
- Lựa chọn vị trí cốt phù hợp với mặt tường
- Tính toán lực kéo lớn nhất ở mỗi mức cốt
- Tính toán lực kéo lớn nhất ở vị trí nối với mặt tường
- Tính toán khả năng chịu kéo ở mỗi mức cốt
2.5.1 Mặt trượt cực hạn
Mặt trượt cực hạn nhất trong tường chắn đất có cốt được giả định là trùng khớp
với đường lực kéo lớn nhất (có nghóa là, q tích lực kéo lớn nhất, Tmax, trong mỗi
lớp gia cường). Hình dạng và vị trí đường lực này được giả định là biết đối với
kết cấu giản đơn từ nhiều thực nghiệm trước đó và nghiên cứu lý thuyết.
Bề mặt lực kéo lớn nhất được giả định là xấp xỉ song tuyến trong trường hợp cốt
không dãn (hình 2.12), xấp xỉ tuyến tính trong trường hợp cốt dãn (hình 2.13), và
đi qua chân tường trong cả hai trường hợp.
22