bai giang nen - mat duong_f(1)

Tr−êng ®¹i häc giao th«ng vËn t¶i Khoa c«ng tr×nh – BM ®−êng « t« & s©n bay

Bμi gi¶ng ThiÕt kÕ nÒn – mÆt ®−êng

« t« vμ s©n bay

Hμ néi, 2012

THIẾT KỀ NỀN-MẶT ĐƯỜNG Ô TÔ

Trang 1

MỤC LỤC Chương I: THIẾT KẾ NỀN ĐƯỜNG THÔNG THƯỜNG.

1.1 . NHỮNG YÊU CẦU CHUNG ĐỐI VỚI NỀN ĐƯỜNG – NHIỆM VỤ THIẾT KẾ NỀN ĐƯỜNG .......................................................................................................................... 5

1.1.1 Những yêu cầu chung đối với nền đường. ................................................................... 5 1.1.2 .Các loại biến dạng nền đường và nguyên nhân của nó. .............................................. 5 1.1.3 Nhiệm vụ thiết kế nền đường. ...................................................................................... 7 1.1.4 . Các nguyên tắc thiết kế nền đường. ........................................................................... 8

1.2 .CÁC LOẠI ĐẤT DÙNG ĐỂ ĐẮP NỀN ĐƯỜNG – TIÊU CHUẨN ĐẦM NÉN ĐẤT NỀN ĐƯỜNG. ......................................................................................................................... 9

1.2.1 . Các loại đất đắp nền đường. ....................................................................................... 9 1.2.2 . Tiêu chuẩn đầm nén đất nền đường. ........................................................................ 11

1.3 .CẤU TẠO NỀN ĐƯỜNG TRONG TRƯỜNG HỢP THÔNG THƯỜNG. ................... 12 1.3.1 .Các loại trắc ngang định hình nền đường đắp. .......................................................... 12 1.3.2 . Các dạng trắc ngang định hình nền đường đào. ....................................................... 15 1.3.3 .Cấu tạo nền đường nửa đào,nửa đắp. ........................................................................ 17 1.3.4 .Phòng hộ và gia cố mái taluy nền đường. ................................................................. 17

1.4 . ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN ĐẾN NỀN ĐƯỜNG. ................. 19 1.4.1 .Sự ảnh hưởng của các điều kiện tự nhiên đến nền đường. ....................................... 19 1.4.2 .Chế độ thủy nhiệt của nền đường. ............................................................................. 19 1.4.3 . Cao độ mặt đường. ................................................................................................... 20

1.5 .TÍNH TOÁN KHỐI LƯỢNG CÔNG TÁC NỀN ĐƯỜNG. .......................................... 21 1.6 .TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH MÁI DỐC TALUY NỀN ĐƯỜNG. ....................................... 21

1.6.1 .Yêu cầu chung. .......................................................................................................... 21 1.6.2 . Phương pháp phân mảnh cổ điển. ............................................................................ 22 1.6.3 .Phương pháp BISHOP .............................................................................................. 26 1.6.4 .Tính toán ổn định mái dốc có xét đến lực đẩy nổi và lực chảy thấm ....................... 27 1.6.5 .Chương trình kiểm toán ổn định mái dốc. ................................................................ 29

1.7 .TÍNH TOÁN,ĐÁNH GIÁ SỰ ỔN ĐỊNH CỦA NỀN ĐẮP TRÊN SƯỜN DỐC. ......... 30 1.7.1 .Đánh giá sự ổn định của sườn dốc ............................................................................ 30 1.7.2 .Đánh giá sự ổn định của bản thân nền đắp. .............................................................. 32


Trang 2

1.8 .TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN NỀN ĐẤT YẾU. ....................................... 33 1.8.1 .Nguồn gốc và phân loại đất yếu. ............................................................................... 33 1.8.2 . Tính toán ổn định nền đắp trên đất yếu. ................................................................... 33 1.8.3 .Các biện pháp làm tăng mức độ ổn định của nền đắp trên nền đất yếu. ................... 41

1.9 .TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN NỀN ĐƯỜNG ĐẮP TRÊN NỀN ĐẤT YẾU. ......................... 45 1.9.1 .Tính toán độ lún tổng cộng(S): ................................................................................. 45 1.9.2 .Tính độ lún theo thời gian. ........................................................................................ 49 1.9.3 . Các lưu ý khi thiết kế nền đắp trên nền đất yếu. ...................................................... 53

Chương II. KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG ...................................................................................... 56 2.1 . NHỮNG YÊU CẦU CHUNG ĐỐI VỚI ÁO ĐƯỜNG VÀ CẤU TẠO KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG. ................................................................................................................................. 56

2.1.1 .Yêu cầu chung đối với áo đường. ............................................................................. 56 2.1.2 . Cấu tạo kết cấu áo đường. ........................................................................................ 56

2.2 .PHÂN LOẠI KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG. .......................................................................... 60 2.2.1 .Phân loại theo đặc tính và phạm vi sử dụng. ............................................................ 60 2.2.2 . Phân loại theo đặc điểm tính toán cường độ áo đường ............................................ 61

2.3 .NỘI DUNG VÀ NGUYÊN TẮC THIẾT KẾ CẤU TẠO KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG. .... 61 2.3.1 . Nội dung công tác thiết kế kết cấu áo đường. .......................................................... 61 2.3.2 .Các nguyên tắc thiết kế cấu tạo áo đường. ................................................................ 62

Chương III: THIẾT KẾ KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG MỀM.

3.1 .ĐẶC ĐIỂM CỦA TẢI TRỌNG XE TÁC DỤNG LÊN MẶT ĐƯỜNG VÀ ẢNH HƯỞNG CỦA NÓ ĐẾN CƠ CHẾ LÀM VIỆC CỦA NỀN ĐẤT VÀ VẬT LIỆU ÁO ĐƯỜNG .................................................................................................................................. 68

3.1.1 .Đặc điểm của tải trọng xe chạy tác dụng lên mặt đường. ......................................... 68 3.1.2 .Ảnh hưởng của tải trọng tác dụng đến cơ chế làm việc của nền đất và vật liệu áo đường. .................................................................................................................................. 70

3.2 . CÁC HIỆN TƯỢNG PHÁ HOẠI KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG MỀM VÀ NGUYÊN LÝ TÍNH TOÁN CƯỜNG ĐỘ ÁO ĐƯỜNG MỀM. .................................................................. 71

3.2.1 . Các hiện tượng phá hoại áo đường mềm. ................................................................ 71 3.2.2 . Nguyên lý tính toán cường độ áo đường mềm. ........................................................ 72


Trang 3

3.3 . TÍNH TOÁN CƯỜNG ĐỘ (BỀ DÀY) ÁO ĐƯỜNG MỀM THEO TIÊU CHUẨN ĐỘ VÕNG ĐÀN HỒI GIỚI HẠN ................................................................................................ 73 3.4 .TÍNH TOÁN CƯỜNG ĐỘ (BỀ DÀY) ÁO ĐƯỜNG MỀM THEO ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG GIỚI HẠN VỀ TRƯỢT TRONG NỀN ĐẤT VÀ CÁC LỚP KÉM DÍNH KẾT ..... 83

Lực dính tính toán Ctt của đất nền hoặc vật liệu kém dính là lực dính được xác định thông qua thí nghiệm (C) có xét đến điều kiện làm việc khác nhau của áo đường ...................... 86

3.5 .TÍNH TOÁN CƯỜNG ĐỘ ÁO ĐƯỜNG MỀM THEO ĐIỀU KIỆN CHỊU KÉO KHI UỐN ........................................................................................................................................ 89 3.6 .CÁC ĐẶC TRƯNG TÍNH TOÁN CỦA NỀN ĐẤT VÀ VẬT LIỆU ............................ 95

Chương IV: THIẾT KẾ ÁO ĐƯỜNG CỨNG.

4.1 . ĐẶC ĐIỂM VÀ CẤU TẠO KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG CỨNG ...................................... 97 4.1.1 . Đặc điểm kết cấu áo đường cứng. ............................................................................ 97 4.1.2 . Cấu tạo kết cấu áo đường cứng ................................................................................ 98

4.2 .CÁC THAM SỐ THIẾT KẾ ÁO ĐƯỜNG CỨNG. ..................................................... 102 4.2.1 .Tải trọng tính toán tiêu chuẩn. ................................................................................ 102 4.2.2 . Hệ số triết giảm cường độ n. .................................................................................. 102 4.2.3 .Các chỉ tiêu của bê tông xi măng làm đường. ......................................................... 103 4.2.4 .Các chỉ tiêu của nền đường. .................................................................................... 104

4.3 .TÍNH TOÁN CHIỀU DÀY TẤM BTXM ĐỔ TẠI CHỖ DƯỚI TÁC DỤNG CỦA TẢI TRỌNG TIÊU CHUẨN. ...................................................................................................... 105

4.3.1 . Cơ sở lý thuyết tính toán mặt đường bê tông xi măng. .......................................... 105 4.3.2 . Phương pháp Westergard. ...................................................................................... 105 4.3.3 . Tính chiều dày tấm bê tông mặt đường theo quy trình 22TCN 223-95. ................ 106

4.4 . KIỂM TOÁN CHIỀU DÀY TẤM BTXM DƯỚI TÁC DỤNG CỦA XE NẶNG CÁ BIỆT. .................................................................................................................................... 108

4.4.1 . Cơ sở tính toán, công thức tính toán. ..................................................................... 108 4.4.2 . Cách xác định mô men uốn. ................................................................................... 109 4.4.3 . Trình tự kiểm toán. ................................................................................................. 113

4.5 .KIỂM TOÁN CHIỀU DÀY TẤM BÊ TÔNG DƯỚI TÁC DỤNG ĐỒNG THỜI CỦA TẢI TRỌNG VÀ ỨNG SUẤT NHIỆT . .............................................................................. 113

4.5.1 . Kiểm toán ứng suất kéo uốn ở đáy tấm bê tông khi nhiệt độ giảm đều. ................ 114 4.5.2 . Kiểm toán ứng suất trong tấm bê tông do thay đổi nhiệt độ. ................................. 115


Trang 4

4.5.3 . Trình tự kiểm toán .................................................................................................. 117 4.6 . TÍNH TOÁN CHIỀU DÀY LỚP MÓNG CỦA MẶT ĐƯỜNG BTXM. ................... 118

Chương V: THIẾT KẾ,TÍNH TOÁN HỆ THỐNG THOÁT NƯỚC MẶT VÀ HỆ THỐNG THOÁT NƯỚC NGẦM.

5.1 .TỔNG QUAN VỀ HỆ THỐNG THOÁT NƯỚC MẶT VÀ THOÁT NƯỚC NGẦM. .............................................................................................................................................. 119

5.1.1 .Hệ thống thoát nước mặt. ........................................................................................ 119 5.1.2 . Hệ thống thoát nước ngầm. .................................................................................... 119 5.1.3 . Trình tự thiết kế bố trí hệ thống thoát nước nền đường. ........................................ 119

5.2 .THIẾT KẾ VÀ TÍNH TOÁN THỦY LỰC RÃNH. ..................................................... 120 5.2.1 . Thiết kế rãnh. ......................................................................................................... 120 5.2.2 . Gia cố chống xói rãnh. ........................................................................................... 120 - Việc quyết định gia cố rãnh hoặc hình thức gia cố phụ thuộc vào độ dốc dọc rãnh ,tốc độ nước chảy trong rãnh và điều kiện địa chất phía dưới đáy rãnh. ................................. 120

5.3 .CÁC CÔNG TRÌNH THOÁT NƯỚC MẶT THƯỜNG GẶP. .................................... 122 5.3.1 . Rãnh dọc (Rãnh biên)............................................................................................. 122 5.3.2 .Rãnh đỉnh. ............................................................................................................... 123 5.3.3 .Rãnh dẫn nước. ....................................................................................................... 124

5.4 .THIẾT KẾ CÔNG TRÌNH THOÁT NƯỚC NGẦM. .................................................. 125 5.4.1 . Rãnh ngầm,tác dụng và phân loại. ......................................................................... 125 5.4.2 . Cấu tạo rãnh thoát nước ngầm. .............................................................................. 125 5.4.3 . Nội dung thiết kế thoát nước ngầm. ....................................................................... 126


Trang 5

Chương I: THIẾT KẾ NỀN ĐƯỜNG THÔNG THƯỜNG

1.1 . NHỮNG YÊU CẦU CHUNG ĐỐI VỚI NỀN ĐƯỜNG – NHIỆM VỤ THIẾT KẾ NỀN ĐƯỜNG 1.1.1 Những yêu cầu chung đối với nền đường. Nền đường ô tô là một công trình bằng đất(đá) có các tác dụng: - Khắc phục địa hình thiên nhiên nhằm tạo nên một dải đất đủ rộng dọc theo tuyến đường đảm bảo điều kiện cho xe chạy an toàn,hiệu quả và kinh tế. - Làm cơ sở cho lớp áo đường:Lớp phía trên của nền đường cùng với áo đường chịu tác dụng của tải trọng xe cộ và các yếu tố tự nhiên do đó ảnh hưởng rất lớn đến đến cường độ và tình trạng khai thác của tuyến đường. Do vậy,để đảm bảo những yêu cầu trên,khi thiết kế nền đường cần đáp ứng được các yêu cầu sau đây:

• Đảm bảo có đủ cường độ cần thiết:Nghĩa là có đủ độ bền khi chịu cắt trượt và không được biến dạng quá nhiều(Không tích lũy biến dạng) dưới tác dụng của tải trọng bánh xe.

• Đảm bảo luôn ổn định toàn khối: Nghĩa là kích thước hình học và hình dạng của nền đường không bị phá hoại hoặc biến dạng gây khó khăn cho công tác thông xe trên đường.

- Các hiện tượng mất ổn định toàn khối đối với nền đường thường là: Trượt lở mái taluy nền đường đào hoặc đắp,trượt nền đường đắp trên sườn dốc,trượt trồi và lún nền đường đắp trên nền đất yếu.....

• Đảm bảo ổn định về mặt cường độ: Nghĩa là cường độ nền đường không được thay đổi theo thời gian,theo điều kiện khí hậu,thời tiết một cách bất lợi trong suốt thời gian phục vụ của tuyến đường.

Cường độ và độ ổn định của nền đường quyết định nhiều đến cường độ và độ ổn định của mặt đường.Nếu làm không tốt nền đường(đảm bảo cao độ,bề rộng,đầm nén...)thì sau này sẽ hư hỏng mặt đường và việc xử lý sẽ rất tốn kém. 1.1.2 .Các loại biến dạng nền đường và nguyên nhân của nó. 1.1.2.1 .Biến dạng nền đường đắp: a) Nền đường bị lún sụt: - Lún sụt chủ yếu do đất dưới nền đường(Phân biệt với lún chặt,do bản thân nền đất đắp không chặt)


Trang 6

b) Taluy bị trượt lở. • Sụt lở : Khối đất nhỏ bão hòa nước di chuyển theo mái taluy từ trên xuống dưới,gọi là lở.

- Tính chất sụt lở: Khối đất di chuyển không dày lắm,cũng có thể do nước làm xói mòn taluy.

• Trượt lở: Cả khối đất lớn di động trên taluy gọi là trượt lở. - Tính chất trượt lở: Một phần đất tách khỏi nền đường dưới tác dụng của trọng lực di động trên một mặt trượt.

c) Trượt trên mặt đất tự nhiên.

d) Nền đường bị sụp đổ: - Do thi công không đúng: Đất đắp ngậm nhiều nước theo những lớp nghiêng và đắp các loại đất khác nhau một cách hỗn loạn.

H1.1a. – Lún sụt (Do bản thân nhiều chỗ quá ướt,có chất hữa cơ)

H1.1b. – Lún sụt phình trồi 2 bên (Do nền tự nhiên )

H1.2.a . – Sụt lở taluy H1.2.b – Trượt lở t aluy

Thường do chân nền đường đắp bị ướt quá và hình thành mặt trượt.

H1.3. Nền đường trượt trên mặt đất tự nhiên


Trang 7

- Thường xuất hiện khi có nước đọng thường xuyên và dâng cao.

1.1.2.2 . Biến dạng nền đường đào. a) Taluy bị lở và trượt.

- Nguyên nhân: Chủ yếu là do đất quá yếu và độ dốc mái taluy quá lớn. b) Taluy bị rơi vỡ.

1.1.3 Nhiệm vụ thiết kế nền đường. • Xác định kích thước hình học của nền đường: Bề rộng,mái dốc taluy,rãnh biên,rãnh

đỉnh... • Chọn loại đất đắp thích hợp,quy định chế độ đầm nén cho các đoạn và cho các độ

sâu.Các biện pháp đảm bảo chế độ thủy nhiệt cho nền đường,nâng cao độ của đất nền,đặc biệt là các biện pháp thoát nước...

• Tính toán sự ổn định của mái dốc nền đường,tính toán sự ổn định của nền thiên nhiên → bảo đảm nền đường không trượt trên sườn dốc,không lún sụt trên nền đất yếu.

H 1.4. –Nền đường bị sụp đổ

H 1.5.- Hiện tượng lở và trượt taluy nền đào

- Nguyên nhân: Do quá trình phong hóa,động đất làm đất, đá bị vỡ vụn

H 1.6. Mái taluy bị rơi vỡ


Trang 8

• Tính toán độ lún của nền đường,nhất là khi đắp trên nền đất yếu → Cao độ phòng lún. • Các biện pháp đảm bảo sự ổn định của nền đường ,các công trình chống đỡ,công trình

thoát nước,ngăn nước,và các biện pháp xử lý khác... 1.1.4 . Các nguyên tắc thiết kế nền đường. a) Phải đảm bảo khu vực tác dụng của nền đường (khi không có t ính toán đặc biệt, khu vực này có thể lấy tới 80 cm kể từ d ưới đáy áo đường trở xuống ) luôn đạt được các yêu cầu sau: - Không bị quá ẩm (độ ẩm không lớn hơn 0,6 giới hạn nhão) và không chịu ảnh hưởng

các nguồn ẩm bên ngoài (nước mưa, nước ngầm, nước bên cạnh nền đường) - 30 cm trên cùng phải đảm bảo sức chịu tải CBR tối thiểu bằng 8 đối với đường cấp I, cấp II và bằng 6 đối với đường các cấp khác. - 50 cm tiếp theo phải đảm bảo sức chịu tải CBR tối thiểu bằng 5 đố i với đường cấp I, cấp II và bằng 4 với đường các cấp khác.

Ghi chú: CBR xác định theo điều kiện mẫu đất ở độ chặt đầm nén thiết kế và được ngâm bão hòa 4 ngày đêm.

b) Để hạn chế tác hại xấu đến môi trường và cảnh quan, cần chú trọng các nguyên tắc:

- Hạn chế p há hoại thảm thực vật. Khi có thể nên gom đất hữu cơ trong nền đào để phủ xanh lại các hố đất mượn, các sườn taluy. - Hạn chế phá hoại cân bằng tự nhiên. Đào đắp vừa phải. Chú ý cân bằng đào đắp. Gặp địa hình hiểm trở nên so sánh nền đường với các phương án cầu cạn, hầm, nền ban công. Chiều cao mái dốc nền đường k hô ng nên cao quá 20 m. - Trên sườn dốc quá 50% nên xét phương án tách thành hai nền đường độc lập. - N ền đào và nền đắp thấp nên có phương án làm thoải (1:3 ~ 1:6) và gọt tròn để phù hợp địa hình và an toàn giao thông. - Hạn chế các tác dụng xấu đến đời sống kinh tế và xã hộ i của cư dân như gây ngập lụt ruộ ng đất, nhà cửa. Các vị trí và khẩu độ công trình thoát nước phải đủ để không chặn dòng lũ và gây phá nền ở chỗ khác, tránh cản trở lưu thông nội bộ của địa p hương, tôn trọng quy hoạch thoát nước của đ ịa phương.


Trang 9

1.2 .CÁC LOẠI ĐẤT DÙNG ĐỂ ĐẮP NỀN ĐƯỜNG – TIÊU CHUẨN ĐẦM NÉN ĐẤT NỀN ĐƯỜNG. 1.2.1 . Các loại đất đắp nền đường. Đất là vật liệu cơ bản nhất dùng trong xây dựng đường, tính chất lại thay đổi rất phức tạp

theo nhiều nhân tố, cho nên cần phải nắm chắc các tính chất cơ lý của các loại đất, biết phương pháp xác định chúng và phải nắm vững những lý luận cơ bản về cơ học đất.

Phân loại đất đắp nền đường: a) Đá: Làm nền đường rất tốt,nền đường đắp bằng đá thì đảm bảo cường độ và độ ổn định,chống xói mòn và va đập của dòng nước. b) Sỏi cuội: Dưới tác dụng của dòng nước làm dịch chuyển các viên đá,làm chúng bị bào mòn,trong thành phần có lẫn cả cát và sét.Nền đường đắp bằng sỏi cuội có cường độ cao,khi đắp ở nơi khô ráo thì cường độ không thay đổi nhiều.Nhược điểm là chống xói mòn kém→thường gia cố bề mặt. c) Cát: Là loại đất vụn,rời rạc,độ dính kém,kích thước hạt <2-3mm,nước dễ thấm qua(Ví dụ về đắp cát thay đất yếu),khi bão hòa nước thì cường độ ít thay đổi.Do vậy,dùng cát để đắp nền đường rất tốt,đặc biệt những vùng ẩm ướt,nước đọng hoặc nền đường gần bãi sông...Tuy nhiên,do độ dính kém nên dễ bị bào mòn do nước nên cần gia cố bảo vệ bên ngoài. d) Đất á cát: Lượng cát >50% khối lượng,dùng để đắp nền đường rất tốt,có cường độ ổn định,tính dính cao,khả năng thoát nước nhanh. e) Đất sét: Có lực dính lớn và tính thấm nước rất kém,lâu bão hòa nước.Chỉ nên dùng đắp ở

những nơi khô ráo f) Đất á sét: Là loại đất tốt,chống xói lở rất tốt,đặc biệt dùng để đắp taluy nền đường. g) Đất hữu cơ(Bùn,than bùn...):Đất có cường độ thấp,thay đổi thể tích nhiều khi độ ẩm thay đổi→Không nên sử dụng đắp nền đường.


Trang 10


Trang 11

1.2.2 . Tiêu chuẩn đầm nén đất nền đường. Theo tiêu chuẩn thiết kế đường ô tô TCVN 4054-2005 và tiêu chuẩn đầm nén đất TCVN 4201-1995,công tác đầm nén đất được quy định:

Ghi chú bảng 1.4: (*) Đây là trường hợp nền đắp thấp,khu vực tác dụng 80cm,một phần nằm vào phạm vi đất nền tự nhiên.Trong trường hợp này,phần đất nền tự nhiên nằm trong khu vực tác dụng phải có độ chặt tối thiểu là 0,9. (**)Nếu nền tự nhiên không đạt độ chặt yêu cầu trong bảng thì phải đào bỏ phạm vi không đạt rồi đầm nén lại để đạt yêu cầu.

Bảng 1.4. Độ chặt quy định của nền đường


Trang 12

1.3 .CẤU TẠO NỀN ĐƯỜNG TRONG TRƯỜNG HỢP THÔNG THƯỜNG. Các loại trắc ngang nền đường thường gặp gồm có: - Nền đường đắp hoàn toàn. - Nền đường đào hoàn toàn. - Nền đường nửa đào,nửa đắp. - Nền đường đào hình chữ L. 1.3.1 .Các loại trắc ngang định hình nền đường đắp. Phụ thuộc vào chiều cao đắp và loại đất đắp mà có các dạng trắc ngang điển hình của nền đường đắp như sau: - Nền đắp thấp (Phải làm rãnh biên) ( h≤ 0,6m) (Trừ TH như đường cao tốc) - Nền đường đắp vừa ( h =1÷ 6m) - Nền đường đắp cao ( h =6 ÷ 12 m) - Nền đắp rất cao ( h ≥ 12m ) và nền đường đắp qua bãi sông.

H1.7:


Trang 13

Tùy thuộc vào chiều cao đắp và vật liệu đắp,độ dốc của mái taluy đắp được quy định theo bảng 1.5.

Đối với đất đắp thông thường,bằng kinh nghiệm thường đắp với mái dốc 1:1,5.Trường hợp

chiều cao đắp lớn hơn 6m phải tiến hành kiểm toán ổn định mái dốc để quyết định hình dạng nền đường và độ dốc taluy.Chiều cao đất đắp không nên quá 16m và đắp đá không nên quá 20m.

• Xử lý nền tự nhiên trước khi đắp: Khi đắp trên sườn dốc, tuỳ theo độ dốc của sườn dốc mà có thể xử lý bằng các biện pháp sau: - Khi độ dốc sườn dốc nhỏ hơn 20% thì có thể đắp trực tiếp sau khi rẫy cỏ hoặc bóc bỏ lớp đất hữu cơ. - Nếu độ dốc sườn dốc isd = 20 – 50% thì trước khi đắp nền tiến hành đánh thành bậc cấp, chiều rộng của bậc cấp phụ thuộc vào biện pháp thi công. Nếu thi công bằng thủ công thì chiều rộng bậc cấp a = 1m, nếu thi công bằng máy thì chiều rộng bậc cấp a = 3~4m (bằng chiều rộng lưỡi máy).

Hình 1.8. Cấu tạo nền đường đắp trên sườn dốc 20-50%

- Nếu độ dốc sườn dốc lớn hơn 50% cần phải có các biện pháp cấu tạo như: Đắp nền bằng đá để tăng độ dốc mái taluy (Bảng 8-4, trang 11 – TKĐ ôtô tập 2), Kè chân taluy, xây tường chắn.

Bảng 1.5: Độ dốc mái taluy nền đắp


Trang 14

Hình 1.9. Cấu tạo nền đường đắp trên sườn dốc >50%

Độ dốc taluy nền đường đắp bằng đá

Cỡ đá Chiều cao nền đắp Phương pháp thi công Độ dốc taluy

< 25cm < 25 > 25 > 40 > 40

6,0 6,0 – 20,0 20,0 5,0 5,0 – 10,0

Xếp đống - nt - Dùng đá lớn xếp mặt ngoài - nt - - nt -

1 : 1,35 1 : 1,5 1 : 1,1 1 : 0,75 1 : 1, 0

- Nền đắp sau khi đắp phải đảm bảo ổn định, tuỳ theo độ cao của mái đắp và vật liệu đắp mà độ dốc mái đắp được quy định như sau: Bảng 1.6 - Độ dốc mái đường đắp (TCVN 4054 - 2005)

Loại đất đá Độ dốc taluy đắp khi chiều cao mái dốc

< 6 m từ 6 đến 12 m

Các loại đá phong hoá nhẹ Đá khó phong hoá cỡ lớn hơn 25cm xếp khan*) Đá dăm, đá sỏi, sạn, cát lẫn sỏi sạn, xỉ quặng. Cát to và cát vừa, đất sét và cát pha, đá dễ phong hoá Đất bụi, cát nhỏ

1 : 1 ÷ 1 : 1,3

1 : 0,75 1 : 1,3 1 : 1,5

1 : 1,75 ÷ 2

1 : 1,3 ÷ 1,5

1 : 1,0

1 : 1,3 ÷ 1,5

1: 1,75

1 : 1,75 ÷ 2

*) Xem thêm điều 7.8.2. (quy trình)


Trang 15

1.3.2 . Các dạng trắc ngang định hình nền đường đào. Thường có 2 dạng: đào chữ U và đào chữ L.

Hình 1.10. Cấu tạo nền đường đào

Nền đào làm phá vỡ thế cân bằng của các tầng đất thiên nhiên, làm sườn dốc bị hẫng chân. Để giữ cho taluy nền đào cũng như cho cả sườn núi thì độ dốc taluy đào phải có 1 trị số thích hợp dựa trên phân tích các điều kiện địa chất công trình:

- Thành phần, tính chất cơ lý của đất đá - Thế nằm của đất đá - Nguyên nhân thành tạo địa chất (sườn tích, trầm tích, bồi tích, …) - Cấu trúc và mức độ phong hoá - Chiều cao mái dốc - Hướng phương vị mái dốc.

Dựa trên các nguyên tắc phân tích ở trên, tính toán tổng hợp và rút ra bảng tổng kết áp dụng độ dốc taluy nền đào.

Bảng1.7 - Độ dốc taluy nền đào (TCVN 4054 - 1998)

Loại đất, đá

Chiều cao mái

dốc nền đào (m)

Độ dốc lớn nhất

của mái dốc

1. Đá cứng - đá có phong hoá nhẹ (nứt nẻ) - đá dễ phong hoá

16 16

1 : 0,2 1 : 0,5 – 1 : 1,5


Trang 16

2. Các loại đá bị phong hoá mạnh 3. Đá rời rạc 4. Đất cát, đất các loại sét ở trạng thái cứng, nửa cứng, dẻo chặt

6 6 – 12 12

1 : 1 1 : 1,5 1 : 1 – 1 : 1,5

Bảng 1.8 - Độ dốc mái đường đào (TCVN 4054 - 2005)

Loại và tình trạng đất đá Độ dốc mái đường đào khi chiều cao

mái dốc

≤ 12 m > 12 m

Đất loại dính hoặc kém dính nhưng ở trạng thái chặt vừa đến chặt

1 : 1,0 1 : 1,25

Đất rời 1 : 1,50 1 : 1,75

Đá cứng phong hoá nhẹ 1 : 0,3 1 : 0,5

Đá cứng phong hoá nặng 1 : 1,0 1 : 1,25

Đá loại mềm phong hoá nhẹ 1 : 0,75 1 : 1,0

Đá loại mềm phong hoá nặng 1 : 1,0 1 : 1,25

CHÚ THÍCH: Với nền đào đất, chiều cao mái dốc không nên vượt quá 20m. Với nền đào đá mềm, nếu mặt tầng đá dốc ra phía ngoài với góc dốc lớn hơn 25o thì mái dốc thiết kế nên lấy bằng góc dốc mặt tầng đá và chiều cao mái dốc nên hạn chế dưới 30m.

- Khi chiều cao mái dốc cao hơn 12m thì phải tiến hành phân tích,kiểm toán ổn định bằng các phương pháp thích hợp,tương ứng với trạng thái bất lợi nhất(đất đá ở trạng thái bão hòa nước).Với mái dốc là vật liệu rời rạc thì nên áp dụng phương pháp mặt trượt phẳng,với vật liệu là đất dính thì áp dụng phương pháp mặt trượt trụ tròn.Hệ số ổn định nhỏ nhất K ≥ 1,25. - Khi mái dốc qua các tầng lớp đất đá khác nhau thì phải thiết kế có độ dốc khác nhau tương ứng tạo thành mái dốc kiểu đào mặt gãy hoặc tại chỗ thay đổi độ dốc bố trí thêm bậc thềm rộng 1-3m (tùy thuộc vào biện pháp thi công),có độ dốc 5% - 10% nghiêng về phía trong rãnh.

H1.11.Cấu tạo nền đào qua các lớp địa chất khác nhau


Trang 17

1.3.3 .Cấu tạo nền đường nửa đào,nửa đắp.

1.3.4 .Phòng hộ và gia cố mái taluy nền đường. Mục đích là để đề phòng taluy bị phá hoại do các nguyên nhân sau:

- Mưa: làm xói lở đất lấp các rãnh dọc, sụt lở taluy, xói hẫng chân taluy - Nước ngập đọng gây sóng vỗ, nước chảy lâu ngày có thể gây sụt lở taluy trên 1 đoạn

dài - Ở vùng đồi, núi taluy cao, địa chất bị phong hoá mạnh, nước mặt ngấm vào lâu ngày

có thể gây sụt lở - Do súc vật trèo qua.

Do đó cần có biện pháp gia cố taluy thích hợp với từng trường hợp cụ thể: - Đầm nén chặt, gọt nhẵn mái taluy - Trồng cỏ, cây bụi thấp làm chặt mái taluy,giảm vận tốc dòng chảy.(hình vẽ áp dụng tại

công trình Quốc lộ 18,đường Hồ Chí Minh....) - Gia cố đất trộn chất vô cơ (gia cố vôi, ximăng) - Làm lớp đất dính đắp bao taluy trong trường hợp nền đắp cát(tại đường NB-NT) - Làm lớp bảo hộ cục bộ hoặc tường hộ để ngăn ngừa tác dụng phong hoá. - Lát đá hộc mái taluy - Lát mái taluy bằng tấm bê tông.

- Thường gặp khi tuyến đường qua các vùng sườn dốc nhẹ(Khoảng ≤50%).Lúc đó có thể tận dụng các cấu tạo riêng của phần nền đường nửa đáo,nửa đắp.Khi thi công cần chú ý công tác điều phối đất theo phương ngang.


Trang 18

Hình 1.11. Gia cố taluy nền đường bằng lát cỏ

Hình 1.12. Gia cố taluy nền đường bằng đá hộc


Trang 19

1.4 . ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN ĐẾN NỀN ĐƯỜNG. 1.4.1 .Sự ảnh hưởng của các điều kiện tự nhiên đến nền đường. 1.4.1.1 . Ảnh hưởng của nước. Nền đường ô tô có thể chịu ảnh hưởng của các nguồn ẩm sau đây:

• Nước mưa: Thấm qua lề đường và mặt đường vào khu vực đất nền đường. • Nước mặt: Nước ở thùng đấu,rãnh dọc,nước ngập...Nước đọng lâu có thể ngấm vào trong

nền đường làm nền đường luôn ẩm ướt và giảm cường độ. • Nước ngầm: Nước mao dẫn nên thân nền đường từ phía dưới,nhất là vùng đồng

bằng,lầy.. • Hơi nước: Di chuyển trong các lỗ rỗng của đất theo chiều của dòng nhiệt(từ nóng đến

lạnh),đặc biệt là trong điều kiện khí hậu thay đổi theo mùa như ở nước ta. 1.4.1.2 .Ảnh hưởng của nhiệt độ: Nhiệt độ thay đổi làm ảnh hưởng đến độ ẩm của đất. 1.4.1.3 .Ảnh hưởng của gió. Khi lực gió càng lớn thì độ bốc hơi càng mạnh... 1.4.2 .Chế độ thủy nhiệt của nền đường. 1.4.2.1 .Ảnh hưởng của chế độ thủy nhiệt nền đường. - Chế độ thủy nhiệt của nền đường còn gọi là quy luật tác động của môi trường thiên nhiên đối với nền đường là quy luật thay đổi và phân bố độ ẩm của các điểm khác nhau trong cùng 1 khối đất nền đường theo thời gian.Nắm được quy luật phân bố này trong thời gian bất lợi nhất

H1.13.Các nguồn ẩm ảnh hưởng đến nền đường

1.Nước mưa;2.Nước mặt;3.Nước ngầm;4.Hơi nước


Trang 20

từ đó có thể đề xuất các biện pháp làm thay đổi tình trạng này như ngăn chặn các nguồn ẩm,hoặc tăng cường độ của nền đường... - Chế độ thủy nhiệt phụ thuộc vào quy luật chung của thời tiết:Khí hậu,nhiệt độ,lượng mưa... - Ngoài ra,nó còn phụ thuộc vào loại kết cấu nền đường,mặt đường.Cụ thể như các biện pháp thoát nước mặt đường,loại đất đắp nền,chiều cao đất đắp,độ chặt của đất nền đường.. 1.4.2.2 .Các biện pháp cải thiện chế độ thủy nhiệt của mặt đường.

• Đầm nén chặt đất nền đường: Làm tăng cường độ và cải thiện chế độ thủy nhiệt nền đường rất tốt,đơn giản,hiệu quả và được áp dụng phổ biến.

• Đắp cao nền đường:Đắp nền đường cao hơn mực nước ngầm hay mực nước đọng thường xuyên là yêu cầu bắt buộc để phòng tránh trạng thái phân bố ẩm bất lợi trong bản thân nền đường.

• Thoát nước và ngăn chặn các nguồn ẩm: ‐ Thoát nước mặt: Tạo mui luyện,bố trí hệ thống rãnh dọc,rãnh biên,rãnh đỉnh... - Ngăn chặn hoặc hạn chế ảnh hưởng của nước ngầm: Dùng các lớp cách nước,cách hơi để ngăn chặn nước ngầm mao dẫn. - Đắp lề đủ rộng để ngăn chặn nước ngập hai bên lề đường thấm vào thân nền đường. - Thiết kế và lựa chọn kết cấu áo đường,lề đường hợp lý,sử dụng các loại vật liệu lớp mặt ít(không) thấm nước hoặc sử dụng lớp móng cát thoát nước nhanh.. 1.4.3 . Cao độ mặt đường. ‐ Cao độ thiết kế mặt đường là cao độ tại tim đường. - Cao độ thiết kế mép nền đường tại những đoạn ven sông,đầu cầu nhỏ,những đoạn qua cánh đồng ngập nước phải cao hơn mực nước ngập theo tần suất tính toán(có kể mức nước dềnh và chiều cao sóng vỗ) tối thiểu 0,5m. Tần suất thiết kế của nền đường theo quy trình: + Đường cao tốc: 1% + Đường cấp I,II: 2% + Đường cấp khác: 4% - Cao độ nền đường đắp tại vị trí cống tròn phải đảm bảo chiều cao đất đắp tối thiểu là 0,5m để cống không bị vỡ do lực va đập của ô tô.


Trang 21

1.5 .TÍNH TOÁN KHỐI LƯỢNG CÔNG TÁC NỀN ĐƯỜNG. - Công tác thiết kế đòi hỏi phải tính được khối lượng nền đường để phục vụ lập dự toán,tổ chức thi công hay lập luận chứng so sánh các phương án tuyến. - Hiện nay,việc tính toán khối lượng,bề rộng,chiều dài,diện tích...được thực hiện bằng nhiều phần mềm chuyên dụng như:Nova,AND Design,ADS,...Tuy nhiên,tất cả chúng đều dựa trên nguyên lý tính toán khối lượng giữa các mặt cắt ngang theo công thức đơn giản sau:

Trong đó: V1,2 là khối lượng cần tính giữa 2 mặt cắt 1,2; F1,F2 là diện tích; L1,2 là khoảng cách giữa 2 mặt cắt ngang. - Các loại khối lượng cần tính toán: KL bóc hữu cơ,đánh cấp,KL đào,đắp...

1.6 .TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH MÁI DỐC TALUY NỀN ĐƯỜNG. 1.6.1 .Yêu cầu chung. 1.6.1.1 . Các trường hợp phải tính toán ổn định mái dốc. - Nền đường có hđắp,hđào > 12m. - Nền đắp cao ở bãi sông,những đoạn ngập nước không thường xuyên. - Nền đường đào trong đá(hđào>12m) có thế nằm của đá nghiêng ra phía nền đường. - Nền đường đào và đắp ở những nơi có điều kiện địa chất phức tạp(khe sói,casto,đá sụt..),nền đường thi công theo phương pháp nổ mìn hoặc thủy lực. 1.6.1.2 . Các chỉ tiêu cơ lý của đất dùng trong tính toán. - Phải được xác định bằng thí nghiệm khi đất vào ở trạng thái bất lợi nhất về khả năng chịu tải(Thường được xác định ở trạng thái bão hòa).

- Các chỉ tiêu sử dụng tính toán bao gồm: Trọng lương riêng của đất ᵞ,góc nội ma sát ,lực dính đơn vị C,chiều sâu mực nước ngầm....Mỗi chỉ tiêu tính toán phải có ít nhất 3 số liệu và giá trị kiểm toán được lấy là giá trị trung bình của các số liệu đó.


Trang 22

1.6.1.3 . Xác định tải trọng tính toán. • Tĩnh tải: Tải trọng đắp nền và đắp gia tải trước được xác định theo đúng hình dạng đắp

trên thực tế. • Hoạt tải: Là tải trọng của số xe nặng tối đa cùng một lúc có thể đỗ kín khắp bề rộng mặt

đường phân bố trên 1m dài chiều dài đường.Tải trọng này được quy đổi tương đương thành một lớp đất đắp có chiều cao là hx,xác định theo công thức:

Trong đó: G: Trọng lượng 1 xe (Chọn xe nặng nhất), tấn n: Số xe tối đa có thể xếp được trên phạm vi bề rộng mặt đường

ᵞ: Dung trọng của đất đắp nền đường ,T/m3

l: Phạm vi phân bố tải trọng xe theo hướng dọc(Khoảng cách từ bánh trước đến bánh sau xe,tính phủ bì),m

B: Bề rộng phân bố ngang của các xe(m). 1.6.1.4 . Xác định hệ số ổn định. Hệ số ổn định được tính theo công thức: K=Mg / Mt Trong đó: Mg: Mô men chống trượt Mt: Mô men gây trượt. - Quy trình TCVN4054-2005 quy định,với Kmin ≥ 1,25 thì mái taluy đảm bảo ổn định. 1.6.2 . Phương pháp phân mảnh cổ điển. - Phương pháp này do Fellenius người Thuỵ Điển đưa ra vào năm 1926 để kiểm toán ổn định mái dốc (còn gọi là phương pháp phân mảnh cổ điển; phương pháp Fellenius; phương pháp Thuỵ Điển hoặc Ordinary Method), đây là phương pháp phù hợp với thực tế, đơn giản và cho độ chính xác cao.


Trang 23

Hình 1.14. Phương pháp phân mảnh kiểm toán ổn định sườn dốc a) Sơ đồ tính ổn định taluy theo Fellenius ; b) theo Bishop.

Xét bài toán phẳng một mái dốc như hình 1.14a. Giả thiết mái dốc trượt theo một mặt trượt trụ tròn nào đó. Phân khối đất hình trụ tròn thành các mảnh, trong tính toán thường chia bề rộng mỗi mảnh i là từ 1 – 2m (chia càng nhỏ càng chính xác) Giả thiết khi trượt cả khối đất sẽ trượt cùng một lúc, do đó giữa các mảnh không có lực ngang tác dụng lên nhau. Xét mảnh phân tố i có chiều rộng bi , chiều cao hi , chiều dài cung trượt li. Các lực tác dụng lên mảnh phân tố i bao gồm: * Trọng lượng bản thân khối đất Pi Pi = γi.bi.hi Trong đó: γi – dung trọng tự nhiên của đất mảnh thứ i Pi được phân ra thành 2 thành phần: - Thành phần tiếp tuyến với mặt trượt (Ti) gây ra lực trượt: Ti = Pi.sinαi - Thành phần vuông góc với mặt trượt (Ni) gây ra lực giữ: Ni = Pi.cosαi * Lực dính trên bề mặt cung trượt: ci.li Như vậy: + Lực gây trượt là: F = Ti = γi.bi.hi.sinαi

N itgφi

B C

A

O

R

R

D

α3

x3

h3 p3 w3

p2 p1

p4 p5

z3

H l2

P3 N3

T3 αi

Pi

Ni Ti

c ili

a)

Pi

Wi Ei-1 Ei

b)

Ni Ti αi


Trang 24

+ Lực giữ là : R = Ni.f + ci.li = γi.bi.hi.cosαi.tgφi + ci.li Sau khi tính được các lực. Hệ số an toàn ổn định chống trượt của mái dốc bằng tỉ số giữa tổng mômen các lực giữ với tổng mômen các lực gây trượt lấy với tâm cung trượt O.

∑

∑

=

=

+= n

1iiiii

n

1iiiiiiii

.sinα.h.bγ

).lc.tg.cosα.h.b(γK

ϕ (1.5-6)

Nếu nền đất là đồng nhất (c, φ) thì ta có:

∑

∑

=

=

+= n

1iiii

n

1iiii

.sinα.hb

c.L.cosα.hb.tgK

ϕ (1.5-7)

- Trường hợp có xét đến tác dụng của động đất thì mỗi mảnh trượt còn chịu thêm một lực gây trượt Wi = (0,1 ~ 0,2).Pi đặt tại trọng tâm mỗi mảnh và có cánh tay đòn Zi so với tâm O. Khi đó:

)

RZ.W.sinα.h(b

c.L.cosα.hb.tgK

ii

n

1iiii

n

1iiii

+

+=

∑

∑

=

=

ϕ (1.5-8)

- Để tìm cung trượt nguy hiểm nhất ta phải giả thiết một số lượng lớn các cung trượt, từ đó xác định được các hệ số ổn định K tương ứng với mỗi cung trượt. Trị số Kmin nhỏ nhất cho ta cung trượt nguy hiểm nhất. - Quá trình tìm cung trượt nguy hiểm nhất đòi hỏi tốn nhiều thời gian và công sức tính toán. Fellenius đã tìm ra cách xác định nhanh tâm cung trượt nguy hiểm nhất áp dụng cho mái đất đồng nhất và tâm cung trượt đi qua mép dưới chân taluy.


Trang 25

Hình 1.15. Quỹ tích tâm trượt nguy hiểm nhất nền đắp

Bảng các giá trị α và β

Hình 1.16. Quỹ tích tâm trượt nguy hiểm nhất nền đào

Độ dốc mặt đất 1:n

Taluy nền đào 1:m

β0 α0 γ0

1 : 10 1 : 4 1 : 3 1 : 2

1 : 1 1 : 1 1 : 1 1 : 1 1 : 1

30 38 53 75 67

60 69 60 55 64

30 30 30 30 40

Lưu ý: Khi tính toán lực động đất phải xác định lực động đất này theo "Quy chuẩn xây dựng" hoặc tiêu chuẩn ngành 22TCN 221-95. Lực động đất chỉ tính với các vùng có thể có động đất từ cấp 7 trở lên, lực động đất tỷ lệ thuận với trọng lượng khối trượt và mức độ động đất Wi = Kc Pi

B

A 1 : m

γ

β

γ 1:1


Trang 26

Trong đó: Wi , Pi - lực động đất và trọng lực của khối đất i Kc - hệ số tỷ lệ được lấy tuỳ thuộc vào cấp động đất

Bảng hệ số tỷ lệ Kc

1.6.3 .Phương pháp BISHOP Theo phương pháp này, tính toán hệ số ổn định taluy nền đường cũng giống như đối với phương pháp Fellenius nhưng có xét tới ảnh hưởng của các lực tương hỗ giữa các mảnh, mà cụ thể là các lực đẩy ngang của 2 mảnh kề bên mảnh đang xét Ei+1 và Ei-1 tác dụng từ 2 phía (không quan tâm đến vị trí và điểm đặt của các lực ngang đó) như hình 1.10b.

Đối với toàn bộ khối trượt trụ tròn thì phải có: ∑ ∑ =−= −+ 0)E(EΔE 1i1ii (do toàn bộ khối trượt ở trạng thái cân bằng). Từ đó, hệ số ổn định tổng thể K của khối trượt vẫn được xác định theo công thức:

)

RZ.W(T

).lc.tg(NK

ii

n

1ii

n

1iiiii

+

+=

∑

∑

=

=

ϕ (1.5-10)

Giả sử khi ở trạng thái cân bằng giới hạn trượt, các mảnh có cường độ kháng cắt ở đáy mỗi mảnh trượt i đều có cùng một hệ số an toàn K như nhau, thì ứng với mỗi mảnh sẽ có:

)tgN.l(cK1T iiiii ϕ+= (1.5-11)

Xét cân bằng lực theo phương thẳng đứng, ta có: iiiii PcosαNsinαT =+ (1.5-12)

Từ công thức (2) và (3), Suy ra:

iii

iiii

i

sintgK1cosα

sinαlcK1P

Nαϕ+

−= (1.5-13)

Thay Ni tìm được vào (1.5-9), ta có:


Trang 27

∑

∑

=

=

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

=n

1i

iiii

n

1iiii

i

ii

RZ.WsinαP

.m.lccosα

.tgP

K

ϕ

(1.5-14)

với: 1

iii tgαtgK11m

−

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ += ϕ (1.5-15)

Theo đó ta có thể tính được hệ số ổn định của taluy ứng với một mặt trượt trụ tròn đã cho theo phương pháp Bishop. Lưu ý rằng, từ công thức trên ta thấy việc tính toán hệ số ổn định K là quá trình lặp mò dần vì mi = f(K). Việc giải bài toán lặp như trên đã được giải quyết một cách nhanh chóng khi dùng máy tính điện tử. 1.6.4 .Tính toán ổn định mái dốc có xét đến lực đẩy nổi và lực chảy thấm - Sau khi nền đường thấm nước, khối đất ở dưới đường nước thấm (hoặc đường mực nước) chịu tác dụng của lực đẩy nổi (áp lực thuỷ tĩnh) và lực chảy thấm (áp lực thuỷ động) và sức chống cắt của đất cũng giảm xuống, những điều này ảnh hưởng tới sự ổn định của nền đường ngập nước, khi phân tích phải xét tới. - Trong điều kiện mực nước tĩnh, tất có sự cân bằng giữa hợp lực của áp lực nước lỗ rỗng (lực đẩy nổi) xung quanh mảnh với trọng lượng nước của phần thể tích thấm nước của phân mảnh. Khi phân tích ổn định trong trường hợp này chỉ cần dùng dung trọng đẩy nổi để tính trọng lượng đất của phần thấm nước, lúc này không cần xét đến lực tác dụng của nước ở trên mặt giới hạn của mảnh.

Hình 1.17. Phân tích ổn định của nền đường thấm nước a) Nước tĩnh b) Có dòng thấm Dung trọng đẩy nổi của đất có thể tính theo công thức sau:


Trang 28

γ' = γm - γw = γđ - (1-n).γw

Trong đó:

γ' , γm , γđ - dung trọng đẩy nổi, dung trọng bão hoà và dung trọng khô của đất, kN/m3

γw - dung trọng của nước bằng 10kN/m3

n - độ rỗng của đất, %. - Khi có chênh lệch mực nước trong và ngoài mái taluy nền đường thì sẽ phát sinh sự chảy thấm. Bộ phận dưới đường mực nước ngoài chịu tác dụng của lực đẩy nổi còn chịu tác dụng của lực chảy thấm. Nếu mực nước ở ngoài mái taluy giảm đột ngột thì lực chảy thấm hướng ra mặt ngoài mái đất và khi này ổn định nền đường ở trạng thái bất lợi nhất. - Khi tính toán tác dụng của dòng chảy thấm, thường dùng áp lực nước trên chu vi khối đất trượt và trọng lượng nước của bộ phận thể tích thấm nước để thay thế cho tác dụng của lực chảy thấm. - Xét phần thể tích ở dưới đường bão hoà trong phạm vi khối đất trượt để xét, ta có các lực tác dụng vào phần khối nước lỗ rỗng này bao gồm: Áp lực nước U trên mặt trượt ab'c, áp lực nước U' trên mặt taluy bc, hợp lực của trọng lượng nước lỗ rỗng và lực đẩy nổi bằng trọng lượng nước Qw của thể tích khối đất trượt nằm dưới đường bão hoà, hợp lực của ba lực trên là lực chảy thấm D. - Với nền đường ngập nước, dùng phương pháp phân mảnh giản đơn để kiểm toán độ ổn định. Dựa vào cân bằng mômen với tâm trượt O ta có hệ số an toàn K.

∑

∑+

+=

D.r)x(Q)lctgcosα(QR

Kii

iiiii ϕ

Trong đó: Qi - trọng lượng bản thân của mảnh có xét đến tác dụng của lực đẩy nổi của nước đối với bộ phận ở dưới đường bão hoà. r - cánh tay đòn của lực chảy thấm D với tâm O

- Do lực U thẳng góc với cung trượt tròn đi qua tâm O, do đó mômen của nó đối với tâm O bằng không. Mômen của áp lực nước U' và trọng lượng nước dưới mặt bb' lấy đối với tâm trượt sẽ triệt tiêu nhau, và do đó: D.r = Q'w x' Trong đó:

Q'w - trọng lượng nước của bộ phận thể tích nằm dưới đường bão hoà và nằm trên mực nước thấp nhất bb x' - cánh tay đòn của Q'w lấy với tâm trượt O.


Trang 29

Cũng có thể sử dụng phương pháp phân mảnh tính toán Q'w.x' cho từng mảnh i, khi đó công thức tính hệ số ổn định K sửa lại thành:

∑

∑∑

∑ +=

++

=i

'i

iiiii

i'wii

iiiii

sinαQ)lctgcosα(Q

)sinαQ(Q)lctgcosα(Q

Kϕϕ

Trong đó: Q'wi - trọng lượng nước của bộ phận thể tích nằm trên mực nước thấp nhất và dưới đường bão hoà Q'i - trọng lượng của phân mảnh tính toán với bộ phận ở dưới đường bão hoà và trên mực nước thấp nhất thì dùng dung trọng bão hoà, bộ phận ở dưới mực nước thấp nhất thì dùng dung trọng đẩy nổi.

Gradien thuỷ lực của dòng thấm của các loại đất có thể lấy theo bảng sau:

Gradien thuỷ lực dòng thấm

Hình 1.18. Xác định đường thấm nước Đường thấm nước khi mức nước lũ rút đột ngột được xác định gần đúng như hình 1.18 phụ thuộc vào gradien thuỷ lực I của dòng thấm. 1.6.5 .Chương trình kiểm toán ổn định mái dốc. - Hiện nay có rất nhiều phần mềm phân tích,kiểm toán ổn định mái dốc nền đường.Nhưng thông dụng nhất vẫn là modul Slope/w tính ổn định mái dốc trong bộ chương trình GEO-SLOPE của Canada. - Những khả năng của Slope/w trong công trình giao thông: + Tính toán ổn định nền đắp thông thường,nền đắp có neo,có cốt.. + Tính toán ổn định chống trượt sâu của nền đắp trên đất yếu,có sử dụng vải địa kỹ thuật.. + Tính ổn định chống trượt của kè,cảng,tường chắn... Và còn rất nhiều tính năng khác,tham khảo thêm trong www.geo-slope.com


Trang 30

1.7 .TÍNH TOÁN,ĐÁNH GIÁ SỰ ỔN ĐỊNH CỦA NỀN ĐẮP TRÊN SƯỜN DỐC. Khi xây dựng nền đường trên sườn dốc, để đảm bảo điều kiện ổn định toàn khối, việc thiết kế, tính toán cần đáp ứng được 2 yêu cầu sau: - Nền đường phải đặt trên một sườn dốc ổn định và bản thân sườn dốc đó vẫn ổn định sau khi

xây dựng nền đường - Bản thân nền đắp không được trượt trên mặt sườn dốc. 1.7.1 .Đánh giá sự ổn định của sườn dốc 1.7.1.1 . Trường hợp mặt trượt phẳng Trường hợp này có thể xảy ra khi tầng đất phủ trượt trên tầng đá gốc phẳng, hoặc do tầng phong hoá trượt trên đá gốc.

Hình 1.19. Mặt trượt tương đối phẳng

Xét một phân tố đất có kích thước hx1x1m

- Lực gây trượt: Ftr = Q.sinα

- Lực giữ: Fg = Q.cosα.f + c.l

Điều kiện ổn định: Fg ≥ Ftr , hay ta có:

Q.cosα.f + c.l ≥ Q.sinα

Chia cả 2 vế cho Q.cosα , và thay Q = V.γ = h.1.1.γ , ta có:

γ.h.cosα

cfi +≤ (1.4-4)

Trong đó: i - độ dốc của sườn dốc, i = tgα

f - hệ số ma sát giữa khối trượt trên mặt trượt


Trang 31

γ - dung trọng tự nhiên của khối đất, kN/m3

h - chiều dày trung bình của khối trượt, m c - lực dính giữa khối trượt và mặt trượt, kPa

α - góc nghiêng của mặt trượt so với phương ngang.

1.7.1.2 .Mặt trượt gãy khúc

Hình 1.20. Mặt trượt gãy khúc

- Chia nền đắp thành nhiều mảnh nhỏ, đáy mỗi mảnh có độ dốc αi, i=1,n - Chiều dài các mặt trượt tương ứng là Li - Khối lượng mỗi mảnh tương ứng là Qi Từ đó, ta đánh giá ổn định của mảnh thứ i dưới tác dụng của trọng lượng bản thân và các mảnh kề nó. Xét mảnh thứ i, chịu tác dụng của các lực:

Trọng lực bản thân Qi, lực này phân thành 2 thành phần: lực pháp tuyến Ni và lực tiếp tuyến Ti.

+ Lực giữ: R = Qi.cosαi.tgφ + ci.Li + Lực gây trượt: Fi = Fi-1.cos(αi – αi-1) + Qi.sinφi → Hệ số ổn định chống trượt K

ii1ii1i

iiii

.sinαQ)α.cos(αF.Lc.tg.sinαQ

FRK

+−+

==−−

ϕ

Chú ý: Nếu Fi-1 < 0 thì không xét đến nữa

Trong đó: αi - độ dốc nghiêng của mặt trượt i ; c, φ - lực dính và góc nội ma sát của khối trượt.

Quá trình tính toán thực hiện cho các mảnh từ trên xuống dưới. Cuối cùng tính được hệ số ổn định chống trượt cho mảnh ở chân dốc.

Qi Ni

Ti

α αi

Fi‐1


Trang 32

1.7.2 .Đánh giá sự ổn định của bản thân nền đắp. Xét nền đắp trên sườn dốc. Nền đắp có thể bị trượt trên mặt tiếp xúc - Dưới tác dụng của trọng lượng bản thân nền đắp Q gây ra lực trượt là F

F = Q.sinα - Lưc giữ R: R = N.f = Q.cosα.f Trong đó:

f – hệ số ma sát của nền đắp với mặt trượt, xác định ở trạng thái bất lợi nhất khi nước thấm vào.

Ta có: Hệ số ổn định K Hình 1.21. Đánh giá ổn định nền đắp trên sườn dốc

fi1if

tgαf

Q.sinαQ.f.cosα

FRK ≤⇒≥====

Từ đó, để tăng mức độ ổn định của nền đường đắp trên sườn dốc ta có biện pháp như tăng hệ số ma sát f (như rẫy cỏ, đánh cấp), hoặc kè chân taluy, tường chắn.

QN

FO

α


Trang 33

1.8 .TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN NỀN ĐẤT YẾU. 1.8.1 .Nguồn gốc và phân loại đất yếu. Đất yếu là đất có hệ số rỗng lớn, độ ẩm lớn (thường là bão hoà nước), sức chống cắt nhỏ. Đất yếu thường phân ra 2 loại chính: Đất yếu và Than bùn

• Đất yếu: Tầng đất sét (á sét) trầm tích trong nước trong thời kỳ cận đại ở các vùng đồng bằng châu thổ, đầm hồ, ven biển. - Nguồn gốc chủ yếu là khoáng vật nhưng trong quá trình trầm tích thường có lẫn hữu cơ nên có thể có màu xám đen, dễ nhuốm bẩn. - Về chỉ tiêu cơ lý, đất yếu có hệ số rỗng εo lớn: εo > 1,5 (sét) và εo > 1,0 (á sét) ; độ ẩm thiên nhiên W xấp xỉ giới hạn nhão Wnh ; sức chống cắt τ (c, φ) nhỏ: c < 0,1 – 0,2 kg/cm2 và φ = 0 – 100.

• Than bùn: Nguồn gốc chính là hữu cơ, hàm lượng hữu cơ lớn hơn 50%. Do có cây trầm tích lâu ngày trong nước phân huỷ trong môi trường hiếm khí (ví dụ như vùng lầy hình thành do các bãi sút vẹt ven biển), có màu nâu, nâu sẫm hay đen, còn thấy tàn dư thực vật. - Về chỉ tiêu cơ lý, than bùn còn yếu hơn: εo = 3 – 15 ; c = 0,01 – 0,04 kg/cm2, tgφ = 0,03 – 0,07 ; độ ẩm thiên nhiên W = 100 – 400% Tóm lại, đất yếu là đất có sức chống cắt nhỏ, sức chịu tải kém. Nền đắp trên đất yếu dễ gây mất ổn định (lún sụt, trượt trồi,…). Khi thiết kế nền đắp qua vùng đất yếu cần phải kiểm toán ổn định theo 2 nội dung sau: • Ổn định về mặt cường độ: nhằm bảo đảm nền đắp ổn định toàn khối không bị trượt trồi. • Tính toàn về mặt biến dạng: khống chế độ lún nền đắp không quá lớn. 1.8.2 . Tính toán ổn định nền đắp trên đất yếu. 1.8.2.1 . Phương pháp đường đẳng Kmin: - Nguyên tắc: nền đắp ổn định nếu ứng suất nó gây ra không đủ gây ra biến dạng dẻo ở tất cả các điểm trong nền đất yếu. Để tính ứng suất tại điểm M nào đó trong nền đất yếu ta quy đổi tải trọng nền đắp ra hình chữ nhật. Sau đó tính được các thành phần ứng suất σx, σz, τzx theo bài toán phẳng Flatma.


Trang 34

Hình 1.22. Sơ đồ tính ổn định nền đắp trên đất yếu theo đường đẳng Kmin Ta có: ứng suất tại điểm M do tải trọng nền đắp gây ra là:

)]βsin(21)β(sin2β

21[β

πPσ 2211z ±−±−+=

)]βsin(21)β(sin2β

21[β

πPσ 2211x ±+±−−=

)cos2β(cos2β2πPττ 12xzzx −==

β2 lấy dấu dương khi điểm M nằm ngoài 2 trục thẳng đứng đi qua 2 mép tải trọng. Dựa vào quan hệ vòng tròn Morh ứng suất, ta có:

2zx

2zx

zx1,3 4τ)σ(σ

21

2σσσ +−±

+= (1.6-2)

α.sinσα.cosσσ 23

21α +=

α).sinα.sinσ(στ 31α −=

σα, τα – ứng suất pháp và ứng suất tiếp trên một hướng bất kỳ qua điểm M

Tại M không phát sinh biến dạng dẻo phải thoả mãn điều kiện: )tg(fα,cf.στ αα ϕ=∀+≤

Như vậy, hệ số ổn định cường độ tại điểm M theo một hướng bất kỳ là:

Kôđ α

α

τcf.σ +

=

b

H

z x

z

B

M

ββ1

β2

P=γ.H

σ1

σ3

σα τα


Trang 35

Để tìm giá trị α nguy hiểm nhất cần lập và giải phương trình:

0dαdK

=

Từ đó, rút ra trị số α tương ứng với Kmin và thay trở biểu thức trên, ta được:

f)A.(A2Kmin −= ; với: 31

1

σσcf.σA

−+

=

Tại M, nếu Kmin > 1 thì không phát sinh biến dạng dẻo. Kiểm tra tại nhiều điểm trong nền đất yếu ta sẽ đánh giá được mức độ ổn định của nền đắp. Từ các giá trị Kmin tính toán được tại các điểm, vẽ được các đường đẳng Kmin (tức là đường nối các điểm có trị số Kmin bằng nhau).

+ Nếu trong nền đất yếu, mọi điểm đều có Kmin > 1 thì nền đất ổn định + Vùng có Kmin < 1 là vùng phát sinh biến dạng dẻo (phạm vi R). Theo kinh nhiệm nước ngoài, nếu R ≤ B/2 thì nền đất ổn định.

Quy đổi tải trọng xe cộ: Khi tính toán các thành phần ứng suất có thể xét thêm các tải trọng của xe tải nặng, xe xích bằng cách quy đổi tải trọng đó ra một dải phân bố đều trên cả bề rộng nền đường có chiều cao là htđ.

.B.Lγ

n.Ghd

td =

Trong đó: n – số xe nặng tối đa có thể xếp trên mặt cắt ngang G – trọng lượng của 1 xe B – bề rộng hàng xe xếp ngang trên mặt đường L – chiều dài mép trước lốp trước đến mép sau lốp sau γd – dung trọng đất nền đắp.


Trang 36

Hình 1.23. Các "đường đẳng Kmin" và bề rộng phạm vi phát sinh biến dạng dẻo R * Lưu ý: Khi kiểm tra hệ số Kmin tiến hành kiểm tra các điểm nằm ở trục tim đường trước vì tại đó chịu ứng suất lớn nhất. Nếu tại đó các điểm có Kmin > 1 thì nền đất ổn định. Nếu nền đất yếu có góc ma sát φ rất nhỏ thỉ tại các điểm ở tim nền đắp trong đất yếu, hệ số ổn định được xác định như sau:

max

min τcK =

Trong đó: c – lực dính τmax – ứng suất tiếp lớn nhất của các điểm trên trục tim đường

22

22

max bzb)(azln

π.az.pτ

+++

=

Thực tế, với các nền đắp thông thường, thường có: τmax = (0,27 – 0,33)p Như vậy: nền đắp cao Hgh ổn định khi

3c.HγP1τ

cK ghdghmax

min ==↔≥=

d

gh γ3cH =→

Công thức trên là công thức xác định nhanh chiều cao nền đắp giới hạn trên nền đất yếu đảm bảo nền đắp ổn định.

b

H

z

B

1,01,21,5 2,0

2,5 2,5 2,0

1,51,2

R


Trang 37

1.8.2.2 . Phương pháp mặt trượt trụ tròn: Mặt trượt nguy hiểm nhất khoét sâu vào trong đất yếu. Để kiểm toán đánh giá mức độ ổn định nền đắp có thể sử dụng phương pháp phân mảnh cổ điển hoặc phương pháp Bishop. Nguyên tắc, trình tự tính toán như trình bày ở phần trên.

Hình 1.24. Sơ đồ tính toán ổn định chống trượt sâu

Phương pháp phân mảnh cố điển được tính toán theo sơ đồ hình 1.17a và hệ số ổn định K ứng với một mặt trượt trụ tròn tâm O bán kính R được xác định theo CT:

]

RZ.W.sinα[Q

]lctg.cosα[QK

ii

n

1iii

n

1iiiiii

+

+=

∑

∑

=

=

ϕ

Phương pháp Bishop được tính toán theo sơ đồ 1.17b và hệ số ổn định K ứng với một mặt trượt trụ tròn tâm O bán kính R được xác định theo CT:

∑

∑

=

=

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

=n

1i

iiii

n

1iiii

i

ii

RZ

.WsinαQ

.m.lccosα

.tgQ

K

ϕ

với: 1

iii tgαtgK11m

−

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ += ϕ

(Lưu ý: Phương pháp Bishop khi xác định hệ số ổn định K sử dụng phương pháp thử dần, vì khi tính K cần xác định mi, mà mi = f(K)).


Trang 38

Đối với nền đường đắp trên đất yếu, vị trí tâm trượt nguy hiểm nhất theo kinh nghiệm thường nằm trong phạm vi tứ giác EFDC như hình vẽ 1.18. Khi chiều sâu lớp đất yếu bằng và nhỏ hơn chiều cao nền đắp thì giới hạn dưới của mặt trượt nguy hiểm nhất thường tiếp tuyến với đáy của lớp đất yếu (đỉnh của lớp đất cứng), còn khi tầng đất yếu tương đối sâu thì độ sâu của mặt trượt thường từ (1-1,5H).

Hình 1.25. Quỹ tích tâm trượt nguy hiểm nhất nền đắp trên đất yếu

1.8.2.3 . Phương pháp tải trọng giới hạn: Việc tính toán được tiến hành bằng cách xem nền đắp tương tự một móng nông hình băng chịu tác dụng của tải trọng phân bố là trọng lượng bản thân nền đắp và tải trọng xe cộ. a) Công thức tải trọng giới hạn của Prăngđơ - Taylo Căn cứ vào kết quả thực nghiệm ép đất dưới tấm ép cứng, Prăngđơ thấy rằng khi tải trọng hình băng chữ nhật phân bố đều p đạt tới tải trọng giới hạn pgh thì nền đất sẽ bị phá hoại và trượt theo một mặt trượt trồi sang hai bên. Từ kết quả nén ép, Prăngđơ đã xác định được trị số tải trọng giới hạn pgh của nền đắp có xét đến tải trọng phân bố đều bán vô hạn q ở hai bên.

ϕϕϕϕ ϕ c.cotge

sin1sin1)c.cotg(qp πtg

gh −−+

+=

Trong đó: c, φ - lực dính và góc ma sát trong của nền đất yếu. Để kể đến tác dụng của trọng lượng thân khối đất trượt, Taylo đã điều chỉnh lại công thức trên thành: (pgh lớn hơn của Prăngđơ)

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−+

+⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

−+

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −+= ϕϕ

ϕϕ

ϕϕϕγϕ πtgπtg

gh esin1sin1q1e

sin1sin1

24π.cotgL.c.cotgp

Trong đó:

γ - dung trọng đất đắp nền đường


Trang 39

L - 1/2 bề rộng nền đắp quy đổi từ tải trọng hình thang thành hình chữ nhật. - Khi áp dụng công thức của Prăngđơ để tính toán ổn định cường độ nền đắp trên đất yếu bằng cách đổi tải trọng hình thang của nền đắp ra hình chữ nhật và xem như tải trọng móng cứng. Đầu tiên coi như nền đất không bị lún vào đất yếu, tức q=0, từ đó tính được p1

gh. Nếu p1

gh ≥ p (p = Hđắp.γđắp) thì nền đắp ổn định, ngược lại nền đắp sẽ lún vào đất yếu. Giả thiết nền đắp lún vào đất yếu một chiều sâu là S1 (do đó q = S1.γ1 , γ1 - là dung trọng đất yếu), từ đó lại tính được pgh mới, nếu pgh ≥ p' (p' = (Hđắp+S1).γđắp) thì nền đắp sẽ ổn định không lún nữa.

Nếu trạng thái này không xảy ra hoặc xảy ra tương ứng với trường hợp S1 quá lớn thì coi là không ổn định. Lưu ý: Phương pháp Prăngđơ - Taylo chỉ sử dụng đúng khi nền đất yếu dưới nền đắp phải có một chiều sâu nhất định (Hđất yếu ≥ 1,5B ; B - là bề rộng nền đắp) mới đảm bảo phát sinh mặt trượt như Prăngđơ đã giả thiết. b) Công thức tải trọng giới hạn của L.K.Iugenxon

Phương pháp này dùng cho trường hợp lớp đất yếu tương đối mỏng, Hđất yếu ≤ B/2, B - là bề rộng nèn đắp. Vì tầng đất yếu mỏng nên phá hoại không hình thành mặt trượt được mà biến dạng dẻo sẽ bao trùm toàn bộ bề dày đất yếu trong phạm vi dưới nền đắp và đất yếu sẽ bị ép đẩy trồi ra hai bên. Năm 1934, I.K.Iugenxon đã tính được tải trọng giới hạn trong trường hợp này dưới tác dụng của tải trọng phân bố dạng tam giác, đáy móng phẳng và cứng.

yêuđât

gh H2.c.bp =

Do nền đắp được xây dựng thông thường dưới không có bè gỗ (móng mền), khi đó tải trọng giới hạn nền đắp giảm đi 1/2.

yêuđât

gh Hc.bp =

Trong đó: c - lực dính của đất yếu (coi đất yếu có φ = 0, thiên về an toàn) b - 1/2 bề rộng đáy tải trọng phân bố tam giác Hđất yếu - chiều dày lớp đất yếu. Cách áp dụng khi tính toán tương tự như khi dùng công thức của Prăngđơ, chỉ khác là đổi tải trọng hình thang của nền đắp ra tải trọng hình tam giác.


Trang 40

c) Công thức tải trọng giới hạn của GS. Đặng Hữu GS. Đặng Hữu cũng xuất phát từ giải bài toán phát sinh biến dạng dẻo dưới nền đất yếu như trình bày ở phương pháp đường đẳng Kmin, nhưng thay vì tìm trị số α để xác định Kmin thì GS

tìm trị số α để xác định τα, min. Tức giải bài toán 0dαdτα = , xác định được

24πα ϕ

+= , khi đó điều

kiện (1.6-5) trở thành điều kiện cân bằng giới hạn:

ccos

1sin2σσ

2σσ 2121 ≤⎥⎦

⎤⎢⎣⎡ +

−−

ϕϕ (1.6-21)

GS. Đặng Hữu gọi vế trái là ứng suất cắt hoạt động τα và dùng máy tính điện tử để tính và lập toán đồ xác định trị số τα/p tuỳ thuộc trị số φ của đất yếu và tuỳ thuộc vào tỷ số a/b (p, a, b - là tải trọng phân bố, chiều rộng taluy, 1/2 bề rộng nền đắp) khác nhau cho trường hợp tải trọng hình thang. Sử dụng toán đồ có thể nhanh chóng kiểm tra sự xuất hiện của vùng biến dạng dẻo trong đất yếu. Đồng thời cũng tính được tải trọng giới hạn pgh với trường hợp vùng biến dạng dẻo thoả mãn điểu kiện R ≤ B/2 (B - bề rộng móng nền đắp)

pgh = η1.c (1.6-22) Trong đó: c - lực dính của nền đất yếu η1 - hệ số phụ thuộc vào tỷ số a/b và góc ma sát trong φ.

Bảng trị số η1

d) . Công thức tải trọng giới hạn của Mandel và Salencon

1. Khi B/h ≤ 1,49: Trường hợp nền đường có chiều rộng bé đắp trên lớp đất yếu dày (B - chiều rộng nền đường quy đổi ra hình chữ nhật, h - chiều dày lớp đất yếu) Tải trọng giới hạn pgh trong trường hợp này

pgh = (2 + π).c (1.6-23)

2. Khi B/h > 1,49: Nền đường có đáy rộng so với chiều dày lớp đất yếu Tải trọng giới hạn pgh trong trường hợp này


Trang 41

pgh = Nc.c (1.6-24) Trong đó: Nc - hệ số phụ thuộc tỷ số B/h, tra toán đồ hình 1.19 * Khi nền đắp cao Hđ, ứng suất do nền đắp gây ra là

p = γđ.Hđ (1.6-25)

Trong đó: γđ - dung trọng của đất đắp nền đường

Ta có, hệ số an toàn của nền đắp trên đất yếu:

p

pF gh

s = (1.6-26)

Hình 1.26. Toán đồ xác định hệ số Nc

Hệ số an toàn Fs của nền đắp đảm bảo độ ổn định chống lún trồi thoả mãn Fs ≥ 1,5. các giá trị dưới 1,5 (cận dưới là 1,3) chỉ được chấp nhận trong những trường hợp cá biệt như việc kiểm toán ổn định khi đang thi công.

1.8.3 .Các biện pháp làm tăng mức độ ổn định của nền đắp trên nền đất yếu. Khi tính toán, nếu vùng biến dạng dẻo quá lớn không đảm bảo điều kiện ổn định toàn khối của nền đắp trên đất yếu ta phải có các biện pháp làm tăng mức độ ổn định bằng các biện pháp sau:


Trang 42

1.8.3.1 . Giảm tải trọng nền đắp: hạ thấp cao độ nền đường hoặc dùng vật liệu nhẹ như xỉ để đắp nền 1.8.3.2 . Phân bố rộng nền đắp: bằng cách làm mái taluy thoải hơn (1:5 , 1:10) 1.8.3.3 . Đào bớt lớp đất yếu và đắp bệ phản áp: Giải pháp này làm giảm độ lún và thời gian lún, tăng mức độ ổn định, thường kết hợp với đắp bệ phản áp. Bệ phản áp gây ra ứng suất tiếp ngược chiều ứng suất tiếp do tải trọng nền đắp gây ra trong nền đất yếu và chắn giữ lại không cho nền đất yếu trượt trồi. Bề rộng bệ phản áp mỗi bên nên vượt quá phạm vi cung trượt nguy hiểm ít nhất từ 1-3m (xác định cung trượt nguy hiểm nhất theo phương pháp mặt trượt trụ tròn). Mặt trên bệ phản áp tạo dốc ngang 2% ra ngoài đảm bảo thoát nước. Chiều cao bệ phản áp không quá lớn để có thể gây trượt trồi đối với chính phần bệ phản áp. Khi thiết kế, thường giả thiết chiều cao bệ phản áp bằng 1/3 - 1/2 chiều cao nền đắp rồi nghiệm toán ổn định cho phần bệ phản áp và cho toàn bộ nền đắp có bệ phản áp. Độ chặt đất đắp bệ phản áp thấp hơn nền đường nhưng phải đạt K ≥ 0,9 (đầm nén tiêu chuẩn).

1.8.3.4 . Đắp đất trên bè 1.8.3.5 . Sử dụng tầng cát đệm: tầng cát đệm có tác dụng tăng nhanh khả năng thoát nước cố kết từ phía dưới nền đất yếu lên mặt đất tự nhiên dưới tác dụng của tải trọng nền đắp. Phương pháp này thường sử dụng kết hợp với cọc cát, giếng cát hoặc bấc thấm. 1.8.3.6 . Cột đất gia cố vôi và cột đất gia cố xi măng 1.8.3.7 . Phun chất rắn (vữa) vào trong nền đất yếu 1.8.3.8 . Sử dụng vải địa kỹ thuật tăng ổn định chống trượt sâu: Khi bố trí vải địa kỹ thuật (như hình vẽ), ma sát giữa đất đắp và mặt trên của vải địa sẽ tạo được một lực giữ F giữ khối trượt, nhờ đó mức độ ổn định của nền đắp sẽ tăng lên. Vải địa kỹ thuật tăng cường sẽ cải thiện được ổn định chống trượt sâu nhưng không chống được sự lún trồi.


Trang 43

Hình 1.27. Sử dụng vải địa kỹ thuật tăng ổn định chống trượt

Tính toán ổn định chống trượt sâu của nền đắp vẫn sử dụng phương pháp phân mảnh như trên, trong công thức tính ổn định ở trên tử số có thêm mô men giữ do vải địa chịu Mvải = F.Y Trong đó: F - lực kéo mà vải phải chịu, T/m Y - cánh tay đòn của lực F đến tâm cung trượt O. Khi sử dụng vải địa kỹ thuật phải thoả mãn điều kiện sau: F ≤ Fcp Trog đó: Fcp – lực kéo cho phép của vải rộng 1m, T/m Lực kéo cho phép của vải Fcp được xác định theo các điều kiện sau:

1. Điều kiện bền của vải:

k

FF max

cp =

Trong đó: Fmax - cường độ chịu kéo đứt của khổ vải 1m, T/m k - hệ số an toàn; lấy k = 2 khi vải làm bằng polieste và k = 5 nếu vải làm bằng pôlipilen hoặc pôliêthilen.


Trang 44

2. Điều kiện về lực ma sát cho phép: Điều kiện này nhằm đảm bảo lực ma sát do vải địa chịu ở vùng bị động phải đủ lớn để vải địa không bị kéo tụt ngang do tác dụng của lực ma sát của vải địa vùng hoạt động gây ra.

∑=1l

0

'iđcp .f.hγF

∑=2l

0

'iđcp .f.hγF

Trong đó: l1, l2 - chiều dài vải trong phạm vi vùng hoạt động và vùng bị động

γđ - dung trọng của đất đắp

hi - chiều cao đất đắp trên vải (thay đổi trong phạm vi l1 và l2, từ hi = h -:- 0) f' - hệ số ma sát giữa đất đắp và vải cho phép dùng để tính toán

ϕ.tg32.kf '' =

Với: φ - góc ma sát trong của đất đắp, k - hệ số dự trữ về ma sát lấy bằng 0,66. Việc xác định trị số l1 và l2 được tiến hành đồng thời với việc kiểm toán mức độ ổn định theo phương pháp mặt trượt trụ tròn. Giả thiết F để đảm bảo hệ số ổn định nhỏ nhất Kmin ≥ 1,2 (Fellenius) hoặc 1,4 (Bishop) rồi nghiệm lại theo các điều kiện bền ở trên, căn cứ vào trị số Fcp lớn nhất để chọn loại vải có Fmax tương ứng. Vải địa có thể được bố trí một hoặc nhiều lớp (1-4 lớp), mỗi lớp xen kẽ bởi các lớp đất đắp dày từ 15-30cm. Khi sử dụng vải địa, nên chọn vải loại sợi dệt và có cường độ chịu kéo đứt tối thiểu là 25 kN/m để đảm bảo hiệu quả đẩm nén đất trên vải nhằm tạo được hệ số ma sát cao giữa đất và vải.


Trang 45

1.9 .TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN NỀN ĐƯỜNG ĐẮP TRÊN NỀN ĐẤT YẾU. Khi thiết kế nền đường cần phải tính toán độ lún của nền, bao gồm: + Tính toán độ lún tổng cộng + Tính toán độ lún theo thời gian. - Độ lún tổng cộng cần được tính toán nhằm: + Biết độ dự trữ lún khi thi công + Biết khối lượng đắp bù sau khi lún + Tiện xử lý nếu như có công trình thoát nước phía dưới nền đường + Đối với nền đắp trên đất yếu thì độ lún tổng cộng quá lớn cũng xem như là không cho phép vì dẫn tới nền đắp không ổn định - Tính toán độ lún theo thời gian nhằm: + Khống chế tốc độ đắp từng lớp + Khống chế thời hạn xây dựng mặt đường cấp cao phía trên Nền đắp trên đất yếu thì việc tính toán 2 loại độ lún này là bắt buộc vì trị số lún thường là đáng kể. Còn đối với nền đắp trên đất thiên nhiên thì không nhất thiết lúc nào cũng phải tính lún. 1.9.1 .Tính toán độ lún tổng cộng(S):

S = Si + Sc Trong đó:

Si – độ lún tức thời do nền đất nở hông Sc – độ lún cố kết

Thông thường, có: Si = 0,2.S ; Sc = 0,8.S

Độ lún cố kết Sc được tính theo phương pháp phân tầng lấy tổng theo CT sau:

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ ++

+= ∑

=

)σ

σσ.log(C)

σσ

.log(Ce1

hS ipz

iz

ivzi

civz

ipzi

r

n

1iio

ic

Trong đó: hi – bề dày lớp đất i eo

i – hệ số rỗng của lớp đất i ở trạng thái tự nhiên Cr

i, Cci – chỉ số nén lún quá cố kết và cố kết bình thường

σvzi – áp lực do trọng lượng bản thân, σvz

i = Σ γi.hi

σpzi – áp lực tiền cố kết


Trang 46

σzi – áp lực do nền đắp gây ra.

Hình 1.28. Sơ đồ tính lún theo phương pháp phân tầng lấy tổng

Trong công thức tính lún, để xác định độ lún S dưới tác dụng của tải trọng nền đắp phân bố q = γđ.hđ phải tính được σz

i, muốn tính được σzi lại phải biết S (do phải bù lún, lúc này áp lực

phân bố của nền đường xuống nền đất yếu q = γđ.(hđ+S)). Do đó ta phải giả thiết S và tính lặp mò dần.

Chú ý: Nếu σvzi > σpz

i tức là nền đất chưa cố kết xong dưới tác dụng của trọng lượng bản thân. Do đó trong công thức tính S không tồn tại số hạng có Cr

i. Xác định các thông số tính toán:

- Các thông số Cri, Cc

i, σpzi được xác định thông qua thí nghiệm nén lún không nở hông đối với

các mẫu nguyên dạng đại diện cho các lớp đất yếu i theo hướng dẫn ở TCVN 4200-95.

Áp lực tiền cố kết σpi được xác định từ kết quả thí nghiệm nén lún như sau:

+ Trên đường cong e = logp xác định điểm A ở chỗ có độ cong lớn nhất + Từ A kẻ đường nằm ngang và đường tiếp tuyến với đường cong nén lún + Kẻ đường phân giác của góc tạo bởi đường nằm ngang và đường tiếp tuyến qua A nói trên + Giao điểm của đường phân giác này với đường tiếp tuyến từ cuối đường cong nén lún (đoạn t kéo dài) sẽ xác định được điểm tương ứng với áp lực tiền cố kết P, từ P cho giá trị áp


Trang 47

lực tiền cố kết σpi. (hình 1.28)

Hình 1.29. Đường cong nén lún thí nghiệm dưới dạng e = log(p) của lớp đất i

Biết σpi sẽ xác định được:

i1

ip

ip

i1i

r logplogσee

C−

−=

ip

i2

i2

ipi

c logσlogpee

C−

−=

Nếu lớp đất yếu dày thì phạm vi tính lún tại độ sâu có σzi = σvz

i/5

Nếu lớp đất yếu mỏng (H ≤ B/2) thì coi như một lớp để tính toán (không cần phân tầng cộng lún)

- Xác định σzi có thể sử dụng toán đồ lập sẵn Osterberg

σzi = I.q

Trong đó: q – tải trọng đắp phân bố trên 1m dài của đường

Gia đoạn quá cố kết Gia đoạn cố kết bình thường


Trang 48

I – hệ số tra theo toán đồ phụ thuộc vào tỉ số d/z và b/z

Hình 1.30. Toán đồ Osterberg để tính ứng suất thẳng đứng

do tải trọng đắp gây ra ở độ sâu zi (Nếu tải trọng dạng chữ nhật thì xem như d/z = 0,01) Chú ý: Cũng có thể sử dụng toán đồ để tính ứng suất thẳng đứng ở các điểm bất kỳ trong nền đất theo phương pháp điểm góc.

b/z

Tỷ số d/z

Hệ số ứng suất I


Trang 49

1.9.2 .Tính độ lún theo thời gian. Đất yếu thường bão hoà nước, cho nên nền đắp trong một thời gian dài vẫn còn tiếp tục lún, tốc độ lún phụ thuộc vào hệ số cố kết của đất yếu. Tính toán độ lún theo thời gian dựa vào lý thuyết cố kết thấm một hướng

St = Sc.Ut Trong đó:

Sc – độ lún cố kết cuối cùng Ut – độ cố kết ở thời điểm t Ut = f(T) T – nhân tố thời gian

2tt

v

h.tCT =

Cv – hệ số cố kết trung bình theo phương thẳng đứng của các lớp đất yếu trong phạm vi chiều sâu chịu lún.

∑

=2

vi

i

2tt

v

)Ch(

hC (cm2/s)

htt – chiều dày lớp đất yếu tính toán; Nếu thoát nước 1 chiều thì htt = H, nếu thoát nước 2 chiều thì htt = H/2 ; H - chiều dày lớp đất yếu chịu lún.

hi – chiều dày các lớp đất yếu có hệ số cố kết Cvi tương ứng, được xác định thông qua thí nghiệm nén lún không nở hông đối với mẫu nguyên dạng đại diện cho lớp đất yếu i theo TCVN 4200-95.

ni

i1i

vi .γa)ε.(1kC +

=

Với: ki – hệ số thấm của lớp đất i

ε1i – hệ số rỗng ban đầu của lớp đất i

ai – hệ số nén lún của lớp đất i Tra bảng quan hệ xác định được giá trị U = f(T) (Bảng 8-13, tr41 – TKĐ tập 2) Lưu ý: Trong khi tính lún như các công thức trình bày ở trên đều giả thiết là tải trọng nền đắp tác dụng đột ngột. Giả thiết này chưa phù hợp lắm vì thực tế trong quá trình đắp thì quá trình cố kết đã xảy ra rồi. Do đó để xét ảnh hưởng của quá trình thi công (thời gian thi công từng lớp nền đường) đến tốc độ lún ta có thể dùng phương pháp đơn giản và gần đúng sau đây của Tezaghi để hiệu chỉnh lại đoạn đầu của đường cong lún cố kết lý thuyết như sau:


Trang 50

- Giả thiết nền đắp trong thời gian thi công thay đổi theo quy luật bậc nhất từ thời điểm đầu t = 0 đến t = tc

- Vẽ đường cong lún lý thuyết - Độ lún thực tế được xác định như sau:

+ Tại tc/2 gióng xuống gặp đường cong lún cố kết lý thuyết B1, từ B1 gióng ngang gặp đường gióng đứng tc tại A

+ Độ lún tại thời điểm t xác định bằng cách: Tại t/2 gióng xuống gặp đường cong lún cố kết lý thuyết tại B2, từ B2 gióng ngang gặp đường gióng đứng tc tại B2

’. Nối OB2’ gặp

đường gióng đứng t tại B. B là điểm xác định độ lún tại thời điểm t (0, tc). + Nối OBA ta được đường cong lún cố kết hiệu chỉnh.

Hình 1.31. Xác định độ lún theo thời gian xét đến quá trình thi công

1.9.2.1 Tính lún nền đất yếu theo thời gian trong trường hợp sử dụng giếng cát hoặc bấc thấm: Khi làm mặt đường cấp cao hoặc xây mố cầu, xây cống trên đoạn nền đất yếu thường chỉ được phép sau khi độ lún của nền đạt được 85 – 90% độ lún cố kết Sc. Thời gian lún này thường kéo dài, làm chậm đưa công trình vào khai thác. Vì vậy nhiều khi cần có biện pháp tăng nhanh tốc độ lún như:

+ Đào bớt lớp đất yếu + Tăng nhanh tốc độ thoát nước bằng cách sử dụng tầng đệm cát, cọc cát, giếng cát, bấc

thấm. Trong trường hợp dùng giếng cát hoặc bấc thấm, tức là tạo điều kiện để nước lỗ rỗng thoát theo cả hướng ngang, khi đó độ cố kết được xác định như sau: U = 1 – (1 – Uv) (1 – Uh)

tc O

S

Thời gian thi công

P

Thời gian

Áp lực

toàn bộ

tc

B1

A

tc/2

B B2

’

B2

t t/2


Trang 51

Trong đó: Uv – độ cố kết theo chiều đứng, xác định như ở trên Uh – độ cố kết theo phương ngang được xác định như sau:

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡++−

−−=

rs

hh FFF(n)

8Texp1U

Trong đó: Th – là nhân tố thời gian theo phương ngang

.tCT 2h

h =

với: – là khoảng cách giữa các giếng cát hoặc bấc thấm - nếu bố trí giếng cát hoặc bấc thấm theo kiểu ô vuông

= 1,13.D - nếu bố trí giếng cát hoặc bấc thấm theo kiểu tam giác = 1,05.D D – là khoảng cách giữa các tim giếng cát hoặc bấc thấm F(n) là nhân tố xét đến ảnh hưởng của khoảng cách bố trí giếng cát hoặc bấc thấm được xác định tuỳ thuộc vào tỷ số n = /d (với d là đường kính của giếng cát hoặc đường kính tương đương của một bấc thấm) theo công thức:

2

2

2

2

4n13n.ln(n)

1nnF(n) −

−−

=

Fs là nhân tố xét đến ảnh hưởng của vùng đất bị xáo động xung quanh bấc thấm (làm hệ số thấm trong vùng đó bị giảm đi) và Fr là nhân tố xét đến ảnh hưởng về sức cản của bấc thấm. (Nếu dùng giếng cát thì không xét đến hai nhân tố này, tức là Fs = 0 và Fr = 0). 1. Trường hợp sử dụng bấc thấm * Nhân tố F(n) được tính với đường kính tương đương của một bấc thấm tính như sau:

2

bad +=

Trong đó: a, b là chiều rộng và bề dày của tiết diện bấc thấm. Vì d nhỏ (thường d = 5-6cm) khiến cho tỉ số n thường lớn và n2>>1,0 ; do vậy có thể tính F(n) theo công thức đơn giản sau:

43ln(n)F(n) −=

* Nhân tố xét đến ảnh hưởng xáo động:


Trang 52

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

dd.ln1

kkFs s

s

h

Trong đó: - kh và ks là hệ số thấm theo phương nằm ngang của đất yếu khi chưa có bấc thấm và sau khi đóng bấc thấm ; ks < kh Thường cho phép lấy ks = kv – hệ số thấm của đất yếu theo phương thẳng đứng. Thực tế tính toán cho phép áp dụng:

52CC

kk

kk

v

h

v

h

s

h ÷===

- Ch và Cv là hệ số cố kết của đất yếu theo phương nằm ngang và phương thẳng đứng. - ds/d là tỉ số giữa đường kính tương đương của vùng đất bị xáo động xung quanh bấc thấm và đường kính tương đương của chính bấc thấm. Thực tế tính toán cho phép áp dụng:

32dds ÷=

- Nhân tố xét đến sức cản của bấc thấm:

w

h2.r q

kπL32F =

Trong đó: L – là chiều dài tính toán của bấc thấm (m); Nếu chỉ có một mặt thoát nước thì L bằng chiều sâu đóng bấc thấm, nếu có 2 mặt thoát nước (cả trên và dưới) thì L bằng 1/2 chiều sâu đóng bấc thấm. qw – là khả năng thoát nước của bấc thấm tương ứng với gradien thuỷ lực bằng 1,0 (m/sec) (gradien bằng 1 tức là tương ứng với áp lực 10 kN/m2), lấy theo chứng chỉ xuất xưởng của bấc thấm. Thực tế tính toán cho phép lấy tỉ số: kh/qw = 0,00001-0,001 m-2 đối với đất yếu loại sét hoặc á sét kh/qw = 0,001-0,01 đối với than bùn kh/qw = 0,001-0,01 đối với bùn cát. 2. Trường hợp sử dụng giếng cát Khi sử dụng giếng cát để thiết kế có thể trực tiếp sử dụng toán đồ biểu thị mối quan hệ Uh = f(Th, n), và Fs = Fr = 0.


Trang 53

Hình 1.32. Toán đồ xác định độ cố kết theo phương ngang Uh theo Th và n

Độ lún cố kết đạt được theo thời gian St khi sử dụng giếng cát hay bấc thấm cũng được xác định như (1.7-7) bằng cách thay Ut bằng U tính theo (1.7-11). 1.9.3 . Các lưu ý khi thiết kế nền đắp trên nền đất yếu. Trong thi công nền đường đắp trên đất yếu thường sử dụng biện pháp đắp từng lớp và đắp theo giai đoạn (có thời gian chờ), điều này phù hợp với tính chất chịu tải của nền. Ban đầu nền đất còn yếu, sử dụng tải trọng đắp nhỏ đảm bảo nền đất không bị phá hoại dẻo, sau thời gian nhất định nền đất dần cố kết và sức chống cắt tăng lên, có khả năng chịu được tải trọng lớn hơn thì đắp tiếp lớp tiếp theo.

Hình 1.33. Xây dựng nền đường đắp theo giai đoạn


Trang 54

Trình tự đắp nền theo giai đoạn như sau: 1. Xác định chiều cao đắp giới hạn của lớp đất đầu tiên H1

gh, lúc này sức chống cắt của nền đất yếu là Cu. (tính toán ổn định chống lún trồi và chống trượt sâu theo các phương pháp giới thiệu ở trên). Lực dính tính toán của đất yếu Cu có thể xác định thông qua kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường Cu = μ.Ss Trong đó: Ss - sức chống cắt không thoát nước theo kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường. μ - hệ số hiệu chỉnh (theo Bjerum) phụ thuộc vào chỉ số dẻo của đất yếu. Bảng hệ số μ

Chỉ số dẻo 10 20 30 40 50 60 70

μ 1,09 1,0 0,925 0,86 0,80 0,75 0,70

2. Chờ cho nền đất cố kết, đạt được độ cố kết U dưới tác dụng của tải trọng đắp (q1 = γđ.H1gh)

thì đắp tiếp lớp thứ hai, chiều cao đắp giới hạn lớp thứ hai H2gh xác định như bước 1, lúc này

sức chống cắt của đất yếu tại độ sâu z dùng để tính toán ổn định sẽ tăng thêm một trị số Δci.

izi .U.tgσΔc ϕ=

và trị số lực dính tính toán cho giai đoạn sau là:

iitti ΔccC +=

Năm 1991, Ladd đưa ra công thức xác định sức chống cắt của đất yếu thay đổi tuỳ thuộc vào mức độ cố kết như sau:

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=

0,2

ivz

ipz

sizu σ

σμS0,22σUS

Trong đó: U - độ cố kết dự báo có thể đạt được kể từ lúc bắt đầu đắp nền đợt đầu tiên cho đến khi bắt đầu đắp đợt tiếp theo. Sc, μ - như giải thích ở trên.

ipz

iz

ivz σ,σ,σ - áp lực do trọng lượng bản thân, do nền đắp và áp lực tiền cố kết gây ra tại

lớp đất i. 3. Đắp tiếp các lớp cho tới khi hoàn thiện.


Trang 55

Biện pháp đắp theo giai đoạn đơn giản, nhưng thời gian thi công thường kéo dài, khi đó có thể kết hợp với biện pháp sử dụng giếng cát hay bấc thấm. Nền đắp trên đất yếu khi thi công cần đặc biệt chú ý việc quan trắc chuyển vị ngang trong quá trình đắp nền đường để phán đoán sự ổn định của nền đường và khống chế tốc độ đắp đất. Nếu thấy chuyển vị ngang tăng nhanh thì phải đình chỉ việc đắp đất hoặc dỡ bỏ phần đất đã đắp để tránh hiện tượng lún trồi hoặc trượt sâu có thể xảy ra. Theo kinh nghiệm tốc độ di động ngang không được lớn hơn 5mm/ngày. Sau khi thi công xong công trình, độ lún cố kết nền đất yếu cho phép còn lại trong thời hạn thiết kế 15 năm tính từ khi đưa công trình vào khai thác sử dụng tại tim đường được quy định như bảng dưới đây.

Bảng độ lún cho phép còn lại tại trục tim nền đường sau 15 năm

Lưu ý: đối với các đường cấp 40km/h trở xuống và đường chỉ sử dụng kết cầu áo đường mềm cấp cao A2 hoặc cấp thấp thì không cần đề cập đến yêu cầu về độ lún cố kết còn lại khi thiết kế.


Trang 56

Chương II. KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG CẤU TẠO VÀ NGUYÊN LÝ TÍNH TOÁN THIẾT KẾ

2.1 . NHỮNG YÊU CẦU CHUNG ĐỐI VỚI ÁO ĐƯỜNG VÀ CẤU TẠO KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG.

2.1.1 .Yêu cầu chung đối với áo đường. - Áo đường là công trình được xây dựng trên nền đường bằng nhiều tầng lớp vật liệu có độ cứng và cường độ lớn hơn so với đất nền đường để phục vụ cho xe chạy. - Kết cấu áo đường trực tiếp chịu tác dụng phá hoại thường xuyên của các phương tiện giao thông và của các nhân tố thiên nhiên. Vì vậy kết cấu áo đường cần phải đạt được các yêu cầu cơ bản sau đây: 1. Áo đường phải có đủ cường độ chung biểu thị qua khả năng chống lại biến dạng thẳng đứng, trượt, co dãn do chịu kéo – uốn hoặc do nhiệt độ, chống bong bật, bào mòn. Hơn nữa phải ổn định về cường độ. 2. Mặt đường phải đảm bảo độ bằng phẳng nhất định để giảm sức cản lăn, giảm sóc khi xe chạy. 3. Bề mặt áo đường phải có đủ độ nhám nhất định (nhất là khi trời mưa) để nâng cao hệ số bám giữa bánh xe và mặt đường. 4. Áo đường càng sản sinh ít bụi càng tốt. Bụi là do xe cộ phá hoại, bào mòn mặt đường ; bụi làm giảm tầm nhìn, khi trời mưa bụi kết hợp với nước tạo ra 1 lớp màng mỏng trơn trên mặt đường làm giảm hệ số bám, gây tác dụng xấu đến con người và làm bẩn môi trường. - Khi thiết kế, xuất phát từ các yêu cầu thực tế, ý nghĩa xây dựng đường… để đưa ra những kết cấu mặt đường thích hợp thoả mãn ở mức độ khác nhau các yêu cầu nói trên. 2.1.2 . Cấu tạo kết cấu áo đường. - Kết cấu các tầng lớp áo đường phải đáp ứng được các yêu cầu nói trên, phân tích điều kiện làm việc của áo đường dưới tác dụng của tải trọng xe cộ để lựa chọn kết cấu áo đường hợp lý. - Khi xe chạy, lực tác dụng lên áo đường gồm 2 thành phần:

- Lực thẳng đứng do tải trọng xe cộ - Lực nằm ngang do sức kéo, lực hãm, lực ngang (khi xe chạy trên đường vòng) gây ra.

Lực thẳng đứng: Tại bề mặt áo đường thì: σz = p (p là áp lực thẳng đứng do tải trọng bánh xe nặng nhất truyền xuống qua diện tích vệt tiếp xúc giữa lốp xe với áo đường). Lực thẳng đứng này truyền xuống khá sâu cho mãi tới nền đất

Lực nằm ngang: σx = 0,20 – 0,30p - khi xe chạy

và σx = 0,75 – 0,85p - khi xe hãm


Trang 57

Lực ngang chủ yếu tác dụng trên gần mặt áo đường mà không truyền sâu xuống các lớp phía dưới nên chỉ gây trạng thái ứng suất ở lớp trên cùng của kết cấu áo đường làm cho vật liệu tại đó bị xô trượt, bong bật, bào mòn dẫn đến phá hoại.

Từ phân tích ở trên, về mặt chịu lực thì rõ ràng kết cấu áo đường cần có nhiều tầng, lớp có nhiệm vụ khác nhau để đáp ứng yêu cầu về chịu lực khác nhau theo chiều sâu. Trên thực tế, kết cấu áo đường có thể bao gồm các tầng, lớp như sơ đồ dưới đây.

Hình 2.2.Sơ đồ các tầng, lớp của kết cấu nền – mặt đường

Hình 2.1. Sơ đồ phân bố ứng suất trong kết cấu áo đường theo chiều sâu


Trang 58

Móng nền đất(Subgrade): là một bộ phận của kết cấu áo đường, cùng tham gia chịu lực với áo đường. Khi độ cứng của áo đường bé thì nền đất càng phải chịu lực nhiều và ngược lại. Lớp đáy áo đường(capping layer): có các tác dụng quan trọng dưới đây:

- Tạo được một nền chịu lực đồng nhất, có sức chịu tải cao - Có tác dụng ngăn chặn ẩm thấm từ trên xuống nền đất và từ dưới lên áo đường - Tạo được “hiệu ứng đe” giúp cho chất lượng lu lèn lớp móng phía trên được đảm bảo

một cách dễ dàng - Tạo điều kiện cho xe, máy đi lại trên công trường trong quá trình thi công không gây hư

hại nền đất phía dưới. Nếu bản thân móng nền đất có đủ điều kiện đảm nhận được các chức năng nói trên thì có thể không cần bố trí lớp đáy áo đường, nếu không thì thường phải làm lớp đáy áo đường dày từ 30 – 50cm đầm nén đạt độ chặt K = 0,98 – 1,02 với công cải tiến bằng loại đất chọn lọc, hoặc cấp phối tự nhiên hoặc đất, cát gia cố chất liên kết các loại. Áo đường: thường gồm 2 tầng là tầng mặt và tầng móng. Tầng mặt: là bộ phận trực tiếp chịu tác dụng của bánh xe và ảnh hưởng của các nhân tố thiên nhiên (đặc biệt ngoài chịu lực thẳng đứng còn chịu lực ngang lớn). Do đó, vật liệu của tầng mặt đòi hỏi phải có cường độ cao và sức liên kết tốt để chống mài mòn, xô trượt và bong bật dưới tác dụng của bánh xe. Lớp mặt dưới (lớp liên kết): thường được làm bằng bê tông nhựa rỗng, nhiều hoặc vừa đá dăm và bắt buộc phải bố trí trong các trường hợp sau:

- lưu lượng xe lớn và nhiều xe nặng khi bề dày lớp mặt trên dưới 5cm - yêu cầu cao về độ bằng phẳng (đường cao tốc và đường cấp cao) - tầng móng là vật liệu gia cố chất liên kết vô cơ có thể lan truyền nứt lên phía trên.

Tầng móng: chỉ chịu lực thẳng đứng. Do vậy vật liệu tầng móng không cần yêu cầu cao về độ liên kết, có thể sử dụng các vật liệu rời rạc kích cỡ lớn (cấp phối đá dăm, cấp phối sỏi cuội,…) hoặc chịu bào mòn kém (đất, cát gia cố vô cơ hoặc gia cố xi măng,…); tuy nhiên cần phải có độ cứng và độ chặt nhất định. - Tuỳ theo yêu cầu xe chạy, tuỳ loại mặt đường… có thể chỉ gồm một số tầng lớp nào đó, như trường hợp áo đường cấp thấp, cấp quá độ, tầng mặt có thể kiêm luôn nhiệm vụ tầng móng và được đặt trực tiếp trên nền đất. - Đối với kết cấu áo đường cứng cấp cao thường chỉ có 2 tầng: tầng mặt bằng tấm bê tông ximăng mác cao (mác 300 trở lên) để chịu ứng suất kéo – uốn lớn, để đủ cường độ dự trữ chống lại hiện tượng mỏi và hiện tượng phá hoại cục bộ ở các góc và cạnh tấm do tác dụng xung kích và trùng phục của tải trọng xe gây ra ; tầng móng tuy không tham gia chịu lực lớn


Trang 59

như trong kết cấu áo đường mềm nhưng cũng cần có đủ độ cứng để tránh tích luỹ biến dạng dư ở các mép tấm, tránh hiện tượng tấm không tiếp xúc với móng (cập kênh) dẫn đến phá hoại tấm. Mặt khác móng đủ độ cứng để phục vụ việc đi lại của máy móc phía trên trong quá trình thi công lớp mặt bê tông ximăng. Do vậy thường thiết kế móng bằng đất hoặc đá gia cố chất liên kết vô cơ.


Trang 60

2.2 .PHÂN LOẠI KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG. 2.2.1 .Phân loại theo đặc tính và phạm vi sử dụng. - Về đặc tính và phạm vi sử dụng, tiêu chuẩn Việt nam TCVN 4054 - 2005 chia tầng mặt áo đường thành 4 cấp như cho trong bảng dưới đây.

Bảng 2.1 - Chọn loại tầng mặt (TCVN 4054 - 2005)

Cấp thiết kế của đường

Loại tầng mặt

Vật liệu và cấu tạo tầng mặt

Thời hạn tính toán (mặt), năm

Số xe tiêu chuẩn tích luỹ trong thời hạn tính toán (xe tiêu chuẩn/làn)

Cấp I, II, III và IV

Cấp cao A1

- Bê tông ximăng không cốt thép hoặc cốt thép liên tục (1 lớp)

- Bê tông nhựa chặt hạt mịn, hạt vừa làm lớp mặt trên; hạt vừa, hạt thô (chặt hoặc hở) làm lớp mặt dưới.

≥ 20

≥ 10

> 4.106

Cấp III, IV, V

Cấp cao A2

- Bê tông nhựa nguội, trên có láng nhựa

- Thấm nhập nhựa

- Láng nhựa (cấp phối đá dăm, đá dăm tiêu chuẩn, đất đá gia cố trên có láng nhựa)

8

5 ~ 8

4 ~ 7

> 2.106

> 1.106

> 0,1.106

Cấp IV, V, VI

Cấp thấp B1

- Cấp phối đá dăm, đá dăm macadam, hoặc cấp phối thiên nhiên trên có lớp bảo vệ rời rạc (cát) hoặc có lớp hao mòn cấp phối hạt nhỏ

3 – 4

< 0,1.106

Cấp V, VI Cấp thấp B2

- Đất cải thiện hạt

- Đất, đá tại chỗ, phế liệu công nghiệp gia cố (trên có lớp hao mòn, bảo vệ)

2 – 3

< 0,1.106

CHÚ THÍCH:

1) Các thuật ngữ về loại tầng mặt, về vật liệu, về lớp hao mòn, lớp bảo vệ sử dụng trong bảng này là thống nhất với các thuật ngữ đã sử dụng trong “22TCN 211 - 93”, “22TCN 223”

2) Trị số số xe tích luỹ (xe tiêu chuẩn/làn) chỉ để tham khảo

3) Khi quyết định chọn lớp mặt trên cùng cần chú ý đến các yêu cầu nêu ở điều 8.1.


Trang 61

2.2.2 . Phân loại theo đặc điểm tính toán cường độ áo đường - Áo đường được phân thành 2 loại, đó là áo đường cứng và áo đường mềm: + Áo đường cứng, là kết cấu có độ cứng lớn, có khả năng chịu uốn lớn, do đó nó làm việc theo nguyên lý tấm trên nền đàn hồi, áp lực do hoạt tải truyền xuống nền đất trên một diện tích rộng khiến cho nền đất ít phải tham gia chịu tải. + Áo đường mềm, là kết cấu với các tầng, lớp đều có khả năng chịu uốn nhỏ (hoặc không có khả năng chịu uốn), dưới tác dụng của tải trọng xe chạy chỉ chịu nén và chịu cắt trượt là chủ yếu. Do vậy nền đất cũng tham gia chịu tải cùng với áo đường ở mức độ đáng kể. - Áo đường bê tông ximăng thuộc loại áo đường cứng, các loại áo đường còn lại thuộc về loại áo đường mềm. - Việc phân loại áo đường cứng và áo đường mềm có ý nghĩa về mặt cơ học nhằm tìm kiếm các phương pháp tính toán cường độ và biến dạng thích hợp cho mỗi loại bảo đảm cho chúng không bị phá hoại dưới tác dụng của tải trọng xe chạy trong suốt quá trình khai thác. 2.3 .NỘI DUNG VÀ NGUYÊN TẮC THIẾT KẾ CẤU TẠO KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG. Áo đường là bộ phận đắt tiền nhất của đường ôtô, chi phí để xây dựng áo đường chiếm một tỉ lệ lớn trong tổng giá thành xây dựng đường và các công trình trên đường. Đồng thời chi phí để duy tu, bảo dưỡng và sửa chữa áo đường cũng thường chiếm hầu hết kinh phí duy tu, bảo dưỡng đường hàng năm. Do đó, thiết kế áo đường đúng đắn có ý nghĩa to lớn về kinh tế, kỹ thuật. 2.3.1 . Nội dung công tác thiết kế kết cấu áo đường.

• Đề xuất các phương án cấu tạo áo đường,mỗi phương án có thể có tầng mặt,tầng móng,số lớp vật liệu,cấu trúc và công nghệ thi công khác nhau...phương án đầu tư một lần hay phân kỳ đầu tư.

• Tính toán kiểm tra cường độ chung và cường độ trong mỗi lớp kết cấu áo đường ,xác định bề dày của mỗi lớp kết cấu áo đường theo các tiêu chuẩn giới hạn cho phép.

• Tính toán luận chứng kinh tế - kỹ thuật,so sánh các phương án để lựa chọn các phương án kết cấu áo đường tối ưu thỏa mãn được các điều kiện về khả năng chịu lực,khả năng cung cấp vật liệu địa phương,phù hợp với công nghệ thi công và khả năng duy tu bảo dưỡng...

• Tính toán,thiết kế tỷ lệ các thành phần hạt,vật liệu khoáng và các chất dính kết cho mỗi loại vật liệu sử dụng.


Trang 62

2.3.2 .Các nguyên tắc thiết kế cấu tạo áo đường. a) Về cường độ các lớp kết cấu áo đường

- Tác dụng của tải trọng xe cộ tắt dần theo chiều sâu, vì vậy lựa chọn các loại vật liệu cho các tầng, lớp của kết cấu áo đường theo nguyên tắc giảm dần cường độ từ trên xuống dưới.

• Chọn loại tầng mặt kết cấu áo đường. + Lớp mặt ngoài chịu lực thẳng đứng lớn còn chịu lực ngang lớn, do đó vật liệu làm lớp mặt không những có cường độ cao mà phải có độ liên kết tốt để tránh bong bật, xô trượt và bào mòn dưới tác dụng của bánh xe. + Trường hợp vật liệu làm lớp mặt trên không đủ các phẩm chất nói trên thì nhất thiết phải cấu tạo thêm lớp hao mòn và lớp bảo vệ. + Lớp hao mòn là một lớp mỏng dày từ 1 – 3cm làm bằng vật liệu có kết dính đặt trên lớp mặt chủ yếu. Lớp bảo vệ cũng là 1 lớp mỏng dày 0,5 – 1,0cm thường bằng vật liệu cát sỏi nhỏ rời rạc rải trên lớp hao mòn để bảo vệ cho lớp hao mòn và tăng độ bằng phẳng của mặt đường.

• Chọn loại tầng móng kết cấu áo đường. + Tầng móng chỉ chịu lực thẳng đứng nên vật liệu tầng móng có thể sử dụng các loại cấu trúc rời rạc, kích cỡ lớn, ít chịu được bào mòn như các lớp đá dăm, cấp phối, đất đá gia cố chất liên kết vô cơ, sỏi cuội, đá ba, phế liệu công nghiệp, gạch vỡ,…(Xem bảng 2.6) + Lớp đáy áo đường sát với nền đất bố trí lớp vật liệu kín như đất gia cố vôi gia cố ximăng hoặc đất chọn lọc đầm nén chặt (K = 0,98 – 1,02). Lớp này có ưu điểm ngăn không cho nước ngấm từ trên áo đường xuống nền đất và ngăn không cho nước thấm từ nền đất lên áo đường. - Như vậy, về nguyên tắc lựa chọn các tầng lớp vật liệu cho kết cấu áo đường có cường độ giảm dần từ trên xuống. Tuy nhiên, cần chú ý các điểm sau:

Cường độ các lớp trên không nên cao hơn lớp dưới liền nó quá 3 lần về môđun đàn hồi Tỉ số môđun đàn hồi của nền đất và tầng móng nên nằm trong khoảng 0,08 – 0,4 Không nên bố trí quá nhiều tầng, lớp tránh gây phức tạp và kéo dài thời gian khai triển dây

truyền công nghệ thi công

Nền đường nên có môđun đàn hồi Eo ≥ 200 daN/cm2 hoặc chỉ tiêu CBR ≥ 6–7%

Lớp đáy áo đường nên có E ≥ 500 daN/cm2 hoặc CBR = 10–15%

Lớp móng dưới nên có CBR ≥ 30

Lớp móng trên nên có CBR ≥ 80


Trang 63

b) Về bề dày các lớp kết cấu áo đường. - Ngoài việc lựa chọn vật liệu các lớp theo cường độ cần chú ý tới việc lựa chọn bề dày các tầng, lớp thông qua tính toán cường độ tổng thể và về mặt cấu tạo cũng có những yêu cầu nhất định như sau:

Các lớp phía trên đắt tiền nên cần làm mỏng tới mức tối thiểu trong khi các lớp dưới rẻ tiền nên tăng bề dày.

Bề dày mỗi lớp không nên vượt quá bề dày có thể lèn ép được (tương ứng với các loại công cụ lèn ép sẵn có). Theo chỉ dẫn của TCVN 22TCN 211-06, Đối với bê tông nhựa là 8cm và đá dăm trộn nhựa là 10cm; đối với các loại vật liệu có gia cố chất liên kết là không quá 15cm và đối với các vật liệu hạt không gia cố chất liên kết là không quá 18cm.

Bề dày tối thiểu mỗi lớp vật liệu phải bảo đảm lớn hơn cỡ hạt cốt liệu lớn nhất được sử dụng trong nó 1,5 lần.

Bảng 2.2. Bề dày tối thiểu cấu tạo các lớp cấu tạo áo đường

Lớp vật liệu áo đường Bề dày tối thiểu (cm)

— Lớp hao mòn bằng vữa nhựa — Bê tông átphalt cát hoặc hạt nhỏ — Bê tông átphalt hạt vừa, hạt lớn — Đá dăm thâm nhập nhựa nửa chừng hoặc thâm nhập nhẹ — Đá dăm thâm nhập sâu — Đá dăm, sỏi cuội gia cố ximăng — Đất hoặc vật liệu ít đá gia cố chất liên kết vô cơ hoặc hữu cơ — Đá dăm hoặc sỏi cuội trên móng cát (không nên sử dụng) — Đá dăm hoặc sỏi trên móng đá hoặc đá gia cố

1 3 4 – 5 5 8 10 10 15 8 – 10

Tiêu chuẩn Việt nam 22TCN 211-06 căn cứ vào các yêu cầu trên đưa ra các quy định về lựa chọn các tầng lớp kết cấu áo đường như sau: Bảng 2.3.Bề dày tối thiểu của tầng mặt cấp cao A1 tuỳ thuộc quy mô giao thông

Số trục xe tiêu chuẩn tích luỹ trong thời hạn tính toán 15 năm kể từ khi đưa mặt đường vào khai thác trên 1 làn xe (trục xe/làn)

Bề dày tối thiểu của tầng mặt cấp cao A1 (cm)

< 0,1.106 6 (5)

≥ 0,1.106 7 (5)


Trang 64

Số trục xe tiêu chuẩn tích luỹ trong thời hạn tính toán 15 năm kể từ khi đưa mặt đường vào khai thác trên 1 làn xe (trục xe/làn)

Bề dày tối thiểu của tầng mặt cấp cao A1 (cm)

≥ 0,5.106 8 (5)

≥ 1.106 9 (5)

≥ 2.106 10 (5)

≥ 4.106 12,5 (7,5)

≥ 6.106 15,0 (10)

≥ 9.106 20,0 (10)

Ghi chú :

- Không nên bố trí bề dày tầng mặt chỉ bằng một lớp bê tông nhựa dày dưới 7cm; - Nếu các lớp của tầng mặt nhựa cấp cao A1 được đặt trực tiếp trên lớp móng trên bằng

vật liệu hạt gia cố nhựa có bề dày ít nhất là 10cm thì bề dày tối thiểu của tầng mặt được giảm đến trị số quy định để ở trong ngoặc ở Bảng 2-2;

- Tính trị số trục xe tiêu chuẩn tích luỹ có thể tham khảo các chỉ dẫn ở Khoản A-2 của Phụ lục A.

Bảng 2.4. Bề dày tối thiểu và bề dày thường sử dụng

Loại lớp kết cấu áo đường Bề dày tối thiểu (cm)

Bề dày thường sử dụng (cm)

Bê tông nhựa, đá dăm trộn nhựa

Hạt lớn Hạt trung Hạt nhỏ

5 4 3

5 – 8 4 – 6 3 - 4

Đá mạt trộn nhựa 1,5 1,5 – 2,5

Cát trộn nhựa 1,0 1 – 1,5

Thấm nhập nhựa 4,5 4,5 – 6,0

Láng nhựa 1,0 1,0 – 3,5

Cấp phối đá dăm Dmax=37,5mm

Dmax≤25mm

12 (15) 8 (15)

15 – 24

Cấp phối thiên nhiên 8 (15) 15 – 30

Đá dăm nước 10 (15) 15 – 18


Trang 65

Các loại đất, đá, phế thải công nghiệp gia cố chất liên kết vô cơ theo phương pháp trộn

12 15 - 18

Ghi chú : Khi sử dụng các loại vật liệu làm lớp bù vênh trên mặt đường cũ cũng phải tuân thủ các trị số bề dày tối thiểu trong Bảng; Bề dày thường sử dụng nên bằng hoặc gần bằng bội số của bề dày đầm nén có hiệu quả lớn nhất (Nếu bề dày lớp thiết kế lớn hơn bề dày đầm nén có hiệu quả thì phải chia lớp để thi công); Các trị số trong ngoặc là bề dày tối thiểu khi rải trên nền cát (khi sử dụng các vật liệu nêu trên làm lớp đáy móng).

— Tầng mặt bê tông nhựa hoặc hỗn hợp nhựa, trong trường hợp đặt trực tiếp trên lớp đất hoặc đá gia cố chất liên kết vô cơ thì không được mỏng quá 6 – 8cm. (để tránh phát sinh các kẽ nứt trên bề mặt áo đường do lớp dưới co giãn nhiệt).

Bảng 2.5.Tổng chiều dày tối thiểu các lớp mặt đường bê tông nhựa nên bố trí ở trên lớp móng đất đá gia cố chất liên kết vô cơ

Bảng 2.6.Chọn loại tầng móng

Lớp vật liệu làm móng

Phạm vi sử dụng thích hợp Điều kiện sử dụng

Vị trí móng Loại tầng mặt

1. Cấp phối đá dăm nghiền loại I (22 TCN 334 -06)

- Móng trên - Móng dưới

Cấp cao A1, A2

Cấp cao A1

Nếu dùng làm lớp móng trên thì cỡ hạt lớn nhất Dmax

≤25mm và bề dày tối thiểu là 15cm (khi số trục xe tiêu

chuẩn tích luỹ trong 15 năm nhỏ hơn 0,1.106 thì tối thiểu

dày 10cm)


Trang 66




2. Cấp phối đá dăm nghiền loại II (22 TCN 334 -06)

- Móng dưới - Móng trên

Cấp cao A1 Cấp cao A2 và cấp thấp B1

Nếu dùng làm lớp móng trên thì Dmax=25mm; Nếu dùng làm lớp bù vênh thì Dmax=19mm

3. Cấp phối thiên nhiên (22 TCN 304 - 03)

- Móng dưới - Móng trên - Móng trên (mặt) và móng dưới

Cấp cao A1, A2 Cấp cao A2 Cấp thấp B1, B2

Như quy định ở 22 TCN 304 - 03

4. Đá dăm nước (22 TCN 06 -77)

- Móng dưới - Móng trên (mặt )

Cấp cao A2 Cấp thấp B1, B2

Phải có hệ thống rãnh xương cá thoát nước trong quá trình thi công và cả sau khi đưa vào khai thác nếu có khả năng thấm nước vào lớp đá dăm; Nên có lớp ngăn cách (vải địa kỹ thuật) giữa lớp móng đá dăm nước với nền đất khi làm móng có tầng mặt cấp cao A2; Không được dùng loại kích cỡ mở rộng trong mọi trường hợp.

5. Bê tông nhựa rỗng theo 22 TCN 249; hỗn hợp nhựa trộn nguội, lớp thấm nhập nhựa (22 TCN 270)

- Móng trên - Móng trên (mặt )

Cấp cao A1 Cấp cao A2

Với các loại hỗn hợp cuội sỏi, cát, trộn nhựa nguội hiện chưa có tiêu chuẩn ngành

6. Cấp phối đá (sỏi cuội) gia cố xi măng theo 22 TCN 245; cát gia cố xi măng theo 22 TCN

- Móng trên - Móng trên (mặt )

Cấp cao A1 Cấp cao A2

Cỡ hạt lớn nhất được sử dụng là 25mm Cường độ yêu cầu của cát gia cố phải tương ứng với yêu cầu


Trang 67




246 đối với móng trên

7. Đất, cát, phế liệu công nghiệp (xỉ lò cao, xỉ than, tro bay...) gia cố chất liên kết vô cơ, hữu cơ hoặc gia cố tổng hợp

- Móng trên (mặt)

- Móng dưới

Cấp cao A2 Cấp cao A1 và A2

Trường hợp gia cố chất kết dính vô cơ có thể tuân thủ 22 TCN 81-84; Các trường hợp gia cố khác hiện chưa có tiêu chuẩn ngành

8. Đất cải thiện, gạch vỡ, phế thải công nghiệp (xỉ lò trộn đất)

- Móng dưới Cấp thấp B1, B2

Tỷ lệ vật liệu hạt có kích cỡ lớn hơn 4,75mm cần chiếm trên 50% khối lượng


Trang 68

Chương III: TÍNH TOÁN CƯỜNG ĐỘ(BỀ DÀY) ÁO ĐƯỜNG MỀM 3.1 .ĐẶC ĐIỂM CỦA TẢI TRỌNG XE TÁC DỤNG LÊN MẶT ĐƯỜNG VÀ ẢNH HƯỞNG CỦA NÓ ĐẾN CƠ CHẾ LÀM VIỆC CỦA NỀN ĐẤT VÀ VẬT LIỆU ÁO ĐƯỜNG 3.1.1 .Đặc điểm của tải trọng xe chạy tác dụng lên mặt đường. - Tải trọng của xe truyền xuống bánh xe, thông qua khối hơi ép ở trong săm truyền ra khỏi lốp tác dụng xuống mặt đường. Vì vậy kích thước và độ cứng của lốp cũng là nhân tố quan trọng quyết định vệt tiếp xúc của bánh xe với mặt đường. - Vệt tiếp xúc giữa bánh xe và mặt đường trên thực tế đo được là hình elíp. Để tiện tính toán áp lực bánh lên mặt đường và tiện mô phỏng thực nghiệm đo ép cường độ áo đường, người ta xem gần đúng là một hình tròn có diện tích bằng diện tích thực tế của hình elíp tiếp xúc.

Hình 3.1. Vệt tiếp xúc của bánh xe với mặt đường

Sơ đồ hình 3.1a được sử dụng để tính kết cấu áo đường của các nước Pháp, Trung Quốc,... còn sơ đồ hình 3.1b được sử dụng ở Việt nam, Nga (Liên xô cũ),... - Áp lực truyền lên mặt đường của các loại xe tải thông thường từ 4 – 6 kg/cm2, tuy nhiên trị số D của chúng thay đổi tuỳ thuộc tải trọng xe. - Theo sơ đồ hình 3.1b, Ta có: – Áp lực truyền xuống mặt đường tính theo công thức:


Trang 69

p = α.po Trong đó: po – là áp lực hơi trong săm (kg/cm2) α – hệ số kể đến độ cứng của lốp, thông thường α = 0,9 – 1,3 ; khi tính toán dùng α = 1,1 – Diện tích D tính được:

pP1,08

πp4PD ≈=

Trong đó: P – tính bằng 1/2 tải trọng trục sau. Tiêu chuẩn Việt nam 22TCN 211-06 tiêu chuẩn hoá tải trọng tính toán như sau:

Bảng 3.1. Các đặc trưng của tải trọng trục tính toán tiêu chuẩn (22TCN 211-06)

Loại đường Tải trọng trục (kN)

Áp lực tính toán lên mặt đường (Mpa)

Đường kính vệt bánh (cm)

- Đường ôtô công cộng - Trục chính đô thị, đường có nhiều xe nặng lưu thông

100 120

0,6 0,6

33 36

Chú thích: • Khi tính toán cường độ của kết cấu nền áo đường theo 3 tiêu chuẩn (kiểm toán ứng suất cắt trong nền

đất, kiểm toán ứng suất kéo uốn phát sinh ở đáy các lớp vật liệu liền khối, kiểm toán độ võng đàn hồi), tải trọng trục tính toán tiêu chuẩn được quy định là trục đơn của ô tô có trọng lượng 100 kN đối với tất cả các loại áo đường mềm trên đường cao tốc, trên đường ô tô các cấp thuộc mạng lưới chung và cả trên các đường đô thị từ cấp khu vực trở xuống.

• Riêng đối với kết cấu áo đường trên các đường trục chính đô thị và một số đường cao tốc hoặc đường ô tô thuộc mạng lưới chung có điều kiện xe chạy đề cập như dưới đây thì tải trọng trục tính toán tiêu chuẩn được quy định là trục đơn trọng lượng 120 kN.

• Trên những đường có lưu thông các loại trục xe nặng khác biệt nhiều so với loại trục tiêu chuẩn ở Bảng 3.1 (như các đường vùng mỏ, đường công nghiệp chuyên dụng...) thì kết cấu áo đường phải được tính với tải trọng trục đơn nặng nhất có thể có trong dòng xe. Trong trường hợp này tư vấn thiết kế phải tự điều tra thông qua chứng chỉ xuất xưởng của xe hoặc cân đo để xác định được các đặc trưng p và D tương ứng với trục đơn nặng nhất đó để dùng làm thông số tính toán. Cách cân đo xác định p và D có thể tham khảo thực hiện theo mục 2.1.5 Quy trình 22 TCN 251- 98. Đối với các xe có nhiều trục thì việc xác định ra tải trọng trục nặng nhất tính toán có thể tham khảo ở Phụ lục A.

• Nếu tải trọng trục đơn của xe nặng nhất không vượt quá 20% trị số tải trọng trục tính toán tiêu chuẩn ở Bảng 3.1 và số lượng các trục này chiếm dưới 5% tổng số trục xe tải và xe buýt các loại chạy trên đường thì vẫn cho phép tính toán theo tải trọng trục tiêu chuẩn tức là cho phép quy đổi các trục đơn nặng đó về


Trang 70

trục xe tiêu chuẩn để tính toán; ngược lại thì phải tính với tải trọng trục đơn nặng nhất theo chỉ dẫn ở điểm 4 mục 3.1.4.

• Trên các đường cao tốc hoặc đường ô tô các cấp có lưu thông các trục đơn của xe nặng vượt quá 120 kN thoả mãn các điều kiện để cập ở điểm 2 nêu trên thì được dùng tải trọng trục tính toán tiêu chuẩn là 120 kN (tức là nếu trên đường có các trục đơn nặng trên 120 kN và dưới 144 kN với số lượng chiếm dưới 5% tổng số trục xe tải và xe buýt chạy trên đường thì lúc đó được chọn tải trọng trục tính toán là 120 kN).

- Tải trọng xe chạy tác dụng lên mặt đường là một lực tác dụng động, đột ngột tức thời và trùng phục nhiều lần. Ngoài ra khi xe chạy trên mặt đường không bằng phẳng lại sinh thêm hiện tượng xung kích làm tăng áp lực bánh xe lên mặt đường.

3.1.2 .Ảnh hưởng của tải trọng tác dụng đến cơ chế làm việc của nền đất và vật liệu áo đường. - Đất nền và các lớp vật liệu áo đường là những vật liệu có tính đàn hồi dẻo, nhớt và đặc trưng biến dạng của nó là tính lưu biến. - Tính lưu biến là hiện tượng biến dạng tăng lên khi thời gian tác dụng của tải trọng tăng tương ứng với mỗi cấp tải trọng tác dụng. - Như vậy, khi tải trọng tác dụng càng lâu thì cường độ của đất càng nhỏ đi tương đối. Đây chính là cơ sở khi tính toán cường độ áo đường mềm với các thông số tính toán theo tác dụng của tải trọng động (thời gian tác dụng ngắn) và theo tác dụng của tải trọng tĩnh (thời gian tác dụng dài) là khác nhau. - Theo kết quả ép lún (bằng tấm ép đường kính D) trên đất và vật liệu áo đường như trên hình 4-3 chứng tỏ cho tính lưu biến của vật liệu đã nói ở trên. Từ kết quả ép lún cho thấy, tương ứng với một trị số biến dạng tương đối ltc/D như nhau, tải trọng P sẽ khác nhau khi thời gian tác dụng của tải trọng khác nhau, dẫn tới trị số mô đun biến dạng Ebd của đất (hoặc vật liệu) sẽ khác nhau.

2

tcbd kG/cm;

lP.DE =

- Môđun biến dạng là đặc trưng cho khả năng chống biến dạng của vật liệu, và do đó đặc trưng cho cường độ của vật liệu. - Nếu khi ép lún ta đo trị số biến dạng phục hồi sau khi dỡ tải ở mỗi cấp tải trọng sẽ xác định được môđun đàn hồi của vật liệu Edh

2dh yoE E (1 μ )= −

dh

yo lP.DE =

Trong đó:


Trang 71

μ – là hệ số Poátxông của đất hoặc vật liệu Eyo – là trị số môđun Ioung ldh – là độ võng đàn hồi của vật liệu ứng với cấp tải trọng P. - Ngoài ra, dưới ảnh hưởng của tải trọng động và trùng phục, đất và vật liệu sẽ phát sinh hiện tượng mỏi và hiện tượng tích luỹ biến dạng dư. - Hiện tượng mỏi thể hiện ở chỗ cường độ của vật liệu giảm đi dưới tác dụng của tải trọng động và trụng phục nhiều lần so với tải trọng tĩnh tác dụng 1 lần. Theo nghiên cứu cường độ giảm đi chỉ còn bằng 0,6 lần. - Hiện tượng tích luỹ biến dạng dư thể hiện ở chỗ phần biến dạng không hồi phục lại được của vật liệu ngày càng tăng theo số lần tác dụng của tải trọng. 3.2 . CÁC HIỆN TƯỢNG PHÁ HOẠI KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG MỀM VÀ NGUYÊN LÝ TÍNH TOÁN CƯỜNG ĐỘ ÁO ĐƯỜNG MỀM. 3.2.1 . Các hiện tượng phá hoại áo đường mềm. Dưới tác dụng của tải trọng bánh xe, khi đạt đến cường độ giới hạn, trong kết cấu áo đường mềm sẽ xảy ra các hiện tượng sau:

Hình 3.2. Các hiện tượng phá hoại áo đường mềm ở trạng thái giới hạn

dưới tác dụng của tải trọng xe – Mặt đường và nền đất ngay dưới bánh xe bị nén và lún xuống phát sinh trượt dẻo do ứsuất cắt tạo ra các đường nứt hướng tâm bao tròn – Xa hơn một chút vị trí bánh xe, mặt đường bị đẩy trồi lên và có thể bị gãy vỡ hoặc nứt do chịu kéo – Đáy áo đường sẽ bị nứt do chịu kéo khi uốn.


Trang 72

3.2.2 . Nguyên lý tính toán cường độ áo đường mềm. Khi tính toán áo đường mềm cần đảm bảo các tiêu chuẩn về cường độ sau: – Ứng suất cắt ở mọi điểm trong nền đất và áo đường do tải trọng xe chạy không được vượt quá ứng suất cắt cho phép của đất và vật liệu áo đường:

ττ

K cptr ≤ (3.2-1)

Trong đó: τcp – là sức chống trượt cho phép của nền đất hoặc vật liệu, (kG/cm2)

τ – là ứng suất cắt do tác dụng của tải trọng tính toán (động và trùng phục) gây ra, (kG/cm2)

Ktr – là hệ số cường độ về trượt trong nền đất và vật liệu áo đường. – Ứng suất kéo - uốn lớn nhất phát sinh ở đáy áo đường hoặc đáy các lớp vật liệu tầng mặt do tải trọng xe chạy tính toán gây ra σku không vượt quá trị số ứng suất kéo uốn giới hạn cho phép Rku của vật liệu tại các vị trí đó:

ku

kuku σ

RK ≤ (3.2-2)

Trong đó: Kku – hệ số cường độ về trạng thái giới hạn chịu kéo khi uốn – Độ võng đàn hồi của cả kết cấu áo đường dưới tác dụng của tải trọng xe chạy tính toán (động và trùng phục) lđh không được vượt quá độ võng đàn hồi giới hạn cho phép lgh:

dh

ghđv l

lK ≤ (3.2-3)

Trong đó: Kđv – hệ số cường độ của cả kết cấu áo đường về tiêu chuẩn giới hạn độ võng Từ quan hệ (4.1-4) và (4.1-5), có thể viết điều kiện (4.2-3) thành:

yc

chđv E

EK ≤ (3.2-4)

Trong đó: Ech – là môđun đàn hồi chung của cả kết cấu áo đường tương ứng với độ võng lđh Eyc – là môđun đàn hồi yêu cầu của cả kết cấu áo đường để khi chịu tải trọng xe chạy

chỉ phát sinh độ võng đàn hồi giới hạn cho phép lgh. - Cơ sở của phương pháp tính toán theo 3 tiêu chuẩn giới hạn nêu trên là lời giải của bài toán hệ bán không gian đàn hồi nhiều lớp có điều kiện tiếp xúc giữa các lớp là hoàn toàn liên tục dưới tác dụng của tải trọng bánh xe (được mô hình hoá là tải trọng phân bố đều hình tròn tương đương với diện tích tiếp xúc của bánh xe trên mặt đường), đồng thời kết hợp với kinh


Trang 73

nghiệm sử dụng và khai thác đường trong nhiều năm để đưa ra các quy định về các tiêu chuẩn giới hạn cho phép. - Khi tính toán, xem áo đường (các lớp vật liệu và nền đất) làm việc trong giai đoạn đàn hồi. Điều này được chứng tỏ qua kết quả nghiên cứu đã tiến hành ở nhiều nước cho thấy, dưới tác dụng của tải trọng tức thời tác dụng ngắn trong giai đoạn biến dạng phục hồi có thể xem như hệ biến dạng tuyến tính. - Do đó, có thể sử dụng các lời giải của lý thuyết đàn hồi để tính ứng suất và biến dạng ở mọi điểm trong hệ bán không gian nhiều lớp chịu tải trọng đỗi xứng trục. - Hiện nay thế giới đã có kết quả lời giải lập thành toán đồ tiện dùng cho hệ 2 lớp và hệ 3 lớp. Đối với hệ có nhiều hơn 3 lớp, việc tính toán là phức tạp, do đó có thể sử dụng biện pháp đơn giản hơn đó là quy đổi hệ nhiều lớp về hệ 3 lớp hoặc hệ 2 lớp với sai số không nhiều so với lời giải chính xác của hệ nhiều lớp. 3.3 . TÍNH TOÁN CƯỜNG ĐỘ (BỀ DÀY) ÁO ĐƯỜNG MỀM THEO TIÊU CHUẨN ĐỘ VÕNG ĐÀN HỒI GIỚI HẠN Theo tiêu chuẩn này, dưới tác dụng của tải trọng xe chạy, độ võng đàn hồi của cả kết cấu áo đường không được vượt quá độ võng đàn hồi giới hạn cho phép

dh

ghđv l

lK ≤ hay

yc

chđv E

EK ≤ (3.3-1)

Kđv – hệ số cường độ của cả kết cấu áo đường về tiêu chuẩn giới hạn độ võng, được xác định tuỳ theo độ tin cậy mong muốn. - Hệ số cường độ về độ võng Kđv trong (3.3-1) được chọn tuỳ thuộc vào độ tin cậy thiết kế như ở Bảng 3-2.

Bảng 3-2: Xác định hệ số cường độ về độ võng phụ thuộc độ tin cậy

Độ tin cậy 0,98 0,95 0,90 0,85 0,80

Hệ số cường độ K dvcd 1,29 1,17 1,10 1,06 1,02

- Có thể chọn độ tin cậy thiết kế đối với các loại đường và cấp hạng đường như ở Bảng 3-3 theo nguyên tắc đường có tốc độ thiết kế càng cao, thời hạn thiết kế càng dài thì chọn độ tin cậy càng cao nhưng không được nhỏ hơn trị số nhỏ nhất ở Bảng 3-3. Ngoài ra, chủ đầu tư có thể căn cứ vào yêu cầu sử dụng để tự lựa chọn độ tin cậy muốn có cho công trình.


Trang 74

Bảng 3-3 : Lựa chọn độ tin cậy thiết kế tuỳ theo loại và cấp hạng đường (áp dụng cho cả kết cấu áo đường và kết cấu áo có lề gia cố)

Loại, cấp hạng đường Độ tin cậy thiết kế

1. Đường cao tốc 0,90 , 0,95 , 0,98

2. Đường ô tô - Cấp I, II - Cấp III, cấp IV - Cấp V, VI

0,90 , 0,95 , 0,98 0,85 , 0,90 , 0,95 0,80 , 0,85 , 0,90

3. Đường đô thị - Cao tốc và trục chính đô thị - Các đường đô thị khác

0,90 , 0,95 , 0,98 0,85 , 0,90 , 0,95

4. Đường chuyên dụng 0,80 , 0,85 , 0,90

- Các đoạn đường nêu ở điểm 4 Khoản 1.4 TCVN 22TCN 211-06 (cụ thể: tại các đoạn đường có bố trí siêu cao ≥6%, trạm thu phí, điểm dừng đỗ xe) khi thiết kế kết cấu áo đường cần chọn độ tin cậy cao hơn so với các đoạn thông thường ít nhất là 1 cấp. - Ech là môđun đàn hồi chung của cả kết cấu áo đường tính được dựa vào kết quả tính toán biến dạng đàn hồi của cả kết cấu (tại điểm giữa của vệt bánh xe ngay trên bề mặt áo đường). - Việc tính trị số Ech có thể sử dụng lời giải của hệ bán không gian đàn hồi 2 lớp hoặc 3 lớp. a) Đối với hệ 2 lớp: Kết quả lời giải chính xác được lập thành toán đồ tiện cho việc tính toán

(toán đồ Kôgan). (Hình 11-10, trang 110 – TKĐ ôtô tập 2) Dựa vào toán đồ Kôgan, ta dễ dàng tìm được Ech theo quan hệ:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

1

o

1

ch

EE

,DHf

EE (3.3-2)

Trong đó: H – là bề dày lớp áo đường có môđun đàn hồi E1 D – đường kính tương đương của vệt bánh xe Eo – môđun đàn hồi của nền đất. Trong trường hợp kết cấu áo đường có tổng bề dày lớn (H/D>2) thì việc tính toán Ech có thể thực hiện theo công thức gần đúng sau:


Trang 75

Ech =

1

o

0,67

1

o

2

1

0

1

E

E

E

E.

D

H4.1

E

E1

1,05.E

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+

+

−

; (3.3-2a)

Các ký hiệu trong công thức này chính là các ký hiệu ở sơ đồ tính của toán đồ trên. Trong đó:

Ech - mô đun đàn hồi chung của hệ hai lớp; Eo - mô đun đàn hồi của nền đất bán không gian vô hạn; E1 - mô đun đàn hồi của lớp kết cấu áo đường có bề dày H;

D - đường kính của vệt bánh xe tính toán.

Hình 3.3. Toán đồ để xác định mô đun đàn hồi chung của hệ 2 lớp Ech


Trang 76

b) Đối với hệ 3 lớp:kết quả lời giải chính xác có thể tính được độ võng đàn hồi của cả kết cấu áo đường theo công thức:

dh

3dh l.ξ

EpDl = (3.3-3)

Trong đó:

dhl - độ võng đàn hồi trung bình, tra theo toán đồ hình 11 – 11 (trang 112 – TKĐ ôtô tập 2)

Hình 3.3.Toán đồ xác định độ võng đàn hồi trên mặt kết cấu 3 lớp

dưới tác dụng của tải trọng bánh xe

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

hh,

EEfξ 1

2

1 được tra theo bảng dưới đây:


Trang 77

Bảng 3.4. Bảng tra trị số ξ

2

1

EE

Trị số ξ

γ = h1/h

0,3 0,5 0,7

2 5 1 15 20

1,00 1,07 1,15 1,15 1,25

1,00 1,00 1,00 1,00 1,00

1,00 0,93 0,85 0,85 0,78

Sau khi có lđh ta xác định được Ech theo công thức:

dh

2

ch l)μpD(1E −

= (3.3-4)

Trong đó: μ – hệ số poátxông của vật liệu, đối với kết cấu áo đường μ = 0,3 - Việc giải bài toán hệ 3 lớp dù sao vẫn phức tạp, do vậy trên thực tế để đơn giản tính toán người ta tìm cách đổi hệ 3 lớp về hệ 2 lớp để tính Ech trên cơ sở độ võng đàn hồi tính theo hệ 2 lớp cho kết quả sai khác không nhiều so với lời giải chính xác của hệ 3 lớp.GS. Đặng Hữu đã đề nghị đổi hệ 3 lớp về hệ 2 lớp như sau:

Hình 3.4. Sơ đồ đổi hệ 3 lớp về hệ 2 lớp

– Bề dày áo đường giữ nguyên là H = h1 + h2 – Cả lớp áo đường có xem như có trị số môđun đàn hồi trung bình Etb

31/3

1tb K1K.t1β.EE ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

+= (3.3-5)

với: 1

2

1

2

EEt;

hhK == (3.3-6)

β là hệ số điều chính do GS. Dương Học Hải đề nghị để giảm sai số tính toán được xác định theo bảng 3-5 (22TCN 211-06) hoặc theo công thức dưới đây


Trang 78

0,12

DH1,114β ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛= (3.3-7)

Bảng 3-5: Hệ số điều chỉnh β

Tỷ số H/D 0,50 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 2,00

Hệ số β 1,033 1,069 1,107 1,136 1,178 1,198 1,210

Chú thích Bảng 3-5 và biểu thức 3.3-7 : - H là bề dày toàn bộ của kết cấu áo đường; D là đường kính vệt bánh xe tính toán. Khi H/D >2 thì có thể tính β theo biểu thức (4.3-7).

- Trường hợp kết quả tính E dctb > E1 hoặc E dc

tb >E2 thì lấy giá trị E dctb bằng giá trị lớn nhất của

hai giá trị E1 và E2. - Phương pháp đổi hệ 3 lớp về 2 lớp nói trên là phương pháp hiện được sử dụng chính thức ở quy trình thiết kế áo đường mềm của nước ta (22TCN 211 – 06). - Việc đổi hệ 3 lớp về hệ 2 lớp còn rất cần thiết để mở rộng áp dụng tính toán cho hệ nhiều lớp hơn nữa (hệ 4 lớp, 5 lớp) là những kết cấu áo đường mềm phổ biến trên thực tế hiện nay.

Đối với hệ nhiều lớp khi đổi về hệ 2 lớp ta thực hiện như sau: - Đổi 2 lớp một từ dưới lên thành 1 lớp có trị số Etb - Lớp tương đương vừa đổi kết hợp với lớp trên nó đổi thành một lớp mới - Thực hiện cho đến khi tất cả các lớp áo đường được đổi thành 1 lớp áo đường.

Chú ý: trong quá trình đổi như vậy chỉ áp dụng hệ số điều chỉnh β một lần (vì hệ số β được điều chỉnh tuỳ theo bề dày tổng cộng của cả áo đường H/D) - Sau khi tính được Ech, áo đường đủ cường độ nếu:

Ech ≥ Kđv.Eyc (3.3-8)

Trong đó: Kđv – hệ số cường độ về độ võng Eyc – môđun đàn hồi yêu cầu, phụ thuộc vào độ võng đàn hồi giới hạn cho phép lgh

gh

2

yc l)μpD(1E −

= (3.3-9)

với: p, D là áp lực và đường kính vệt bánh xe tính toán truyền xuống mặt đường. μ – hệ số poátxông của vật liệu, đối với kết cấu áo đường μ = 0,3 - Eyc phụ thuộc vào tải trọng và lưu lượng xe chạy, được xác định thông qua thực nghiệm và kinh nghiệm sử dụng, khai thác đường nhiều năm.


Trang 79

Tiêu chuẩn Việt nam 22TCN 211 – 06 quy định trị số Eyc phụ thuộc vào loại mặt đường và lưu lượng xe chạy. (Bảng 3.4 : 22TCN 211 – 06). - Ngoài ra, để đảm bảo áo đường mềm đủ bền vững trong thời kỳ tình toán, quy trình 22TCN 211 – 06 còn quy định trị số môđun đàn hồi yêu cầu tối thiểu tuỳ thuộc cấp hạng đường. (Bảng 3.5 : 22TCN 211 – 06).

Bảng 3.6: Trị số mô đun đàn hồi yêu cầu Loại tải trọng trục tiêu chuẩn

Loại tầng mặt

Trị số mô đun đàn hồi yêu cầu Eyc (MPa), tương ứng với số trục xe tính toán (xe/ngày đêm/làn)

10 20 50 100 200 500 1000 2000 5000 7000

10

Cấp cao A1 133 147 160 178 192 207 224 235

Cấp cao A2 91 110 122 135 153

Cấp thấp B1 64 82 94

12

Cấp cao A1 127 146 161 173 190 204 218 235 253

Cấp cao A2 90 103 120 133 146 163

Cấp thấp B1 79 98 111

Bảng 3-7: Trị số tối thiểu của mô đun đàn hồi yêu cầu (MPa)

Loại đường và cấp đường

Loại tầng mặt của kết cấu áo đường thiết kế

Cấp cao A1 Cấp cao A2 Cấp thấp B1

1. Đường ô tô - Đường cao tốc và cấp I - Đường cấp II - Đường cấp III - Đường cấp IV - Đường cấp V - Đường cấp VI

180 (160) 160 (140) 140 (120) 130 (110)

120 (95) 100 (80) 80 (65)

75 Không quy định


Trang 80

2. Đường đô thị - Đường cao tốc và trục chính - Đường chính khu vực - Đường phố - Đường công nghiệp và kho tàng - Đường xe đạp, ngõ

190 155 120 155 100

130 95 130 75

70 100 50

Ghi chú Bảng 3-7: Các trị số trong ngoặc là mô đun đàn hồi yêu cầu tối thiểu đối với kết cấu lề gia cố.

c) Lưu lượng trục xe tính toán Ntt (dùng để xác định Eyc):Là số trục xe đã quy đổi ra tải trọng trục tiêu chuẩn (hoặc tải trọng nặng nhất theo quy định của 22TCN 211-06) trong năm tương lai (cuối thời han thiết kế) vào thời điểm bất lợi nhất từ các loại xe có trong thành phần dòng xe. Xác định Ntt theo biểu thức sau:

Ntt = Ntk . fl (trục/làn.ngày đêm); (3.3-10) Trong đó: Ntk: là tổng số trục xe quy đổi từ k loại trục xe khác nhau về trục xe tính toán trong một ngày đêm trên cả 2 chiều xe chạy ở năm cuối của thời hạn thiết kế. Trị số Ntk được xác định theo biểu thức (3.3-11) nhưng ni của mỗi loại tải trọng trục i đều được lấy số liệu ở năm cuối của thời hạn thiết kế và được lấy bằng số trục i trung bình ngày đêm trong khoảng thời gian mùa mưa hoặc trung bình ngày đêm trong cả năm (nếu ni trung bình cả năm lớn hơn ni trung bình trong mùa mưa) ; fl: là hệ số phân phối số trục xe tính toán trên mỗi làn xe được xác định như ở bảng dưới đây

Hệ số xét đến sự phân bố xe chạy trên các làn xe

Trường hợp tính toán Hệ số f1

— Đường chỉ có 1 làn xe — Đường có 2 hoặc 3 làn nhưng không có dải phân cách — Đường có 4 làn xe và có dải phân cách ở giữa — Đường có 6 làn xe trở lên và có dải phân cách ở giữa — Ở các chỗ nút giao nhau và chỗ vào nút, kết cấu áo đường trong

phạm vi chuyển làn (được tính với hệ số fl của tổng số trục xe quy đổi sẽ qua nút)

1,00 0,55 0,35 0,30 0,50


Trang 81

- Số trục xe tính toán Ntt để thiết kế kết cấu áo lề gia cố trong trường hợp giữa phần xe chạy chính và lề không có dải phân cách bên được lấy bằng 35 ÷ 50% số trục xe tính toán của làn xe cơ giới liền kề tuỳ thuộc việc bố trí phần xe chạy chính. - Trường hợp phần xe chạy chỉ có 2 làn xe trở xuống thì nên lấy trị số lớn trong phạm vi quy định nêu trên; còn trường hợp phần xe chạy có 4 làn xe trở lên và có dải phân cách giữa thì lấy trị số nhỏ.

Quy đổi số tải trọng trục xe khác về số tải trọng trục tính toán tiêu chuẩn (hoặc quy đổi về tải trọng tính toán của xe nặng nhất) Ntk Mục tiêu quy đổi ở đây là quy đổi số lần thông qua của các loại tải trọng trục i về số lần thông qua của tải trọng trục tính toán trên cơ sở tương đương về tác dụng phá hoại đối với kết cấu áo đường: 1. Việc quy đổi phải được thực hiện đối với từng cụm trục trước và cụm trục sau của mỗi loại xe khi nó chở đầy hàng với các quy định sau:

- Cụm trục có thể gồm m trục có trọng lượng mỗi trục như nhau với các cụm bánh đơn hoặc cụm bánh đôi (m =1, 2, 3 );

- Chỉ cần xét đến (tức là chỉ cần quy đổi) các trục có trọng lượng trục từ 25 kN trở lên (2,5 Tấn);

- Bất kể loại xe gì khi khoảng cách giữa các trục ≥ 3,0m thì việc quy đổi được thực hiện riêng rẽ đối với từng trục;

- Khi khoảng cách giữa các trục < 3,0m (giữa các trục của cụm trục) thì quy đổi gộp m trục có trọng lượng bằng nhau như một trục với việc xét đến hệ số trục C1 như ở biểu thức (3.3-11) và (3.3-12).

2. Theo các quy định trên, việc quy đổi được thực hiện theo biểu thức sau:

Ntk = 4,42

11 ).(..

tt

Ii

k

i PP

nCC∑=

; (3.3-11)

Trong đó: Ntk - là tổng số trục xe quy đổi từ k loại trục xe khác nhau về trục xe tính toán sẽ thông qua đoạn đường thiết kế trong một ngày đêm trên cả 2 chiều (trục/ngày đêm); ni - là số lần tác dụng của loại tải trọng trục i có trọng lượng trục pi cần được quy đổi về tải trọng trục tính toán Ptt (trục tiêu chuẩn hoặc trục nặng nhất). Trong tính toán quy đổi thường lấy ni bằng số lần của mỗi loại xe i sẽ thông qua mặt cắt ngang điển hình của đoạn đường thiết kế trong một ngày đêm cho cả 2 chiều xe chạy; C1 - là hệ số số trục được xác định theo biểu thức (3.3-12): C1=1+1,2 (m-1); (3.3-12)


Trang 82

Với : m - là số trục của cụm trục i ; C2 - là hệ số xét đến tác dụng của số bánh xe trong 1 cụm bánh: với các cụm bánh chỉ có 1 bánh thì lấy C2=6,4; với các cụm bánh đôi (1 cụm bánh gồm 2 bánh) thì lấy C2=1,0; với cụm bánh có 4 bánh thì lấy C2=0,38.

Tóm lại: Trình tự tính toán thiết kế bề dày áo đường mềm theo tiêu chuẩn độ võng giới hạn có thể tóm tắt như sau: 1. Xác định lưu lượng xe tính toán tương ứng với năm tính toán phụ thuộc vào loại mặt đường. Cụ thể thời hạn này được TCVN 4054 – 2005 quy định tuỳ thuộc vào loại tầng mặt tương ứng với số xe tiêu chuẩn tích luỹ trong thời hạn tính toán (Bảng 26: Chọn loại tầng mặt – TCVN 4054-2005) 2. Từ lưu lượng xe tính toán trên 1 làn xe xác định trị số Eyc 3. Dự kiến cấu tạo các lớp áo đường 4. Đổi các lớp áo đường để đưa hệ nhiều lớp về hệ 2 lớp và sử dụng toán đồ Kôgan để tính ra Ech của cả kết cấu 5. So sánh Ech lớn hơn xấp xỉ Eyc là được.


Trang 83

3.4 .TÍNH TOÁN CƯỜNG ĐỘ (BỀ DÀY) ÁO ĐƯỜNG MỀM THEO ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG GIỚI HẠN VỀ TRƯỢT TRONG NỀN ĐẤT VÀ CÁC LỚP KÉM DÍNH KẾT Điều kiện cân bằng giới hạn tại một điểm trong nền đất hoặc trong các lớp vật liệu áo đường biểu thị băng quan hệ suy từ vòng tròn Mohr ứng suất là:

[ ] C)sinσ(σ)σ(σ2cos

13131 =+−− ϕ

ϕ (3.4-1)

Trong đó:

σ1, σ3 – là ứng suất chính tại điểm đang xét

C, ϕ – là lực dính và góc ma sát trong của đất hoặc vật liệu

Gọi vế trái của (3.4-1) là ứng suất cắt hoạt động τa. Khi đó, điều kiện để không phát sinh biến dạng dẻo là tại điểm có trị số ứng suất cắt hoạt động lớn nhất τamax thoả mãn: τamax ≤ C (3.4-2) nếu nhân vế trái (4.4-2) với hệ số cường độ Ktr thì điều kiện (4.4-1) trở thành: τamax.Ktr ≤ C (3.4-3)

hay: amax

tr τCK ≤

Điều kiện (3.4-4) cũng chính là điều kiện (3.2-1) với C = τcp hay Ctt

Trị số τamax sinh ra do tải trọng bánh xe và do trọng lượng bản thân, do đó:

τamax = τa.x + τa.v (3.4-4) Trong đó:

τa.x – là ứng suất cắt hoạt động lớn nhất do tải trọng bánh xe tính toán gây ra τa.v – là ứng suất cắt hoạt động do trọng lượng bản thân các lớp vật liệu nằm trên nó

gây ra. Trị số τa.x đạt giá trị lớn nhất tại các điểm nằm trên trục dưới tâm của tải trọng tác dụng đối xứng trục. Điều kiện (3.4-4) được viết lại là:

tr

ttavax K

Cττ ≤+ (3.4-5)

Hiện đã có lời giải chính xác để xác định trị số τa.m đối với hệ 2 lớp và được lập thành toán đồ tiện cho quá trình tính toán. Dựa vào toán đồ có thể tra τa.m theo quan hệ:


Trang 84

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

2

1a.x

EE

,dh,f

pτ

ϕ (3.4-6)

với: p – tải trọng tác dụng của bánh xe tính toán E1 và E2 – là môđun đàn hồi của lớp áo đường phía trên và nền đất phía dưới

ϕ – góc ma sát trong của đất

h – chiều dầy lớp áo đường d – đường kính tiếp xúc của vệt bánh. (Các toán đồ được lập với hệ số μ = 0,25 đối với vật liệu áo đường và 0,35 với nền đất).

Hình 3.5: Toán đồ xác định ứng suất trượt từ tải trọng bánh xe ở lớp dưới

của hệ hai lớp (H/D = 0÷2,0)


Trang 85

Hình 3.6: Toán đồ để xác định ứng suất trượt từ tải trọng bánh xe ở lớp dưới của

hệ hai lớp (H/D = 0÷4,0). Trị số τa.x được tính theo vế trái công thức (3.4-1), trong đó:

γ.hσ1 = và .h.μ1

μσ2

23 γ

−= (3.4-7)

Như vậy, ta có:

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

+−−

−= ϕϕ

sinμ1

μ1μ1

μ12cosγhτ

2

2

2

2av (3.4-8)

Việc xác định τav cũng có thể được thực hiện với toán đồ Hình 3-7 tuỳ thuộc vào bề dày tổng cộng H của các lớp nằm trên lớp tính toán và trị số ma sát trong ϕ của đất hoặc vật liệu lớp đó. Chú ý rằng trị số τav có thể mang dấu âm hoặc dương và phải dùng dấu đó trong công thức (3.4-4).


Trang 86

0 20 40 60 80 100 ChiÒu dÇy mÆt h= (cm)

ϕ =5°

ϕ =10°

ϕ =13°

ϕ =20°

ϕ =30°

ϕ =40°

T av ( MPa )

+Tav

0.003

0.002

0.001

0.008

0.007

0.006

0.005

0.004

0.003

0.002

0.001

Hình 3.7: Toán đồ tìm ứng suất cắt hoạt động Tav do trọng lượng bản thân mặt đường

(ở toán đồ này Tav được tính bằng MPa). Khi kiểm toán kết cấu áo đường theo điều kiện (3.4-5), quy trình 22TCN 211 – 06 quy định hệ số cường độ về chịu cắt trượt Ktr được chọn tuỳ thuộc độ tin cậy thiết kế như ở Bảng 3-8.

Bảng 3-8: Chọn hệ số cường độ về cắt trượt tùy thuộc độ tin cậy

Độ tin cậy 0,98 0,95 0,90 0,85 0,80

Hệ số K trcd 1,10 1,00 0,94 0,90 0,87

Việc chọn độ tin cậy thiết kế được thực hiện cho cả kết cấu áo đường và kết cấu áo lề theo chỉ dẫn ở Bảng 3-3. 22TCN 211-06 Lực dính tính toán Ctt của đất nền hoặc vật liệu kém dính là lực dính được xác định thông qua thí nghiệm (C) có xét đến điều kiện làm việc khác nhau của áo đường Trị số Ctt được xác định theo biểu thức (3.4.9)

Ctt = C. K1. K2 . K3 ; (3.4-9)


Trang 87

Trong đó: C: lực dính của đất nền hoặc vật liệu kém dính xác định từ kết quả thí nghiệm cắt nhanh với các mẫu tương ứng với độ chặt, độ ẩm tính toán (MPa); với đất nền phải tiêu biểu cho sức chống cắt trượt của cả phạm vi khu vực tác dụng của nền đường; K1 : hệ số xét đến sự suy giảm sức chống cắt trượt khi đất hoặc vật liệu kém dính chịu tải trọng động và gây dao động. Với kết cấu nền áo đường phần xe chạy thì lấy K1=0,6; với kết cấu áo lề gia cố thì lấy K1 = 0,9 để tính toán; K2 : hệ số xét đến các yếu tố tạo ra sự làm việc không đồng nhất của kết cấu; các yếu tố này gây ảnh hưởng nhiều khi lưu lượng xe chạy càng lớn, do vậy K2 được xác định tuỳ thuộc số trục xe quy đổi mà kết cấu phải chịu đựng trong 1 ngày đêm như ở Bảng 3-9.

Bảng 3-9: Xác định hệ số K2 tuỳ thuộc số trục xe tính toán

Số trục xe tính toán (trục/ngày đêm/làn)

Dưới 100 Dưới 1000 Dưới 5000 Trên 5000

Hệ số K2 1,0 0,8 0,65 0,6

Ghi chú Bảng 3-9: 1. Số trục xe tính toán được xác định theo mục 3.3.3 – 22TCN 211-06; 2. Khi kiểm toán điều kiện chịu cắt trượt của kết cấu áo lề gia cố thì lấy hệ số

K2 = 1,0; riêng với kết cấu áo lề có tầng mặt loại cấp thấp B1 thì được lấy K2 = 1,23.

K3 : hệ số xét đến sự gia tăng sức chống cắt trượt của đất hoặc vật liệu kém dính trong điều kiện chúng làm việc trong kết cấu khác với trong mẫu thử (đất hoặc vật liệu được chặn giữ từ các phía ...); ngoài ra hệ số này còn để xét đến sự khác biệt về điều kiện tiếp xúc thực tế giữa các lớp kết cấu áo đường với nền đất so với điều kiện xem như chúng dính kết chặt (tạo ra sự làm việc đồng thời) khi áp dụng toán đồ Hình 3-2 và 3-3 cho cả trường hợp nền đất bằng đất kém dính. Cụ thể trị số K3 được xác định tuỳ thuộc loại đất trong khu vực tác dụng của nền đường như dưới đây:

- Đối với các loại đất dính (sét, á sét, á cát ...) K3 = 1,5; - Đối với các loại đất cát nhỏ K3 = 3,0; - Đối với các loại đất cát trung K3 = 6,0; - Đối với các loại đất cát thô K3 = 7,0.

Chú ý: — Việc kiểm toán áo đường theo điều kiện trên thường tiến hành với nền đất và với các

lớp trong kết cấu áo đường làm bằng vật liệu kém dính như sỏi, cát, đất gia cố nhựa lỏng,…


Trang 88

— Các lớp móng bằng đá dăm, đất gia cố chất liên kết vô cơ,… thường không kiểm tra vì cường độ chống cắt của chúng lớn.

— Đối với tầng mặt hỗn hợp đá nhựa như bê tông atphalt cũng cần phải kiểm tra vì vào mùa nóng nhiệt độ bề mặt áo đường tăng cao làm cho cường độ chống trượt của của bê tông nhựa giảm đến mức thấp nhất.

Tóm lại: Trình tự tính toán thiết kế bề dày áo đường mềm theo điều kiện cân bằng giới hạn về trượt có thể tóm tắt như sau: 1. Dự kiến cấu tạo các lớp áo đường 2. Đổi hệ nhiều lớp về hệ 2 lớp + Khi kiểm tra trượt trong nền đất thì đổi hệ nhiều lớp về hệ 2 lớp tương tự như đối với cách

đổi hệ nhiều lớp về hệ 2 lớp để kiểm toán cường độ áo đường theo tiêu chuẩn độ võng đàn hồi giới hạn.

+ Khi kiểm tra trượt trong lớp vật liệu kém dính thì trị số E2 phải được thay bằng trị số môđun đàn hồi Ech ở trên mặt lớp đó (trong khi c, ϕ vẫn dùng trị số tính toán của lớp đó), còn trị số E1 phải được thay bằng trị số môđun đàn hồi trung bình Etb của các lớp nằm trên nó (tương tự như đổi hệ nhiều lớp về hệ 2 lớp).

3. Sau khi đưa về hệ 2 lớp, tính toán được τa.x (tra biểu đồ) và τa.v.

4. Kiểm tra điều kiện (3.4-4) nếu thoả mãn là được.


Trang 89

3.5 .TÍNH TOÁN CƯỜNG ĐỘ ÁO ĐƯỜNG MỀM THEO ĐIỀU KIỆN CHỊU KÉO KHI UỐN -Tính toán áo đường theo điều kiện này chỉ cần tiến hành đối với các lớp vật liệu áo đường có tính toàn khối như lớp bê tông átphalt, các lớp bằng vật liệu đất đá gia cố chất liên kết vô cơ - Điều kiện kiểm toán là:

Kku.σku ≤ R ttku (3.5-1)

Trong đó: Kku – hệ số cường độ chịu kéo uốn

σku – ứng suất kéo uốn lớn nhất phát sinh trong lớp vật liệu liền khối

R ttku – cường độ chịu kéo uốn tính toán cho phép của vật liệu.

- Hệ số cường độ về chịu kéo uốn Kku được chọn tuỳ thuộc độ tin cậy thiết kế giống như với trị số tr

cđK ở Bảng 3-7. Độ tin cậy thiết kế chọn theo chỉ dẫn ở Bảng 3-3.

- Hiện nay đã có lời giải chính xác cho hệ 2 lớp và 3 lớp theo lý thuyết đàn hồi để xác định trị số ứng suất kéo lớn nhất đơn vị kuσ khi tải trọng tác dụng phân bố p=1. Đối với hệ 2 lớp: dùng để kiểm tra cho lớp mặt

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

chm

11ku

EE,

Dhfσ (3.5-2)


Trang 90

Hình 3-8: Toán đồ xác định ứng suất kéo uốn đơn vị kuσ ở các lớp của tầng mặt

(số trên đường cong là tỉ số E1/Ech, móng) Đối với hệ 3 lớp: dùng để kiểm tra cho lớp giữa

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

3

2

2

1ku

EE,

EE,

DHfσ (3.5-3)


Trang 91

Hình 3-9. Toán đồ tìm ứng suất kéo uốn đơn vị kuσ ở các lớp liền khối của tầng móng

(số trên đường cong là E1/E2 và trên đường tia là E2/E3)

Sau khi có kuσ , ta tính được σku theo công thức:

σku = kb.p. kuσ (3.5-4)

Trong đó: p – tải trọng bánh xe tính toán phân bố trên vệt bánh xe đường kính D kb – hệ số xét đến đặc điểm phân bố ứng suất trong kết cấu áo đường dưới tác dụng của

tải trọng tính toán là bánh đôi hoặc bánh đơn; khi kiểm tra với cụm bánh đôi (là


Trang 92

trường hợp tính với tải trọng trục tiêu chuẩn) thì lấy kb = 0,85, còn khi kiểm tra với cụm bánh đơn của tải trọng trục đặc biệt nặng nhất (nếu có) thì lấy kb = 1,0

Cường độ chịu kéo uốn tính toán của vật liệu liền khối được xác định theo biểu thức (3.5-5):

kuttR = k1 . k2 . Rku ; (3.5-5)

- Trong đó: Rku : cường độ chịu kéo uốn giới hạn ở nhiệt độ tính toán và ở tuổi mẫu tính toán (với vật liệu gia cố chất liên kết vô cơ) dưới tác dụng của tải trọng tác dụng 1 lần (xác định theo chỉ dẫn ở Phụ lục C – 22TCN 211-06). k2 : hệ số xét đến sự suy giảm cường độ theo thời gian so với các tác nhân về khí hậu thời tiết. Với các vật liệu gia cố chất liên kết vô cơ lấy k2 = 1,0; còn với bê tông nhựa loại II, bê tông nhựa rỗng và các loại hỗn hợp vật liệu hạt trộn nhựa lấy k2 = 0,8; với bê tông nhựa chặt loại I và bê tông nhựa chặt dùng nhựa polime lấy k2 = 1,0. k1 : hệ số xét đến sự suy giảm cường độ do vật liệu bị mỏi dưới tác dụng của tải trọng trùng phục; k1 được lấy theo các biểu thức dưới đây:

- Đối với vật liệu bê tông nhựa:

k1 = 0,22eN

11,11 ; (3.5-6)

- Đối với vật liệu đá (sỏi cuội) gia cố chất liên kết vô cơ

k1 = 11,0

86,2

eN ; (3.5-7)

- Đối với vật liệu đất gia cố chất liên kết vô cơ

k1 = 11,0

22,2

eN ; (3.5-8)

- Trong các biểu thức trên Ne là số trục xe tính toán tích luỹ trong suốt thời hạn thiết kế thông qua trên một làn xe (xác định như chỉ dẫn ở Khoản A.2 của Phụ lục A – 22TCN 211-06). Với các lớp bê tông nhựa chặt loại I và bê tông nhựa polime, thời hạn thiết kế lấy bằng 15 năm; còn với các loại bê tông nhựa và hỗn hợp nhựa khác lấy bằng 10 năm. Đối với các lớp móng gia cố chất liên kết vô cơ, thời hạn thiết kế được lấy bằng thời hạn thiết kế của tầng mặt đặt trên nó. Đối với hệ nhiều lớp: – Khi cần kiểm tra điều kiện chịu kéo uốn cho lớp trên mặt, đối với các lớp phía dưới lớp mặt tiến hành đổi 2 lớp một từ dưới lên về thành 1 lớp có trị số Echm theo toán đồ Kôgan (đưa về hệ 2 lớp)


Trang 93

– Khi kiểm tra các lớp nằm giữa thì cần đổi 2 lớp một từ dưới lên và từ trên xuống để đưa hệ nhiều lớp về hệ 3 lớp. Các lớp trên cùng quy đổi về 1 lớp có mô đun đàn hồi trung bình là E1 có thể được tính theo biểu thức (3.3-5) hoặc tính với nguyên tắc bình quân gia quyền theo bề

dày, tức là E1 = 1

.h

hE ii∑ (Ei , hi là trị số mô đun đàn hồi và bề dày các lớp i trong phạm vi h1).

Trích: Phụ lục A – 22TCN 211-06

A.2. Tính số trục xe tiêu chuẩn tích lũy trong thời hạn thiết kế A.2.1. Về nguyên tắc phải dựa vào kết quả dự báo hàng năm ở mục 1.5.2 tiêu chuẩn này để tính ra số trục xe tiêu chuẩn tích lũy trong thời hạn thiết kế Ne tức là tính theo biểu thức sau:

∑=t

ie NN1

; (A-1)

trong đó: Ni là số trục xe quy đổi về trục tiêu chuẩn ở năm i và t là thời hạn thiết kế (khi áp dụng quy định ở Bảng 2-2 lấy t=15 năm) A.2.2. Trong trường hợp dự báo được tỷ lệ tăng trưởng lượng giao thông trung bình năm q (bao gồm các lượng giao thông nêu ở điểm 4 mục 1.5.2) thì có thể tính Ne theo biểu thức sau:

1.365.]1)1[( NqqN

t

e−+

= ; (A-2)

trong đó: N1 là số trục xe tiêu chuẩn trung bình ngày đêm của năm đầu đưa đường vào khai thác sử dụng (trục/ngày đêm): Trường hợp biết số trục dự báo ở năm cuối của thời hạn thiết kế Nt (trục/ngày đêm) thì cũng có thể tính Ne theo biểu thức (A-3):

tt

t

e Nqq

qN .365)1(

]1)1[(1−+

−+= (A-3)

Chú ý: Các biểu thức trên cho số trục xe tiêu chuẩn tích lũy trên cả 2 chiều xe chạy. Tùy mục đích sử dụng trong tính toán (như trường hợp tính theo mục 2.2.9 xác định bề dày tối thiểu tầng mặt nhựa hoặc khi xác định ku

ttR theo mục 3.6.3) thì phải nhân thêm hệ số phân phối số trục tính toán trên mỗi làn xe fL để xác định ra số trục xe tiêu chuẩn tích lũy trên một làn xe (trục/ngày đêm.làn). A.2.3. Ví dụ: Với số liệu ở ví dụ I.1 ta có thể tính được Ne tương ứng với tỷ lệ tăng trưởng lượng giao thông trung bình năm q=0,1 (10%) và t =15 năm là:


Trang 94

615

10.97,111032.365.1,0

1)1,01(=

−+=eN trục

Nếu đường có 2 làn xe thì theo mục 3.3.2 fL = 0,55 và ta có số trục xe tiêu chuẩn tích lũy trên 1 làn xe là: 6,582.106 trục.


Trang 95

3.6 .CÁC ĐẶC TRƯNG TÍNH TOÁN CỦA NỀN ĐẤT VÀ VẬT LIỆU - Các chỉ tiêu tính toán của nền đất và các lớp vật liệu kết cấu áo đường cần phải xác định bằng thí nghiệm tương ứng với thời kỳ bất lợi nhất về chế độ thuỷ nhiệt. Có thể tham khảo các giá trị sau để thiết kế trong giai đoạn lập dự án đầu tư. Bảng 1: Các đặc trưng tính toán của đất nền đường tuỳ thuộc vào độ ẩm tương đối

Bảng 2: Các đặc trưng tính toán của bê tông nhựa và hỗn hợp đá trộn nhựa


Trang 96

Bảng 3: Các đặc trưng tính toán của các loại vật liệu làm mặt đường


Trang 97

Chương IV: THIẾT KẾ ÁO ĐƯỜNG CỨNG

4.1 . ĐẶC ĐIỂM VÀ CẤU TẠO KẾT CẤU ÁO ĐƯỜNG CỨNG 4.1.1 . Đặc điểm kết cấu áo đường cứng. a) . Khái niệm: Áo đường cứng là kết cấu áo đường có lớp mặt hoặc lớp móng làm bằng bê tông xi măng - loại vật liệu có độ cứng rất cao, đặc tính biến dạng và cường độ của nó thưch tế ít phụ thuộc vào sự thay đổi của nhiệt độ. - Áo đường cứng được thiết kế dựa theo lý thuyết “tấm trên nền đàn hồi” đồng thời có xét đến sự thay đổi của nhiệt độ và các nhân tố khác có thể gây ra với tấm bê tông. b) . Phân loại. - Mặt đường bê tông xi măng lắp ghép; - Mặt đường bê tông xi măng đổ tại chỗ; - Mặt đường bê tông xi măng thường (không cốt thép); - Mặt đường bê tông xi măng cốt thép; - Mặt đường bê tông xi măng cốt thép ứng suất trước.

c) . Ưu nhược điểm và phạm vi áp dụng. * Ưu điểm: - Ưu điểm chủ yếu của mặt đường bê tông xi măng là có cường độ cao, ít thay đổi theo nhiệt độ như mặt đường nhựa, thích hợp với xe tải trọng nặng, xe bánh xích… - Rất ổn định đối với nước nên thường áp dụng ở những nơi ẩm ướt; - Hao mòn ít, hệ số bám giữa bánh xe và mặt đường cao và ít thay đổi khi mặt đường bị ẩm ướt; - Đường có màu sáng dễ phân biệt với lề đường màu sẫm do đó tăng độ an toàn khi xe chạy về ban đêm; - Sử dụng được nhiều năm (từ 30 – 40 năm hoặc lâu hơn) gấp đôi so với mặt đường nhựa; - Công tác duy tu bảo dưỡng ít và đơn giản; - Có thể cơ giới hóa hoàn toàn công nghệ thi công. * Nhược điểm: - Không thông xe ngay sau khi thi công mà cần có thời gian bảo dưỡng dài để bê tông đạt được cường độ thiết kế;


Trang 98

- Phải làm nhiều loại khe, thi công phức tạp, dễ bị thấm nước và nứt gãy ở vị trí khe. Xe chạy trên mặt đường bê tông xi măng không êm thuận, chất lượng khai thác không bằng mặt đường nhựa. - Giá thành tương đối cao (gấp đôi so với mặt đường nhựa).

* Phạm vi áp dụng: - Thường áp dụng cho các đường cấp cao có lưu lượng xe lớn, các đường có xe xích, các đường chuyên dụng khai thác mỏ, các đường ở khu vực ẩm ướt và các khu vực chật hẹp, đường GTNT… d) . Nội dung thiết kế áo đường cứng. - Thiết kế cấu tạo nhằm chọn và bố trí hợp lý kích thước tấm, các khe và liên kết giữa các tấm, chọn vật liệu tầng móng, vật liệu chèn khe; - Tính toán kiểm tra cường độ (bề dày) tấm bê tông xi măng và lớp móng dưới tác dụng của tải trọng và của nhiệt độ.

4.1.2 . Cấu tạo kết cấu áo đường cứng Kết cấu mặt đường bê tông xi măng đổ tại chỗ gồm các lớp như hình 4.1.

Hình 4.1. Mặt cắt ngang của áo đường BTXM đổ tại chỗ

B: Bề rộng phần xe chạy; b: Giải an toàn hoặc lề gia cố. C: Bề rộng lề; Bm : Bề rộng móng. d : Bề rộng thêm của lớp móng so với lớp mặt a) . Tấm bê tông xi măng mặt đường. - Tấm bê tông xi măng có thể có hoặc không có cốt thép. Chiều dày của tấm được xác định thông qua tính toán nhưng không nhỏ hơn các trị số qui định phụ thuộc vào lưu lượng và tải trọng xe tính toán, h = 18 - 24cm.

Hình 4.2. Cấu tạo mặt cắt ngang tấm BTXM mặt đường


Trang 99

Bảng 4.1. Bề dày tối thiểu tấm BTXM

Ghi chú: - Lưu lượng xe tính toán ở đây là số xe các loại chưa quy đổi dự báo ở năm tính toán. - Ngoài ra,chiều dày tấm tối thiểu còn phụ thuộc vào tải trọng thiết kế như sau: + Trục đơn 9,5T bề dày tối thiểu là 18cm. + Trục đơn 10T bề dày tối thiểu là 22cm + Trục đơn 12T bề dày tối thiểu là 24cm. - Các tấm bê tông được liên kết với nhau bởi các khe: khe dọc và khe ngang, khe ngang có 2 loại: khe dãn và khe co.

Hình 4.3a. Sơ đồ bố trí khe trong mặt đường BTXM

Hình 4.3b. Sơ đồ bố trí khe và thanh truyền lực trong tấm BTXM

1.Khe co;2.Khe dãn;3.Khe dọc;4.Thanh truyền lực


Trang 100

Hình 4.3c. Sơ đồ bố chia tấm tại những vị trí giao nhau.

• Mục đích của việc bố trí khe nhằm giảm ứng suất nhiệt trong tấm khi nhiệt độ thay đổi. - Khe dãn: Dùng để cho bê tông có thể dãn nở khi nhiệt độ tấm bê tông tăng Chiều rộng của khe dãn được tính theo công thức sau:

b=β.α.L.Δt.1000. cm

Trong đó:

Δt: Hiệu số của nhiệt độ không khí cao nhất của địa phương làm đường so với nhiệt độ khi đổ bê tông;

β: Hệ số ép co của vật liệu chèn khe, khi chèn bằng mattic nhựa lấy β = 2

L: Khoảng cách giữa hai khe dãn (m)

α: Hệ số dãn nở của bê tông α = 0,00001

Về khoảng cách giữa các khe dãn không thống nhất, trước đây khoảng 5-6 khe co có một khe dãn nhưng hiện nay khoảng cách khe dãn có thể lớn hơn 100m và thường trùng với khe thi công. - Khe co: Để tấm bê tông không rạn nứt do co ngót khi thi công và khi nhiệt độ giảm. Để tạo khe co người ta dùng cưa xẻ 1/4 chiều dày tấm, khi nhiệt độ thay đổi tấm tự nứt tại vị trí làm yếu. Chiều rộng của khe co khi chèn bằng matit nhựa thường 8-12mm. - Khe dọc: có tác dụng như khe co, thường bố trí theo tim đường hoặc song song với tim đường chia mặt đường theo các làn xe. Vì vậy khoảng cách giữa các khe dọc thường bằng bề rộng một làn xe, trường hợp đặc biệt không nên quá 4,5m.


Trang 101

Hình 4.4. Các loại khe.

a. Khe dãn có thanh truyền lực. b.Khe co giả. c. Khe dọc kiểu ngàm. d.Khe dọc có thanh truyền lực

• Cấu tạo của các loại khe được thể hiện như hình 4.4. Khoảng cách giữa các khe ngang (khe co và khe dãn) phụ thuộc vào loại kết cấu mặt đường, chiều dày tấm bê tông và nhiệt độ không khí khi đổ bê tông. Thường với khí hậu nước ta khoảng cách các khe co khoảng 5-6m.

- Thanh truyền lực có chiều dài 50cm, thép trơn φ = 20 - 24mm, một nửa quyét hắc ín chống bám, đặt cách nhau 50cm. Để đỡ thanh truyền lực có thép đỡ kết hợp tăng cường cạnh tấm thường dùng φ = 12 - 14mm.

- Vật liệu chèn khe phải đảm bảo tính đàn hồi lâu dài, có thể dính bám chặt với bê tông, không thấm nước, không dòn khi trời lạnh, trời nóng không bị chảy. b) . Lớp móng.

- Lớp móng có tác dụng giảm áp lực tải trọng ô tô xuống nền đất, hạn chế nước ngấm qua khe xuống nền đất, giảm tích lũy biến dạng ở góc và cạnh tấm, đảm bảo độ bằng phẳng, ổn định, nâng cao cường độ và khả năng chống nứt của mặt đường, đồng thời đảm bảo ô tô và máy rải bê tông chạy trên lớp móng trong thời gian thi công. - Lớp móng có thể làm bằng bê tông nghèo, đá gia cố xi măng, đất gia cố xi măng hoặc vôi. Trên các đường nội bộ, đường nông thôn thì lớp móng có thể bằng đá dăm, xỉ, gạch vỡ, cát,… - Bề dày lớp móng tùy theo tính toán nhưng tối thiểu phải bằng 14 cm nếu là bê tông nghèo, 15-16cm nếu bằng đất, cát hoặc đá gia cố và bằng 20cm nếu bằng cát hạt to hoặc hạt trung. Bề


Trang 102

rộng của lớp móng nên rộng hơn lớp mặt mỗi bên từ 0,3-0,5m. Theo kinh nghiệm của trung quốc lớp móng của đường bê tông xi măng phải là vật liệu có gia cố. c) . Lớp tạo phẳng - Lớp tạo phẳng có tác dụng đảm bảo độ bằng phẳng của lớp móng, đảm bảo tấm dịch chuyển dễ dàng khi nhiệt độ thay đổi, giảm ma sát giữa tấm và móng. - Lớp tạo phẳng có thể bằng giấy dầu, cát trộn nhựa dày 2-3cm hoặc cát vàng dày 3-5cm. Lớp tạo phẳng được bố trí theo cấu tạo mà không tính vào khả năng chịu lực của kết cấu.

d) . Lớp nền đất dưới mặt đường. Trong mọi trường hợp, 30cm nền đất trên cùng dưới lớp móng phải được đầm chặt đạt độ chặt k = 0,98 – 1,00; tiếp dưới 30cm này phải được đầm chặt đạt k = 0,95, đối với các đoạn nền đường mà tình hình thủy văn, địa chất không tốt thì trước khi xây dựng mặt đường phải sử dụng các biện pháp xử lý đặc biệt (thay đất, thoát nước hoặc gia cố). (Tất cả các quy định về kích thước hình học,vai trò... của các bộ phận,tham khảo thêm trong quy trình thiết kế mặt đường cứng 22TCN 223-95) 4.2 .CÁC THAM SỐ THIẾT KẾ ÁO ĐƯỜNG CỨNG. 4.2.1 .Tải trọng tính toán tiêu chuẩn. - Tải trọng tính toán tiêu chuẩn đối với kết cấu áo đường cứng được quy định thống nhất như khi thiết kế áo đường mềm nhưng khi tính toán tải trọng bánh xe được nhân thêm với hệ số xung kích như bảng 4.2 Bảng 4.2. Tải trọng tính toán tính toán tiêu chuẩn và hệ số xung kích

Tải trọng trục tiêu chuẩn, daN

Tải trọng bánh xe tiêu chuẩn, daN

Hệ số xung kích Tải trọng bánh xe tính toán, daN

10.000 12.000 9.500

5.000 6.000 4.750

1.2 1.15 1.2

6.000 6.900 5.700

- Sau khi tính toán với tải trọng tiêu chuẩn, cần kiểm toán tấm bê tông với các xe nặng cá biệt (H30, H13);xe nhiều bánh (XB80);xe xích (T60) xe lu,…các đặc trưng của xe này xem trong quy trình 22TCN 223-95. 4.2.2 . Hệ số triết giảm cường độ n. - Khi tính toán cường độ kết cấu áo đường cứng, cường độ chịu kéo uốn cho phép của bê tông xi măng [б] được xác định bằng cường độ chịu kéo uốn giới hạn Rku nhân với hệ số triết giảm cường độ n quy định tùy thuộc tải trọng và tổ hợp tải trọng tính toán như bảng 4.3. [б] = n.Rku


Trang 103

Ứng suất kéo uốn tại một điểm bất kỳ trong tấm бku≤[б] Bảng 4.3. Hệ số chiết giảm cường độ n

Tổ hợp tải trọng tính toán Hệ số triết giảm cường độ n

Hệ số an toàn k=1/n

- Tính với tải trọng thiết kế - Kiểm toán với xe nặng - Kiểm toán với xe xích - Tác động đồng thời của hoạt tải và ứng suất nhiệt

0,5 0,59-0,83 0,65 0,85-0,9

2,0 1,7-1,53 1,54 1,18-1,11

- n là hệ số tổng hợp triết giảm cường độ xét đến mỏi và các yếu tố ảnh hưởng khác như chất lượng bê tông không đồng nhất. - Theo các kết quả nghiên cứu thì khi tính toán với tải trọng tiêu chuẩn với n=0,5 thì qua 15.106 lần tác dụng của tải trọng tấm BTXM mặt đường vẫn chưa bị phá hoại. Còn đối với các tổ hợp tải trọng tính toán thì số lần tác dụng lặp lại ít hơn nên n có thể cho phép lớn hơn.

4.2.3 .Các chỉ tiêu của bê tông xi măng làm đường. 4.2.3.1 . Cường độ chịu kéo khi uốn Rku. - Là chỉ tiêu chủ yếu của BTXM, dùng để làm căn cứ tính toán chiều dày tấm mặt đường BTXM. - Để xác định cường độ chịu kéo - uốn phải thí nghiệm uốn các mẫu dầm tiêu chuẩn (20x20x80; 15x15x60; 10x10x40) tùy theo kích cỡ của cốt liệu (thường dùng mẫu có kích thước 15x15x60 cm).

Rku = δ.p.l/h3, (kG/cm2)

Trong đó:

- δ: Hệ số tính đổi phụ thuộc vào kích thước của mẫu

- p: Tải trọng phá hoại mẫu (kG) - l: Nhịp tính toán của mẫu (cm) - h: Chiều cao dầm mẫu (cm)

4.2.3.2 . Cường độ chịu nén Rn( mác của bê tông): 20x20x20; 10x10x10 hay 7,07x7,07x7,07 cm; hoặc các mẫu hình trụ 19,5; 15; 7,14 với các chiều cao 39; 30; 14,3 cm.

Rn = α.p/F, (kG/cm2)

Trong đó:

- α: Hệ số tính đổi phụ thuộc vào kích thước của mẫu, tra bảng


Trang 104

- P: Tải trọng phá hoại mẫu, (kG) - F: Diện tích trung bình của tiết diện mẫu, (cm2)

4.2.3.3 . Mô đun đàn hồi của bê tông. - Khi tính toán chiều dày tấm bê tông dùng mô đun đàn hồi xác định khi thí nghiệm uốn dầm bê tông không cốt thép với ứng suất trong bê tông bằng 0,6Rku. - Các chỉ tiêu về cường độ và mô đun đàn hồi của bê tông được quy định ở bảng 4.4.

Bảng 4.4. Các chỉ tiêu của bê tông làm đường

Các lớp kết cấu

Cường độ giới hạn sau 28 ngày, daN/cm2 Mô đun đàn hồi E, daN/cm2 Cường độ chịu kéo uốn Cường độ chịu nén

Lớp mặt 50 45 40

400 350 300

35.104 33.104 31,5.104

Lớp móng của mặt đường bê tông nhựa

35 30 25

250 200 170

29.104 26,5.104 23.104

4.2.4 .Các chỉ tiêu của nền đường.

- Các chỉ tiêu của nền đường Eo, C, ϕ được xác định bằng thí nghiệm ở điều kiện bất lợi nhất về chế độ thủy nhiệt, lấy thống nhất như kết cấu áo đường mềm. - Ngoài ra khi tính toán tấm bê tông theo mô hình nền của Winkler còn có chỉ tiêu hệ số nền k. Hệ số nền k là một thông số đặc trưng cho khả năng chống lại biến dạng của nền. - Hệ số nền k được xác định bằng thí nghiệm nén lún với tấm ép tròn, cứng có đường kính 76cm. Chất tải nên tấm ép cho đến khi tấm ép bị nén lún vào nền (móng) một trị số l=1,27mm hoặc ép đến trị số áp lực p = 0,7kg/cm2 (nếu đất nền vững chắc); lúc đó xác định p (hoặc l) tương ứng và tính k theo công thức:

)/(, 3cmkGlpk =


Trang 105

4.3 .TÍNH TOÁN CHIỀU DÀY TẤM BTXM ĐỔ TẠI CHỖ DƯỚI TÁC DỤNG CỦA TẢI TRỌNG TIÊU CHUẨN. 4.3.1 . Cơ sở lý thuyết tính toán mặt đường bê tông xi măng. - Mặt đường bê tông xi măng sử dụng loại vật liệu có mô đun đàn hồi cao, cường độ chịu nén cao gấp nhiều lần cường độ chịu kéo. Cơ sở lý thuyết tính toán mặt đường bê tông quy trình các nước đều dựa trên lời giải bài toán tấm trên nền đàn hồi. - Phương trình vi phân cân bằng của tấm chịu uốn như sau:

)(14

4

22

4

4

4

RqDy

wyx

wxw

−=∂∂

+∂∂

∂+

∂∂

Trong đó: D - độ cứng của tấm q - Tải trọng bánh xe tác dụng lên tấm R - Phản lực móng tác dụng lên đáy tấm W - Chuyển vị theo chiều thẳng đứng của tấm. Theo mô hình Winkler tại một điểm bất kỳ của nền dưới tấm bê tông phản lực nền tác dụng lên tấm tỷ lệ thuận với độ lún tại điểm đó. R = k. W Trong đó: k là hệ số nền (daN/cm2) đặc trưng cho cường độ lớp móng. 4.3.2 . Phương pháp Westergard.

Hình 4.5. Các vị trí tính toán của bánh xe trên tấm BTXM

(I giữa tấm; II cạnh tấm; III góc tấm) - Công thức đầu tiên để tính ứng suất trong tấm bê tông xi măng tấm lớn do Westergard đề xuất năm 1926 trên cơ sở giải gần đúng bài toán tấm trên nền đàn hồi với mô hình nền Winkler.


Trang 106

- Ông xét ứng suất trong ba trường hợp đặc trưng tải trọng tác dụng: giữa tấm, cạnh và góc tấm. - Khi tải trọng tác dụng ở giữa tấm (vị trí I) gây ra ứng suất kéo lớn nhất ở đáy bản của tấm dưới vị trí tác dụng của tải trọng:

4

4

21 lg)1(275,0KREh

hp

bμ+=∂

Khi tải trọng tác dụng ở giữa cạnh dài tấm (vị trí II):

)71,0(lg)54,01(529,0 4

3

22 −+=∂KREh

hpμ

Khi tải trọng tác dụng ở góc tấm (vị trí III):

6,015,0

3

2

33 )2()1(1213 REh

Kh

p⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ −−=∂

μ

Trong đó: P - Tải trọng tính toán của ô tô đã nhân với hệ số xung kích (daN) R - Bán kính vệt bánh xe (cm) h - Chiều dày tấm bê tông (cm) E - Mô đun đàn hồi tấm bê tông (daN/cm2)

μ - Hệ số Poisson của bê tông μ=0,15

K - Hệ số nền của lớp móng (daN/cm2) Theo các công thức trên ảnh hưởng của độ cứng móng (hệ số nền K) ảnh hưởng không lớn đến ứng suất trong tấm. 4.3.3 . Tính chiều dày tấm bê tông mặt đường theo quy trình 22TCN 223-95. a) Cơ sở tính toán. - Quy trình 22 TCN 223-95 tính toán chiều dày mặt đường BTXM trên cơ sở phương pháp Mednicov, dựa trên phương pháp của Westergard, vì xác định hệ số nền K khó khăn hơn mô đun đàn hồi của nền nên tác giả đã tìm ra quan hệ giữa K và mô đun đàn hồi E0.

0104

30

αRhE

K =

Trong đó: 3

00 ..85,1

EE

RhC=α

C là hệ số thay đổi theo a, R


Trang 107

a là đặc trưng đàn hồi của tấm:

32

0

20

)1()1(61

μμ

−

−=

b

b

EE

ha

Với: μ = 0,15 đối với bê tông; μ0 = 0,3 đối với nền; tác giả tính α0 và lập ra bảng tra α0 = f(E/E0; h/R). b) Công thức tính toán. Theo tiêu chuẩn này, chiều dày của tấm bê tông xi măng được xác định theo công thức:

[ ]∂= tti

ip

hα

Trong đó: - hi chiều dày tấm tương ứng với vị trí đặt tải - Ptt: tải trọng bánh xe tính toán (đã nhân với hệ số xung kích), daN/cm2 - [ỏ]: cường độ chịu kéo uốn cho phép của bê tông xi măng, daN/cm2

[ỏ] = n.Rku - n: Hệ số chiết giảm cường độ khi tính với tải trọng tiêu chuẩn n = 0,5

- αi : hệ số có trị số thay đổi tuỳ theo vị trí tác dụng của tải trọng và các tỉ số

Rh

EE

mch

,

- E: mô đun đàn hồi của bê tông, daN/cm2

- mchE : mô đun đàn hồi chung trên mặt lớp móng, daN/cm2

- D0: là đường kính vệt bánh xe quy đổi, D0 = 2R, cm - R: Bán kính của diện tích vệt bánh xe tính toán, cm

- Khi tính toán chiều dày tấm cho trường hợp tải trọng tác dụng ở giữa tấm, cạnh tấm và góc tấm thì phân biệt dùng các hệ số α1, α2, α3. Trong ba trị số đó phải chọn trị số chiều dày h lớn nhất. Các hệ số α1, α2, α3 được tra bảng 4.1;4.2;4.3( Trang 50,52,52 trong 22TCN223-95), vì h phụ thuộc vào α và α lại phụ thuộc vào h nên phải dùng phương pháp thử dần khi tính toán, nhưng cũng không phải tính toán nhiều lần vì quy trình đã quy định phạm vi áp dụng của chiều dày h.


Trang 108

Bảng 4.1. Hệ số α1 (khi tải trọng tác dụng tại giữa tấm).

c) Trình tự tính toán.

- Thiết kế cấu tạo kết cấu, loại vật liệu, chiều dày các lớp. - Xác định các đặc trưng tính toán của vật liệu

- Giả định một chiều dày của tấm bê tông hgd (18-24cm) để tính ra mchE và các tỷ số

mchEE

Rh ; sau đó tra bảng xác định các hệ số α1, α2, α3

- Lấy giá trị αmax thay vào công thức tính chiều dày để tìm được htt

- So sánh htt với hgd nếu thoả mãn %5%100.0 ≤−

≤gd

ttgd

hhh

thì chấp nhận được chiều dày tấm

bê tông đã giả định. Nếu không thoả mãn thì giả định và tính toán lại đến khi phù hợp. 4.4 . KIỂM TOÁN CHIỀU DÀY TẤM BTXM DƯỚI TÁC DỤNG CỦA XE NẶNG CÁ BIỆT. 4.4.1 . Cơ sở tính toán, công thức tính toán. - Cơ sở tính toán dựa trên phương pháp Sekter, theo tác giả dưới tác dụng của tải trọng phân bố đều trên diện hình tròn, sinh ra mô men hướng tâm và mô men tiếp tuyến, như ở hình 4.5 - Khi kiểm toán tác dụng của xe nặng cá biệt hoặc của các trục xe nhiều bánh người ta thường cắt một dải rộng b=1m để xác định tổng mô men uốn theo các hướng, xác định được hướng có tổng mô men uốn lớn nhất và từ đó xác định được chiều dày tấm.


Trang 109

- Ta có ứng suất trong tấm:

W

M∑=∂ mà 6.1

6. 22 hhbW == ⇒ 2

6h

M∑=∂

Do đó chiều dày tấm bê tông mặt đường được tính theo công thức:

[ ]∂= ∑M

h6

Trong đó:

- [ ]∂ : cường độ chịu kéo khi uốn cho phép của bê tông, daN/cm2;

[ ] kuRn.=∂

n: Hệ số triết giảm cường độ khi kiểm toán với xe nặng cá biệt.

- ∑M - tổng mô men uốn, daN.cm/cm.

Tuỳ loại xe cần kiểm toán mà mô men uốn được xác định theo công thức sau 4.4.2 . Cách xác định mô men uốn. a) . Đối với xe nặng: Hình 4.6b - Mô men uốn hướng tâm và tiếp tuyến do tải trọng phân bố đều trên diện tích vòng tròn vệt bánh tương đương R sinh ra ngay dưới bánh xe:

( )aR

CPMM tt

TF πμ

21+

==

- Mô men hướng tâm và tiếp tuyến do tải trọng tập trung của bánh xe bên cạnh gây ra: ( ) ttF PBAM μ+=

( ) ttF PABM μ+=

Hình 4.6. Sơ đồ xác định mômen uốn thiết kế trong tấm BTXM


Trang 110

Trong đó: - MF (daN.cm): mô men hướng tâm hay mô men uốn pháp tuyến làm cho tấm bị uốn vuông

góc với bán kính tạo thành các đường nứt vòng. - MT (daN.cm): mô men tiếp tuyến làm cho tấm bị uốn theo tạo ra các đường nứt hướng

tâm. - Ptt: tải trọng bánh xe tính toán đã nhân với hệ số xung kích, daN.

- μ: Hệ số poát xông của bê tông, μ = 0,15.

- A, B: các tham số xác định theo tích số ar. - C: tham số xác định theo aR. Các trị số ar và aR tra bảng. - r: khoảng cách giữa điểm tác dụng tải trọng đến điểm cần tính mô men, cm. - a: hệ số có liên quan đến độ cứng hình trụ của tấm, đã nêu ở mục trên. - Với E: mô đun đàn hồi của bê tông, daN/cm2;

- mchE : mô đun đàn hồi chung trên mặt lớp móng, daN/cm2;

- 0, μμb : hệ số poát xông của bê tông và của lớp móng, 0μ = 0,3 – 0,4.

Các giá trị ar, aR, A, B, C tra ở các bảng dưới đây.


Trang 111

Bảng 4.5 .Giá trị của ar và aR


Trang 112

Bảng 4.6. Giá trị của các hệ số A,B,C

b) . Đối với xe xích, xe nhiều bánh. - Nếu cần kiểm toán chiều dày tấm dưới tác dụng của tải trọng xe xích, xe nhiều bánh, xe lu,…thì dùng phương pháp cộng tác dụng: chia nhỏ để quy đổi về lực tập trung, tính mô men hướng tâm và tiếp tuyến do các lực tập trung gây ra (hình 4.6a) trên tiết diện đơn vị. Sau đó tính tổng mô men gây ra trên tiết diện ở hướng trục X, Y (hình 4.7). - Vì có rất nhiều lực tập trung gây ra các mô men uốn theo các hướng khác nhau nên để tìm hướng có tổng mô men uốn lớn nhất , người ta phải chiếu các mô men xuống các trục X, Y trong hệ trục OXY.

Hình 4.7. Sơ đồ xác định mô men Mx trên một dải rộng 1m


Trang 113

* Xác định Mx: Theo hình 4.7 ta có các mô men MF và MT trên dải rộng 1m lần lượt chiếu xuống trục X là MF.cosα và MT.sinα tác dụng trên dải rộng 1/cosα và 1/sinα. Do đó ta có:

αα

α

α

α

α 22 sincos

sin1sin

cos1cos

TFTF

x MMMMM +=+=

* Xác định My:

Tương tự ta cũng xác định được αα 22 cossin TFy MMM +=

Kết hợp lại ta được các công thức tính mô men trục X và Y

αα 22 sincos TFx MMM +=

αα 22 cossin TFy MMM +=

Với α là góc tạo thành giữa trục mà theo hướng của nó ta xét các mô men với đường thẳng nối liền điểm tác dụng lực với điểm tìm mô men. 4.4.3 . Trình tự kiểm toán. - Sau khi tính toán chiều dày tấm với tải trọng tiêu chuẩn xác định được chiều dày tấm bê tông h ,các bước kiểm toán như sau:

- Từ phân tích tải trọng kiểm toán, tính các mô men uốn

- Tìm hướng có tổng mô men uốn lớn nhất ∑ maxM sau đó thay h và ∑ maxM vào công thức

để tìm ra ứng suất lớn nhất trong tấm 2max

max

.6hM∑=∂ .

- So sánh nếu [ ] kuRn.max =∂≤∂ thì đạt yêu cầu, còn nếu không thoả mãn thì phải tăng chiều dày tấm bê tông và kiểm toán lại (hoặc lấy giá trị h quy tròn theo công thức 5.14). 4.5 .KIỂM TOÁN CHIỀU DÀY TẤM BÊ TÔNG DƯỚI TÁC DỤNG ĐỒNG THỜI CỦA TẢI TRỌNG VÀ ỨNG SUẤT NHIỆT . - Khi nhiệt độ tăng giảm tấm bê tông co dãn phát sinh ma sát giữa tấm và móng. Lực ma sát gây ứng suất kéo uốn dưới đáy tấm có thể làm nứt tấm, đặc biệt nguy hiểm trong trường hợp nhiệt độ giảm. - Khi nhiệt độ ở mặt trên và dưới tấm bê tông chênh lệch nhau thì trong tấm bê tông sẽ sinh ra các ứng suất uốn vồng, các ứng suất này cộng với các ứng suất trong tấm bê tông do tải trọng gây ra có thể vượt quá ứng suất cho phép. Vì vậy cần phải kiểm toán với tổ hợp tải trọng tiêu chuẩn và ứng suất nhiệt.


Trang 114

4.5.1 . Kiểm toán ứng suất kéo uốn ở đáy tấm bê tông khi nhiệt độ giảm đều. - Khi nhiệt độ tăng, giảm tấm bê tông bị dãn hay co lại hình thành lực ma sát giữa tấm và móng. Nguy hiểm là khi tấm co lại vì lúc đó lực ma sát ngược chiều với ứng suất kéo uốn dưới đáy tấm (hình 4.8).

Hình 4.8. Sơ đồ tính toán xác định chiều dài tấm

(Khoảng cách giữa 2 khe co) - Khi nhiệt độ giảm, tấm co lại phát sinh ma sát giữa tấm và móng, lực ma sát lớn nhất trên một đơn vị diện tích đáy tấm: CtghCtgPS +=+= ϕγϕ ..max (5.20)

Trong đó: P - Áp lực tấm bê tông tác dụng lên lớp móng;

ϕ - góc nội ma sát;

C - Lực dính đơn vị (daN/cm2); h - Chiều dày tấm bê tông (cm);

γ - Dung trọng của bê tông (daN/cm3).

Giá trị C, ϕ phụ thuộc vào lớp phân cách hay lớp móng (tra bảng )

- Trong tính toán người ta sử dụng giá trị trung bình Stb = 0,7 Smax.


Trang 115

- Lực ma sát lớn nhất trên một nửa tấm F = Stb.B.L/2 Ứng suất lớn nhất đáy tấm do kéo lệch tâm với lực kéo F, độ lệch tâm e = h/2

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=∂

he

hBF 61.max

Từ đó chiều dài L:

[ ]( )Ctgh

hL+

∂=

ϕγ ..4,1

Từ công thức trên thấy rằng: - Chiều dài L của tấm phụ thuộc vào cường độ bê tông, chiều dày tấm và ma sát giữa tấm và móng (vật liệu cách ly hai lớp). Trong thực tế với mặt đường bê tông không cốt thép với đường quốc lộ L = 5-6m, với đường bê tông cho mặt đường giao thông nông thôn chiều dài L = 3m là hợp lý. - Ngày nay một số công trình người ta sử dụng mặt đường bê tông cốt thép liên tục, không có khe co, khe dãn trùng với khe công tác. Loại mặt đường này không phải không có vết nứt mà chỉ có tác dụng tăng khoảng cách giữa các vết nứt và khống chế mở rộng vết nứt mà thôi. - Kiểm toán chiều dài tấm có tính tham khảo vì trong quy trình không bắt buộc kiểm tra

Bảng 4.7. Giá trị C, ϕ phụ thuộc vào lớp phân cách hay lớp móng.

Vật liệu C (daN/cm2) tgϕ

Lớp làm phẳng bằng cát Lớp giấy dầu Xỉ lò cao Đá dăm chèn Á cát trộn nhựa Á sét và á sét bụi trộn nhựa Sỏi sạn

0,3 0,5 0,9 0,2 0,2 – 0,35 0,2 – 0,25 0,5

0,7 0,9 0,8 1,2 0,46 – 0,7 0,36 – 0,66 0,58 – 0,84

4.5.2 . Kiểm toán ứng suất trong tấm bê tông do thay đổi nhiệt độ. - Khi có sự chênh lệch nhiệt độ giữa bề mặt và đáy tấm, dẫn tới chiều dài tấm không đều vì vậy xuất hiện hiện tượng cong vênh, nhưng do trọng lượng và liên kết tấm với các tấm xung quanh làm phát sinh ứng suất trong tấm. - Westergard là người đầu tiên giải bài toán lý thuyết đối với tấm bê tông xi măng kích thước vô hạn (tấm dài mà hẹp) bị hạn chế uốn vồng một phần với các giả thiết:


Trang 116

- Tấm đặt trên nền theo mô hình Winkler; - Nhiệt độ thay đổi tuyến tính theo bề dày tấm; - Tấm và móng trước và sau vẫn giữ nguyên sự tiếp xúc; - Bỏ qua trọng lượng bản thân tấm.

- Sau đó Brabbury đã phát triển kết quả Westergard và đã đưa ra đước các công thức tính toán ứng suất uốn vồng do nhiệt độ.

- Khi nhiệt độ ở mặt trên và mặt dưới của tấm bê tông chênh nhau ( )Ct oΔ thì trong tấm bê tông sẽ sinh ra ứng suất uốn vồng tính theo các công thức sau:

( ) tCCEyxt Δ+

−=∂ μ

μα

)1(2 21

( ) tCCExyn Δ+

−=∂ μ

μα

)1(2 21

tCExc Δ

−=∂

)1(2 21

μα

Trong đó: - E1: là mô đun đàn hồi của bê tông. - tσ : ứng suất uốn vồng theo hướng dọc ở giữa tấm, daN/cm2.

- nσ : ứng suất uốn vồng theo hướng ngang ở giữa tấm, daN/cm2.

- cσ : ứng suất uốn vồng theo hướng dọc ở cạnh tấm, daN/cm2.

- ∆t: chênh lệch nhiệt độ giữa mặt trên và mặt dưới tấm bê tông, có thể lấy ∆t = 0,84h

- µ: hệ số poát xông của bê tông, µ = 0,15. - Cx, Cy: các hệ số có giá trị thay đổi theo tỷ số L/l và B/l, được xác định tra bảng 4.8; L -

chiều dài tấm bê tông (tức khoảng cách giữa hai khe co); B - Chiều rộng tấm bê tông; l - bán kính độ cứng của tấm bê tông xác định theo công thức:

36,0 mchE

El =

Bảng 4-8. Giá trị Cx, Cy

lL

và lB

3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0

CX, Y 0,19 0,42 0,07 0,91 1,01 1,07 1,08


Trang 117

4.5.3 . Trình tự kiểm toán - Khi kiểm toán tác dụng phối hợp của ứng suất do nhiệt độ và ứng suất do tải trọng xe chạy, nếu ứng suất tổng hợp lớn hơn cường độ chịu uốn cho phép của bê tông thì phải giảm bớt chiều dài tấm hoặc tăng chiều dày giả định của tấm rồi kiểm toán lại với ứng suất tổng hợp. - Từ công thức ta tính ra được các ứng suất gây ra do tải trọng tiêu chuẩn σTT trong tấm bê

tông 2

.hPttα

σ = . Tùy từng giá trị α mà có các ứng suất theo các vị trí và hướng trong tấm.

- Xác định các ứng suất sinh ra do nhiệt theo các hướng trong tấm σNHIET. - Tìm hướng có ứng suất tổng hợp σTH = (σTT + σNHIET) lớn nhất và kiểm toán σTHmax ≤ [σ] = n.Rku là đạt yêu cầu, còn không thỏa mãn thì phải thiết kế lại và kiểm toán lại. Hoặc có thể khống chế ứng suất nhiệt lớn nhất trong tấm bê tông theo công thức sau: ΣNHIET ≤ (0,3 ÷0,4)Rku.


Trang 118

4.6 . TÍNH TOÁN CHIỀU DÀY LỚP MÓNG CỦA MẶT ĐƯỜNG BTXM.

- Dưới tác dụng lặp lại của tải trọng , đất nền đường có thể bị biến dạng dẻo. Lớp móng dưới mặt đường BTXM phải đảm bảo cho đất nền đường phía dưới không xuất hiện biến dạng dẻo (không bị trượt) với điều kiện: τam + τab ≤ k.C Trong đó: - τam là ứng suất cắt hoạt động lớn nhất do tải trọng xe chạy gây ra trong nền đất.Được xác định bằng cách tra toán đồ. - τab là ứng suất do tĩnh tải ( Trọng lượng bản thân các lớp kết cấu phía trên gây ra cũng tại điểm đang xét).Được xác định bằng cách tra toán đồ. - C là lực dính của đất. - k là hệ số tổng hợp,đặc trưng cho sự làm việc của kết cấu áo đường. k = k1* k’ - k1 là hệ số xét đến sự ảnh hưởng của sự lặp lại tải trọng.(Tra bảng) - k’ là hệ số xét đến sự không đồng nhất của điều kiện làm việc của mặt đường cứng theo chiều dài đường( Xác định bằng cách tra bảng). - Việc tính toán trên thực sự chỉ mang ý nghĩa về mặt lý thuyết vì trên thực tế ứng suất cắt do tải trọng truyền xuống tầng móng rất nhỏ(Tầng mặt là tấm BTXM có độ cứng rất lớn).Trong khi đó,qua thực tế khai thác người ta nhận thấy rằng tầng móng có ảnh hưởng rất quan trọng đến tuổi thọ và mức độ bền vững của loại mặt đường này.Do đó,đối với tầng móng,ngoài yêu cầu kiểm tra theo điều kiện trên,thường yêu cầu bắt buộc về mặt cấu tạo.


Trang 119

Chương V: THIẾT KẾ,TÍNH TOÁN HỆ THỐNG THOÁT NƯỚC MẶT

VÀ THOÁT NƯỚC NGẦM 5.1 .TỔNG QUAN VỀ HỆ THỐNG THOÁT NƯỚC MẶT VÀ THOÁT NƯỚC NGẦM. - Các công trình thoát nước đường ô tô có tác dụng tập trung thoát nước nền-mặt đường hoặc ngăn chặn không cho nước ngấm vào phần trên của nền đất,đảm bảo cho chế độ ẩm của nền đường luôn ổn định không gây nguy hiểm cho nền đường. 5.1.1 .Hệ thống thoát nước mặt. a) Độ dốc ngang mặt đường. - Độ dốc ngang phụ thuộc vào loại vật liệu làm mặt đường.Mặt đường càng ít bằng phẳng thì độ dốc ngang phải càng lớn vì nước có thể đọng trên mặt đường lâu hơn do sức cản dòng chảy lớn.Mặ khác,độ dốc ngang càng lớn thì xe chạy càng bất lợi,vì vậy cần lựa chọn độ dốc ngang phù hợp để đảm bảo điều kiện thoát nước. b) Rãnh dọc(rãnh biên),rảnh đỉnh,thùng đấu,đê con trạch,thềm đất... c) Dốc nước và bậc nước. d) Công trình thoát nước qua đường:Cầu,cống,đường thấm và đường tràn... e) Các công trình hướng nước và nắn dòng. 5.1.2 . Hệ thống thoát nước ngầm. - Tác dụng của hệ thống này là ngăn chặn,tháo và hạ mực nước ngầm,đảm bảo nền đường không bị ẩm ướt do đó cải thiện chế độ thủy nhiệt của nền mặt đường. 5.1.3 . Trình tự thiết kế bố trí hệ thống thoát nước nền đường. - Bố trí rãnh đỉnh trên sườn núi để ngăn nước chảy về đường trong trường hợp lưu lượng nước từ sườn núi lớn,rãnh dọc không thoát nước kịp. - Đối với những đoạn đường đào,nửa đào nửa đắp hoặc nền đường đắp thấp thì cần bố trí rãnh dọc(rãnh biên) hai bên đường để thoát nước mặt đường,lề đường và taluy 2 bên đảm bảo nền đường luôn khô ráo. - Thiết kế mương rãnh dẫn nước từ rãnh đỉnh,rãnh biên ra các vị trí trũng,sông suối hoặc cầu cống gần đó. - Nếu có nước ngầm gây hại tới nền đường thì phải bố trí các công trình thoát nước ngầm kết hợp với hệ thống thoát nước mặt.


Trang 120

5.2 .THIẾT KẾ VÀ TÍNH TOÁN THỦY LỰC RÃNH. 5.2.1 . Thiết kế rãnh. a) Nội dung công tác thiết kế rãnh bao gồm: - Thiết kế bình đồ rãnh thoát nước. - Các thông số hình học của rãnh,bao gồm:Độ dốc dọc,kích thước mặt cắt ngang... - Hình thức gia cố rãnh. b) Những yêu cầu khi thiết kế rãnh. - Tiết diện và độ dốc rãnh phải đảm bảo thoát được lưu lượng nước tính toán với kích thước hợp lý.Độ dốc rãnh thiết kế không được nhỏ hơn 0,5%(Trong 1 số trường hợp cá biệt có thể sử dụng độ dốc 0,3% nhưng trên chiều dài nhỏ) - Khi thiết kế rãnh cố gắng giảm bớt số chỗ ngoặt để tránh hiện tượng ứ đọng bùn cát những vị trí này. - Mép rãnh đỉnh,rãnh dẫn nước phải cao hơn mực nước chảy trong rãnh một khoảng là 0,25m. - Để đảm bảo nền đường luôn khô ráo,không bị đầy tràn và lòng rãnh không bị xói phải cố gắng tìm cách bố trí nhiều chỗ thoát nước ra vị trí mương hoặc khe suối gần đó. 5.2.2 . Gia cố chống xói rãnh. - Việc quyết định gia cố rãnh hoặc hình thức gia cố phụ thuộc vào độ dốc dọc rãnh ,tốc độ nước chảy trong rãnh và điều kiện địa chất phía dưới đáy rãnh.

- Các hình thức gia cố rãnh bao gồm: • Gia cố lát cỏ hai mái taluy rãnh hoặc cả đáy rãnh nếu bề rộng đáy rãnh đủ lớn. • Lát đá: Tùy theo cỡ đá,chiều dày lớp gia cố có thể được quy định như sau:

12-:- 14cm nếu sử dụng đá nhỏ. 14-:- 16cm nếu sử dụng đá vừa. 16-:- 18cm nếu sử dụng đá lớn.


Trang 121

• Gia cố bằng betong: Khi tốc độ nước chảy trong rãnh lớn có thể sử dụng bê tông để gia cố,có thể sử dụng betong nghèo rải trên lớp móng đá dăm hoặc sử dụng các tấm bê tông để gia cố.

Hình 5.1. Gia cố rãnh bằng lát cỏ kẻ theo ô

Hình 5.2. Gia cố rãnh bằng đá lát


Trang 122

5.3 .CÁC CÔNG TRÌNH THOÁT NƯỚC MẶT THƯỜNG GẶP.

5.3.1 . Rãnh dọc (Rãnh biên). - Rãnh dọc làm để thoát nước mưa từ mặt đường,lề đường và diện tích 2 bên dành cho đường,có tác dụng làm cho nền đường luôn khô ráo,đảm bảo ổn định cho nền đường khi trời mưa. - Rãnh dọc cần được bố trí trong nền đường đào,nửa đào nửa đắp và nền đường đắp thấp dưới 0,6m. - Kích thước của rãnh biên trong điều kiện bình thường được thiết kế theo cấu tạo định hình mà không yêu cầu tính toán thuỷ lực. Chỉ trường hợp nếu rãnh biên không những chỉ thoát nước bề mặt đường, lề đường và diện tích dải đất dành cho đường mà còn để thoát nước lưu vực hai bên đường thì kích thước rãnh biên được tính toán theo công thức thuỷ lực, nhưng chiều sâu rãnh không được quá 0,80 m. - Tiết diện của rãnh có thể là hình thang, hình tam giác, hình chữ nhật. Phổ biến dùng rãnh tiết diện hình thang có chiều rộng đáy rãnh 0,40 m, chiều sâu tính từ mặt đất tự nhiên tối thiểu là 0,30 m, taluy rãnh nền đường đào lấy bằng độ dốc taluy đường đào theo cấu tạo địa chất. Rãnh tam giác được sử dụng ở những nơi địa chất khó thi công như đá...Trong đường đô thị thường sử dụng rãnh mặt cắt hình vuông để tiết kiệm diện tích.

Hình 5.3. Tiết diện rãnh hình thang và hình tam giác

- Để tránh lòng rãnh không bị ứ đọng bùn cát, độ dốc lòng rãnh không được nhỏ hơn 0,5 %, trong trường hợp đặc biệt, cho phép lấy bằng 0,3 %. - Khi quy hoạch hệ thống thoát nước mặt chú ý không để thoát nước từ rãnh nền đường đắp chảy về nền đường đào, trừ trường hợp chiều dài nền đường đào ngắn hơn 100 m, không cho nước chảy từ các rãnh đỉnh, rãnh dẫn nước, v.v.. chảy về rãnh dọc và phải luôn luôn tìm cách tháo nước rãnh dọc về chỗ trũng, ra sông suối gần đường hoặc cho thoát qua đường nhờ các công trình thoát nước ngang đường. Đối với rãnh tiết diện hình thang cứ cách tối đa 500 m và tiết diện tam giác cách 250 m phải bố trí cống cấu tạo để thoát


Trang 123

nước từ rãnh biên về sườn núi bên đường. Đối với các cống cấu tạo không yêu cầu tính toán thuỷ lực. - Tần suất thiết kế của rãnh biên là 4%. 5.3.2 .Rãnh đỉnh.

- Khi diện tích lưu vực sườn núi đổ về đường lớn hoặc khi chiều cao taluy đào ≥ 12 m thì phải bố trí rãnh đỉnh để đón nước chảy về phía đường và dẫn nước về công trình thoát nước, về sông suối hay chỗ trũng cạnh đường, không cho phép nước đổ trực tiếp xuống rãnh biên. - Rãnh đỉnh thiết kế với tiết diện hình thang, chiều rộng đáy rãnh tối thiểu là 0,50 m, bờ rãnh có taluy 1 : 1.5, chiều sâu rãnh xác định theo tính toán thuỷ lực và đảm bảo mực nước tính toán trong rãnh cách mép rãnh ít nhất 20 cm nhưng không nên sâu quá 1,50 m. - Độ dốc của rãnh đỉnh thường chọn theo điều kiện địa hình để tốc độ nước chảy không gây xói lòng rãnh. Trường hợp do điều kiện địa hình bắt buộc phải thiết kế rãnh đỉnh cố độ dốc lớn thì phải có biện pháp gia cố lòng rãnh thích hợp, tốt nhất là gia cố bằng đá hộc xây hay bằng tấm bê tông hoặc thiết kế rãnh có dạng dốc nước hay bậc nước. Để tránh ứ đọng bùn cát trong rãnh, độ dốc của rãnh không được nhỏ hơn 3 0/00 ÷ 5 0/00.

Hình 5.4. Rãnh đỉnh trên nền đường đào.

- Vị trí của rãnh đỉnh cách mép taluy nền đường đào ít nhất là 5 m và đất thừa do đào rãnh đỉnh được đắp thành một con trạch (đê nhỏ) về phía dốc đi xuống của địa hình (phía thấp); bề mặt con trạch có độ dốc ngang 2 % về phía rãnh và chân của nó cách mép taluy nền đường đào ít nhất là 1 m.


Trang 124

5.3.3 .Rãnh dẫn nước. - Rãnh dẫn nước được thiết kế để dẫn nước từ các nơi trũng cục bộ về một công trình thoát nước gần nhất hoặc từ rãnh dọc, rãnh đỉnh về chỗ trũng hay về cầu cống, hoặc để nối tiếp giữa sông suối với thượng và hạ lưu cống. - Rãnh dẫn nước không nên thiết kế dài quá 500 m. Đất đào từ rãnh được đắp thành con đê nhỏ dọc theo rãnh. Nếu rãnh dẫn nước bố trí dọc theo nền đường thì mép rãnh cách chân taluy nền đường ít nhất là 3 m đến 4 m và giữa rãnh và nền đường có đê bảo vệ cao 0,50 m đến 0,60 m. - Hướng của rãnh nên chọn càng thẳng càng tốt. Ở những nơi chuyển hướng, bán kính đường cong nên lấy bằng từ 10 lần đến 20 lần chiều rộng đáy trên của rãnh và không được nhỏ hơn 10 m. - Tiết diện của rãnh xác định theo tính toán thuỷ lực nhưng chiều sâu của rãnh không nên nhỏ hơn 0,50 m và đáy rãnh không nhỏ hơn 0.40m, mép bờ rãnh phải cao hơn mực nước chảy trong rãnh ít nhất là 0,20 m. - Tần suất tính lưu lượng của rãnh dẫn nước lấy bằng tần suất của công trình thoát nước liên quan.

Hình 5.5. Rãnh dẫn nước từ một suối nhỏ về công trình nhân tạo trên suối lớn


Trang 125

5.4 .THIẾT KẾ CÔNG TRÌNH THOÁT NƯỚC NGẦM.

Nước ngầm: Là phần nước nằm dưới đất,dưới tác dụng của trọng lực chảy theo độ dốc của các lớp đất không thấm nước. - Khi thiết kế các công trình thoát nước ngầm cần quan tâm đến những yếu tố: Vị trí và dạng nước ngầm,hướng dòng chảy,tốc độ và lưu lượng của mực nước ngầm.Những yếu tố này được xác định bằng cách khảo sát tại thực địa. 5.4.1 . Rãnh ngầm,tác dụng và phân loại. - Rãnh ngầm có tác dụng cắt và hạ mực nước ngầm.Tùy theo vị trí và tác dụng có thể phân loại rãnh ngầm: a) Rãnh ngầm làm dưới đáy rãnh dọc hay dưới nền đường để hạ mực nước ngầm dưới phần

xe chạy

Hình 5.6. Các phương án bố trí rãnh ngầm trên đường ô tô. b) Rãnh ngầm đặt trong taluy nền đường đào,đảm bảo taluy luôn khô ráo và mái dốc ổn định hơn. c) Rãnh ngầm đặt sau tường chắn đất,sau mố cầu.. d) Rãnh ngầm thoát nước đặt dưới các lớp kết cấu áo đường. 5.4.2 . Cấu tạo rãnh thoát nước ngầm. - Rãnh thoát nước ngầm gồm có 2 loại: Rãnh loại hở và loại kín

• Loại hở: Chỉ dùng trong trường hợp mực nước ngầm cao. • Loại kín: Dùng trong trường hợp mực nước ngầm sâu.


Trang 126

Hình 5.7. Rãnh thoát nước ngầm kiểu kín

- Cấu tạo của rãnh thoát nước ngầm loại kín được thiết kế theo sơ đồ tổng quát như sau: Phía trên cùng của rãnh đắp bằng vật liệu (đất) không thấm nước và được lèn chặt để giữ không cho nước mưa ngấm xuống rãnh; sau đó là hai lớp cỏ lật ngược để giữ không cho đất rơi xuống các lớp vật liệu lọc nước bên dưới; dưới lớp cỏ này là lớp cát và sau đó là lớp đá dăm hay sỏi cuội; dưới cùng để tăng khả năng thoát nước của rãnh thường có một ống thoát nước hoặc hầm thoát nước. - Ống thoát nước ở rãnh ngầm thường dùng là ống bê tông đường kính thoát nước nhỏ nhất là 15 cm – 20 cm hoặc có thể bằng sành, bằng gạch hay đá xây có đường kính 30 cm – 50 cm chiều dài mỗi đốt ống thoát nước 0,3 m – 0,6 m; ống thoát nước đặt giáp nhau, khe hở 1 cm – 0,5 cm để cho nước có thể chảy vào ống thoát nước. 5.4.3 . Nội dung thiết kế thoát nước ngầm. - Nội dung công tác thiết kế thoát nước ngầm bao gồm:

• Chọn tuyến rãnh thoát nước. • Lên trắc dọc rãnh thoát nước. • Xác định vị trí giếng quan sát,chỗ thoát nước ngầm. • Tính toán kích thước và lựa chọn kết cấu công trình thoát nước.

-----oOo-----

bai giang nen - mat duong_f(1)

Documents