CHAPTER 2. LITERATURE REVIEW2.1. FW

CHAPTER 2. LITERATURE REVIEW
2.1. FWD Modulus Versus Laboratory Resilient Modulus
In previous studies (Ping et al. 2002, Rahim and George. 2003, Daleiden et al.
1994, Lee et al. 1988), FWD tests and laboratory tests were performed on subgrade soils
(fine-grained and coarse-grained) in several different locations around the country. The
difference between the FWD back-calculated modulus and the laboratory resilient
modulus was not close to the value designated by AASHTO (ASSHTO design guide
1986, 1993 recommends the resilient modulus (Mr) from the FWD test to be 2-3 times
higher than the Mr from laboratory resilient modulus test). There are several possible
reasons for these results.
The samples collected for the laboratory triaxial load test are all disturbed samples.
These samples do not represent the actual conditions of the subgrade in the field,
and need to be recompacted before the test. (Ping et al. 2002, Rahim and George.
2003, Daleiden et al. 1995, Lee et al. 1988, Hossain et al. 2000).
The samples were tested immediately test after they were compacted. (Ping et al.
2002).
The confining pressure on the sample is applied through compressed air, which is
a weak imitation of the self induced passive earth pressure in the field (Ping et al.
2002, Rahim and George. 2003).
Different volumes of samples are tested in the laboratory and in the field (Rahim
and George. 2003).
6
The FWD back-calculation program is not a unique method and is based on the
linear elastic theory of multiple layer pavement structures while the pavement is
not elastic (Ping et al. 2002)
Greater variations are seen in test site with extensive cracking (Lee et al. 1988).
The variations in resilient modulus can also be caused by different types of soils
(fine-grained or coarse-grained) and climatic conditions. In terms of the time of the year,
resilient modulus of subgrade is typically 12 to 4 times higher in the coldest months
(December, January and February) as compared to the rest of the year (Jong et al. 1998).
This is mainly because of the stiffness increase caused by the freezing of the moisture in
the subgrade (Jong et al. 1998). Resilient modulus also becomes substantially lower in
the thawing period (March, April) because the melted ice fully saturates the soil and the
soil reaches its weakest state (Watson 2000). Varying precipitation and water table can
affect the subgrade moisture content, thus affecting the resilient moduli. Effect of
precipitation on moisture content of subgrade is not as significant as the freezing;
therefore not much change is observed in resilient modulus values (Hossain et al. 2000).
Soils at OMC have the highest resilient modulus values and decreases at lower or
higher moisture content than OMC (Hossain et al. 2000). This is mainly because of the
higher density of the soil at OMC (Hossain et al. 2000). Fine-grain soils and coarsegrained soils have higher FWD moduli results at higher confining stresses (Rahim and
George. 2003). This effect is more evident in coarse-grained non-cohesive soils. This is
also due to the different change in density of fine-grained soils and coarse-grained soils
with varying confining stresses (Rahim and George. 2003).
7
Temperature of the asphalt concrete layer affects the stiffness of the layer, which
in turn affects the deflection data of the FWD test because the asphalt layer acts a buffer
between the subgrade and the FWD load (Hossain et al. 2000). Significant changes in
FWD resilient moduli are also observed in subgrades with pavements and without
pavements. Subgrades with pavements have higher moduli mainly because of the
increase in the confinement pressure caused by the additional layer. This effect is seen
more in coarse-grained soils than in fine-grained soils (Rahim and George. 2003).
2.2. Subgrade Characterization in MEPDG
2.2.1. Hierarchical Design Inputs – Level 1, Level 2, Level 3
The M-E Pavement Design Guide employs hierarchical design approach to the
pavement design and analysis input parameters. It consists of Level 1, Level 2 and Level
3 inputs, in the order of importance and accuracy. The highest level of design accuracy,
Level 1, requires an agency a capability of performing rigorous laboratory tests as
indicated in the manual. Different level inputs can be chosen for each input parameter for
a given design.
Level 1 inputs result in the highest level of design accuracy, leading to the lowest
level of uncertainty error. For Level 1 inputs, laboratory testing or field testing, such as
the resilient modulus testing of subgrade or non-destructive testing (NDT) such as the
Falling Weight Deflectometer (FWD) is necessary. Consequently, Level 1 inputs demand
much more time and resources than Level 2 and Level 3 inputs. Level 1 design is suitable
to be implemented in major highways where heavy traffic is expected and roadway
8
functional classification is very critical to the transportation system. Level 2 design
provides an intermediate level of accuracy and can have similar results as in the existing
AASHTO Guide. Level 2 design can be used in place of Level 1 design in the case of
unavailability of testing equipment. Level 3 inputs offer the lowest level of accuracy.
2.2.2. Input Parameters for Unbound Materials and Sugrades
Three major categories for the material parameters required for unbound granular
materials and subgrades in the M-E Design Guide are as follows (NCHRP 1994):
Pavement response model material inputs: resilient modulus (Mr) and
Poisson’s ratio;
ECIM material inputs: Plasticity Index (PI), Sieve Analysis (percent passing
No. 200 sieve, percent passing No. 4 sieve, D 60 (mm)), degree of saturation;
Other unbound material parameters: coefficient of lateral pressure (ko).
2.2.2.1. Resilient Modulus-Level 1 design: Laboratory testing
Level 1 design is based on laboratory resilient modulus testing. The NCHRP
report on the new M-E Design Guide (NCHRP 2004) recommends Mr to be obtained
from the repeated triaxial testing or resilient modulus testing following NCHPR 1 -28 A,
“Harmonized test methods for laboratory determination of resilient modulus for flexible
pavement design” or AASHTO T307, “Determining the resilient modulus of soil and
aggregate materials”.
9
Many researchers have proposed numerous predictive models to capture the
resilient behavior of soils. The first model for granular materials is the K-θ model (Seed
et al. 1967) as follows:
2
1
k
Mr k (2. 1)
where k1and k2, = regression coefficients; = sum of principal stresses. This model
describes the resilient behavior of soils only as a function of confining stress, and the
effect of deviator stress is not considered.
The another model for cohesive material is the K-σd model is given by:
2
1
k
Mr k d (2.2)
where σd is deviator stress. The K-σd model is only associated with the deviator stress.
In order to account for both the confining and deviator stresses, Uzan (1985) suggested a
universal model, which is a more advanced model than both the K-θ model and the K-σd
model. The predicted Mr values can be obtained from the following equation:
1 ( ) 2 ( ) k3
da
k
a
a
p p
Mr k p (2.3)
where, k1, k2, k3, = regression coefficients; = sum of principal stresses; pa = reference
pressure = 100 kpa 1 kgf/cm2 2000 psf 14.5 psi; and d = deviator stress in the
same unit as pa.
In the M-E design Guide (NCHRP 2004), resilient modulus is predicted using a
similar model to the equation (2.3), as shown below in equation (2.4):
1 ( ) 2 ( 1) k3
a
k oct
a
a
p p
Mr k p (2.4)
10
where τoct is the octahedral shear stress. The regression coefficients of the predictive
model can be calculated by performing a regression analysis for the laboratory Mr test
data following AASHTO T 307.
2.2.2.2. Resilient Modulus-Level 2 design: Correlations with other material properties
Level 2 design can be selected when laboratory Mr testing is not available. The
value of resilient modulus can be obtained using typical correlations between resilient
modulus and physical soil properties (dry unit weight, Atterberg limits, specific gravity)
or between resilient modulus and strength properties (i.e., CBR, unconfined compressive
strength). The following correlations are suggested in the M-E Design Guide:
CBR = 28.09 (D60) (2.5)
CBR = 75/(1+0.728 (wPI) (2.6)
CBR=292/DCP1.12 (2.7)
Mr = 2555(CBR)0.64 (2.8)
Where D60 = diameter at 60% passing from the grain size distribution (mm); wPI is
weighted plasticity index; CBR = California Bearing Ratio (%); Mr = resilient modulus
(psi); DCP = DCP index (mm/blow). When estimating Mr, the material property is first
related to CBR and then CBR is related to Mr.
For level 2 design, the M-E Design Guide software allows users the following two
options.
Input a representative value of Mr and use EICM to adjust it for the effect of
seasonal climate (i.e., the effect of freezing, thawing, etc.);
11
Input Mr for each month (season) of the year.
2.2.2.2. Resilient Modulus-Level 3 design: Typical Values
For design Level 3, only a typical representative Mr value at optimum moisture
content is required. EICM is used to adjust the representative Mr for the seasonal effect
of climate. Pavement designers may select the representative Mr value without the results
being affected by EICM.
1

Kết quả (Việt) 1:

CHƯƠNG 2. VĂN HỌC REVIEW2.1. FWD mô đun so với phòng thí nghiệm mô đun đàn hồiTrong nghiên cứu trước đây (Ping và ctv 2002, Rahim và George. 2003, Daleiden et al.Năm 1994, Lee et al. 1988), FWD thử nghiệm và thử nghiệm phòng thí nghiệm đã được thực hiện trên subgrade đất(hạt mịn và hạt thô) ở một số địa điểm khác nhau trên khắp đất nước. Cácsự khác biệt giữa các mô đun tính toán trở lại FWD và phòng thí nghiệm đàn hồiMô đun đã không gần với giá trị do AASHTO (ASSHTO thiết kế hướng dẫnnăm 1986, năm 1993 khuyến cáo mô đun đàn hồi (Mr) từ các thử nghiệm FWD để 2 - 3 lầncao hơn ông từ phòng thí nghiệm mô đun đàn hồi thử nghiệm). Có rất nhiều có thểlý do cho những kết quả này.Các mẫu thu thập cho các phòng thí nghiệm triaxial tải thử nghiệm là băn khoăn tất cả mẫu.Các mẫu không đại diện cho các điều kiện thực tế của subgrade trong lĩnh vực,và cần phải được recompacted trước khi thử nghiệm. (Ping và ctv 2002, Rahim và George.Năm 2003, Daleiden et al. 1995, Lee et al. 1988, Hossain et al. năm 2000).Các mẫu đã được thử nghiệm ngay lập tức kiểm tra sau khi họ đã được đầm. (Ping et al.năm 2002).Những áp lực nhốt trên mẫu được áp dụng thông qua không khí nén, làmột giả yếu của tự gây ra áp lực thụ động trái đất trong lĩnh vực (Ping et al.Năm 2002, Rahim và George. năm 2003).Các khối lượng khác nhau của mẫu đang được thử nghiệm trong phòng thí nghiệm và trong lĩnh vực (Rahimvà George. năm 2003).6Chương trình tính toán trở lại FWD không phải là một phương pháp duy nhất và được dựa trên cáctuyến tính đàn hồi lý thuyết của nhiều cấu trúc lớp vỉa hè trong khi vỉa hèkhông đàn hồi (Ping et al. 2002)Lớn hơn các biến thể được nhìn thấy trong trang web thử nghiệm với rộng rãi nứt (Lee et al. năm 1988).Các biến thể trong mô đun đàn hồi cũng có thể được gây ra bởi các loại khác nhau của đất(hạt mịn hoặc hạt thô) và điều kiện khí hậu. Về thời gian của năm,Các mô đun đàn hồi của subgrade là thường 12-4 lần cao hơn trong những tháng lạnh nhất(Tháng mười hai, tháng Giêng và tháng hai) so với phần còn lại của năm (Jong et al. năm 1998).Đây là chủ yếu là do sự gia tăng độ cứng do đóng băng của độ ẩm trongsubgrade (Jong et al. năm 1998). Mô đun đàn hồi cũng trở nên thấp hơn đáng kể ởsự tan băng thời gian (tháng, ngày) vì băng tan chảy hoàn toàn saturates đất và cácđất đạt đến trạng thái yếu nhất của nó (Watson năm 2000). Mưa và bảng nước khác nhau có thểảnh hưởng đến nội dung độ ẩm subgrade, do đó ảnh hưởng đến moduli đàn hồi. Tác dụng củamưa ngày nội dung độ ẩm của subgrade là không phải là quan trọng như đóng băng;Vì vậy không có nhiều thay đổi được quan sát thấy trong các mô đun đàn hồi giá trị (Hossain et al. năm 2000).Đất tại OMC có giá trị cao nhất mô đun đàn hồi và giảm thấp hơn hoặcnội dung độ ẩm cao hơn so với OMC (Hossain et al. năm 2000). Đây là chủ yếu là vì của cácmật độ cao hơn của đất tại OMC (Hossain et al. năm 2000). Mỹ hạt đất và coarsegrained đất có cao FWD moduli kết quả tại nhấn mạnh nhốt cao (Rahim vàGeorge. Năm 2003). hiệu ứng này là rõ ràng hơn trong đất hạt thô không cố kết. Điều này làcũng do sự thay đổi khác nhau ở mật độ của đất hạt mịn và đất hạt thôvới khác nhau căng thẳng nhốt (Rahim và George. 2003).7Nhiệt độ của lớp bê tông nhựa đường ảnh hưởng đến độ cứng của lớp, màlần lượt ảnh hưởng đến dữ liệu độ lệch của thử nghiệm FWD bởi vì các lớp nhựa đường hoạt động một bộ đệmgiữa subgrade và tải FWD (Hossain et al. năm 2000). Các thay đổi quan trọng trongFWD đàn hồi moduli cũng được quan sát trong subgrades có vỉa hè và không cóvỉa hè. Subgrades với vỉa hè có cao moduli chủ yếu là vì của cáctăng áp lực giam gây ra bởi các lớp bổ sung. Hiệu ứng này được nhìn thấythêm tại hạt thô đất hơn trong đất hạt mịn (Rahim và George. 2003).2.2. subgrade đặc tính trong MEPDG2.2.1. phân cấp thiết kế đầu vào-cấp 1, cấp 2, cấp 3M-E vỉa hè thiết kế hướng dẫn sử dụng cách tiếp cận cấu trúc thiết kế để cácvỉa hè thiết kế và phân tích thông số đầu vào. Nó bao gồm cấp 1, cấp 2 và cấpđầu vào 3, theo thứ tự tầm quan trọng và chính xác. Mức cao nhất của thiết kế chính xác,Cấp độ 1, đòi hỏi một cơ quan một khả năng thực hiện nghiêm ngặt phòng thí nghiệm kiểm tra nhưnêu trong hướng dẫn sử dụng. Đầu vào mức độ khác nhau có thể được chọn cho mỗi tham số đầu vào chomột thiết kế được đưa ra.Cấp độ 1 đầu vào dẫn đến mức cao nhất của thiết kế chính xác, dẫn đến thấp nhấtmức độ của sự không chắc chắn lỗi. Cho đầu vào tầng 1, Phòng thí nghiệm thử nghiệm hoặc lĩnh vực thử nghiệm, chẳng hạn nhưCác mô đun đàn hồi thử nghiệm của subgrade hoặc thử nghiệm không phá hủy (NDT) chẳng hạn như cácGiảm trọng lượng Deflectometer (FWD) là cần thiết. Do đó, mức độ 1 độc nhu cầunhiều thời gian và nguồn tài nguyên hơn đầu vào cấp 2 và cấp 3. Thiết kế cấp 1 là phù hợpđể được thực hiện trong các xa lộ chính nơi dự kiến sẽ giao thông nặng và đường bộ8chức năng phân loại là rất quan trọng đối với hệ thống giao thông vận tải. Cấp độ 2 thiết kếcung cấp độ trung cấp độ chính xác và có thể có các kết quả tương tự như trong hiện tạiAASHTO hướng dẫn. Thiết kế cấp 2 có thể được sử dụng thay cho thiết kế cấp 1 trong trường hợp củaunavailability của thiết bị thử nghiệm. Cấp 3 đầu vào cung cấp mức độ chính xác, thấp nhất.2.2.2. nhập tham số cho toạc vật liệu và SugradesBa loại chính cho các tham số vật liệu cần thiết cho toạc hạtvật liệu và subgrades trong hướng dẫn thiết kế M-E là như sau (NCHRP năm 1994):Vỉa hè phản ứng mô hình vật liệu đầu vào: mô đun đàn hồi (Mr) vàPoisson tỷ lệ;ECIM vật liệu đầu vào: dẻo Index (PI), sàng phân tích (qua phần trămSố 200 sàng, đi qua phần trăm số 4 sàng, D 60 (mm)), mức độ bão hòa;Khác toạc tham số vật liệu: các hệ số của áp lực bên (ko).2.2.2.1. thiết kế mô đun cấp 1 đàn hồi: phòng thí nghiệm thử nghiệmThiết kế cấp 1 dựa trên phòng thí nghiệm thử nghiệm mô đun đàn hồi. NCHRPbáo cáo mới M-E thiết kế hướng dẫn (NCHRP năm 2004) khuyến cáo ông thu đượctừ các thử nghiệm lặp đi lặp lại triaxial hoặc mô đun đàn hồi thử nghiệm sau NCHPR 1-28 A,"Hài hòa phương pháp thử nghiệm phòng thí nghiệm xác định của các mô đun đàn hồi cho linh hoạtvỉa hè thiết kế"hoặc AASHTO T307," xác định môđun đàn hồi của đất vàvật liệu tổng hợp".9Nhiều nhà nghiên cứu đã đề xuất nhiều mô hình tiên đoán để nắm bắt cáchành vi đàn hồi của đất. Các mô hình đầu tiên cho các vật liệu hạt là mô hình K-θ (hạt giốnget al. 1967) như sau:21kÔng k (2. 1)nơi k1and k2, = Hệ số hồi quy; = tổng của căng thẳng chính. Mô hình nàyMô tả hành vi đàn hồi của đất chỉ là một chức năng của nhốt căng thẳng, và cácảnh hưởng của căng thẳng deviator không được coi là.Một mô hình cho các cố kết tài liệu là các mô hình K-σd được cho bởi:21kÔng k d (2,2)nơi σd là căng thẳng deviator. Mô hình K-σd là chỉ liên quan đến căng thẳng deviator.Để chiếm cả nhốt và deviator nhấn mạnh, Uzan (1985) đề nghị mộtMô hình phổ quát, mà là một mô hình tiên tiến hơn so với các mô hình K-i và K-σdMô hình. Các giá trị dự đoán của ông có thể được lấy từ phương trình sau đây:1 () 2 () k3dakmộtmộtp pÔng k p (2,3)ở đâu, k1, k2, k3, = Hệ số hồi quy; = tổng của căng thẳng chính; Pa = tham khảoáp lực = 100 kpa 1 kgf/cm2 2000 psf 14.5 psi; và d = deviator căng thẳng trong cácsame unit as pa. In the M-E design Guide (NCHRP 2004), resilient modulus is predicted using asimilar model to the equation (2.3), as shown below in equation (2.4):1 ( ) 2 ( 1) k3ak octaap pMr k p (2.4)10where τoct is the octahedral shear stress. The regression coefficients of the predictivemodel can be calculated by performing a regression analysis for the laboratory Mr testdata following AASHTO T 307.2.2.2.2. Resilient Modulus-Level 2 design: Correlations with other material propertiesLevel 2 design can be selected when laboratory Mr testing is not available. Thevalue of resilient modulus can be obtained using typical correlations between resilientmodulus and physical soil properties (dry unit weight, Atterberg limits, specific gravity)or between resilient modulus and strength properties (i.e., CBR, unconfined compressivestrength). The following correlations are suggested in the M-E Design Guide:CBR = 28.09 (D60) (2.5)CBR = 75/(1+0.728 (wPI) (2.6)CBR=292/DCP1.12 (2.7)Mr = 2555(CBR)0.64 (2.8)Where D60 = diameter at 60% passing from the grain size distribution (mm); wPI isweighted plasticity index; CBR = California Bearing Ratio (%); Mr = resilient modulus(psi); DCP = DCP index (mm/blow). When estimating Mr, the material property is firstrelated to CBR and then CBR is related to Mr.For level 2 design, the M-E Design Guide software allows users the following twooptions.Input a representative value of Mr and use EICM to adjust it for the effect ofseasonal climate (i.e., the effect of freezing, thawing, etc.);11Input Mr for each month (season) of the year.2.2.2.2. Resilient Modulus-Level 3 design: Typical ValuesFor design Level 3, only a typical representative Mr value at optimum moisturecontent is required. EICM is used to adjust the representative Mr for the seasonal effectof climate. Pavement designers may select the representative Mr value without the resultsbeing affected by EICM.1

Kết quả (Việt) 2:

CHƯƠNG 2. VĂN HỌC ĐÁNH GIÁ
2.1. FWD Modulus Versus Laboratory Modulus đàn hồi
Trong các nghiên cứu trước đó (Ping et al. 2002, Rahim và George. 2003, Daleiden et al.
1994, Lee et al. 1988), kiểm tra FWD và các xét nghiệm được thực hiện trên đất lớp móng
(hạt mịn hạt thô) tại các địa điểm khác nhau trên khắp đất nước. Những
sự khác biệt giữa các FWD modulus lại tính đàn hồi và phòng thí nghiệm
mô đun là không sát với giá trị được chỉ định bởi AASHTO (hướng dẫn thiết kế ASSHTO
1986, 1993 khuyến cáo các mô đun đàn hồi (Mr) từ các thử nghiệm FWD là 2-3 lần
cao hơn Ông từ phòng thí nghiệm mô đun đàn hồi). Có nhiều khả năng
lý do cho những kết quả.
Các mẫu được thu thập cho các bài kiểm tra tải ba trục phòng thí nghiệm được tất cả các mẫu quấy rầy.
Những mẫu này không đại diện cho điều kiện thực tế của lớp móng trong lĩnh vực này,
và cần phải được recompacted trước khi thử nghiệm. (Ping et al. 2002, Rahim và George.
2003, Daleiden et al. 1995, Lee et al. 1988, Hossain et al. 2000).
Các mẫu được kiểm tra ngay lập tức kiểm tra sau khi họ đã được nén chặt. (Ping et al.
2002).
Áp lực nhốt trên mẫu được áp dụng thông qua không khí nén, đó là
một sự bắt chước yếu của tự gây áp lực đất bị động trong lĩnh vực này (Ping et al.
2002, Rahim và George. 2003).
khác nhau khối lượng của mẫu được thử nghiệm trong phòng thí nghiệm và trên thực địa (Rahim
và George. 2003).
6
Các chương trình back-FWD tính không phải là một phương pháp duy nhất và được dựa trên
lý thuyết đàn hồi tuyến tính của nhiều cấu trúc vỉa hè lớp trong khi vỉa hè là
không đàn hồi (Ping et al. 2002)
biến thể Greater được nhìn thấy trong trang web thử nghiệm với mở rộng nứt (Lee et al 1988.).
Các biến thể trong mô đun đàn hồi cũng có thể được gây ra bởi các loại khác nhau của các loại đất
(hạt mịn hoặc hạt thô) và điều kiện khí hậu. Xét về mặt thời gian của năm,
mô đun đàn hồi của lớp móng là thường là từ 12 đến 4 lần cao hơn trong những tháng lạnh nhất
(tháng Giêng và tháng Hai) so với phần còn lại của năm (Jong et al 1998)..
Đây là chủ yếu do sự gia tăng độ cứng gây ra bởi sự đóng băng của độ ẩm trong
các lớp móng (Jong et al. 1998). Mô đun đàn hồi cũng trở nên thấp hơn đáng kể trong
thời kỳ tan băng (tháng Ba, tháng Tư) bởi vì lớp băng tan chảy hoàn toàn bão hòa đất và
đất đạt đến trạng thái yếu nhất của nó (Watson 2000). Thay đổi lượng mưa và nước bảng có thể
ảnh hưởng đến độ ẩm lớp móng, do đó ảnh hưởng đến các môđun đàn hồi. Ảnh hưởng của
lượng mưa vào độ ẩm của lớp móng là không lớn như đóng băng;
do đó không có nhiều thay đổi được quan sát thấy trong các giá trị mô đun đàn hồi (Hossain et al., 2000).
Đất ở OMC có các giá trị mô đun đàn hồi cao nhất và giảm giá thấp hoặc
độ ẩm cao nội dung hơn OMC (Hossain et al. 2000). Điều này chủ yếu do các
mật độ cao hơn của đất ở OMC (Hossain et al. 2000). Đất mỹ ngũ cốc và các loại đất coarsegrained có kết quả FWD môđun cao hơn các ứng suất hãm cao hơn (Rahim và
George. 2003). Hiệu ứng này được thể hiện rõ hơn trong đất không dính thô-hạt. Đây là
cũng do sự thay đổi khác nhau về mật độ của đất hạt mịn và đất hạt thô
với thay đổi ứng suất nhốt (Rahim và George. 2003).
7
Nhiệt độ của lớp bê tông nhựa đường ảnh hưởng đến độ cứng của lớp, mà
ngược lại ảnh hưởng các dữ liệu lệch của các thử nghiệm FWD bởi vì lớp nhựa đường đóng vai trò một bộ đệm
giữa các lớp móng và tải FWD (Hossain et al. 2000). Thay đổi đáng kể trong
môđun đàn hồi FWD cũng được quan sát thấy trong subgrades với vỉa hè và không có
vỉa hè. Subgrades với vỉa hè có môđun cao chủ yếu là do sự
gia tăng áp lực giam cầm gây ra bởi các lớp bổ sung. Hiệu ứng này được nhìn thấy
nhiều hơn trong các loại đất hạt thô hơn trong đất hạt mịn (Rahim và George. 2003).
2.2. Đặc tính lớp móng trong MEPDG
2.2.1. Hierarchical Design Đầu vào - Cấp 1, Cấp 2, Cấp 3
Các ME hè Hướng dẫn thiết kế sử dụng cách tiếp cận thiết kế phân cấp cho các
thiết kế mặt đường và phân tích các thông số đầu vào. Nó bao gồm Cấp 1, cấp 2 và cấp
3 đầu vào, theo thứ tự của tầm quan trọng và chính xác. Mức độ chính xác cao nhất thiết kế,
Level 1, đòi hỏi phải có một cơ quan một khả năng thực hiện các xét nghiệm trong phòng thí nghiệm khắt khe như
chỉ ra trong cuốn hướng dẫn. Đầu vào cấp độ khác nhau có thể được chọn cho mỗi thông số đầu vào cho
một được thiết kế.
Level 1 đầu vào dẫn đến mức độ chính xác cao nhất thiết kế, dẫn đến mức thấp nhất
mức độ lỗi không chắc chắn. Đối với Level 1 đầu vào, kiểm tra trong phòng thí nghiệm hoặc thử nghiệm lĩnh vực, chẳng hạn như
việc thử nghiệm mô đun đàn hồi của lớp móng hoặc kiểm tra không phá hủy (NDT) như
Rơi Trọng lượng Deflectometer (FWD) là cần thiết. Do đó, mức 1 đầu vào đòi hỏi
nhiều thời gian và nguồn lực hơn Level 2 và Level 3 đầu vào. Level 1 thiết kế phù hợp
để thực hiện trong các đường cao tốc lớn, nơi có lưu lượng lớn được mong đợi và đường
8
phân loại chức năng là rất quan trọng đối với các hệ thống giao thông vận tải. Level 2 thiết kế
cung cấp một trình độ trung cấp chính xác và có thể có kết quả tương tự như trong hiện tại
Hướng dẫn AASHTO. Level 2 thiết kế có thể được sử dụng ở vị trí của Level 1 thiết kế trong trường hợp
không có các thiết bị kiểm tra. Level 3 đầu vào cung cấp mức thấp nhất về độ chính xác.
2.2.2. Input Tham số cho Vật liệu Unbound và Sugrades
Ba loại chính cho các thông số vật liệu cần thiết cho hạt không ràng buộc
vật liệu và subgrades trong thiết kế ME Hướng dẫn như sau (NCHRP 1994):
Mặt đường nguyên liệu đầu vào mô hình phản ứng: mô đun đàn hồi (Mr) và
số Poisson;
ECIM nguyên liệu đầu vào: dẻo Index (PI), Sàng phân tích (phần trăm đi qua
số 200 rây, phần trăm đi qua số 4 cái sàng, D 60 (mm)), độ bão hòa;
thông số vật liệu không ràng buộc khác: hệ số áp lực bên (ko).
2.2.2.1. Khả năng hồi phục Modulus-Level 1 thiết kế: Phòng thí nghiệm thử nghiệm
Level 1 thiết kế dựa trên phòng thí nghiệm thử nghiệm mô đun đàn hồi. Các NCHRP
báo cáo về ME mới Hướng dẫn thiết kế (NCHRP 2004) khuyến cáo ông có thể thu được
từ các thử nghiệm ba trục lặp đi lặp lại hoặc thử nghiệm mô đun đàn hồi sau NCHPR 1 -28 A,
"phương pháp thử để xác định hài hòa trong phòng thí nghiệm của mô đun đàn hồi cho linh hoạt
thiết kế mặt đường "hoặc AASHTO T307, "Xác định mô đun đàn hồi của đất và
vật liệu tổng hợp ".
9
Nhiều nhà nghiên cứu đã đề xuất nhiều mô hình dự báo để nắm bắt được
hành vi đàn hồi của đất. Mô hình đầu tiên cho vật liệu dạng hạt là mô hình K-θ (Seed
et al 1967.) như sau:
2
1
k
ông k (2. 1)
nơi k1and k2, = hệ số hồi quy; = Tổng của ứng suất chính. Mô hình này
mô tả các hành vi đàn hồi của đất chỉ như là một chức năng của nhốt stress, và
. tác động của stress deviator không được xem là
Mô hình khác cho vật liệu kết dính là mô hình K-σd được cho bởi:
2
1
k
ông kd (2.2)
nơi σd là deviator stress. Các mô hình K-σd chỉ được liên kết với sự căng thẳng deviator.
Để chiếm cả giam giữ và deviator căng thẳng, Uzan (1985) đã đề xuất một
mô hình phổ quát, đó là một mô hình tiên tiến hơn cả các model K-θ và K -σd
mô hình. Các giá trị Ông dự đoán có thể thu được từ các phương trình sau đây:
1 () 2 () k3
da
k
một
một
pp
ông kp (2.3)
ở đâu, k1, k2, k3 hệ số, hồi quy =; = Tổng của ứng suất chính; = tham khảo pa
áp = 100 kPa 1 kgf / cm2 2000 psf 14,5 psi; và d = deviator căng thẳng trong
. đơn vị tương tự như pa
Trong Hướng dẫn thiết kế ME (NCHRP 2004), mô đun đàn hồi được dự đoán bằng cách sử dụng một
mô hình tương tự như phương trình (2.3), như thể hiện trong phương trình (2.4):
1 () 2 (1) K3
một
k tháng mười
một
một
pp
ông kp (2.4)
10
nơi τoct là ứng suất cắt bát diện. Các hệ số hồi quy của các tiên đoán
mô hình có thể được tính toán bằng cách thực hiện một phân tích hồi quy cho các phòng thí nghiệm kiểm tra Mr
dữ liệu sau AASHTO T 307.
2.2.2.2. Khả năng hồi phục Modulus-Level 2 thiết kế: Các mối tương quan với các tài sản vật chất khác
Cấp 2 thiết kế có thể được lựa chọn khi phòng thí nghiệm, ông thử nghiệm là không có sẵn. Các
giá trị của mô đun đàn hồi có thể thu được bằng cách sử dụng mối tương quan giữa các điển hình đàn hồi
mô đun và tính chất của đất vật lý (trọng lượng khô đơn vị, giới hạn Atterberg, tỷ trọng)
hoặc giữa các mô đun và sức mạnh tính chất đàn hồi (tức là, CBR, nén tự
sức mạnh). Các mối tương quan sau đây được đề nghị trong kế ME Hướng dẫn:
CBR = 28,09 (D60) (2.5)
CBR = 75 / (1 ​​+ 0,728 (WPI) (2.6)
CBR = 292 / DCP1.12 (2.7)
Mr = 2555 (CBR) 0,64 (2,8)
ở đâu D60 = đường kính 60% đi từ phân bố kích thước hạt (mm); WPI là
chỉ số dẻo trọng; CBR = California Ratio Mang (%); Mr = đàn hồi mô đun
(psi); DCP = chỉ số DCP (mm / đòn). Khi ước tính ông, các tài sản vật chất đầu tiên
liên quan đến CBR và sau đó CBR có liên quan đến ông
Đối với cấp độ 2 thiết kế, phần mềm ME Hướng dẫn thiết kế cho phép người dùng sau hai
tùy chọn.
Nhập một giá trị đại diện của ông và sử dụng EICM để điều chỉnh nó cho ảnh hưởng của
khí hậu theo mùa (ví dụ, tác dụng đóng băng, tan băng, vv);
11
Input Ông cho mỗi tháng (mùa) trong năm.
2.2.2.2 Khả năng hồi phục Modulus-Level 3 thiết kế: Các giá trị điển hình.
Đối với thiết kế Level 3, chỉ có một đại diện Mr giá trị tiêu biểu ở độ ẩm tối ưu
nội dung được yêu cầu. EICM được sử dụng để điều chỉnh các đại diện Ông cho hiệu ứng theo mùa
của khí hậu. thiết kế vỉa hè có thể chọn các đại diện Mr giá trị mà không có kết quả
bị ảnh hưởng bởi EICM.
1