Datn thiet ke dap pha song

Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 1 Ngành: Kỹ thuật biển

Sinh viên: Hà Trường Giang http://www.ebook.edu.vn Lớp: 45B

CHƯƠNG I : GIỚI THIỆU CHUNG 1.1. Giới thiệu khu vực nghiên cứu.

Quảng Ngãi là tỉnh cực nam của Trung Trung Bộ, phía Bắc tiếp giáp với Quảng Nam, phía Nam tiếp giáp với Bình Định, phía Tây Nam tiếp giáp với Kontum và tiếp giáp với biển Đông về phía Đông

Lãnh thổ của tỉnh trải dài theo hướng bắc – nam trong khoảng 100 km với chiều ngang theo hướng đông – tây hơn 60 km, ứng với tọa độ địa lý từ 14032’ đến 15025’ vĩ tuyến bắc và từ 108006’ tới 109004’ kinh tuyến đông.

Ở ba phía Bắc,Tây, Nam, Quảng Ngãi giáp các tỉnh thuộc Duyên hải Nam Trung Bộ và Tây Nguyên ,phía Bắc là tỉnh Quảng Nam với đường ranh giới chung khoảng 60 km, phía Tây giáp các tỉnh Gia Lai, Kon Tum trên chiều dài 142 km dựa lưng vào dãy Trường Sơn, phía nam liền kề tỉnh Bình Định với độ dài 70 km.

Về phía đông, Quảng Nam nằm dọc bờ biển với chiều dài khoảng 130 km.

Toàn tỉnh có diện tích tự nhiện là 5.131,51 km2, chiếm hơn 1,55% diện tích cả nước với số dân 1.295.000 người (năm 2006), bằng gần 1,54% dân số nước ta.

Giống như hầu hết các tỉnh miền Trung, địa hình đồi núi chiếm tới gần 2/3 lãnh thổ của tỉnh Quảng Ngãi. Địa hình phân hóa rõ rệt theo chiều Đông - Tây và tạo thành 2 vùng: vùng đồng bằng ven biển ở phía Đông và vùng núi rộng lớn chạy dọc phía Tây với những đỉnh nhô cao trên 1.000 m.

Bờ Biển Quảng Ngãi dài 130 km chia thành 3 đoạn : - Đoạn 1 từ mũi Nam Trân đến mũi Ba Làng An - Đoạn 2 từ mũi Ba Làng An đến mũi Sa Huỳnh - Đoạn 3 từ mũi Sa Huỳnh đến mũi Kim Bồng Bờ biển Quảng Ngãi với 6 cửa sông thuận lợi cho việc tàu thuyền cập bến: - Cửa Sa Cần ở phía Đông Bắc huyện Bình Sơn. Phía Bắc có vũng Dung

Quất ( kế hoạch tại đây xây dựng thành khu công nghiệp phức hợp và cảng biển lớn nhất miền Trung - Khu kinh tế Dung Quất, đây cũng là nơi Nhà máy lọc dầu số 1 của Việt Nam được xây dựng).

- Cửa Sa Kỳ nằm lọt giữa phía Đông Nam huyện Bình Sơn và phía Đông Bắc huyện Sơn Tịnh, giữa hai xã Bình Châu và Tịnh Kỳ, có lạch ngầm sâu dài khoảng hơn 1km được xây dựng thành một cảng biển của tỉnh.



- Cửa Cổ Luỹ (Cửa Đại) là nơi hai con Sông Trà Khúc và Sông Vệ đổ về. Cửa biển hẹp nhưng có vũng sâu, tàu từ 50 tấn đến 70 tấn có thể ra vào được, trước đây là cửa biển chính của tỉnh.

- Cửa Lở nằm giữa hai xã Nghĩa An (Tư Nghĩa) và Đức Lợi (Mộ Đức). Cửa biển hẹp và cạn.

- Cửa Mỹ Á ở phía Đông Bắc huyện Đức Phổ, cửa biển hẹp tàu thuyền khó đậu.

- Cửa Sa Huỳnh ở phía Đông Nam huyện Đức Phổ cửa biển hẹp Với đường bờ biển dài 130 km, Quảng Ngãi có nhiều thuận lợi trong việc

thiết lập các mối liên hệ với các tỉnh trong nước và quốc tế án ngữ trên tuyến giao thông huyết mạch Bắc – Nam, 1.2. Xác định vấn đề.

Từ điều kiện địa lý thuận lợi đó mà chính phủ đã quyết định xây dựng khu công nghiệp Dung Quất với trung tâm là khu cảng nằm trong vịnh Dung Quất gắn liền với nhà máy lọc dầu đầu tiên của Việt Nam nhằm biến nơi đây thành 1 trong 3 khu công nghiệp lớn nhất cả nước. Việc xây dựng cảng nước sâu Dung Quất với công suất hàng chục triệu tấn/năm sẽ là một yếu tố tạo vùng quan trọng thu hút các ngành sản xuất công nghiệp như lọc, hoá dầu, hoá chất, luyện kim, cơ khí... Cảng Dung Quất gắn với đường 24 sẽ là một yếu tố có ý nghĩa quan trọng đối với phát triển kinh tế - xã hội tại miền Trung và Tây Nguyên. Giai đoạn 1996 - 2000 tập trung xây dựng một cảng chuyên dùng dầu công suất 14 triệu tấn/năm để tiếp nhận tàu nhập dầu thô với công suất 80000 - 100000 DWT, tàu xuất sản phẩm dầu công suất khoảng 30.000 DWT. Hình thành một khu bến tổng hợp để nhận các nguyên vật liệu, thiết bị... phục vụ cho việc xây dựng cảng Dung Quất.

Cùng với việc xây dựng cầu bến, đường ống, kho bãi và các cơ sở hạ tầng khác phục vụ cảng, cần thiết phải xây dựng một tuyến đê chắn sóng phía Bắc vịnh dài khoảng 2 km nhằm tạo khu nước lặng bảo vệ cảng tránh được tác động của sóng gió trong điều kiện bình thường cũng như trong điều kiện thời tiết xấu. 1.3. Mục tiêu và phạm vi nghiên cứu của đồ án.

Từ những yêu cầu đặt ra trong việc xây dựng khu cảng phải cần thiết xây dựng đê chắn sóng nhằm đảm bảo cho cảng có thể hoạt động bình thường.

Vậy mục đích của đồ án này là ta phải bố trí , thiết kế tuyến đê chắn sóng cho cảng Dung Quất. 1.4. Phương pháp thực hiện.



Để hoàn thành được nhiêm vụ của đồ án trên ta cần tiến hành thực hiện các bước sau.

- Thu thập, điều tra, xử lí số liệu về địa hình, số liệu về điều kiện thủy hải văn, khí tượng, địa chất và dân sinh kinh tế vùng.

- Xác định tầm quan trọng của công trình - Xử lý số liệu thu thập được để tính toán điều kiện biên. Từ đó đề xuất các

phương án thiết kế và chọn ra phương án tối ưu. - Tiến hành thiết kế theo phương án đã chọn



CHƯƠNG II : ĐIỀU KIỆN ĐỊA LÝ TỰ NHIÊN

2.1. Vị trí địa lí và đặc điểm địa hình khu vực xây dựng công trình. 2.1.1. Vị trí địa lí.

Cảng Tổng hợp Dung Quất được xây dựng tại vịnh Dung Quất thuộc xã Bình Thuận - huyện Bình Sơn - tỉnh Quảng Ngãi, cách thành phố Đà Nẵng 100 Km về phía Nam và cách Thị xã Quảng Ngãi 40 Km về phía Bắc.

2.1.2. Đặc điểm địa hình.

Đặc điểm địa hình vịnh Dung Quất là đường đẳng sâu có dạng rẻ quạt không song song với bờ, cao độ tự nhiên từ -4.00 đến -17.00 (Theo hệ Hải Đồ). Cách bờ khoảng 400m xuất hiện dải đá ngầm nằm tại cao độ khoảng -4.00m (Theo hệ Hải Đồ). Đây là vịnh tự nhiên tương đối kín, có độ sâu thích hợp cho việc xây dựng cảng nước sâu.

Toàn khu vịnh Dung Quất khá rộng, ước tính từ cửa sông Trà Bồng tới mũi Văn Ca dài khoảng 5 km, chiều rộng vịnh khoảng 3 km. Đặc điểm địa hình vịnh Dung Quất là đường đẳng sâu có dạng rẻ quạt không song song với bờ, cao độ tự nhiên từ -4,0 m đến -17,0 m (Theo hệ Hải Đồ) và phần diện tích khu nước có chiều sâu lớn hơn 12m chiếm khoảng 30%. Đây là vịnh tự nhiên tương đối kín, chỉ có hướng Bắc là tiếp giáp với biển thoáng, vịnh có độ sâu thích hợp cho việc xây dựng cảng nước sâu.

Khu vực khảo sát thuộc địa phận xã Bình Thuận huyện Bình Sơn tỉnh Quảng Ngãi. Địa hình đáy biển phức tạp, khu vực ven bờ có nhiều bãi đá mồ côi. Phần trên cạn có những tảng đá to, đồi cát, núi đá có cây cối rậm rạp.

2.2. Điều kiện khí tượng. 2.2.1.Chế độ mưa. Theo số liệu quan trắc tại các trạm đặt tại Quảng Ngãi (từ năm 1977 đến năm 2001) có 2 mùa rõ rệt:

• Mùa khô từ tháng 1 ~ 8



• Mùa mưa từ tháng 9 ~ 12

Lượng mưa lớn nhất thường tập trung vào các tháng 10 và 11. Tháng 2, 3 và 4 là những tháng có lượng mưa nhỏ. Các tháng 10, 11 và 12 là những tháng có nhiều ngày mưa nhất, trung bình có 21 ngày.

Tháng 3 và 4 là những tháng có số ngày mưa ít nhất trung bình có 6 ngày.

Số ngày mưa trung bình trong nhiều năm 157 ngày.

Tổng lượng mưa trung bình trong nhiều năm đo được: 2.312,6 mm.

Lượng mưa trong ngày lớn nhất đo được: 429,2 mm.

- Tổng lượng mưa trung bình nhiều năm là 2437,7 mm.

- Lượng mưa ngày lớn nhất là 429,2 mm (19/11/1987).

- Số ngày mưa trung bình năm là 155,2 ngày; tháng 10 có lượng mưa trung bình lớn nhất trong năm là 654,2mm, tháng 4 có lượng mưa nhỏ nhất trong năm là 33,9mm; tháng 11 có số ngày mưa lớn nhất là 21,7 ngày, tháng 3 có số ngày mưa nhỏ nhất là 5,6 ngày.

- Năm 1999 là năm có tổng lượng mưa lớn nhất là 3947,6 mm với số ngày mưa là 171 ngày. Lượng mưa lớn tập trung vào các tháng 10, 11, 12.

2.2.2. Chế độ gió.

Hiện nay có nhiều nguồn số liệu khác nhau về chế độ gió tại khu vực Dung Quất. Trong báo cáo này sử dụng tài liệu gió tại trạm khí tượng Quảng Ngãi với chuỗi số liệu liên tục 25 năm (1976~2001).

Nhìn chung gió tại Quảng Ngãi không mạnh. Trong năm gió lặng chiếm 49.5%. Gió tốc độ từ 1 đến 4m/s chiếm 45,3%.

Hướng gió thịnh hành trong năm là gió hướng Bắc, Tây Bắc, Đông và Đông Nam.



N

NE

E

SE

S

SW

W

NW

>15

10 - 15(m/s)

5 - 9(m/s)

1 - 4(m/s)

LÆng

Hình 2 - 1. Hoa gió Quãng Ngãi

Gió thịnh hành theo hướng Bắc và Tây Bắc thường xẩy ra vào tháng 10, 11 và 12. Gió theo hướng Đông và Đông Nam tập trung từ tháng 3 đến tháng 8. Trong tháng 2 và tháng 9 gió xuất hiện theo nhiều hướng.

Tốc độ gió lớn nhất trong nhiều năm đo được là 28m/s theo hướng Đông Đông Bắc.

Hình 2 – 2: Hướng gió chính

2.2.3. Bão.



Quảng Ngãi là tỉnh chịu ảnh hưởng nhiều của bão, có năm phải chịu tới 4, 5 cơn bão như các năm 1984 và 1998. Theo thống kê từ năm 1993 đến năm 2000 trung bình hàng năm ở khu vực Tây - Bắc Thái Bình Dương có đến 32 cơn bão và áp thấp nhiệt đới. Trong đó có 12 cơn bão và áp thấp nhiệt đới xuất hiện ở khu vực Biển Đông, có 6 cơn bão và áp thấp nhiệt đới ảnh hưởng trực tiếp đến Việt Nam. Khu vực Trung Trung Bộ và phía Nam tần suất bão trong mấy năm gần đây gia tăng đáng kể. Đặc biệt năm 1995 có tới 7 cơn bão và 4 áp thấp nhiệt đới ảnh hưởng trực tiếp đến nước ta gây nhiều thiệt hại nghiêm trọng. Thời gian ảnh hưởng của mỗi đợt tính trung bình vào khoảng 5 đến 6 ngày. Như vậy hàng năm có từ 30 đến 58 ngày chịu ảnh hưởng của gió mùa và bão. Tốc độ gió lớn nhất đo được là 42 m/s (Bảng III.4). Theo tiêu chuẩn Việt Nam về số liệu khí tượng “TCVN 4088-85” thì gió có tần suất 2% tại khu vực Dung Quất là 44 m/s.

Bảng 2 – 1: Thống kê các cơn bão đổ bộ hoặc ảnh hưởng tới Quảng Ngãi

Năm Ngày tháng Tên bão Vmax (m/s)

1975 4/11 - 17.0

1977 4/9 - 17 22/9 - 12.0

1979 14/10 - 30 24/3 - 12

1982 6/9 - 30 25/6 SARAH 15

1983 8/10 HERBERT 25 10/6 VERNON 20

12/10 SUSAN 20 7/11 AGNES 42

1984

8/11 - 30 1985 15/10 CECIL 40

11/10 DOM 20 21/10 GEORGIA 25 1986 11/11 HERBERT 20

1987 5/9 ATNĐ



10/10 - 17 1988

12/11 SKIP 20 24/5 SECIL 30 26/5 ATNĐ 10 1989

22/11 IRVING 22 18/9 ED 35

18/10 LOJA 22 1990 16/11 MIKE 32 23/10 ANGELA 22

1992 28/10 COLLEEN 25 28/8 WINONA 20

1993 23/11 KYLE 35

1995 1/11 ZACK 40 1996 22/10 BERTH 10 1997 25/9 ZITA 20

11/11 CHIP 12 20/11 DAWN 14

26/11 ELVIS 16 1998

14/12 FAITH 16 1999 16/12 NONAME 9

12/11 UNGLINH 21 2001

9/12 KASIKI 16

2.3. Điều kiện thủy hải văn. 2.3.1. Mực nước biển. Dựa vào mực nước thu thập nhiều năm (1977-2004) của trạm Qui Nhơn đã tính và vẽ tần suất lũy tích mực nước giờ, đỉnh triều, chân triều, trung bình .

Bảng 2- 2: Bảng thống kê mực nước tương ứng với các tần suất luỹ tích trạm

Qui Nhơn (cm)

P% 1 3 5 10 50 75 90 95 97 99

Hđỉnh 261 251 248 233 205 195 179 175 165 160

Hgiờ 239 220 217 203 161 133 114 97 91 73

Htb 203 195 185 181 158 147 140 133 130 125



Hchân 170 160 155 147 112 97 77 69 60 52

Theo tài liệu mực nước cao nhất nhiều năm (1976-2004) xây dựng đường tần suất lý luận cho kết quả mực nước ứng với các tần suất như sau (cm):

Bảng 2 – 3: Bảng thống kê mực nước tương ứng với các tần suất luỹ tích

P% 1 3 5 10 50 75 90 95 97 99

H 309 296 290 281 258 249 244 241 240 238

Dựa trên tài liệu quan trắc mực nước đồng thời của hai trạm Qui Nhơn và trạm Dung Quất từ 15h ngày 13/1/2006 đến 9h ngày 20/1/2006 để xây dựng phương trình tương quan mực nước giờ.

Phương trình tương quan: y = 0.91x + 4 (cm);

Hệ số tương quan: R = 0.98

Trong đó: - y : mực nước trạm Dung Quất

- x : mực nước trạm Qui Nhơn

Cao độ 2 trạm theo hệ hải đồ khu vực.

Dựa vào số liệu quan trắc mực nước tại 2 trạm Qui Nhơn và Dung Quất (do Công ty TVXD cảng đường thủy quan trắc) trong thời gian 1 năm từ tháng 1/1998 đến tháng 1/1999 để xây dựng tương quan và có các phương trình tương quan như sau:

+ Tương quan mực nước giờ: y = 0.9478x + 1(cm) ; R = 0.97

+ Tương quan mực nước đỉnh triều y = 0.9955x - 10(cm) ; R = 0.96

+ Tương quan mực nước chân triều y = 0.9799x - 3(cm) ; R = 0.97

+ Tương quan mực nước trung bình y = 1.071x - 17(cm) ; R = 0.97

Trong đó: y : Mực nước trạm Dung Quất

x : Mực nước trạm Qui Nhơn

Từ các phương trình trên tính được mực nước ứng với các tần suất của trạm Dung Quất theo hệ Hải đồ khu vực.

Bảng 2-4: Mực nước ứng với các tần suất luỹ tích trạm Dung Quất theo hệ Hải đồ (cm)

P% 1 3 5 10 50 75 90 95 97 99

Hđỉnh 250 240 237 222 194 184 168 164 154 149



Hgiờ 228 210 207 194 154 127 109 93 88 70

Htb 200 192 181 177 152 140 133 125 122 117

H chân 164 154 149 141 107 92 72 65 56 48

Bảng 2 - 5: Mực nước ứng với các tần suất lý luận tại Dung Quất (cm)

P% 1 3 5 10 50 75 90 95 97 99

H 298 285 278 269 247 238 233 230 229 227

Mực nước cao nhất quan trắc được tại Qui Nhơn là 296 cm tương ứng có mực nước tại Dung Quất là 285 cm. Mực nước thấp nhất tại Qui Nhơn là 27 cm tương ứng có mực nước tại Dung Quất là 23 cm. 2.3.2. Mực nước dâng.

Theo “Phân viện cơ học biển viện cơ học Việt Nam” thì ở Việt Nam, qua phân tích 100 cơn bão có số liệu sau:

Cứ 2 cơn bão đổ bộ, thì có một cơn gây nước dâng > 1.0m. Cứ 3 cơn bão đổ bộ, thì có một cơn gây nước dâng > 1.5m. Cứ 10 cơn bão đổ bộ, thì có một cơn gây nước dâng > 2.0m. Thời gian tồn tại nước dâng từ 12 đến 30 giờ, thời gian duy trì đỉnh nước dâng

từ 2 đến 3 giờ. Khi thiết kế công trình bảo vệ bờ ta phải quan tâm đến nước dâng vì nó sẽ quyết định rất lớn đến qui mô công trình. Theo bản đồ nước dâng thì tại khu vực Dung Quất đã có nước dâng 1.4 m và có thể xảy ra nước dâng 1.6 m. (Hình 4) 2.3.3. Dòng chảy.

Số liệu đo hướng và tốc độ dòng chảy khu vực ngang cửa sông Mới cho thấy vận tốc tuy không giống nhau nhưng hướng dòng chảy: hướng chính là Tây Bắc, Bắc và Đông Bắc. Tốc độ dòng chảy mặt lớn nhất quan trắc được tại vịnh là 0,93m/s và tốc độ dòng chảy đáy lớn nhất quan trắc được là 0,89m/s.

- Kết quả đo dòng chảy hai mùa tại 5 thủy trực ở Dung Quất năm 1998. Mùa khô từ 26/3/98 đến 10/4/98; mùa mưa từ 16/9/98 đến 1/10/98 cho thấy tốc độ dòng chảy lớn nhất đo được là 0.53m/s hướng Đông Đông Nam ngày 28/9/98 tại thủy trực 4.

- Kết quả đo dòng chảy tại 3 thủy trực từ 19/4 đến 21/4/2002 và 24/4 đến 26/4/2002 có tốc độ dòng chảy lớn nhất là 0.49m/s hướng Tây Bắc vào 20h ngày 20/4/2002 (thủy trực 2).



Bảng 2 – 6:Tọa độ của 3 thủy trực (theo hệ toạ độ VN 2000-KTTT 1080):

Thủy trực N E

I 1705278.9 583038.8

II 1702185.3 582679.9

III 1702864.2 583566.8

- Kết quả đo dòng chảy từ 7h ngày 18/1/2006 đến 7h ngày 20/1/2006 cho thấy dòng chảy trong khu nước trước bến rất nhỏ với tốc độ quan trắc lớn nhất là 0.18m/s. Vị trí thuỷ trực đo thuỷ văn có toạ độ theo hệ VN-2000 kinh tuyến trung tâm 108o là 1704333N, 585678E.

2.3.4. Lưu lượng nước và hàm lượng phù sa các sông đổ vào vịnh Dung Quất.

Sông Trà Bồng là một con sông lớn của tỉnh Quảng Ngãi và được bắt nguồn từ miền Đông Bắc tỉnh. Sông Mới là một con sông nhỏ bắt nguồn từ hồ Cái Bầu và sông Cầu, lưu lượng dòng chảy trong mùa khô không đáng kể.

Kết quả quan trắc lưu tốc và tính lưu lượng qua cửa hai con sông vào tháng 5 và 6 năm 1997

Bảng 2 – 7: Kết quả tính lưu lượng lớn nhất

Sông Trà Bồng Sông Mới Thời gian quan trắc + Qmax(m3/s) - Qmax(m3/s) + Qmax(m3/s) - Qmax(m3/s)

Triều cường 5~7/6,1997

347 305 17 26

Triều T.bình 15~17/5/1997

228 249 6 20

Về mùa lũ do ảnh hưởng của toàn bộ lưu vực dòng chảy trong sông Trà Bồng đạt mức 1,0m/s ÷ 1,5m/s, lượng bùn cát lơ lửng trung bình của sông chảy ra biển là 16,5 kg/s độ đục trung bình trong mùa lũ vào khoảng 114g/m3.

Kết quả đo độ đục của nước biển tại vịnh Dung Quất do TEDI thực hiện trong thời gian quan trắc tháng 11 năm 1995 cho thấy hàm lượng phù sa lớn nhất đo được là 0,110g/l. Cũng theo kết quả đo độ đục tại các thuỷ trực TT1, TT2, TT3 vào đợt tháng 4/2002 cho thấy hàm lượng phù sa lớn nhất đo được là 0,130g/l

Theo ước tính của JICA về phù sa của hai sông Trà Bồng và sông Mới như Bảng dưới



Bảng 2 – 8: Lượng phù sa của các sông

Tên sông Chiều dài sông

(km) Diện tích lưu vực

(km2) Khối lượng phù sa trung

bình (m3/ngày)

Trà Bồng

Mới

60

7

760

19

25 ~ 100

4 ~ 18

2.3.5. Khối lượng bùn cát lơ lửng.

Theo số liệu đo đạc về dòng chảy và độ đục trong vịnh Dung Quất tính cân bằng bùn cát trong thời gian quan trắc trên mặt cắt ngang vịnh đến đường đẳng sâu -5,0m cho thấy lượng bùn cát vận chuyển vào và lắng đọng trong khu vực vịnh cao nhất vào khoảng 502.300 T/năm, ít nhất vào khoảng 175.000T/năm. Tính bình quân lượng bùn cát lơ lửng chuyển vào khu nước cảng khoảng 340.000T/năm tương đương 200.000 ÷ 250.000m3/năm.

Qua các kết quả tính toán trên cho thấy, nếu không làm kè chắn cát thì hàng năm lượng bùn cát di chuyển vào vịnh Dung Quất tối thiểu là 500.000m3. Nếu nạo vét khu nước của cảng tới -14.0m thì hàng năm khối lượng cát sụt vào khu nước khoảng 200.000m3. Như vậy tổng lượng bùn cát hàng năm bồi vào khu cảng khi ch-ưa có đê khoảng 700.000m3.

2.3.6. Sóng. Sóng quan trắc

Số liệu sóng quan trắc là 58% các con sóng diễn ra từ hướng Đông Bắc, 14% từ hướng Bắc, 14% từ hướng Tây Bắc và 13% là biển lặng. Chiều cao sóng lớn hơn 2m và nhỏ hơn 3,5m chỉ xảy ra một lần theo hướng Đông Bắc và Tây Bắc.

Số liệu sóng hướng Đông Bắc thu được từ thiết bị đo sóng tự ghi tại Kỳ Hà (cách Hải đăng Kỳ Hà 3,2km về phía Đông Bắc, ở độ sâu 12m) trong Bảng III.11.

Bảng 2 – 9: Số liệu đo sóng

Gió do cơn bão

Kinh độ Đông, vĩ độ

Bắc

Thời gian đo

Chiều cao sóng Hmax

(m)

Chiều cao sóng H1/3

(m)

Chu kỳ T1/3 (s)

Fritz 24~25/4/’97 7,9 5,1 8,7

Linda

108042’44,9”

15030’6,5” 1~2/11/’97 6,8 4,2 9,8

2.4. Điều kiện địa chất công trình. 2.4.1. Cấp động đất.



Theo bản đồ phân vùng động đất khu vực nghiên cứu thuộc phân vùng động đất cấp 7.

2.4.2. Địa tầng.

Địa tầng khu vực khảo sát được phân thành các lớp đất đá từ trên xuống dưới như sau:

- Lớp 1: Bùn sét, màu xám xanh. Lớp này nằm phủ trên bề mặt địa hình, gặp tại các lỗ khoan B1, B2, B3, B4, BS3, BS4, KB5. Lớp có chiều dày thay đổi từ 0.40m (B1, B2) đến 4.40m (BS3).

Một số chỉ tiêu cơ lý của lớp như bảng sau.

Bảng2 - 10: Bảng các chỉ tiêu cơ lý lớp 1

TT Chỉ tiêu Ký

hiệu Đơn vị

Giá trị trung bình

1 Độ ẩm tự nhiên W % 89.24

2 Khối lượng thể tích tự

nhiên γw g/cm3 1.47

3 Khối lượng thể tích khô γD g/cm3 0.78

4 Khối lượng riêng hạt (tỷ

trọng) Δ g/cm3 2.71

5 Hệ số rỗng tự nhiên ε - 2.474

6 Độ rỗng n % 71.21

7 Độ bão hòa G % 97.75

8 Giới hạn chảy WT % 70.96

9 Giới hạn dẻo WP % 35.67

10 Chỉ số dẻo Wn % 35.29

11 Độ sệt B - 1.52



12 Hệ số cố kết CV 10-3 cm2/s 0.68

13 Hệ số nén aV 10-1

cm2/KG 2.27

14 Hệ số thấm K 10-7 cm/s 0.55

15 Chỉ số nén Cc - 0.76

16

Thí nghiệm cố kết

áp lực tiền cố kết

Pc KG/cm2 0.29

- Lớp 2: Cát bụi lẫn sạn, màu xám xanh. Lớp này cũng phủ trên bề mặt địa hình nhưng ở khu vực không tồn tại lớp 1. Lớp có chiều dày nhỏ, mỏng nhất được xác định là 0.60m ở lỗ khoan BS4, lớn nhất là 1.8m ở lỗ khoan BS1.

Bảng 2 - 11: Các chỉ tiêu vật lý lớp 2

TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị trung bình

1 Khối lượng riêng hạt (tỷ trọng)

Δ g/cm3 2.66

2 Hệ số rỗng lớn nhất εmax - 1.412

3 Hệ số rỗng nhỏ nhất εmin - 0.625

4 Góc nghỉ khi khô αk độ 33o20’

5 Góc nghỉ khi bão hòa αw độ 27o45’

- Lớp 3: Bùn sét màu xám xanh, xám tro. Lớp này không bắt gặp ở các lỗ khoan khu vực bãi B1, B2, B3 và càng ra xa bờ chiều dày của lớp có xu hướng tăng dần, lớn nhất là 21.5 m tại BS2.

Bảng 2 – 12: Các chỉ tiêu cơ lý lớp 3

TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị

tiêu chuẩn

Trạng thái giới

hạn 1

Trạng thái giới

hạn 2



1 Độ ẩm tự nhiên W % 74.2

2 Khối lượng thể tích tự nhiên

γw g/cm3

1.52 1.51 1.51

3 Khối lượng thể tích khô

γD g/cm3

0.87


Δ g/cm3

2.71

5 Hệ số rỗng tự nhiên ε - 2.115

6 Độ rỗng n % 67.90

7 Độ bão hòa G % 95.07

8 Giới hạn chảy WT % 63.43

9 Giới hạn dẻo WP % 32.02

10 Chỉ số dẻo Wn % 31.41

11 Độ sệt B - 1.34

12 Góc nội ma sát ϕ độ 3009’ 2056’ 3001'

13 Lực dính đơn vị C KG/cm2 0.094 0.090 0.091

14 Hệ số nén lún a1-2 cm2/KG 0.252

15 Hệ số cố kết

CV 10-3

cm2/s 0.759

16 Hệ số nén

aV 10-1

cm2/KG 2.151

17


Hệ số thấm

KV 10-7

cm/s 0.593



18 Chỉ số

nén Cc - 0.827

19 áp lực tiền cố

kết Pc kG/cm2 0.595

- KN1. Chiều dày của lớp nhỏ nhất 0.5m ở lỗ khoan KB2 và

- Lớp 4: Là lớp đất rời nằm phủ trên lớp đá granít phong hóa. Dựa vào thành phần hạt, chia lớp 4 thành 2 phụ lớp 4a và 4b.

Phụ lớp 4a: Cát thô lẫn sỏi sạn. Phụ lớp này phân bố không liên tục và có chiều dày khá mỏng, gặp tại các lỗ khoan B1, B2, B3, KB2, KB4, lớn nhất 5.3m ở KN1.

Bảng 2 - 13: Các chỉ tiêu vật lý phụ lớp 4a

TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị trung bình


Δ g/cm3 2.66





Phụ lớp 4b: Cát nhỏ màu xám xanh. Phụ lớp này chỉ gặp tại lỗ khoan BS5 với chiều dày 0.80m.

Chỉ tiêu thí nghiệm trong phòng của 1 mẫu thuộc phụ lớp như bảng sau.

Bảng 2 – 14: Các chỉ tiêu vật lý phụ lớp 4b

TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị trung

bình

1 Khối lượng riêng hạt (tỷ

trọng) Δ g/cm3 2.66







- Lớp 5: Sét pha lẫn sạn, màu loang lổ, dẻo cứng-nửa cứng (sản phẩm đá granite phong hóa hoàn toàn). Bắt gặp lớp 5 tại tất cả các vị trí lỗ khoan, cao độ mặt lớp cũng như chiều dày thay đổi mạnh, 14 B2 lớp dày tới 14.1m.

Do mức độ phong hóa khác nhau nên đất trong lớp này không đồng nhất, hầu hết có trạng thái dẻo cứng – nửa cứng nhưng đôi chỗ có trạng thái dẻo mềm hoặc cứng, đặc biệt, tại 2 lỗ khoan KB1 và BS4 còn bắt gặp phần đá granít chưa phong hóa hết có chiều dày tương ứng là 0.5m và 1.1m.

Các chỉ tiêu cơ lý của lớp như trong bảng 3.5 dưới đây.

Bảng 2 - 15: Các chỉ tiêu vật lý lớp 5

TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị trung1 Độ ẩm tự nhiên W % 24.882 Khối lượng thể tích tự nhiên γw g/cm3 1.93 3 Khối lượng thể tích khô γD g/cm3 1.55 4 Khối lượng riêng hạt (tỷ Δ g/cm3 2.70 5 Hệ số rỗng tự nhiên ε - 0.7426 Độ rỗng n % 42.597 Độ bão hòa G % 90.538 Giới hạn chảy WT % 34.839 Giới hạn dẻo WP % 21.5210 Chỉ số dẻo Wn % 13.3111 Độ sệt B - 0.25 12 Góc nội ma sát ϕ độ 19000’13 Lực dính đơn vị C KG/cm2 0.20 14 Hệ số nén lún a1-2 cm2/KG 0.03315 Hệ số cố kết CV 10-3 cm2/s 3.38 16 Hệ số nén aV 10-1 0.51 17 Hệ số thấm KV 10-7 cm/s 0.99 18


Chỉ số nén cc - 0.20



19 áp lực tiền cố Pc kG/cm2 0.61 - Lớp 6: Đá granít phong hóa nhẹ – tươi, màu xám đốm đen, độ cứng cấp 6-7

(theo thang Mohs). Đây là lớp dưới cùng trong giới hạn chiều sâu thăm dò và tất cả các lỗ khoan đều kết thúc trong lớp này. Cao độ mặt lớp thay đổi mạnh, từ -8.7m (B1) đến -31.95 (BS2).

Bảng 2 – 14: Các chỉ tiêu vật lý lớp 6

TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị trung

1 Khối lượng thể tích (dung γw g/cm3 2.60

2 Khối lượng riêng hạt (tỷ Δ g/cm3 2.73

3 Cường độ kháng nén khi RK KG/cm2 768.8

4 Cường độ kháng nén khi Rbh KG/cm2 695.4

5 Hệ số hóa mềm k - 0.90



CHƯƠNG III : TÍNH TOÁN THUỶ HẢI VĂN

3.1. Xác định cấp công trình. Công trình đê chắn sóng được phân cấp dựa vào chiều cao sóng tính toán của tần suất h1% tại chân công trình chỗ có độ sâu lớn nhất dọc theo tuyến đê chính

Ngoài ra đê chắn sóng còn được phân cấp độ sâu đặt công trình

Cấp I nếu như độ sâu H >20 m

Cấp II nếu như độ sâu H< 20m

Dựa vào bình đồ tổng thể độ sâu lớn nhất đặt công trình đê chắn song ở cảng Dung Quất là 17m vì thế công trình đê chắn song thuộc công trình cấp II

3.2. Tính tham số gió.

Dựa vào các bảng thống kê bão đã được giới thiệu trong bảng 2 – 1.

3.2.1. Giá trị vận tốc Vgió do bão 2% với chu kỳ lặp 50 năm cho công trình cấp II.

Ta có bảng liệt kê các cơn bão đổ bộ vào tỉnh Quảng Ngãi được thống kê như sau:

Xác định lượng ngẫu nhiên theo chu kỳ lặp theo luật phân bố weibull Hàm xác suất lũy tích Weibull có dạng:

β)(1)()( ∂

−−

−=<=bx

exxFxF (3.1)

Trong đó: α gọi là hệ số tỷ lệ , b là hệ số vị trí, còn β là hệ số hình dạng. Số liệu vận tốc gió trong bão quan trắc được tại vùng biển Dung Quất theo

cấp gió là 16 giá trị Xác suất không vượt quá F(x) theo:

11)()(

+−=<=

NiHiHFxF (3.2)

Trong đó: i là vị trí của số liệu trong chuỗi theo thứ tự sắp xếp từ lớn đến nhỏ(i=1 ứng với số lớn nhất)

Tính toán phân bố weibull với giá trị β=1.8 Ta có bảng sau:



Bảng 3 - 1:số liệu vận tốc gió tính toán theo phân bố weibull H F (H<Hs) 1-F(x) 1/(1-F(x)) ln(1/(1-

F(x))) ln(1/(1-

F(x)))^1/beta42 0.97 0.023 43 3.7612 2.0875 40 0.95 0.048 20.5 3.0204 1.8480 40 0.93 0.073 13.6 2.6149 1.7057 35 0.89 0.111 9 2.1972 1.5485 35 0.86 0.139 7.2 1.9741 1.4591 30 0.81 0.193 5.17 1.6422 1.3173 30 0.77 0.226 4.43 1.4881 1.2471 30 0.74 0.258 3.87 1.3545 1.1836 25 0.65 0.346 2.89 1.0609 1.0333 25 0.62 0.385 2.6 0.9555 0.9750 25 0.58 0.423 2.36 0.8602 0.9197 21 0.45 0.545 1.83 0.6061 0.7571 20 0.38 0.619 1.62 0.4796 0.6648 20 0.33 0.667 1.5 0.4055 0.6056 17 0.17 0.833 1.2 0.1823 0.3884

Ta vẽ được đường tần suất weibull

Phân bố Weibull

y = 16.337x + 9.6779R2 = 0.9787

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 0.5 1 1.5 2 2.5

Giảm biến Weibull X

v (m

/s)

Hình 3 – 1: Đồ thị phân bố weibull



Công trình đê chắn sóng Dung Quất là công trình cấp II do đó giá trị vận tốc gió sẽ được tra với tần suất 2% ứng với chu kỳ lặp 50 năm trên đường weibull Ta có quan hệ giữa chu kỳ lặp(Tr) với hàm tích lũy weibull như sau:

Tr= )(1 xFt

−(năm) 3.3)

Số liệu quan trắc được là số liệu cực hạn trong 1 năm do đó

Tr= )(11

xF−(năm) (3.4)

Từ đó ta có: Ln(Tr)=Xβ (3.5) Với: Tr=50(năm) và β=1 ta có X=2.13 Tra trên đồ thị weibull ta có:V=45 (m/s). Tốc độ gió tính toán ở độ cao 10m trên mặt nước được xác định theo công thức:

Vw = kβ* kt * Vt (3.6) Trong đó: Vt – là tốc độ gió đo ở độ cao 10m trên mặt đất, lấy trung bình trong khoảng

thời gian 109 và với tần suất 2%, Vt = 45 m/s; kβ - hệ số tính lại tốc độ gió đo được bằng máy đo gió, xác định theo công

thức:

kβ = 0,675 + tV5,4 = 0,675 +

455,4 = 0.775 < 1.

kt – hệ số tính đổi tốc độ gió sang điều kiện mặt nước, lấy theo bảng 3 tiêu chuẩn 22TCN222-95. Nó phụ thuộc vào tốc độ gió và loại địa hình.

Bảng 3 - 2:Bảng tra giá trị Kt theo địa hình

Giá trị Kt khi địa hình thuộc loại

Tốc độ gió

Vt(m/s) A B C

10 1.1 1.3 1.47 15 1.1 1.28 1.44 20 1.09 1.26 1.42 25 1.09 1.25 1.39 30 1.09 1.24 1.38 35 1.09 1.22 1.36 40 1.08 1.21 1.34

Trong đó:



A - Địa hình trống trải ( bờ biển, đồng cỏ, rừng thưa, đồng bằng ); B - Địa hình thành phố kể cả ngoại ô,các vùng rừng rậm và các vùng địa

hình tương tự có các chướng ngại vật phân bố đều,với chiều cao của chướng ngại cao hơn 10 m so với mặt đất;

C - Địa hình thành phố với các nhà cao hơn 25 m. Ở đây công trình của ta không được che chắn. nên có thể lấy theo địa hình

nhóm A Dựa vào bảng trên và ngoại suy với địa hình loại A và vận tốc gió Vt =

45(m/s) ta được Kt = 1,08

Vậy Vw= 0.775*1.08*45= 37.7 (m/s).

3.2.2. Xác định đà gió.

Khi xác định sơ bộ các thông số sóng thì giá trị trung bình của đà gió(m) đối với một tốc độ gió tính toán Vw(m/s) cho trước có thể tính theo công thức sau:

Lm = kvis*wV

ν (2-7)

Trong đó:

kvis – hệ số, lấy bằng 5.1011 ;

ν - hệ số nhớt động học của không khí, lấy bằng 10 5− (m 2 /s).

Thay số ta có: Lm = 5.1011 *7.37

10 5−

= 132626(m) = 132.626(km).

Ta cần kiểm tra điều kiện của đà gió có thỏa mãn với Lm cho phép, theo bảng trang 82-22TCN222-95 ta có:

Bảng 3 - 3: Đà gió cho phép.

Tốc độ gió Vw m/s. 40 34.96 30

Giá trị đà gió lớn nhất Lmax.103−

, m. 200 320 600

Giá trị đà gió lớn nhất Lmax.103−

, m. 200 320 600

Với Lm = 132.626(km ) < Lmax = 320(km) nên đà gió ứng với Vw thỏa mãn điều kiện.



3.2.4. Hướng gió tính toán của cơn bão.

Theo biểu đồ hoa gió Dung Quất ,. Hướng gió thịnh hành trong năm là gió hướng Bắc, Tây Bắc, Đông và Đông Nam

3.3. Tính toán tham số sóng khởi điểm.

Dựa vào số liệu sóng quan trắc ở trạm Kỳ Hà ,tiến hành vẽ đường tần suất weibull với β=2 ta có

Hình 3 – 2: Đồ thị phân bố weibull

Công trình đê chắn song Dung Quất thuộc công trình cấp II với tần suất 2% tra trên đồ thị ta có giá trị sóng cực trị Hs=9,86(m).

Chu kỳ đỉnh phổ sóng lấy theo công thức kinh nghiệm :

Tp=3,94.Hs0,376=9,32(s)

Chiều dài sóng ở nước sâu: L0= π2* 2Tg =135,6(m).

3.4 Mực nước tính toán.

3.4.1 Mực nước trung bình :

MNTB = 1m ( theo tài liệu đo đạc của TeDiport) 3.4.2. Nước dâng do gió. Ta sử dụng công thức tính nước dâng như sau:



ΔS=( 22

cos)/(2

hg

FUC waw +φρρ )0.5 –h (1*)

Trong đó: ΔS: chiều cao nước dâng tính toán Cw: hệ số thực nghiệm, Cw=0.8*10-3 ÷3∗10−3

Ta lấy hệ sô Cw= 1.5*10−3 ρa: trọng lượng riêng của không khí, ρa ≈1.21 kg/m3

ρw: trọng lượng riêng của nước U: vận tốc gió thiết kế ở độ cao 10(m) so với mặt nước (m/s) =45(m/s) F: đà gió thiết kế (km) =132.626(km) h : chiều sâu trung bình của vùng nước trước đê =15m φ : góc giữa hướng gió và pháp tuyến của tuyến đê là

3.4.3. Nước dâng do gió theo hướng Bắc. Tương ứng với góc φ=900 thay vào công thức (1*) ta tính được ΔS1 =

2.94m 3.4.4. Nước dâng do gió theo hướng Đông Bắc.

Tương ứng với góc φ=450 thay vào công thức (1*) ta tính được ΔS2= 1.44m 3.4.5. Mực nước thiết kế.

MNTK = MNTB + ΔS+ Htr + ΔΗt Trong đó:

Htr là biên độ triều thiên văn (khu vực Quảng Ngãi có biên độ triều 1m) ΔΗι là mực nước biển dâng trong 50 năm (có thể lấy bằng 2.5cm) 3.4.6. Mực nước thiết kế theo hướng Bắc.

MNTK = MNTB + ΔS+ Htr + ΔΗι= 1+2.94+1+0.025= 4.965 (μ)( so với cao độ hải đồ) 2.4.3.2. Mực nước thiết kế theo hướng Đông Bắc.

MNTK = MNTB + ΔS+ Htr + ΔΗι=1+1.44+1+0.025=3.465 (m)( so với cao độ hải đồ) 2.5. Tính toán thông số sóng. Từ biểu đồ hoa gió và hoa sóng khu vực Dung Quất ta nhận thấy hướng sóng chủ đạo theo hướng chính là hướng Bắc và Đông Bắc. Với tần suất 2% ta đã xác định được giá trị Hs =9.86 với chu kỳ 9.32s

Chiều dài sóng ở nước sâu: L0= π2* 2Tg =135,6(m).



(Số liệu trên được lấy theo số liệu thống kê bão ứng với tần suất 2% ở khu vực cảng Kỳ Hà ) và trong năm 1998 TeDiport đã thống kê giá trị sóng trong bão tại độ sâu 26m thuộc khu vực cảng Dung Quất đã có những con sóng cao 9.81m vì thế ta có thể lấy số liệu trên để tính toán

2.5.1. Tính Sóng khúc Xạ. Trong việc tính toán song khúc xạ ta có thể sử dụng phần mềm Cress . nhưng vì phần mềm Cress luôn coi các đường đẳng sâu là trơn, song song với đường bờ. vì thế để đạt tính chính xác cao hơn ta có thể dung phần mềm Cress để tính song tại các đường đẳng sâu.

2.5.1.1. Tính song khúc xạ theo hướng Bắc.

Số liệu đầu vào MNTK= 4.965m Hs = 9.86m T = 9.32s Hướng song là hướng Bắc hợp với phương pháp tuyến của đường đẳng sâu 17 một góc là: với Tia 1 : α=28 0

với tia 2 : α= 380 với tia 3 : α= 370 Với α là góc của tia song với pháp tuyến của đường đẳng sâu thứ i. Hi là chiều cao song tại đường đẳng sâu thứ i Sử dụng phần mềm Cress tính toán với các đường đẳng sâu 17 ,16, 15,14,13,12,11, 10, 8 với 3 tia khác nhau để đảm bảo tính chính xác hơn.

Bảng 3-4 kết quả tính toán sóng khúc xạ theo hướng Bắc STT Tia 1 Tia 2 Tia 3 Đường đẳng sâu

α(0) Hi(m) α(0) Hi(m) α(0) Hi(m) 1 28 8.78 38 8.59 37 8.61 17(m) 2 21 7.93 35 7.56 47 7.27 16(m) 3 26 7.11 14 6.87 15 6.6 15(m) 4 14 6.47 12 6.26 5 6.03 14(m) 5 28 5.78 25 5.62 24 5.42 13(m) 6 19 5.25 23 5.07 21 4.91 12(m) 7 12 4.81 15 4.64 26 4.42 11(m) 8 23 4.36 20 4.23 24 4 10(m)



9 11 4.06 11 3.94 21 3.68 8(m)

2.5.1.1. Tính sóng khúc xạ theo hướng Đông Bắc.

Số liệu đầu vào :

MNTK= 3.465m Hs = 9.86m T = 9.32s Hướng song tới là hướng Đông Bắc hợp với phương pháp tuyến của đường đẳng sâu 17 một góc là: với Tia 1 : α=14 0

với tia 2 : α= 140 với tia 3 : α= 100 Tương tự sử dụng phần mềm Cress tính toán với các đường đẳng sâu 17 ,16, 15,14,13,12,11, 10, 8 với 3 tia khác nhau .

Bảng 3-5: Kết quả tính toán sóng khúc xạ theo hướng Đông Bắc: STT

Tia 1 Tia 2 Tia 3 Đường đẳng sâu

α(0) Hi(m) α(0) Hi(m) α(0) Hi(m) 1 14 8.91 14 8.91 10 8.94 17(m) 2 15 8.06 8 8.13 12 8.14 16(m) 3 5 7.37 20 7.35 3 7.45 15(m) 4 16 6.7 15 6.69 33 6.58 14(m) 5 6 6.15 33 5.91 38 5.72 13(m) 6 7 5.66 17 5.4 27 5.14 12(m) 7 8 5.23 25 4.89 17 4.72 11(m) 8 26 4.74 28 4.41 21 4.33 10(m) 9 12 4.47 6 4.43 16 4 8(m)

2.5.2. Biên sóng đổ. 2.5.2.1. Độ sâu sóng đổ. khi sóng đi từ vùng nước sâu vào vùng nước nông do năng lượng không đổi mà bị thay đổi bởi độ dốc đáy hay hiệu ứng nước nông sẽ sinh ra hiện tượng sóng vỡ ta có công thức quan hệ của chiều cao sóng nước sâu và chiều cao sóng nước nông như công thức dưới đây



KSH=HsH v =

)2.sinh

21.(.tanh

1

khkhhk +

(Trang 134 GT Cơ Sở Kỹ Thuật Bờ Biển)

Trong đó :Hv là độ cao sóng tại điểm sóng vỡ h là chiều sâu nước tại điểm sóng vỡ

Mặt khách

H v =0,55 ÷ 0.65 ( theo taì liệu đánh giá chỉ số song vỡ của bờ biển Việt

Nam……) Bảng 3-6 : kết quả thử dần để tìm ra độ sâu sóng vỡ

h Hv Hv/h 20.465 10.2933 0.5029719.465 10.3381 0.5311118.465 10.3903 0.5627 17.465 10.4517 0.5984416.465 10.5243 0.6391915.465 10.6109 0.6861214.465 10.715 0.7407513.465 10.8412 0.8051411.465 11.1856 0.97563

Vậy tại độ sâu h = 18.465m thì song đổ. ứng với đường đồng mức 15 2.5.2.2. Chiều cao sóng đổ.

Bảng 3-7: Bảng tính toán chiều cao sóng đổ theo hướng Bắc STT Tia 1 Tia 2 Tia 3 Đường đẳng sâu

1 α(0) Hdm) α(0) Hđ(m) α(0) Hd(m) 2 26 7.11 14 6.87 15 6.6 15(m)

Bảng 3-8: Bảng tính toán chiều cao sóng đổ theo hướng Đông Bắc STT Tia 1 Tia 2 Tia 3 Đường đẳng sâu

1 α(0) Hdm) α(0) Hđ(m) α(0) Hd(m) 2 5 7.37 20 7.35 3 7.45 15(m)

Với α là góc của tia song với pháp tuyến của đường đẳng sâu 15m

Hd là chiều cao song đổ tại đường đẳng sâu 15m



2.6. Tổng hợp điều kiện biên.

Bảng 3-9: tổng hợp điều kiện biên theo hướng Đông Bắc Điều kiện biên M.C đầu đập

D1 M.C thân đập

D2 M.C gốc đập

D3 Độ sâu ( m) 15 16 8

MNTK (m) 3.465 3.465 3.465

Chiều cao song (m) 7.45 8.13 4.47

Chu kỳ song TK (s) 9.32 9.32 9.32

Độ sâu vị trí song vỡ (m)

18.465

Bảng 3-10: tổng hợp điều kiện biên theo hướng Bắc

Điều kiện biên M.C đầu đập D1

M.C thân đập D2

M.C gốc đập D3

Độ sâu ( m) 15 16 8

MNTK (m) 4.965 4.965 4.965

Chiều cao song (m) 7.11 7.93 4.06

Chu kỳ song TK (s) 9.32 9.32 9.32


19.965



CHƯƠNG IV : XÁC ĐỊNH TUYẾN ĐÊ CHẮN SÓNG 4.1. Các phương án vị trí đê chắn sóng Dung Quất. Để công trình đê chắn song của ta đạt hiệu quả cao nhất thì việc lựa chọn tuyến đê cần phải đạt được những yêu cầu sau : - Chiều dài tuyến đê cần đạt đến vùng sóng đổ. - Chiều cao sóng nhiễu xạ ở đầu đập là nhỏ nhất - Diện tích vùng nước lặng sau đập là lớn nhất - Đảm bảo luồng tàu ra vào cảng hợp lý - Khối lượng công trình hợp lý nhất 4.1.1. Phương án thứ nhất.

Trong phương án này hệ thống đê chắn sóng của ta gồm 2 tuyến đê : - Tuyến đê phụ L1 phía Tây. Có chiều dài 1100m nối liền với đê chắn cát.và

vươn tới đường đẳng sâu 13. - Tuyến đê chính L2 phía bắc có chiều dài 1600m có nhiệm vụ chắn song theo

hướng Bắc và Đông Bắc. chạy thẳng từ mũi Văn Ca tới đường đẳng sâu (-15m) vuông góc với hướng Đông.

4.1.2. Phương án thứ 2. Trong phương án này hệ thống đê chắn song của ta cũng vẫn bao gồm 2

tuyến đê - Tuyến đê phụ L1 phía Tây. Có chiều dài 1100m nối liền với đê chắn cát.và

vươn tới đường đẳng sâu 13 - tuyến đê chính L3 phía Bắc gồm 2 đoạn : +đoạn 1 gốc đập : chạy từ mũi Văn Ca tới đường đẳng sâu (-14m) hợp với hướng Đông góc 16* có chiều dài 560m + đoạn 2 phần thân đập và đầu đập. hợp với hướng Bắc 1 góc 68* có chiều dài 1130m vươn tới đường đẳng sâu (-15m)



4.2. Chọn phương án vị trí đê chắn sóng Dung Quất. 4.2.1. Xác định sóng nhiễu xạ ở sau công trình.

Hiện tưọng nhiễu xạ xảy ra khi song đi từ vùng nước sâu vào vùng nước nông được che chắn bởi đảo chắn hoặc công chình chắn sóng. Làm cho hướng song bị thay đổi, kết hợp với hiện tượng phản xạ mà sinh ra hiện tượng nhiễu xạ.

Đối với công trình đập chắn sóng thì việc xác định hiện tượng nhiễu xạ có ý nghĩ rất quan trọng. ngoài việc dựa vào chiều cao song nhiễu xạ để xác định vật liệu gia cố mái phía trong của đê thì việc xác định song nhiễu xạ còn được sử dụng để tính ổn định của đê.

Vì hướng song chủ đạo của ta là hướng Đông Bắc và hướng Bắc. nên ta chỉ cần xác định song nhiễu xạ do đập chính gây ra mà có thể bỏ qua hiện tượng nhiễu xạ do đập phụ hướng Tây gây ra.

Việc xác định song nhiễu xạ ta có thể sử dụng phần mềm Cress để tính toán cho từng vị trí trong cảng. từ đó tìm được chiều cao sóng nhiễu xạ tai các vị trí trong cảng như sau: 4.2.1.1. tính toán sóng nhiễu xạ theo hướng Bắc cho phương án thứ nhất.

Sử dụng phần mềm Cress để tính toán chiều cao sóng nhiễu xạ trong cảng do sóng hướng Bắc truyền tới tại các vị trí tính toán với các số liệu đầu vào như sau: Góc α(0) = 95 Độ sâu nước h = 19.965 m chiều cao sóng tới : Hs = 7.11m chu kỳ sóng : Ts = 9.32 (s)

Bảng 4-1:kêt quả tính toán sóng nhiễu xạ do sóng hướng Bắc gây ra Vị trí X (m) Y (m) Hnx(m)

1 100 50 2.23 2 100 100 1.73 3 100 150 138 4 100 200 0.96 5 100 250 0.97 6 100 300 0.95 7 100 350 0.91 8 100 400 0.82 9 100 450 0.78 10 100 500 0.73 11 100 550 0.65 12 100 600 0.64 13 100 650 0.63 14 100 700 0.61



15 100 750 0.6 16 100 800 0.58 17 100 850 0.57 18 100 900 0.55 19 100 950 0.54 20 100 1000 0.52

Với ( Xi , Yi) là toạ độ của điểm thứ I mà tại đó ta tính toán chiều cao sóng

nhiễu xạ Hnx là chiều cao sóng nhiễu xạ tại những điểm mà ta xét.

4.2.1.2. Tính toán sóng nhiễu xạ theo hướng Đông Bắc cho phương án thứ nhất.

Sử dụng phần mềm Cress để tính toán chiều cao sóng nhiễu xạ qua đập chắn sóng do sóng hướng Đông Bắc truyền tới tại các vị trí tính toán với các số liệu đầu vào như sau: Góc α(0) = 130 Độ sâu nước h = 18.465 m chiều cao sóng tới : Hs = 7.45m chu kỳ sóng : Ts = 9.32 (s)

Bảng 4-2: kêt quả tính toán sóng nhiễu xạ do sóng hướng Đông Bắc gây ra Vị trí X (m) Y (m) Hnx (m)

1 100 50 1.62 2 100 100 1.33 3 100 150 1.13 4 100 200 0.95 5 100 250 0.88 6 100 300 0.81 7 100 350 0.75 8 100 400 0.68 9 100 450 0.64 10 100 500 0.59 11 100 550 0.54 12 100 600 0.53 13 100 650 0.52 14 100 700 0.51 15 100 750 0.5 16 100 800 0.49 17 100 850 0.48 18 100 900 0.46 19 100 950 0.45 20 100 1000 0.44



Với ( Xi , Yi) là toạ độ của điểm thứ I mà tại đó ta tính toán chiều cao sóng nhiễu xạ Hnx là chiều cao sóng nhiễu xạ tại những điểm mà ta xét 4.2.1.3. Tính toán sóng nhiễu xạ theo hướng Bắc cho phương án thứ hai.


Bảng 4-3: Kết quả tính toán sóng nhiễu xạ do sóng hướng Bắc gây ra Vị trí X (m) Y (m) Hnx (m)

1 100 50 1.74 2 100 100 1.39 3 100 150 1.16 4 100 200 0.98 5 100 250 0.91 6 100 300 0.85 7 100 350 0.79 8 100 400 0.73 9 100 450 0.68 10 100 500 0.63 11 100 550 0.57 12 100 600 0.56 13 100 650 0.55 14 100 700 0.54 15 100 750 0.52 16 100 800 0.51 17 100 850 0.5 18 100 900 0.49 19 100 950 0.47 20 100 1000 0.46

Với ( Xi , Yi) là toạ độ của điểm thứ I mà tại đó ta tính toán chiều cao sóng

nhiễu xạ



Hnx là chiều cao sóng nhiễu xạ tại những điểm mà ta xét 4.2.1.4. Tính toán sóng nhiễu xạ theo hướng Đông Bắc cho phương án thứ hai.


Bảng 4-4: kêt quả tính toán sóng nhiễu xạ do sóng hướng Đông Bắc gây ra Vị trí X (m) Y (m) Hnx

(m) 1 100 50 1.42 2 100 100 1.19 3 100 150 1.02 4 100 200 0.88 5 100 250 0.82 6 100 300 0.76 7 100 350 0.71 8 100 400 0.64 9 100 450 0.59 10 100 500 0.55 11 100 550 0.57 12 100 600 0.52 13 100 650 0.5 14 100 700 0.47 15 100 750 0.46 16 100 800 0.45 17 100 850 0.43 18 100 900 0.42 19 100 950 0.41 20 100 1000 0.39



4.3. So sánh và lựa chọn vị trí tuyến đê. Việc lựa chọn tuyến đê về nguyên tắc cần phải tuân theo các chỉ tiêu về vấn đề kinh tế và kỹ thuật. tuy nhiên với khối lượng của đồ án tốt nghiệp ta không thể xem xét hết mọi khía cạnh . vì thế việc lựa chọn tuyến đê ta chỉ có thể xác định bằng cách lý luận định tính với việc phân tích ưu nhược điểm cơ bản của 2 phương pháp trên: 4.3.1. Phương pháp thứ nhất. Ưu điểm : - tuyến đê L2 ngắn hơn chiều dài tuyến đê L3 vì thế nên tiết kiêm được chi phí

xây dưng. - phần chân đập được xây dựng tại độ sâu nhỏ hơn. Vì thế tiêt kiêm được chi phí

xây dựng - Từ bình đồ ta thấy vì tuyến đê L2 nằm sâu hơn trong vịnh nên sóng nên tải

trọng do sóng tác động lên gốc đập sẽ nhỏ hơn. Nhựoc điểm : - Vì đê chắn sóng của ta có nhiệm vụ chính là chắn sóng đến từ 2 hướng sóng chủ

đạo là Bắc và Đông Bắc. nên tuyến đê L2 của ta chịu tác động của tải trọng sóng lên thân đập và đầu đập sẽ lớn hơn.

- Chiều cao sóng nhiễu xạ trong cảng theo tính toán cũng lớn hơn - Vì tuyến đê L2 nằm sâu hơn trong vịnh nên diện tích của cảng cũng nhỏ hơn. 4.3.2. Phương pháp thứ hai. Ưu điểm : - Tuyến đê L3 nằm lui ở phía ngoài vịnh nên cho diện tích sử dụng của cảng lớn

hơn tuyến đê L2 - Góc sóng tới của 2 hướng sóng chủ đạo Bắc và Đông Bắc hợp với tuyến đê L3

nhỏ hơn so với tuyến đê L2 nên tải trọng sóng tác động tới phần thân đập và đầu đập sẽ nhỏ hơn so với tuyến đê L2

- Cũng do góc sóng tới của 2 hường sóng chủ đạo Bắc và Đông Bắc so với tuyến đê L3 nhỏ hơn so với tuyến đê L2 nên chiều cao sóng nhiễu xạ theo tính toán cũng nhỏ hơn



Nhược điểm: - Tuyến đê L3 có chiều dài lớn hơn tuyến đê L2 nên chi phí xây dựng lớn hơn

việc xây dựng tuyến đê L2 - Phần gốc đập của tuyến đê L3 nằm ở độ sâu lớn hơn và không được che chắn

như phần gốc đập của tuyến đê L2 nên sẽ chịu tác động của tải trọng sóng lớn hơn.

- Vì việc bố trí tuyến đê L3 bị gẫy khúc nên sẽ khó khăn hơn trong việc phóng tuyến và định vị tuyến ngoài công trường trong quá trình thi công.

4.3.3. Lựa chọn giải pháp bố trí tuyến đê. Từ những yêu cầu kỹ thuật , kinh tế , chiến lược phát triển cảng Dung Quất em đề xuất xây dựng tuyến đê chắn sóng theo phương án thứ nhất. 4.4. Các phương án thiết kế hình dạng mặt cắt đê chắn sóng Dung Quất.

Đê chắn sóng có nhiều hình dạng tuy vậy trên thế giới đê chắn sóng được xây dựng chủ yếu có 3 loại đó là: đê chắn sóng mái nghiêng , đê chắn sóng dạng tường đứng , đê chắn sóng dạng hỗn hợp( là sự kết hợp của đê mái nghiêng và đê dạng tường đứng) 4.4.1. Đê chắn sóng mái nghiêng. Đê chắn sóng mái nghiêng được sử dụng ở những nơi có địa chất không cần tốt lắm, độ sâu không quá 20m. Đê chắn sóng mái nghiêng được ứng dụng rộng rãi nhằm ứng dụng được các vật liệu sẵn có, tại chỗ: đá, bê tông...Ngoài ra đê chắn sóng mái nghiêng còn ứng dụng ngoài khối bê tông có hình thù kì dị nhằm tiêu hao năng lượng sóng và liên kết với nhau. Đê mái nghiêng có các ưu nhược điểm sau: Ưu điểm: Tận dụng được vật liệu địa phương; Tiêu hao năng lượng sóng tốt, sóng phản xạ ít, nhất là mái nghiêng có độ nhám cao; Thế ổn định tổng thể khá vững chắc vì là các vật liệu rời. Nếu nó xảy ra mất ổn định cục bộ. Do đó đê mái nghiêng thích hợp với hầu hết các loại nền đất; Cao trình đỉnh đê mái nghiêng thấp hơn so với đê tường đứng; Công tác điều tra cơ bản nền đất ít tốn kém hơn (lỗ khoan thưa và nông); Công nghệ thi công đơn giản có thể kết hợp hiện đại và thủ công. Nhược điểm: Tốn vật liệu gấp hai, ba lần so với tường đứng ở cùng một độ sâu; Không thể sử dụng mép ngoài để neo cập tàu; Khi muốn làm đường giao thông trên mặt đê phải dùng các khối bê tông đỉnh;



Tốc độ thi công chậm so với tường đứng ở cùng độ sâu. Dựa vào đặc điểm vật liệu và đặc thù cấu tạo, kết cấu đê chắn sóng mái nghiêng được phân loại thành: Đê mái nghiêng bằng đá Đê mái nghiêng với khối bêtông gia cố hình hộp; Đê mái nghiêng với các khối bêtông phức hình 4.4.2. Đê trọng lực tường đứng.

Kinh nghiệm thiết kế và thi công cho thấy công trình đê chắn sóng kiểu tường đứng kinh tế hơn công trình đá đổ mái nghiêng do có hình dạng gọn nhẹ, giảm được khối lượng các vật liệu xây dựng như đá và bê tông. Điều kiện cơ bản nhất để áp dụng công trình kiểu tường đứng trọng lực là nền móng phải tốt. Đất nền lý tưởng cho công trình này là nền đá. Tuy nhiên với loại đất có khả năng chịu tải tương đối tốt thì cũng có thể làm nền móng cho công trình trọng lực: đất, cát, sỏi. Tuy nhiên phải có biện pháp gia cố chống xói lở ở đáy . Như vậy, công trình đê chắn sóng loại tường đứng có thể xác định theo các điều kiện sau: Trên nền đất đá mọi độ sâu. Trên nền đất rời với các điều kiện sau: + Với độ sâu lớn hơn 1,5÷2,5 lần chiều cao sóng tính toán thì đất nền trước công trình phải được gia cố tại các vị trí được dự kiến sẽ bị xói; + Với độ sâu không quá 20÷28m (khi đó áp lực của công trình lên nền đất ở giới hạn cho phép). 4.4.3. Đê chắn sóng hỗn hợp. Là đê kết hợp giữa hai kết cấu đê mái nghiêng và tường đứng. Thường được xây dựng ở độ sâu rất lớn d > 20 m. Đê chắn sóng dạng hỗn hợp có 2 cách bố trí như sau: có thể bố trí phần tường đứng phía trên. phần mái nghiêng phía dưới hoắc phần tuờng đứng phía dưới ,phần mái nghiêng phía trên. Phần dưới là mái nghiêng có vai trò là lớp đệm, cao trình lớp đệm lấy sao cho không gây ra sóng vỡ trước công trình đảm bảo phần tường đứng không bị tác dụng xung lực.



Để có thể lựa chọn được loại hình kết cấu đê chắn sóng hợp lý (hợp lý theo chỉ tiêu kinh tế - kĩ thuật) cần phải xem xét, phân tích đồng thời nhiều yếu tố như: điều kiện về địa hình, địa chất, chế độ sóng tại vị trí xây dựng đê...từ việc nhận định về tầm quan trọng của công trình, điều kiện địa chất của khu vực xây dựng đê chắn sóng Dung Quất mà ta quyêt định lựa chọn 2 hình thức thiết kế là: đê chắn sóng mái nghiêng và đê chắn sóng dạng hỗn hợp

CHƯƠNG V : THIẾT KẾ SƠ BỘ 5.A. Đê chắn sóng mái nghiêng. 5.A.1. Xác định cao trình đỉnh đê.

Việc xác định cao trình đỉnh của đê chắn sóng tuỳ thuộc vào tầm quan trọng của công trình này , mục đích sử dụng của nó. Vì công trình của ta nhằm phục vụ cho việc bảo vệ cảng nên khi xác định cao trình đỉnh đê ta cần quan tâm tới lưu lượng tràn qua đỉnh và chiều cao sóng truyền qua thân công trình nhằm đảm bảo cho việc hoạt động trong cảng vẫn diễn ra, trong trường hợp xuất hiện thời tiết quá xấu thì có thể là nơi neo đậu của tàu thuyền. Trong việc tính toán cao trình đỉnh ta coi như đập chắn sóng của ta là không thấm từ những điều kiện sóng đã xác định được ở chương 3 Bảng 5-1: tổng hợp điều kiện biên theo hướng Đông Bắc


M.C thân đập D2

M.C gốc đập D3

Độ sâu ( m) 15 16 8

MNTK (m) 3.465 3.465 3.465

Chiều cao song (m) 7.45 8.13 4.47

Chu kỳ song TK (s) 9.32 9.32 9.32


18.465

5.A.1.1. Xác định cao trình đỉnh đê chắn sóng mái nghiêng dựa vào tiêu chuẩn sóng tràn. Áp dụng công thức của Owen trong tiêu chuẩn CEM VI-5 pp.19-33



msTgH

q

0

=a*exp(-bs

c

HR

π20mS

rγ1 ) (5.1)

Trong đó a,b là các giá trị tra trong bảng VI-5-8 với hệ số mái 1:1,5 ta có a=0,01;b=20 q: lưu lượng tràn cho phép đối với đê mái nghiêng có gia cố đỉnh là 100 lit/m/s Hs: chiều cao sóng thiết kế trước chân công trình Rc: Độ vượt cao của cao trình đỉnh đê trên mực nước thiết kế γr: Hệ số nhám bề mặt, với terapod 2 lớp ta chọn hệ số γρ=0.38 Thay số vào công thức (4.4 ) ta có : q = 7.44* exp( -0.634*Rc) Thay các giá trị vào công thức (5.1) dùng phép tính thử dần ta sẽ xác định được Rc.

Bảng 5-2:Kết quả tính toán Rc theo tiêu chuẩn sóng tràn Rc (m) Q (l/m/s)

6 0.166212 6.1 0.156008 6.2 0.146431 6.3 0.137441 6.4 0.129004 6.5 0.121084 6.6 0.113651 6.7 0.106674 6.8 0.100125

Vậy ứng với lưu lượng tràn là 100lit/m/s thì độ vượt không Rc =6.8(m) ∇đỉnh đê = MNTK+ Rc = 3.465 + 6.8= 10.265 (m) 5.A.1.2. Xác định cao trình đỉnh đê chắn sóng mái nghiêng dựa vào tiêu chuẩn sóng truyền.

Vì đê chắn sóng Dung Quất có nhiệm vụ chính là bảo vệ khu cảng phía trong được an toàn dưới mọi thời tiết xấu. nếu như trong trường hợp bão đổ bộ vào khu vực quá lớn. khiến hoạt động trong cảng không thể hoạt động được thì cảng sẽ được sử dụng để neo đậu tàu thuyền tránh bão. từ yêu cầu đặt ra như vậy mà khi tính toán đến cao trính đỉnh đê ta phải xem xét đến chiều cao sóng truyền vào trong



cảng. thông thường chiều cao sóng trong cảng thường không vượt quá 0.8 (m) để tàu thuyền có thể neo đậu được Xác định hệ số sóng truyền qua đê.

tΚ = 22ttto Κ+Κ =

it

Η

ΗΤ (sổ tay kỹ thuật biển) (5.2)

Với tΚ là hệ số truyền sóng qua công trình

toΚ là hệ số truyền sóng do hiện tượng sóng tràn qua công trình

ttΚ là hệ số truyền sóng qua thân của công trình vì ta coi đập chắn sóng là không thấm nên hệ số ttΚ = 0 Từ đây ta có tΚ = toΚ

Xác định hệ số sóng truyền qua đê do hiện tượng sóng tràn.

Xác định hệ số sóng leo :

LoHi

θξ tan= (giáo trình CSKTBB) (5.3)

Với :tanθ là độ dốc mái đê . (cotgθ = 1.5 chọn ở trên ) Hi chiều cao sóng tới trước chân công trình Hi = 8.13 m Lo chiều dài sóng nước sâu Lo = 135 m

Thay số vào ta có ξ = 2.72 Vậy chiều cao sóng leo lên công trình là :

H u = iΗ *ξ * rγ (giáo trình CSKTB) (5.4)

Với rγ là hệ số chiết giảm của mái đê ( đối với mái Tetrapo ta chọn rγ =0.38)

Suy ra chiều cao sóng leo lên công trình là : uΗ = 8.13*2.72*0.38 = 8.4m

Hệ số sóng truyền :

)1(*u

cto

RC

Η−=Κ ( sổ tay CTBVBVII – trang 7-62) (5.5)

Với R c là độ vượt không của đỉnh đê so với mực nước thiết kế.

Khi 2.3≤hB thì C = 0.51 – 0.11*( )

hB (5.6)

h là chiều cao của đập ,( h = 16 + 3.465+ R c ) (5.7)

B là chiều rộng đỉnh đập ( ta chọn B = 10m ) Thay ( 5.6) và ( 5.7) vào công thức ( 5.5) ta được:

)1(*)]465.19

(*11.051.0[u

c

ct

RR Η

−+

Β−=Κ ( 5.8)



Thay các giá trị B và uΗ vào công thức (5.8) dùng phương pháp thử dần ta được

Bảng 5-3 : kết quả tính toán Rc theo tiêu chuẩn sóng truyền Rc(m) K Τ

3 0.30563 3.5 0.280376 4 0.254977

4.5 0.229443 5 0.203781

5.5 0.177999 6 0.152104

6.5 0.126104 7 0.100003

7.5 0.073808 8 0.047523

8.5 0.021153 Từ bảng kết quả trên ta thấy ứng với giá trị R c = 7.5(m) thì tΚ = 0.074 khi đó chiều

cao sóng truyền qua công trình là H to = K t * H i = 0.074*8.13 =0.6(m)

H to = 0.6 (m) < 0.8 (m) thỏa mãn điều kiện chiều cao sóng trong cảng.

Vậy độ vượt không Rc = 7.5m Vậy cao trình đỉnh đê là : ∇đỉnh đê = MNTK+ Rc = 3.465 + 7.5 = 10.965(m) Từ 2 phương pháp tính cao trình đỉnh của đê chắn sóng ta thấy giá trị cao trình đỉnh tính toán được ở phương pháp tính sóng truyền qua công trình cho kết quả lớn hơn. Như vậy để thiên về giải pháp an toàn ta chọn cao trình đỉnh được tính toán theo phương pháp nay. Vậy cao trình đỉnh đê là : ∇đỉnh đê = MNTK+ Rc = 3.465 + 7.5 = 10.965(m) ≈ 11(m)

5.A.2. Xác định kích thước cơ bản cho từng phân đoạn. 5.A.2.1. Khối phủ mặt. 5.A.2.1.1. Trọng lượng khối phủ.

Việc xác định trọng lượng khối phủ mái được xác định theo hai công thức cơ bản của Husson và của Van Der Meer



Ta chọn kết cấu khối phủ gia cố hai mái và khối phủ đỉnh là tetrapod và được xếp tự do 2 lớp. Khi tính toán vật liệu gia cố mái ngoài thì ta tính với tham số sóng mặt ngoài đê( tham số sóng vùng sóng đổ), khi tính toán vật liệu gia cố mái trong ta tính với tham số sóng mặt trong đê( tham số sóng nhiễu xạ). Áp dụng theo công thức của Husson:

3

3

.

. .

B SD

BD

HGK ctg

γ

γ γ αγ

=⎛ ⎞−⎜ ⎟⎝ ⎠

(5.9) ( giáo trình CTBVB )

Trong đó: G – Trọng lượng khối phủ;T Kd - Hệ số tra bảng (4.10); ta lấy K d = 7 đối với phần thân đê .

K d = 5 đối với phần đầu đê

HSD – Chiều cao sóng thiết kế, lấy HSD theo bảng tính toán sóng (bảng 25)

Bγ - Trọng lượng riêng của vật liệu khối phủ ( với cáu kiện tetrapot ta lấy

2450=bγ (kg/ m 3 )

γ - Trọng lượng riêng của nước; ( = 1025 kg/ m 3 )

Ctg α - hệ số mái dốc ( đã chọn ở phần trên Ctg α = 1.5) Tuy nhiên hiện nay công thức Hudson ít được sử dụng. Công thức này có nhiều hạn chế đó là: Công thức này không đề cập đến tính chu kỳ sóng. Không đề cập đến tính thấm nước Không đề cập đến số lượng các con sóng. Định nghĩa độ hư hỏng không rõ ràng Công thức vander meer đã khắc phục phần nào những hạn chế nêu trên. Do đó ta sẽ tính trọng lượng khối phủ mái theo Vander meer cho Tetrapods hai lớp phủ.

Áp dụng theo công thức của Van Der Meer cho mái phủ Tetrapods 2 lớp như sau: Theo CEM bảng VI-5-30 công thức Vander meer là:

Ns=ΔnD

Hs =(3.75Nod0.5/Nz

0.25 +0.85)Som-0.2 ( 5.10)

Trong đó Hs: chiều cao sóng đáng kể trước chân công trình Dn: đường kính khối phủ Δ = sρ / wρ -1= 1.39



Nod: số khối bị dịch chuyển trong bề rộng dải Dn Ta chọn Nod =0,5 ( do yếu tố kinh tế cũng như yêu cầu bảo vệ an toàn của mái đê ) Nz: số sóng, (số con sóng ảnh hưởng đến công trình. ở Việt Nam thời gian tác động của một cơn bão thường từ 4 đến 6h . với chu kì sóng thiết kế của ta là 9.32s ) ta chọn Nz=2300 con sóng.

Som: độ dốc sóng Som=m

s

LH

0

Thay số vào công thức ( 5.10) ta có bảng kết quả đối với mái phía ngoài của đê như sau Bảng 5-4: khối lượng phủ mái ngoài:

STT Đầu đê Thân đê Gốc đê

Hs(m) 7.45 8.13 4.47

Dn(m) 2.3 2.55 1.25

W (T) 30 41 5

Tính toán vật liệu phủ mái trong ta có thể áp dụng công thức tính toán của Van Der Meer đối với sóng nhiễu xạ. tuy nhiên do địa chất của khu vực xây dựng công trình là tương đối yếu. vì vậy để đảm bảo tính ổn định cho công trình ta sẽ lấy khối lượng phủ mái trong như mái ngoài. ( phần này sẽ được làm dõ hơn trong phần thiết kế chi tiết) Trọng lượng khối tetrapod phủ đỉnh đê lấy bằng trọng lượng khối phủ mái ngoài đê. Đối với Tetrapod ta xếp 2 lớp theo sơ đồ sau:

Hình 5-1:Sơ đồ mặt đứng xếp khối Tetrapod trên mặt đê.



Hình 5-2: Sơ đồ mặt bằng xếp khối Tetrapod trên mặt đê 5.A.2.1.2. Chiều dày khối phủ( cho khối Tetrapod). Chiều dày khối phủ và lớp lót được xác định theo công thức sau:

1/3

a

W. .W

r n KΔ

⎛ ⎞= ⎜ ⎟

⎝ ⎠ (5.11)

Trong đó: n – Số lớp, n = 2; KΔ - Hệ số, tra bảng (5.11);

W – Trọng lượng khối phủ ( bảng 5.10)

Wa – Khối lượng riêng của khối phủ ( lấy bằng 2.45T/m3) Bảng 5-5: Giá trị KΔ và P

Khối phủ n Cách đặt KΔ P

Đá nhẵn 2 Tự do 1,02 38

Đá tròn 2 Tự do 1,00 37

Đá tròn ≥ 3 Tự do 1,00 40

Đá khối CN 2 Sắp xếp 27

Đá Hỗn hợp Tự do 37

Khối lập phương 2 Tự do 1,10 47

Tetrapod 2 Tự do 1,04 50

Tribar 3 Tự do 1,02 54

Tribar 1 Sắp xếp 1,13 47

Dolos 2 Tự do 0,94 56

Core-loc Thể tích 1 Tự do 1,51 60



Khối phủ n Cách đặt KΔ P

<5m3

Core-loc 5<Thể tích <12 m3

63

Core-loc 12<TT<22 m3

64

Accropod Thể tích<5m3

57

Accropod 5<Thể tích<12 m3

59

Accropod 12<TT<22 m3

1 Tự do 1,51

62

Thay số vào công thức 5.11 ta có kết quả tính toán cho bởi bảng sau.

Bảng 5-6: Chiều dày khối phủ mái

Vị trí Đầu đê

Thân đê Gốc đê

Trọng lượng khối phủ mái. W ( tấn) 30 41 5 Trọng lượng riêng khối phủ mái Wa (T/m3) 2.45 2.45 2.45

Số lớp xếp n 2 2 2

Hệ số K Δ 1.04 1.04 1.04 Chiều dày lớp phủ : r (m) 4.8 5.4 2.65

Ta có hình dạng và kích thước khối TeTrapodr như sau :



Kích thước cơ bản của khối tetrapod.

Kích thước cơ bản của khối (m) W (T)

V (m3) H A B C D E F G I J K L

5 2.08 1.95224 0.6 0.29 0.93 0.92 0.50 1.26 0.42 1.18 0.59 2.13 2.34

30 12.50 3.54746 1.1 0.54 1.69 1.67 0.90 2.28 0.76 2.15 1.07 3.87 4.26

41 17.08 3.93675

1.3 0.59 1.88 1.85 1.00 2.54 0.85 2.39 1.19 4.29 4.73

5.A.2.1.3. Giới hạn chân lớp phủ chính. Khi độ sâu nước lớn hơn 1,5H thì giới hạn dưới của lớp phủ thứ nhất được

kéo dài xuống mực nước thấp nhất một khoảng bằng H. Trong trường hợp độ sâu nước nhỏ hơn 1,5H thì lớp phủ chính được kéo dài đến tận chân khay. Tuy nhiên trong trường hợp đê chắn sóng Dung Quất thiên về phương án an toàn, ta sẽ kéo dài lớp phủ chính tới tận chân khay 5.A.3 Lớp lót.

+Trọng lượng lớp lót. Lớp lót được tính toán để đảm bảo ổn định trong quá trình khai thác và trong

quá trình thi công.Cần đảm bảo kích thước để không bị sóng moi qua khe giữa các khối phủ và gây lún sụt cho lớp phủ và trong thời gian thi công không bị sóng quấn đi khi chưa có khối phủ che chở. +trọng lượng lớp lót thứ nhất là W 1l = W/10

+ trọng lượng lớp lót thứ hai là W 2l = W/200

Bảng 5-7: Trọng lượng lớp lót



Vị trí Đầu đê Thân đê Gốc đê W 1l (tấn) 3 4.1 0.5

W 2l (tấn) 0.15 0.205 0.025

+Chiều dày lớp lót được xác định theo công thức sau: 1/3

a

W. .W

r n KΔ

⎛ ⎞= ⎜ ⎟

⎝ ⎠ (5.12)

Trong đó: n – Số lớp, n = 2; KΔ - Hệ số, tra bảng (31) ở đây ta lấy KΔ = 1

W – Trọng lượng lớp lót; ( theo bảng 34) Wa – Khối lượng riêng của lớp lót.( ta lấy bằng 2.6T/m3)

Bảng 5-8: chiều dày lớp lót Vị trí Đầu đê Thân đê Gốc đê

r1 (m) 2.1 2.3 1.2

r 2 (m) 0.8 0.86 0.43

5.A.4. Tính toán chân khay.

Chân khay được đưa vào để giữ lớp phủ chính và chống xói. Chân khay thường được làm bằng đá đổ tuy nhiên trong một số trường hợp phải dùng bằng khối bê tông do kích thước lớn.

Chiều rộng chân khay sao cho chứa được tối thiểu 4 khối gia cố lớn; Cao trình chân khay tạo với chiều rộng thành một khối đảm bảo ổn định cho

vật liệu gia cố; Chân khay có thể được thi công trước hay sau khi có lớp phủ chính. Đối với

khối Tribar được sắp xếp và đá xếp thì chân khay là khối tựa và phải đảm bảo thi công trước. Trong trường hợp thi công sau thì chiều cao chân khay phải đảm bảo chắn đủ 1/2 chiều cao của khối phủ tiếp giáp với chân khay;

Tại nơi nước rất nông khối phủ chính được kéo dài thêm 1 hoặc 2 hàng để làm chân khay.

Tại nơi nước sâu vừa có thể dùng các viên đá có kích thước bé hơn so với khối trên lớp phủ chính..

Tại nơi nước sâu chân khay có thể nằm ở khoảng cách tương đối lớn hơn so với đáy biển..



Đối với đáy biển có độ dốc hoặc bề mặt trơn, nếu tại chân công trình có sóng đổ thì chân khay có thể bị mất ổn định. Để giữ cho chân khay khỏi bị trượt cần phải tạo rãnh hoặc các thanh neo để giữ cho chân khay khỏi bị trượt.

Trong trường hợp chân khay nằm trên đất nền có thể bị xói thì độ sâu bảo vệ của chân khay phải được xác định có tính đến phần dự phòng khả năng xói.

5.A.4.1. Cao trình đỉnh chân khay.

Hình 5-3 sơ đồ tính cao trình chân khay

Chọn hệ số mái chân khay là m = 2 Cao trình đỉnh chân khay so với đáy biển : dựa vào quan hệ hình học ta tính được cao trình đỉnh chân khay là : H ck = r1 + [ r/sin( αα +1 )]*sin( 1α ) (5.13)

Với r 1 là chiều dày lớp lót thứ nhất (m)

r là chiều dày lớp phủ (m) 1α là góc nghiêng của chân khay

α là góc nghiêng của đê chắn sóng

Thay số vào công thức (5.13) ta được cao trình đỉnh của chân khay so với đáy biển Bảng 5-9: chiều cao của chân khay

Vị trí Đầu đê Thân đê Gốc đê

H ck 4.6(m) 5.1(m) 2.6(m)



5.A.4.2. Trọng lượng viên đá chân khay.

Trọng lượng viên đá chân khay được xác định theo đồ thị hình VI-5-45 CEM

Hình 5-4 Đồ thị xác định kích thước viên đá chân khay

Trọng lượng viên đá chân khay được xác định theo đồ thị thông qua tỉ số hb/hρ để tìm ra được Ns

3. Trong đó:

ns D

HN⋅Δ

= (5.14)

Ns – chỉ số ổn định thiết kế cho nền đá đổ và bảo vệ chân

H – Chiều cao sóng tại chân công trình;

hs - Chiều cao từ đáy đến MNTTK; hb - Chiều cao từ thềm chống xói đến MNTTK sρ - trọng lượng riêng của đá lấy bằng 2.6 T/m 3

wρ - trọng lượng riêng của nước biển lấy bằng 1.025 T/m 3

+Đoạn đầu đê:



Với: hs = 16.465 (m) hb = 12.865 (m) H s = 7.45 (m)

Vậy hb/hs = 0,78 Tra đồ thị ta có : Ns

3 = 60

ns D

HN⋅Δ

= = 3 60

Với Δ = w

s

ρρ

- 1 = 1.54

Suy ra Dn=Δ*9,3

H =54.1*9,3

45.7 = 1.24 (m)

Vậy ta có: ns DW 3⋅= ρ ; TW 96.4=

Ta chọn sơ bộ chiều rộng của chân khay là: B = 4* Dn= 4*1.24= 4.96 ≈ 5(m.) +Đoạn thân đê:

Với: hs = 16.465(m) hb = 11.365(m) H s = 8.13 (m)

Vậy hb/hρ = 0,69 Tra đồ thị ta có : Ns

3 = 47

ns D

HN⋅Δ

= = 3 47

Dn= Δ*61,3H =

54.1*61,313.8 =1.46 (m)


Bề rộng chân khay :B=1,46*4=5.84(m) +Đoạn gốc đê:

Với: hs = 9.465(m) hb = 6.865(m) H s = 4.47 (m)

Vậy hb/hs = 0.7 Tra đồ thị ta có : Ns

3 = 30

ns D

HN⋅Δ

= = 3 40 = 3.42



Dn= Δ*42,3H =

54.1*42,347,4 =0.85(m)


Bề rộng chân khay :B=3.4(m)

Bảng 5-10: Bảng tổng hợp vật liệu kết cấu chân khay Vị trí Đầu đê Thân đê Gốc đê

Trọng lương viên đá W(T)

4.96 8.1 1.6

Bề rộng chân khay B(m)

5 5.84 3.4

5.A.4.3. Kiểm tra ổn định chân khay. Để kiểm tra ổn định chân khay, ta kiểm tra cho đoạn thân đê vì tại đây khối

lượng lớn nhất, chiều cao sóng lớn nhất . Nếu chân khay tại đây bị mất ổn định thì ta cần kiểm tra cho các đoạn tiếp theo.

Kiểm tra điều kiện ổn định khối lượng chân khay: Gọi Wgc – khối lượng lớp phủ Wck – khối lượng chân khay. - Lực giữ: k. Wck.fms; Trong đó:

k – hệ số dự phòng lấy bằng 0,8; fms – hệ số ma sát.

- Lực gây trượt: Wgc.(sin;- fms.cos;) cos;; Trong đó:

Wgcsin;- lực kéo trên mái dốc; Wgc fms.cos;- lực cản trên mái dốc;

Vậy điều kiện ổn định trượt là: Wgc.(sin;- fms.cos;) cos;≤ 0,8 Wck.fms

Để tính toán ổn định ta cắt 1 (m) dài theo chiều dọc thân đê. Thiên về an toàn ta tính chân thềm đủ ổn định cho lớp gia cố mặt xuống tận

đáy công trình.

Diện tích mái nghiêng đê được phủ bằng tetrapod của 1 m dài đê là:

S=1.sin( )

Hα

(5.15)



Trong đó: H - Chiều cao từ đỉnh đê đến tận chân khay( tại đoạn thân của công trình

thì chiều cao của đê tính từ đáy biển lên tới đỉnh đê là 26.965m vậy H= 21.865m)

α - Góc nghiêng của mái dốc so với phương ngang Số khối được sắp xếp trên một đơn vị diện tích (CEM VI-5-22)

A

Na = 3/2))(100

1(.WWPKn a−Δ (5.16)

Trong đó: Na – Số lượng khối phủ trên một đơn vị diện tích A A – Diện tích trung bình của lớp phủ mái ( tính vuông góc với độ dày), (m2 ) n – Số lớp khối phủ, n=2; P – Hệ số rỗng (%), tra bảng (31) ta có P=50%;

ΔK - Hệ số, tra bảng (31) ΔK =1.04;

Ta có S=1.sin( )

Hα

=20.865/sin(33,70)=37.6(m2)

Vì tải trọng của khối phủ mái ảnh hưởng đến chân khay do cả phần nằm trên mặt nước và phần nằm dưới nước gây ra . mặt khác lại ảnh hưởng của lực đẩy nổi vì thế khi tính toán để đảm bảo an toàn hơn cho phần chân khay ta phải tính toán trong trường hợp phần mái nằm trên mặt nước có diện tích lớn nhất. để đảm bảo lực tác động lên phần chân khay là lớn nhât. Diện tích của các khối tetrapod nằm trên khô lớn nhất là:

S1=1*)7,33sin(7.096.10

0

− =18,5(m2)

Với 10.96 (m) là cao trình đỉnh đế so với cao độ hải đồ Và 0.7 (m) là mực nước ứng với tần suất tích lũy P = 99% tại trạm Dung Quất theo hệ hải đồ. ( bảng 3) Thay S1 vào công thức (5.16) ta có Số khối phủ nằm trên khô là: N1=2.9 (khối) Vậy diện tích của khối tetrapod nằm dưới nước là: S2=37.6-18,5=19.1(m2) Thay S2 vào công thức (5.16) ta có Số khối phủ nằm dưới nước là:



N2=3.03 (khối) Trọng lượng của khối phủ nằm trên khô là: W1=2.9*41=119(T) Trọng lượng của khối phủ nằm dưới nước: ( đã xét đến ảnh hưởng của lực đẩy nổi)

W2=3.03*D n3 * ( Bγ -γ ) =3.03*2.55 3 *1.425 = 72( T)

Vậy Wgc= W1+ W2=191(T) Thể tích chân khay là:

V=1* 8.2*2

2*86.52*2*8,2 + =32.1(m3)

Trọng lượng chân khay là: Wck=V*( Bγ -γ ) = 32.1*1.425= 45.74 (T)

Vậy ta có ổn định chân khay như sau: Wgc.(sin;- fms.cos;).cos;≤ 0,8.Wck.fms

191*(sin(33,70)-0,6*cos(33,70))*cos(33,70) ≤0,8*45.74*0,6 8.85< 22 ( thỏa mãn điều kiện). Vậy chân khay ổn định.

5.A.5. Lớp lõi. Theo sổ tay kỹ thuật biển đê chắn sóng mái nghiêng có 2 lớp lót thì

Wlõi/Wlớp phủ ≤6000

14000

1÷

Ta chọn Wlõi/Wlớp phủ =1/4000 Kết quả thành lập ở bảng tính sau:

Bảng 5-11: trọng lượng viên đá lớp lõi

Vị trí Trọng lượng lớp

phủ(T) Trọng lượng lớp

lõi(T) Đầu đê 30 0.0075 Thân đê 41 0.01025 Gốc đê 5 0.00125

Chọn trọng lượng viên đá lớp lõi =0.01025(T) = 10.25(Kg) cho toàn bộ tuyến đê

Vậy Dn=(ρ

lõiW )1/3=0,16 (m)= 16 (cm)

5.A.6. Bề rộng đỉnh đê. Chiều rộng đỉnh đê phải thỏa mãn điều kiện thi công và ổn định của khối

phủ, điều kiện khai thác.



Theo điều kiện thi công để các phương tiện có thể đi lại trên mặt đê cần thỏa mãn điều kiện tối thiểu. Trong từng trường hợp dùng các phương tiện nổi thì chiều rộng đê không cần xét đến điều kiện thi công.

Theo điều kiện ổn định do sóng tràn bề rộng tối thiểu bằng 3 lần khối phủ (thường bằng 4 lần) và xác định theo công thức sau:

B=1/3

a

w. .w

n KΔ

⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠

(5.17)

Trong đó: B – Bề rộng đê; n - Số khối phủ ta chọn bằng 4 KΔ - Hệ số tra bảng

W – Khối lượng khối phủ; Wa – Khối lượng riêng của khối phủ. Kết quả tính toán chiều rộng đỉnh đê được lập thành bảng tính sau:

Bảng 5-12: Bề rộng đỉnh đê

Vị trí Trọng lượng khối

phủ (T) Bề rộng đỉnh đê

(m) Đầu đê 30 9.6 Thân đê 41 10.6 Gốc đê 5 5.3

5.A.7. Tính toán lớp thềm dùng để chống xói chân khay. Trong các điều kiện của sóng nước nông, chân của đê chắn sóng có thể chịu tác động của sóng vỡ. Các vận tốc nước cao và đảo chiều građien thuỷ lực có thể gây ra xói đáy biển (trừ đá) và lún ở chân công trình. Những nhược điểm ở trên có thể được khắc phục bằng cách là tạo một thềm lọc dưới chân.

Lớp lót có kích thước W đay = 60004000

WW÷ ( theo CEM-VI-5-116) ta chọn

W đay = 4000

W

Kết quả thành lập ở bảng tính sau; Bảng 5-13: trọng lượng viên đá thềm chống xói

Vị trí Trọng lượng lớp

phủ(T) Trọng lượng lớp

lõi(T) Đầu đê 30 0.0075



Thân đê 41 0.01025 Gốc đê 5 0.00125

Theo CEM thì chiều dài của nó từ chân khay ra ngoài khoảng 1,5 (m) Chiều dày lớp lót thường lấy bằng 1.5m 5.A.8. Tính toán đầu đê mở rộng. 5.A.8.1. Các yếu tố gây mất ổn định đầu đê.

Nếu với cùng tác động của sóng thì yêu cầu ổn định vật liệu đầu đê cao hơn thân đê. Các nguyên nhân gây mất ổn định đầu đê là:

Các khối phủ trong hình nón đầu đê liên kết kém hơn thân đê; Vận tốc tràn trên phần hình nón có giá trị lớn, đôi khi tăng lên do có sóng

khúc xạ; Các khối phủ ở phía sau chịu tác động cùng chiều với phương trượt. Trên

hình sau đây cho thấy vùng nguy hiểm tại đầu đê:

Hình 5.5 Sơ đồ đầu đê.

Đối với chân khay tại đầu đê cũng bị ảnh hưởng mạnh với sóng nước nông và chân khay có thể bị trượt do xói chân. 5.A.8.2. Kích thước, cấu tạo đầu đê.

Độ ổn định của đầu đê có thể tăng lên bằng cách tăng hệ số mái dốc, tăng kích thước đầu đê.



Cao trình đỉnh đầu đê có thể lấy cao bằng với cao trình thân đê nhưng ở đê chắn sóng ta lấy bằng cao trình thân đê.

Bề rộng đỉnh đê có thể rộng hơn bề rộng thân đê và chiều dài lấy theo kinh nghiệm như sau: Bd=(1,5÷2).Bt

Ld=(2÷2.5).Bd Mặt khác diện tích đầu đê phải đủ rộng để bố trí các công trình: tín hiệu, nhà

đèn, trạm kiểm soát, trạm dịch vụ và các công trình phụ trợ khác của cảng. Trong trường hợp này ta chọn Bđ=1,5Bt và lđ=2Bđ, mái dốc đầu đê là 1:3 để

tăng ổn định đầu đê. Kết quả tính toán kích thước đầu đê được lập thành bảng tính.

Bảng 5-14: Kích thước đoạn mở rộng đầu đê. Hệ số mái dốc đầu đê Bề rộng đầu đê(m) Chiều dài đầu đê(m)

3.00 16 32



5.B. Thiết kế sơ bộ đê chắn sóng tường đứng thùng chìm. 5.B.1. Kết cấu thùng chìm.

Thùng chìm là những pôngtông bằng BTCT được chế tạo trên bờ và chuyển đến vị trí công trình và đánh chìm sau đó được lấp đầy bằng BT hoặc cuội sỏi & cát, đá dăm.

Kết cấu thùng chìm có ưu thế cho phép giải phóng đá hoặc cát sỏi để di chuyển đến vị trí khác, vỏ thùng chìm được chế tạo tại bãi chuyên dụng hạ thuỷ và kéo đến vị trí xây dựng, sau khi đổ cát đá vào thùng các khoang được đậy bằng tấm BTCT dày từ 0,4 ÷0,5 m để vật liệu không trôi ra ngoài các khe hở giữa tường thùng và các tấm BT được đổ BT.

Vật liệu hợp lý nhất để đổ vào thùng là cát lẫn đá dăm do kinh phí thấp và công nghệ thi công đơn giản. Hơn nữa thời gian cần thiết để lấp đầy cát và đá dăm ít hơn nhiều so với việc đổ BT, đây chính là lợi thế lớn khi thi công ở vùng biển hở. Tuy nhiên việc lấp đầy bằng vật liệu rời có nhược điểm là khi tường mỏng bị vỡ cát sẽ trôi ra ngoài và sau đó thùng sẽ bị phá huỷ hoàn toàn.

Để khắc phục nhược điểm trên các khoang ngoài theo chiều dọc và khoang ngoài theo chiều ngang được làm rộng 1m đổ đầy BT các khoang còn lại sẽ được đổ hỗn hợp cát và đá dăm. Tiết diện ngang của thùng chìm có thể là hình thang, hình chữ nhật và có mẩu conxon ở đáy.

C¸t, ®¸ d¨m

BiÓnBiÓn C¶ng

C¶ng

Hình 5.6 Một số kết cấu thùng chìm có dạng như sau:



Hình 5-7 Một kết cấu thùng chìm điển hình.

Để các thùng chìm luôn độc lập với nhau khoảng cách giữa chúng lấy bằng từ 20 ÷25 cm điều này hoàn toàn phù hợp với trường hợp phải thay thế các thùng bị hỏng mặt khác không được lớn quá để tránh trường hợp khi có sóng tạo thành dòng nước xói mạnh trôi đá dưới đáy thùng.

Trong các khoang của thùng bố trí các lỗ van lấy nước với diện tích từ 0,015÷0,1 m2, ở khoang đầu và khoang cuối của thùng không bố trí các van lấy nước.

Chiều dày của tường và đáy thùng được xác định với việc tính toán với các tổ hợp tải trọng bất lợi nhất. Đối với vách ngăn tính theo điều kiện mở rộng vết nứt đến 0,1mm.

Bố trí cốt thép được xác định theo tính toán: sơ bộ có thể lấy chiều dày đáy là từ 0,4÷0,45m, chiều dày tường ngoài từ 0,25÷0,3m, chiều dày vách ngăn lấy bằng 0,15÷0,2m trong trường hợp vật liệu hỗn hợp là cát và đá dăm. Trường hợp sử dụng vật liệu rời để lấp khoang bên ngoài thì chiều dày của tường ngoài phải lớn hơn 0,5÷0,6m, đôi khi đến 0,8m.

Thi công đê chắn sóng bằng thùng chìm có các ưu điểm sau : - Không đòi hỏi cần cẩu có sức nâng lớn, giảm khối lượng công tác của thợ

lặn, thời gian thi công phần dưới nước rút ngắn nhiều so với khối xếp: - Kết cấu thùng chìm còn có ưu thế là giải phóng đá, sỏi hay cát để di chuyển

đến vị trí khác. thông thường với thùng chìm được chế tạo trên bãi chuyên dụng sau đó hạ thuỷ và kéo đến vị trí xây dựng. Tuy nhiên cần phải lưu ý là giá thành 1m dài công trình bằng thùng chìm có thể cao hơn giá thành công trình của khối xếp do phải tính đến chi phí xây dựng bãi và thiết bị hạ thuỷ.



5.B.2. Kết cấu sơ bộ từng phân đoạn. Mặt cắt ngang đê tường đứng thùng chìm.

Mặt cắt ngang đê tường đứng thùng chìm gồm 2 phần chính là kết cấu tường đứng với bề rộng thoả mãn yêu cầu kĩ thuật và lớp đệm đá. Bề rộng tường đứng được xác định thoả mãn về yêu cầu ổn định trượt, lật dưới tác dụng của tải trọng sóng.

Cao trình của lớp đệm đá phải nằm ở độ sâu > 1,25 lần chiều cao sóng tại chân công trình. Tránh trường hợp tạo ra sóng vỡ trước mặt công trình, chiều dày lớp đệm đá phải đảm bảo yêu cầu về mặt cấu tạo và phân tán lực sao cho nền đất có khả năng chịu tải.

PhÝa ngoµi biÓn PhÝa trong

§Öm ®¸

h®®

d d

d db

f

br

§Ønh ®ª

Hình 5.8. Mặt cắt ngang đê tường đứng.

Trên cơ sở đó ta chọn cao trình thềm đá nằm trong đất nền. Các đặc trưng của mặt cắt ngang phải được xác định cho từng phân đoạn. 5.B.3. Mặt cắt dọc đê tường đứng thùng chìm.

Thông thường đê chắn sóng được thi công ở độ sâu tự nhiên nhưng nền móng đã được sơ bộ chuẩn bị. Các lớp đệm đá phải được làm phẳng, cao trình của lớp đệm đá phải thoả mãn điều kiện kỹ thuật.

Cao trình của lớp đệm đá phải nằm ở độ sâu >1,25 chiều cao sóng thiết kế tại chân công trình. Tránh trường hợp tạo sóng vỡ trước mặt công trình, chiều dày lớp đệm đá phải đảm bảo yêu cầu kỹ thụât về mặt cấu tạo và phân tán lực sao cho nền đất có khả năng chịu tải.

Đê chắn sóng theo chiều dọc trên mặt bằng thường có hình dạng gẫy góc và có thể chia làm 3 phần: gốc đê, thân đê, đầu đê. Mỗi phần có thể có giải pháp cấu tạo khác nhau, ngay trên cùng một đoạn thân đê cũng có thể có nhiều giải pháp kết cấu và kích thước kết cấu khác nhau.



Phần gốc đê được bố trí sâu vào trong bờ một đoạn bằng 1,5 lần chiều cao sóng. Đường bờ trên các đoạn đó phải gia cố ở bề mặt, biện pháp này nhằm bảo vệ gối khỏi sự phá hoại của sóng.

Do sự chênh lệch của cao trình đường bờ dọc theo chiều dài đê là tương đối lớn, do đó ĐCS có thể được thiết kế theo dạng bậc thang, chiều cao kết cấu phụ thuộc vào độ dốc đáy và kết cấu công trình. Trong trường hợp công trình dạng khối xếp thì chiều cao mỗi bậc bằng một hàng khối xếp.

Đê được bố trí trên các nền đất có cấu tạo địa chất không đều nên độ lún sẽ khác nhau. Mặt khác các phân đoạn có chiều cao khác nhau cũng gây ra độ lún khác nhau chính vì vậy cho nên toàn bộ công trình theo chiều dọc cũng phải chia làm các phân đoạn dài từ 25 ÷ 45m. Các phân đoạn này cách nhau bởi khe lún thẳng đứng. Khi chiều cao của lớp đệm đá cao hơn 2m thì phân đoạn lún thường lấy bằng 25m. Khi chiều cao lớp đệm < 2m thì phân đoạn lún < 45m. Bề rộng khe lún không vượt quá 5 cm. Phần đầu và thân đê cũng chia thành các khe lún thẳng đứng. 5.B.4. Xác định cao trình đỉnh đê.

Tương tự như xác định cao trình đỉnh của đê chắn song mái nghiêng. Ta vẫn sử dụng 2 phương pháp tính là + xác định cao trình đỉnh theo tiêu chuẩn song leo + xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn song tràn 5.B.4.1. Xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn sóng tràn.

Franco xây dựng lên công thức tính lưu lượng tràn cho tường đứng thấm và không thấm, sóng không vỡ, đỉnh sóng ngắn và dài

3sgH

q = 0,082exp(-3βγγ ss

c

HR 1 ) (5.18)

Trong đó : q : lưu lượng tràn (m3/s/m) ta vẫn lấy bằng 100l/m/s ( để so sánh với cao trình đỉnh đê mái nghiêng) Hs: chiều cao sóng trước chân công trình ( tra trong bảng 25) Rc: độ vượt không của đỉnh đê trên mực nước thiết kế γβ, γσ: là các hệ số triết giảm Góc sóng tới công trình=80 vậy theo Franco thì γβ=0,83 γσ : hệ số phụ thuộc vào hình dạng mặt tường. Với tường phẳng không thấm thì γσ =1



Từ công thức 5.18 ta có

Q = 0,082exp(-3βγγ ss

c

HR 1 ) * sgH 3 = 5.954exp(-0.445R c )

Tiến hành tính toán bằng phương pháp thử dần khi đã khống chế được giá trị q ta sẽ tính được khoảng vượt không Rc.

Bảng 5-15: Tính toán chiều cao vượt không Rc theo tiêu chuẩn sóng tràn Rc (m) q (m3)

5 0.643433 5.5 0.515078 6 0.412328

6.5 0.330075 7 0.26423

7.5 0.21152 8 0.169325

8.5 0.135547 9 0.108507

9.5 0.086862 10 0.069534

10.5 0.055663 11 0.044559

Từ kết quả thử dần ta thấy với Rc = 9 (m) thì lưu lượng tràn q = 100l/m/s Do đó cao trình đỉnh đê là : =Δ Rc+MNTK=9+ 3.465 = 12.465 (m) 5B.4.2. Xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn sóng truyền.

Chiều cao sóng truyền qua đê chắn sóng

tΚ = 22ttto Κ+Κ =

it

Η

ΗΤ (SPM II- T7-80- CT7-19)

Khi tính toán đến cao trính đỉnh đê ta phải xem xét đến chiều cao sóng truyền vào trong cảng. thông thường chiều cao sóng trong cảng thường không vượt quá 0.8 (m) để tàu thuyền có thể neo đậu được Với tΚ là hệ số truyền sóng qua công trình

toΚ là hệ số truyền sóng do hiện tượng sóng tràn qua công trình

ttΚ là hệ số truyền sóng qua thân của công trình vì ta coi đập chắn sóng là không thấm nên hệ số ttΚ = 0 Từ đây ta có tΚ = toΚ



Xác định hệ số sóng truyền qua đê theo công thức của GoDa 1969 ta có

tΚ = ⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+− β

απ

s

c

HR

*2

sin1 (5.19)

Với R c là độ vượt không của đỉnh đê.

Các hệ số βα; đối với tường đứng là 4.0;2.2 == βα

Hs: chiều cao sóng trước chân công trình ( tra trong bảng 25)

Mặt khác ta có : tΚ = i

t

Η

ΗΤ suy ra H t = tΚ *H i = 8.13*

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+− β

απ

s

c

HR

*2

sin1

Thay các giá trị đã có và dùng phương pháp thử dần ta có kết quả như sau: Bảng 5-16: Tính toán chiều cao vượt không Rc theo tiêu chuẩn sóng truyền

Rc (m) Ht (m) 5 2.742694

5.5 2.480735 6 2.229655

6.5 1.98994 7 1.76205

7.5 1.546424 8 1.343477

8.5 1.153602 9 0.977162

9.5 0.814498 10 0.665924

10.5 0.531724 11 0.412159

Từ kết quả tính toán trên ta thấy với R c = 9.6m thì chiều cao sóng H t =0.783(m)

Thỏa mãn điều kiện sóng truyền trong cảng. Vậy cao trình đỉnh đê là =Δ Rc+MNTK=9.6+ 3.465 = 13.065 (m)

So sánh kết quả từ 2 phương án tính toán cao trình đỉnh của đê chắn sóng ta thấy kết quả tính theo tiêu chuẩn sóng truyền cho kết quả lớn hơn. Vậy cao trình đỉnh đê chắn sóng dạng tường đứng được chọn theo kết quả mà ta tìm được dựa vào điều kiện sóng truyền.



Vậy cao trình đỉnh đê chắn sóng dạng tường đứng là: =Δ Rc+MNTK=9.6+ 3.465 = 13.065 (m)

5.B.5. Thiết kế thềm đá. 5.B.5.1. Công dụng của thềm đá.

Phân bố ứng suất lên đất nền tự nhiên để thỏa mãn khả năng chịu lực của đất nền

Bảo vệ đất nền dưới chân công trình không bị xói Làm bằng phẳng bề mặ cho kết cấu bên trên Gia tải làm tăng ổn định trượt cung tròn

5.B.5.2. Cao trình đỉnh thềm đá. Cao trình của lớp đệm đá phải nằm ở độ sâu >1,25 chiều cao sóng thiết kế tại

chân công trình. Tránh trường hợp tạo sóng vỡ trước mặt công trình. Theo CEM bảng VI-5-46 thì cao trình thềm đá ở độ sâu thỏa mãn 0,4<hb/hs<0,9

Vì đê chắn sóng mà ta thiết kế có chiều cao tương đối lớn. Do đó ta phải chọn tỷ số hb/hs tương đối lớn tương ứng với thềm đá thuộc loại đỉnh thấp ta chọn tỷ số hb/hs=0,7

Hình 5-9: kích thước cơ bản tường đứng Cao trình thềm đá so với đáy biển Δ =MNTK-hb Kết quả tính toán ở bảng sau:

Bảng 5-17: Cao trình thềm đá

Vị trí Cao trình Δ

(m)

Đầu đê 5.54 Thân đê 5.84 Gốc đê 3.44



Chọn hệ số mái phía biển là 1:2, hệ số mái phía bên trong là 2:3 Theo CEM bảng VI-5-48 công thức của Madrigal và Valdés (1995) cho đá

đổ 2 lớp tính đường kính viên đá chân thềm:

Ns=50n

s

DH

Δ=(5,8 6,0−

s

b

hh )Nod

0.19

Chọn hệ số ổn định Nod=2 Miền áp dụng 0,5<hb/hs<0,8; 7,5<hb/Dn50<17,5; 0,3<Bm/hs<0,55; Δ =1,65 Kết quả thành lập ở bảng sau:

Bảng 5-18: kết quả tính toán Dn50 Vị trí m.c Dn50 (m)


Khối phủ chân thềm dùng đá đổ 2 lớp. Vậy chiều dày khối phủ chân thềm là: Bảng 5-19: kết quả tính toán chiều dày chân thềm

Vị trí m.c T=2D 50 (m)


Chiều cao từ đáy biển đến chân tường đứng là T1 = Δ - T

Bảng 5-20 Vị trí m.c T1 (m)

Đoạn 1 3.25 Đoạn 2 3.34 Đoạn 3 2.06

Bề rộng thềm đá theo công thức thực nghiệm của Nhật Bản là 5(m) đối với thềm ngoài và 3(m) đối với thềm trong.

Ứnh với mỗi đoạn thì độ sâu thềm đá đều >1,25Hs. Vậy cao trình ta chọn là thỏa mãn



5.B.6 .Xác định bề rộng tường đứng. Bề rộng tường đứng được xác định dựa vào điều kiện đảm bảo giao thông

trên mặt đê và điều kiện ổn định chống trượt và lật của đê. Dựa vào công thức kinh nghiệm có thể sơ bộ xác định bề rộng tường đứng

như sau: B=(1,7-2,6)Hs

Sơ bộ xác định bề rộng B ta chọn : B = 2.6 Hs

Bảng 5-21: sơ bộ xác định bề rộng B

Vị trí m.c B (m)


Để kiểm tra bề rộng B có thỏa mãn hay không ta tính toán theo phương pháp

của Goda tính toán cho tổ hợp tải trọng là lớn nhất. ( theo tài liệu chương3 Bể Cảng Đê Chắn Sóng)

Hình 5-10 tải trọng tác dụng theo Goda

*η =0,75(1+χοσβ)λ1Ηd

HD: Chiều cao sóng thiết kế tại vị trí công trình xác định ở trạng thái biển thiết kế HD=1,8Hs p1=0,5(1+cosβ)(λ1α1+λ2α2χοσ2β) gρ ΗD



p2=(1- *ηch )p1 với *η >hc

p2=0 với *η <hc

p3=α1π1 pu=0,5(1+cosβ)λ1α1α3 gρ ΗD

β: góc tới của sóng (là góc giữa đỉnh sóng và mặt tường) hs:độ sâu nước tại chân công trình

α1=0,6+0,5

2

4sinh

4

⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

Lh

Lh

s

s

π

π

;α2=min⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−

D

D

b

b

Hd

dH

hdh 2;

3

2

α3=1-s

cw

hhh −

⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−

Lhsπ2

cosh

11

L: chiều dài sóng tại độ sâu hb ứng với sóng đáng kể có chu kỳ Ts mT1,1≈ với Tm là

chu kỳ sóng trung bình

L= ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

LhgT ss π

π2

tanh2

2

hb:độ sâu nước cách tường khoảng 5Hs; hb=hs+5Hs/cotα với cotα là độ dốc của bãi biển λ1, λ2, λ3các hệ số biến đổi phụ thuộc vào loại kết cấu. Với kết cấu tường đứng thông thường các hệ số này =1 Bằng phép tính thử dần ta tính được chiều dài bước sóng theo bảng sau:

Bảng 5-22: chiều dài bước sóng Vị trí m.c L(m)

Đầu đê 122 Thân đê 124 Gốc đê 101

Độ sâu nước cách tường khoảng 5H s cho từng mặt cắt



Bảng 5-23: tính toán hb Vị trí m.c hb (m)

Đầu đê 18.77 Thân đê 19.77 Đoạn 3 11.77

Bảng 5-23: Kết quả tính toán α1,α2,α3, *η cho từng mặt cắt

Vị trí m.c L α1 α2 α3 *η

Đầu đê 122 0.77 0,1106 0,73 20 Thân đê 124 0.76 0,119 0,714 21.85 Gốc đê 101 0.86 0,016 0,83 11,84

Bảng 5-24: Kết quả tính p1,p2,p3,pu cho từng mặt cắt

Vị trí m.c P1 P2 P3 pu

Đầu đê 117 40.57 85.41 75.65 Thân đê 119 47.85 84,97 79.5 Gốc đê 37.6 0 31.21 55.7

Hình 5-11 Tổ hợp các lực tác dụng lên tường đứng



Hình 5-12 Xác định ổn định trượt

Hình 5-13 Xác định ổn định lật

5.B.6 .1. Tính toán theo ổn định trượt. Hệ số ổn định trượt

SFs=μh

uG

FFF −

μ : Hệ số ma sát lấy μ=0,6 Ta có FG=(γhw-γh,)B Hay FG=(2,3hcB+2,1h’B-1,025Bh’)g (kN/m3) Trong đó 2,3 và 2,1 lần lượt là tỷ trọng của vật liệu trên và dưới mực nước thiết kế.



Fu=0,5puB; Fh=0,5(p1+p2)hc+0,5(p1+p3)h, Hệ số ổn định trượt

SFs=μh

uG

FFF −

μ : Hệ số ma sát lấy μ=0,6 Kết quả tính toán ở bảng sau:

Bảng 5-25: kết quả tính toán ổn định trượt Vị trí m.c B FG Fu Fh SFs

Đầu đê 19.37 7303.72 732.67 2296.22 1.7171 Thân đê 21.14 8173.99 840.315 2445.439 1.79935 Gốc đê 11.62 3874.12 323.617 561.522 3.7937

5.B.6.2. Tính toán theo ổn định lật. Hệ số ổn định lật

SFo=h

uG

MMM −

MG=0,5B*FG

Mu= 32 FuB

Mh= 61 (2P1+P3)h’2+0,5(P1+P2)hch’+

61 (P1+2P2)hc

2

Kết quả tính toán thành lập bảng sau Bảng 5-26: kết quả tính toán ổn định trượt

Đoạn MH MU MG SF0

Đoạn 1 42093.12433 9461.215162 70736.558 1.455709069Đoạn 2 46698.41817 11842.8394 86399.16483 1.59654927 Đoạn 3 7639.444172 2506.953027 22508.6411 2.61821248

Vậy bề rộng B mà ta chọn thỏa mãn ổn định trượt và lật.



0,1Pd

0,4Pd

Pd

0,4Pd 0,1Pd

§Ønh c«ng tr×nh

5

4

2

1

3MNTT

CHƯƠNG VI : THIẾT KẾ KỸ THUẬT 6.1. Tính toán ổn định công trình. 6.1.1. Tải trọng sóng lên đê mái nghiêng.

Tải trọng sóng lên đê mái nghiêng được tính như đối với trường hợp kè ốp bờ (thiên về an toàn).

Ngoại lực tác dụng lên đê mái nghiêng khi tính ổn định chủ yếu là áp lực sóng.

Áp lực sóng tác dụng lên đê mái nghiêng được xác định theo trang 97 “14TCN130-2002” đối với mái dốc được gia cố bằng những tấm lắp ghép hoặc đổ tại chỗ và có mái dốc: 1,5 ≤ ctgω ≤ 5.

Biểu đồ áp lực tựa tĩnh lấy theo sơ đồ như sau:

Hình 6-1: Sơ đồ tính áp lực sóng lên mái nghiêng. Trong đó Pd được xác định theo công thức sau:

srellsd HgPkkP ⋅⋅⋅⋅⋅= ρ (6-1)

Trong đó: ks được xác định theo công thức sau:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅−⋅+⋅+=

s

s

s

ss L

Hg

LH

k 15,1028,0cot8,485,0 ϕ

Thay số vào ta có ks=1,12



kt hệ số được tra theo bảng E1 trang 97 “14TCN130-2002” phụ thuộc vào độ thoải

của sóng s

s

HL .với

s

s

HL = 13

Bảng 6.1: Hệ số kt

ss HL / 10 15 20 25 35

kt 1 1,15 1,3 1,35 1,48 Từ bảng trên ta có kt=1,1 Prel – giá trị áp lực sóng tương đối xác định theo bảng E2 trang 97 “14 TCN 130-

2002” dựa vào 5.113.8

=mH s = 5.42 4≥

Ta có Prel =1,7 Cao độ z2(m) được xác định theo công thức:

( )( )BActgctg

Az ++−+= 1211 222 ϕϕ

A và B là các đại lượng tính bằng m, xác định theo công thức sau:

ϕϕ

2

21023,047,0ctg

ctgHL

HAs

ss

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+= =9.14(m)

( ) ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−−=

s

ss L

HctgHB 25,084,095,0 ϕ = 7.11(m)

Kết quả tính toán z2=0,58 (m) z3 là độ cao ứng với chiều cao sóng leo lên mái dốc. Tính với chiều cao sóng leo Xác định hệ số sóng leo :

LoHi

θξ tan=

Với tanθ là độ dốc mái đê . (cotgθ = 1.5 chọn ở trên ) Hi chiều cao sóng tới trước chân công trình Hi = 8.13 m Lo chiều dài sóng nước sâu Lo = 135 m

Thay số vào ta có ξ = 2.72

Vậy chiều cao sóng leo lên công trình là : H u = iΗ *ξ * rγ (giáo trình CSKTB)

Với rγ là hệ số chiết giảm của mái đê ( đối với mái Tetrapo ta chọn rγ =0.38)

Suy ra chiều cao sóng leo lên công trình là : uΗ = 8.13*2.72*0.38 = 8.4m

Pd=171.2 (KN/m2)



Các khoảng li ứng với các giá trị áp lực sóng bằng 0,4Pd và 0,1Pd được xác định theo công thức sau:

l1 = 0,0125lω (m) l2 = 0,0325lω (m) l3 = 0,0265lω (m)

l4 = 0,0675lω (m) Trong đó:

4 2 1cot

cot

−=

ϕ

ϕϕ

g

gLl s =154

l1= 1,925 (m) ;l2=5 (m) ; l3=4,08 (m) ; l4= 10,4 (m) Ta gọi P1, P2, P3, P4, P5 là áp lực sóng tập trung ứng với các vùng biểu đồ áp lực sóng. Giá trị của tải trọng tập trung này được tính như sau:

( ) ( ) 5.2704,01,021

341 =−⋅+⋅= llPPP dd (Kn/m)

( ) 95.4884,021

32 =⋅+⋅= lPPP dd (Kn/m)

( ) 07.2304,021

13 =⋅+⋅= lPPP dd (Kn/m)

( ) ( ) 61.1311,04,021

124 =−⋅+⋅= llPPP dd (Kn/m)

( ) 78.95sin

11,021

2235 =⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−⋅+⋅⋅= lzzPP d ϕ

(Kn/m)

P = ∑ p i = 1217 ( Kn/m)

6.1.2. Tải trọng bản thân của công trình. Trọng lượng bản thân của công trình được xác định dựa hình dạng mặt cắt của từng phân đoạn công trình. Ở đây ta xét với 1 đơn vị chiều dài đối với 3 mặt cắt là đầu đê , thân đê và gốc đê. Dựa vào kích thước hình học của từng mặt cắt ta có kết quả như sau:

Bảng 6-2: Tải trọng bản thân công trinh. Vị trí m.c Đầu đê Thân đê Gốc đê Wi (T/m) 1100 1200 820

Xác định sức chịu tải của đất nền, tính toán được tải trọng truyền xuống đất nền là ứng với mặt cắt gốc đê tải trọng truyền xuống đất nền là: q1 = 11.3(T/m 2 )

ứng với mặt cắt tại thân đê tải trọng truyền xuống đất nền là q 2 = 11.4(T/m 2 )

ứng với mặt cắt tại đầu đê tải trọng truyền xuống đất nên là q 3 = 11 (T/m 2 )



6.2. Tính toán ổn định trượt cung tròn cho đê mái nghiêng. Tương tự như các công trình thuỷ công khác, phương pháp trượt cung tròn

được áp dụng tính ổn định trượt sâu cho đê chắn sóng mái nghiêng. Song mỗi cung trượt chỉ có ý nghĩa cho riêng từng mái (trong hoặc ngoài).

Hình 6.2. Sơ đồ tính trượt cung tròn.

Tâm trượt O phải chọn sao cho mặt trượt không vượt quá mép đối diện của đỉnh đê (hình 3-25) và các công thức kiểm tra trượt cung tròn viết ở một trong hai dạng dưới đây:

( )∑∑

∑+

+=

aHxWtgWlCR

Kii

iiI

.cos' 1ϕα

(6.2)

( )

∑∑∑

+

+=

aHR

W

tgWlCK

ii

iiiI

.1sin

sincos' 12

α

αϕα (6.3)

Trong đó : K : Hệ số ổn định, đối với đê mái nghiêng K>1,3; R : Bán kính cung tròn trượt; C1 : Lực dính của đất lấy theo qui định của trạng thái giới hạn I;

ϕI : Góc nội ma sát lấy theo qui định của trạng thái giới hạn I; li : Chiều dài đoạn cung tròn trượt tương ứng với nguyên tố chia nhỏ thứ i; xi : Khoảng cách nằm ngang từ trọng tâm của nguyên tố chia nhỏ thứ i tới tâm trượt;

αi : Gradien của đường đáy nguyên tố thứ i; H : Ngoại lực tối đa theo phương nằm ngang tác động lên khối vật liệu đê ở trong cung trượt (áp lực thuỷ tĩnh, áp lực sóng, áp lực đất vv..); a : Cánh tay đòn của ngoại lực h đối với tâm trượt O;



W : Tổng trọng lượng thực của nguyên tố chia nhỏ thứ i; W’ : Tổng trọng lượng hữu hiệu của nguyên tố chia nhỏ thứ i (bao gồm trọng lượng vật liệu và gia tải, đối với vật liệu ngâm trong nước tính với dung trọng đẩy nổi).

Vì bài toán ổn định chung của kết cấu đê chắn sóng mái ngiêng tính theo trạng thái giới hạn, nên hai công thức trên phải đưa về dạng:

( ) ∑∑ ∑ +≤+ 1cos'.).... ϕα tgWlCRKmaHxWmnn iiI

niidC (6.4)

Các hệ số nc, n, md, Kn có ý nghĩa như các công thức trên. Khi tính toán ổn định trượt cung tròn ta cần xác định được vị trí của tâm trượt

nguy hiểm nhất và tương ứng với nó là bán kính trượt nguy hiểm nhất. Các đại lượng này được xác định theo kinh nghiệm hoặc theo các lí thuyết khác nhau. 6.2.1. Xác định tâm trượt nguy hiểm nhất. 6.2.1.1. Phương pháp của Fađeec.

Theo viện sĩ Fađeec tâm trượt ban đầu O có thể tìm bằng phương pháp gần đúng như sau :

R2R1

H K

BC

900

m

Hình 6.2. Sơ đồ xác định vùng tâm trượt theo Fađeec.

Tại điểm K là trung điểm của mái đê kẻ một đường với mái đê một góc 85o và một đường thẳng đứng .

Theo phương pháp này thì tâm trượt nguy hiểm nhất nằm trong vùng dẻ quạt giới hạn bởi 2 tia KB và KC và hai cung tròn có bán kính R1 và R2. Giá trị của R1 và R2 phụ thuộc vào mái dốc m được lấy theo bảng sau :

Bảng 6.3. Xác định bán kính R1 và R2 .

m 1 2 3 4 5 6

HR1 0,75 0,75 1,0 1,5 2,2 3,0

HR2 1,5 1,75 2,3 3,75 4,8 5,5



6.2.1.2. Phương pháp gần đúng. Sơ đồ tính toán tân trượt nguy hiểm nhất theo phương pháp gần đúng như sau:

K

mH

H

4.5H

0

N

M

P

QO

OO

O O

12

3 4

minmin

min 5 O

O

1

2

0

Hình 6.3. Sơ đồ xác định tâm trượt nguy hiểm theo phương pháp gần đúng. * Cách làm: - Từ điểm M ta hạ xuống một đoạn có giá trị bằng H (H là chiều cao của công

trình) ta xác định được điểm P. - Từ P gióng một đường theo phương ngang cách P một đoạn bằng 4,5H ta xác

định được điểm K. - Xác định điểm Q bằng cách từ N và M vẽ các tia hợp với mái đê các góc

tương ứng là θ1 và θ2. Giá trị của θ1 và θ2 phụ thuộc vào mái dốc công trình và được tra theo bảng 6.2. Hai tia này cắt nhau tại Q.

- Trên tia KQ ta tiến hành lấy một số tâm trượt O1, O2,...,Oi. Sau đó ứng với mỗi tâm trươt Oi ta tính toán với nhiều bán kính trượt khác nhau đẻ tìm ra một hệ số ổn định trượt Ki bé nhất để đặc trưng cho tâm trượt Oi.

- Với mỗi tâm trượt Oi ta xác định được một hệ số ổn định Ki. Tại các điểm Oi trên tia KQ ta dựng các đoạn thẳng vuông góc với tia KQ có độ dài bàng độ lớn của hệ số ổn định Ki.

- Vẽ một đường cong đi qua đỉnh của các đoạn thẳng trên và tìm điểm thấp nhất trên đường cong đó gióng xuống tia KQ ta được vị trí của tâm trượt Omin.

- Từ vị trí Omin ta vẽ một đường thẳng vuông góc với KQ. Trên tia náy ta lại chọn một số tâm trượt và tính toán theo trình tự như trên ta xác định được vị trí của tâm trượt Omin min. Đây là tâm trượt nguy hiểm nhất cần tìm.



Bảng 6.4. Bảng tra các giá trị của θ1 và θ2. Mái dốc m 1 2 3 4 5 6

θ1 (độ) 28 25 25 25 25 25 θ2 (độ) 34 35 35 36 37 37

6.2.2. Xác định bán kính trượt nguy hiểm nhất ứng với mỗi tâm trượt. Dựa vào kinh nghiệm thực tế Xo-kon-x-ki cho rằng mặt trượt của mái dốc

thường ăn sâu xuống đất nền không quá 1,5H (H: chiều cao mái dốc).

H

t

O

R m

Hình 6.4. Sơ đồ xác định mặt trượt cung tròn.

Tỷ số giữa bán kính cung trượt và chiều cao mái dốc phụ thuộc vào chiều sâu mặt trượt t được cho trong bảng sau:

Bảng 6.5. Xác định bán kính cung trượt R.

R/H khi hệ số mái dốc m bằng t/H

1 2 3 4 5 6 0,25 1,5÷2 1,6÷2,2 2,3÷3 3÷4,5 4÷5,5 5÷6,5

0,5 1,5÷2,3 1,8÷2,6 2,4÷3,2 3÷4,5 4÷5,5 5÷6,5

1,0 2÷2,5 2,2÷3 2,6÷3,5 3,5÷4,5 4÷5,5 5÷6,5

1,5 2,75÷3,5 3÷3,75 3÷4,2 3,5÷4,5 4÷5,5 5÷6,5 Ngoài ra ta có thể tính toán ổn định trượt cung tròn bằng phần mềm Geoslop.

Trong phần này ta sử dụng phần mêm Geoslop để tính ổn định cung trượt . dựa vào kết quả tính toán áp lực sóng ở phần 6.1



6.2.2.1. Kết quả tính toán đối với trường hợp mặt trượt đi thân đê.

Hình 6-5: tính toán cung trượt bằng phương pháp Geoslop với mặt trượt đi qua

thân đê Hệ số K min = 1.478 > k =1.3 ( thảo mãn yêu cầu) do đó công trình đảm bảo

ổn định trượt cung tròn. 6.2.2.2. Kết quả tính toán đối với trường hợp mặt trượt đi thân đê và nền đê.



Hình 6-6: tính toán cung trượt bằng phương pháp Geoslop với mặt trượt đi qua thân đê và nền đê

Hệ số K min = 1.365 > k =1.3 ( thảo mãn yêu cầu) do đó công trình đảm bảo

ổn định trượt cung tròn. 6.3. Kiểm tra trượt phẳng đê mái nghiêng.

Đê kiểm tra điều kiên trượt phẳng của đê mái nghiêng ta kiểm tra một đoạn đê với chiều dài là 1m và coi trong 1m dài đó hình dạng mặt cắt của đê là không đổi Vì thân đê Bắc có kích thước và khối lượng lớn nhất nên ta chỉ kiểm tra ổn định cho đầu đê Bắc. Nếu thoả mãn điều kiện ổn định thì toàn bộ đê ổn định. Nếu không thoả mãn của điều kiện ổn định thì ta phải kiểm tra cho từng phân đoạn còn lại của đê.

Điều kiện ổn định:

msn

tdc fGKmRmnn ..... ≤ ( 6-5)

Trong đó: fms - hệ số ma sát giữa đáy công trình và đất nền, fms = 0,5; nc - hệ số tổ hợp tải trọng, nc = 1; n - hệ số vượt tải, n = 1,25; mđ - hệ số điều kiện làm việc bổ xung, mđ =1; m - hệ số điều kiện làm việc, m = 1,15; Kn - hệ số tin cậy, đối với công trình đê chắn sóng mái nghiêng của ta là công trình cấp II nên ta lấy Kn = 1.2 Rt - tổng lực gây trượt, ta có :

101012177,33coscos =⋅=⋅= ∑ PRtr α KN

G – trọng lượng của công trình; ( ở đây là trọng lượng của 1m dài phần thân đê)

Theo bảng 6-2 thì G = 1200 (T) = 12*10 4 (Kn) Thay vào công thức tính ổn định ( 6-5)ta có:

1*1.25*1*1010< 5.0*10*12*2.115.1 4

Vậy công trình của ta ổn định trượt phẳng



CHƯƠNG VII : CHUYÊN ĐỀ NGHIÊN CỨU SỰ PHÁT TRIỂN CỦA HỐ XÓI TRƯỚC CHÂN

CÔNG TRÌNH VÀ CÁC GIẢI PHÁP BẢO VỆ PHÙ HỢP 7.1. giới thiệu chung.

Trong thiết kế công trình biển nói chung cũng như công trình bảo vệ bờ nói riêng một trong những vấn đề quan trọng cần quan tâm đó là bảo vệ chân công trình trước diễn biến xói lở bãi và sự xuất hiện các hố xói cục bộ trước công trình. Xói trước chân công trình thường xuất hiện dưới tác động của dòng, sóng và tương tác của chúng với công trình. Để đảm bảo công trình làm việc an toàn trước sự xuất hiện xói lở nêu trên thì kết cấu bảo vệ chân công trình cần phải được thiết kế có kích thước đủ lớn (chiều sâu và phạm vi bảo vệ). Việc lựa chọn kích thước thiết kế trở nên hợp lý hơn nếu nó được dựa trên cơ sở dự báo kích thước hố xói trước chân công trình. Trong phần chuyên đề này em xin đưa ra một số phương pháp tính hố xói trước chân công trình và bài toán áp dụng đối với đê chắn sóng của cảng Dung Quất. để từ đó có những phương án cần thiết để bảo vệ cho tuyến đê quan trọng nay. 7.2. Các phương pháp dự báo xác định kích thước hố xói. Có hai hình thức xói là xói thường xuyên và xói cục bộ. Xói thường xuyên là xói do tác động liên tục của dòng chảy và sóng trong quá trình vận chuyển bùn cát dọc bờ. Xói cục bộ: nguyên nhân phát sinh là sự kết hợp của cả vận chuyển bùn cát dọc bờ với ngang bờ nhưng chủ yếu là do vận chuyển bùn cát dọc bờ dưới tác động của biên cực hạn sóng trong bão. Trong khuôn khổ của báo cáo này ta tập trung đi nghiên cứu sâu về xói cục bộ. Xói thường xuyên có thể dự báo thông qua mô phỏng bằng các mô hình toán như UNIBEST, DELFT 3D… 7.3. Các phương pháp xác định chiều sâu hố xói.

7.3.1. Khái niệm chung. Trong thiết kế công trình thủy, chiều sâu cần bảo vệ trước chân công trình rõ

ràng phải lớn hơn hoặc bằng độ sâu lớn nhất của hố xói có thể xuất hiện. Độ sâu này được xem như là độ sâu hố xói cân bằng trong toàn bộ thời gian công trình hoạt động hay tuổi thọ công trình. Theo các kết quả rút ra từ thực nghiệm độ sâu này nằm trong khoảng từ 0.5 đến 1 lần chiều cao sóng hiệu quả (Hs).Tuy nhiên, cơ chế hình thành và bản chất vật lý của sự xuất hiện hố xói lại phụ thuộc rất nhiều vào các tham số và nhiều điều kiện bất lợi khác.

Trong những năm gần đây, một vài nghiên cứu về sự phát triển hố xói quanh công trình xây dựng bờ biển được thực hiện. Hầu hết các nghiên cứu này thực hiện dựa trên các mô hình toán, mô hình vật lý hay kết hợp cả hai loại mô hình trên. Những tác động do sóng gây ra cho ta hình ảnh của măt cắt ngang bị xói của bãi biển trước chân công trình



Hình 7-1 cắt ngang của hố xói tại chân công trình

Theo tổng kết nghiên cứu được đưa ra trong cuốn “Sổ tay kỹ thuật bờ biển” có các kết luận về sự hình thành hố xói trước chân công trình và các yếu tố ảnh hưởng như sau:

• Hố xói lớn nhất trước chân công trình mái dốc được đánh giá ở mức độ nào đó nhỏ hơn hố xói tính đối với công trình mái đứng

• Công trình với tính thấm lớn hơn cho ta hố xói nhỏ hơn • Độ sâu hố xói sẽ lớn hơn khi có sự xuất hiện dòng ven bờ đồng thời với tác

động của sóng • Sóng có độ dốc lớn sẽ tạo ra hố xói lớn hơn có độ dốc bình thường

Như vậy, kích thước hố xói phụ thuộc vào: hệ số mái của công trình, khả năng thấm nước, và các đặc trưng của sóng, mực nước trước chân công trình. Trong báo cáo này, trình bày việc nghiên cứu sử dụng các kiến thức mới nhất về dự báo xói cục bộ thông qua các mô hình thực nghiệm và bán thực nghiệm. Nội dung các phương pháp tính toán xác định kích thước hố xói sẽ được trình bày tóm tắt trong các phần tiếp theo. 7.3.2. Phương pháp McDougal.

Được McDougal đưa ra công thức tính chiều sâu hố xói trước chân tường đứng trên bãi biển dốc. Khi sử dụng công thức này cần phải có được các số liệu cần thiết về sóng nước sâu như: chiều cao sóng(Ho), chiều dài sóng(L0), chiều sâu nước (hw) cũng như kích thước hạt bảo vệ trước chân công trình.

3/125.02.0

85.042.0 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

dH

Hh

HoLom

HS o

o

w

o

(7-1)

Trong đó S(m): độ sâu hố xói đối với tường đứng Ho(m): chiều cao sãng ở vùng nước sâu Lo (m): bước sãng vùng nước sâu hw (m): độ sâu của chân công trình so với mực nước trung bình trong nhiều năm. d (m): kích thước hạt cát ở chân công trình.

điểm bụng điểm nút điểm nút



Hình 7-2 Sơ đồ tính kích thước hố xói theo phương pháp McDougal 7.3.3. Phương pháp Xie.

Phương pháp này được Xie đưa ra năm 1981 để xác định độ sâu lớn nhất của hố xói, nó chỉ được áp dụng với các công trình dạng tường đứng có độ dốc bãi biển rất bé coi như chiều sâu nước là không đổi. Tính toán cho cả trường hợp có và không có bùn cát lơ lửng di chuyển trước chân công trình. Cần phải có số liệu về sóng và độ sâu nước ở vùng nước nông nơi xảy ra xói.

Hình 7-3 Biểu đồ tính kích thước hố xói theo Xie.

tường đứng

Có bùn cát lơ lửng

Không có bùn cát lơ lửng

Các đặc trưng sóng nứơc sâu

độ dốc của mái

tường đứng



Trong đó H và L là các đặc trưng của sóng địa phương H (m): chiều cao sóng L (m) : bước sóng 7.3.4. Phương pháp Sumer & Fredsoe.

đây là phương pháp phát triển cho đập chắn sóng Phương pháp này được xây dựng dựa trên phân tích kết qủa của mô hình thí nghiệm và trình bày dưới dạng đồ thị (hình 8) và công thức chung. Phạm vi áp dụng của phương pháp giới hạn bởi mái dốc α nằm trong khoảng từ 300 (nghiêng) đến 900 (đứng). Trong đó α là góc tại đáy dốc, hợp bởi mái ngoài công trình và phương nằm ngang. Tuy nhiên trong một số trường hợp có thể áp dụng với góc dốc mái nhỏ hơn 300, khi đó căn cứ vào trường hợp tương đứng với α=900 , sau đó triết giảm bằng hệ số α/90, với α là góc dốc thực tế tính toán. Công thức này sử dụng các đặc trưng sóng cục bộ tại chân công trình.

hình 7-4 Biểu đồ tính kích thước hố xói theo Sumer & Fredsoe

Theo đó độ sâu hố xói được tính theo công thức:

( )35.1

2sinh ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

=

Lh

fHS

πα với 1577.13.0)(

α

α−

−= ef ( 7-2)

Trong đó: S (m): Là độ sâu hố xói L(m): Là chiều dài bước sóng trước chân công trình

Không có bùn cát lơ lửng



H(m):Chiều cao sóng h(m): Độ sâu nước α (độ): Là góc tại đáy dốc

7.4. Áp dụng phương pháp Sumer & Fredsoe để tính toán cho đê chắn sóng mái nghiêng.

Dựa vào phương pháp Sumer & Fredsoe trên ta áp dụng để tính toán chiều sâu hố xói trước đê chắn sóng Dung Quất với phương án đê chắn sóng dạng mái nghiêng trong điều kiện sóng cực trị.

Với những điều kiện biên đã tính toán ở chương5 như sau:


M.C thân đập D2

M.C gốc đập D3

Độ sâu ( m) 15 16 8

MNTK (m) 3.465 3.465 3.465

Chiều cao song (m) 7.45 8.13 4.47

7.4.1. Với đê chắn sóng dạng mái nghiêng.

Hình 7-5 sơ đồ tính chiều sâu hố xói

Áp dụng phương pháp Sumer & Fredsoe Theo đó độ sâu hố xói được tính theo công thức:

( )35.1

2sinh ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

=

Lh

fHS

πα với 1577.13.0)(

α

α−

−= ef

S (m): Là độ sâu hố xói L(m): Là chiều dài bước sóng trước chân công trình



H(m):Chiều cao sóng h(m): Độ sâu nước α (độ): Là góc tại đáy dốc (α = 33.7 0 ) Tính toán chiếu sâu hố xói tại các mặt cắt điển hình đầu đê, thân đê, gốc đê

ứng với chiều sâu nước thay đổi một khoảng là (h , h- h tt ) với h = độ sâu đặt công trình+ MNTK

h tt : là độ lớn triều của khu vực. (h tt = 2m) 7.4.1.1. Tính toán chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt đầu đê. Ta có h = 18.465m L= 109 m H = 7.45m Áp dụng công thức Sumer & Fredsoe khi độ sâu nước thay đổi từ(18.465; 16.465m) ta có kết quả cho ở bảng sau:

Bảng 7-2: Tính chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt đầu đê

H (m) οα L (m) h (m) S (m) 7.45 33.7 109 16.465 0.741225 7.45 33.7 109 16.565 0.733479 7.45 33.7 109 16.665 0.725842 7.45 33.7 109 16.765 0.718309 7.45 33.7 109 16.865 0.71088 7.45 33.7 109 16.965 0.703553 7.45 33.7 109 17.065 0.696325 7.45 33.7 109 17.165 0.689195 7.45 33.7 109 17.265 0.68216 7.45 33.7 109 17.365 0.67522 7.45 33.7 109 17.465 0.668372 7.45 33.7 109 17.565 0.661614 7.45 33.7 109 17.665 0.654945 7.45 33.7 109 17.765 0.648364 7.45 33.7 109 17.865 0.641868 7.45 33.7 109 17.965 0.635457 7.45 33.7 109 18.065 0.629128 7.45 33.7 109 18.165 0.62288 7.45 33.7 109 18.265 0.616713 7.45 33.7 109 18.365 0.610623 7.45 33.7 109 18.465 0.604611



S/H

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.15 0.155 0.16 0.165 0.17 0.175

S/H

h/l S/H

Hình 7-6: Chiều sâu hố xói theo phương pháp Sumer & Fredsoe

với α =33.70 7.4.1.2. Tính chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt thân đê. Ta có h = 19.465m L= 11 m H = 8.13 m Áp dụng công thức Sumer & Fredsoe khi độ sâu nước thay đổi từ(19.465; 17.465m) ta có kết quả cho ở bảng sau Bảng 7-3: Tính chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt thân đê

H(m) οα L (m) h( m) S (m)

8.13 33.7 111 17.465 0.753237 8.13 33.7 111 17.565 0.745683 8.13 33.7 111 17.665 0.738228 8.13 33.7 111 17.765 0.730871 8.13 33.7 111 17.865 0.723609 8.13 33.7 111 17.965 0.716441 8.13 33.7 111 18.065 0.709366 8.13 33.7 111 18.165 0.702381 8.13 33.7 111 18.265 0.695485 8.13 33.7 111 18.365 0.688676 8.13 33.7 111 18.465 0.681954 8.13 33.7 111 18.565 0.675316 8.13 33.7 111 18.665 0.668761 8.13 33.7 111 18.765 0.662287 8.13 33.7 111 18.865 0.655894 8.13 33.7 111 18.965 0.649579 8.13 33.7 111 19.065 0.643342 8.13 33.7 111 19.165 0.637181 8.13 33.7 111 19.265 0.631095 8.13 33.7 111 19.365 0.625083 8.13 33.7 111 19.465 0.619143



S/H

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.155 0.16 0.165 0.17 0.175 0.18

S/H

h/l S/H

Hình 7-7: chiều sâu hố xói theo phương pháp Sumer & Fredsoe ứng với mặt cắt thân đê vàα =33.70

7.4.1.3. Tính toán chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt gốc đê. Ta có h = 11.465m L= 97 m H = 4.47 m Áp dụng công thức Sumer & Fredsoe khi độ sâu nước thay đổi từ(11.465; 9.465m) ta có kết quả cho ở bảng sau:

Bảng 7-4: Tính chiều sâu hố xói ứng với mặt cắt gốc đê

H (m) οα L(m) H (m) S (m) 4.47 33.7 97 9.465 0.898474 4.47 33.7 97 9.565 0.884267 4.47 33.7 97 9.665 0.870397 4.47 33.7 97 9.765 0.856854 4.47 33.7 97 9.865 0.843627 4.47 33.7 97 9.965 0.830704 4.47 33.7 97 10.065 0.818076 4.47 33.7 97 10.165 0.805734 4.47 33.7 97 10.265 0.793667 4.47 33.7 97 10.365 0.781869 4.47 33.7 97 10.465 0.770328 4.47 33.7 97 10.565 0.759039 4.47 33.7 97 10.665 0.747993 4.47 33.7 97 10.765 0.737182 4.47 33.7 97 10.865 0.7266 4.47 33.7 97 10.965 0.71624



4.47 33.7 97 11.065 0.706094 4.47 33.7 97 11.165 0.696157 4.47 33.7 97 11.265 0.686422 4.47 33.7 97 11.365 0.676884 4.47 33.7 97 11.465 0.667537

S/H

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0 0.05 0.1 0.15

S/H

h/l S/H

Hình 7-8: Chiều sâu hố xói theo phương pháp Sumer & Fredsoe ứng với

mặt cắt gốc đê vàα =33.70

Từ quá trình tính toán chiều sâu hố xói trước chân công trình theo phương pháp Sumer & Fredsoe cho đê chắn sóng Dung Quất. ta nhận thấy chiều sâu hố xói lớn nhất xuất hiện ở phần gốc đê. Và tại một mặt cắt khi có sự thay đổi về độ sâu nước thì chiều sâu hố xói cũng sẽ thay đổi khi đó chiều sâu hố xói sẽ lớn nhất khi độ sâu nước là nhỏ nhất. Bảng 7-5: tổng hợp chiều sâu hố xói lớn nhất tại các mặt cắt điển hình

vị trí m.c đầu đê thân đê gốc đê

S max (m) 0.741 0.753 0.898

Độ sâu cần bảo vệ có giá trị kinh nghiêm tình bằng 1,5Smax Bảng 7-6: tổng hợp độ sâu cần bảo vệ ứng với các mặt cắt điển hinh

vị trí m.c

đầu đê thân đê gốc đê

S bv (m)

1.12 1.13 1.45



Theo Mumer và Fredsoe chiều rộng hố xói được tính theo công thức

Tường đứng W= 1.4L

Với mái nghiêng W = 4

*90

Lα ( vớiα là góc nghiêng của mái đê)

Với đê chắn sóng Dung Quất theo thiết kế chi tiết có độ dốc mái là 1:1.5 thì chiều dài hố xói được tính :

W = 4

*90

7.33 L

Bảng 7-7: Chiều dài hố xói được tính tại các mặt cắt đại diện là:

vị trí m.c

đầu đê thân đê gốc đê

W i (m)

10.2 10.4 9.1

Qua kết quả tính toán kích thước hố xói ta thấy chiều sâu hố xói trước chân

công trình không gây ảnh hưởng tới công trình do trong quá trình thiết kế ta đã bố trí lớp lót dưới đáy công trình có chiều dày 1.5m lớn hơn chiều dày hố xói tính toán trong điều kiên cực trị.



CHƯƠNG VIII : TRÌNH TỰ THI CÔNG ĐÊ CHẮN SÓNG 8.1. Tổng Quan.

Thi công đê chắn sóng dạng đá đổ bao gồm nhiều quá trình trong một thời gian dài được làm theo phương pháp lấn dần, đòi hỏi các máy móc và thiết bị vận chuyển tốt, quá trình thi công đê phụ thuộc vào thiết bị thi công, vật liệu thi công, nhân lực huy động, điều kiện khí hậu..., trong đó nhân lực thi công có ảnh hưởng đặc biệt quan trọng đối với quá trình tự thi công của đê, biện pháp và các sai số cho phép thi công

8.2. Thiết Bị Thi Công.

Có thể sử dụng cả thiết bị đặt trên bờ và dưới nước để thi công. Đoạn gốc đê có kết cấu đá đổ thuần tuý có thể dùng phương tiện trên bờ để thi công. Đoạn đầu đê cần phải có thiết bị nổi để tiến hành thi công lắp đặt các khối Tetrapode.

Thiết bị nổi có thể bị ảnh hưởng bởi điều kiện thời tiết. Vì vậy cần thi công vào thời kỳ chế độ sóng tại khu vực là nhỏ trong năm. Cần sử dụng hệ thống định vị thích hợp để đảm bảo định vị chính xác vị trí đổ đá và sà lan chở cẩu. Sà lan chỉ có thể dịch chuyển đến vị trí neo mới khi điều kiện thời tiết yên tĩnh.

Các phương tiện thiết bị thi công bao gồm : Sà lan Tàu kéo hoặc tàu đẩy Cần trục nổi hoặc cần trục lắp trên phao Máy trộn bê tông .

8.3. Định Vị Công Trình. Khác với các công trình trên cạn hoặc ven bờ khác công trình đê chắn sóng

hoặc chắn cát không thể sử dụng máy kinh vĩ trông công tác định vị công trình vì chiều dài công trình là rất lớn, cách xa bờ. Do đó ta phải dùng hệ thống định vị vệ tinh GPS. Đây là hệ thống định vị vệ tinh toàn cầu và có độ chính xác cao với thao tác cũng rất đơn giản. Ta chỉ việc lắp đặt một Ăng ten GPS lên đầu của cần cẩu nổi là hệ thống sẽ cho ta biết chính xác toạ độ của vị trí đang thi công

8.4. Trình Tự Thi Công.

Trình tự thi công đê chắn sóng bao gồm các công việc chính như sau: - Nạo vét hố móng đê. - Vận chuyển và thi công đá chân đê. - Vận chuyển và thi công đá lõi đê. - Vận chuyển và thi công lớp đá lót, hoàn thiện mái dốc. - Vận chuyển và thi công khối Tetrapod

Cụ thể các bước như sau: 8.4.1. Nạo vét hố móng đê.



Vì địa hình đáy biển của khu vức là hết sức phức tạp, vì vậy việc sử lý nền cũng được yêu câu rất chặt chẽ. Do địa hình đáy biển của khu vực xây dựng công trình có những túi bùn rất lớn nằm ở độ sâu từ 30 -50 m vì thế cần phải sử dụng những phương tiện chuyên dụng như tàu hút bùn để có thể nạo vét túi bùn. Sau đó thay thế bằng loại vật liệu có khả năng chịu tải khác. Sau khi sử lí túi bùn thì tiến hành nạo vét đá chân đê bằng phương pháp sử dụng búa thủy lực để phá bỏ lớp đá phong hóa phủ ở lớp mặt sau đó dùng cần cẩu có lắp gàu ngọam đặt trên xà lan để bóc bỏ lớp phong hóa đó đê cao trình thiết kế. 8.4.2. Thi công chân đê.

Đá hộc được mua tại mỏ đá. Đá được vận chuyển đến công trường bằng sà lan kết hợp với tàu kéo hoặc tàu đẩy.

Đá làm chân đê có thể được đổ bằng cách sử dụng các máng đổ đá. Sau khi đổ phải dùng các phương tiện kết hợp thủ công tạo phẳng rồi mới tiến hành thi công bước tiếp theo.

Chú ý do phần ngoài của chân đê phải chịu tác dụng mạnh của dòng chảy và sóng, do đó khi thi công chân đê cần phải lựa chọn những viên đá có kích thước lớn nhất trong cấp phối đá dùng thi công chân đê để thi công phía ngoài 8.4.3. Thi công lõi đê và lớp lót.

Do chiều dài phân đoạn đê lớn nên ta phải phân ra thành các phân đoạn, đảm bảo độ đồng đều để tránh hiện tượng xói cục bộ, đá có kích thước nhỏ được thả tập trung dọc theo tim tuyến đê, đảm bảo khi gia cường đá lớn lên trên lớp mặt che khuất được phần đá nhỏ.

Có thể đổ đá bằng sà lan mở đáy ở những chỗ sâu trên 4 m và đổ đá mặt bên bằng sàn phao thi công đối với những chỗ sâu trên 2 m. Tại những chỗ có lớp lót đá đường kính lớn thì sắp xếp lại đá bằng cẩu đặt trên sàn phao nổi.

Trong quá trình thi công, lõi đê và các lớp bên dưới có khả năng bị song làm hư hại. Trong giai đoạn nào đó nếu dự báo thấy thời tiết xấu sẽ liên tiếp xảy ra, thì cần phải ngưng thi công trước khi thời tiết xấu ập đến, và đồng thời bảo vệ tạm các công trình đang làm dở dang bằng cách phủ các khối phủ hoặc đá có đường kính lớn lên các phần đã làm, khi thời tiết xấu qua đi thì lại bỏ song�i công tiếp các phần còn lại.

Vật liệu để thi công lõi đê thường có kích thước nhỏ hơn vì vậy nên đổ vật liệu vào chính giữa lõi đê, các loại đá lớn hơn nên để thi công các lớp bên ngoài nhằm giữ ổn định mái dốc và chống lại tác dụng của song. 8.4.4. Thi công và lắp đặt khối Tetrapode

Trước khi lắp đặt khối Tetrapod cần kiểm tra độ dốc mái có đúng với yêu cầu thiết kế hay không sau đó mới tiến hành lắp đặt.

Khối Tetrapod được đúc tại bãi đúc bằng cốp pha thép tấm chuyên dụng, sau đó được tập kết và vận chuyển đến cảng sau đó bốc xếp xuống xà lan và vận chuyển tới công trường bằng tàu kéo hoặc tàu đẩy. Sà lan chở khối đậu dọc theo sườn lõi đá



để cần cẩu nổi lắp đặt vào vị trí. ở những đoạn có độ sâu nhỏ ta cần tận dụng thời gian triều kiệt để lắp đặt. Tại những vùng sâu cần sử dụng thợ lặn để kiểm tra khi thi công lớp đá phía dưới, các khối cần đan xen, gài chặt vào nhau tránh tình trạng cập kênh không bền vững.

Việc sản xuất, vận chuyển và lắp đặt các khối Tetrapode cần phải được kiểm tra cẩn thận. Đặc biệt các cấp phối bê tông dùng để đúc khối Tetrapode nên được thiết kế để giảm sự toả nhiệt độ và khuôn đúc nên được thiết kế nhằm tránh nứt vỡ do ứng suất nhiệt, nên dùng các loại xi măng toả nhiệt thấp.

Công tác sản xuất bê tông, đúc, bảo dưỡng, tháo khuôn, di chuyển các khối Tetrapode đến nơi lưu kho, vận chuyển và lắp đặt các khối Tetrapode nên được sắp xếp và nên chương trình cụ thể để giảm tối thiểu các ứng suất trong khối . Cần phải có một mặt bằng thi công có đủ khả năng chứa các khối Tetrapode đúc dự trữ trong 1,5 đến 2 tháng.

Cần phải lắp đặt đủ số lượng khối Tetrapode cho một pham vi đã được thiết kế, đảm bảo đủ mật độ bao phủ và độ dày của khối Tetrapode bảo vệ.

Lưu ý: Trong quá trình thi công, trước khi xếp đại trà khối Tetrapode cần phải tiến hành xếp thử một đoạn với chiều dài là 10 m theo đúng thiết kế dưới sự hướng dẫn của cơ quan thiết kế. Cần đánh giá nguy cơ hư hỏng khối Tetrapode do va chạm trong quá trình lắp dặt và xác định các hạn chế đối với công tác lắp đặt do điều kiện thời tiết 8.5. Quy định khi thi công.

Trong quá trình thi công phải tuân theo các qui định thi công và nghiệm thu do Bộ Giao Thông Vận tải và bộ xây dựng ban hành:

Các quy định về nạo vét. Các quy định về đá xây dựng. Các quy định về khối bê tong đức sẵn.

8.6. Kiểm tra và bảo dưỡng.

Nên kiểm tra và bảo dưỡng thường xuyên tình trạng đê để có thể đánh giá khả năng làm việc của đê và cho phép phát hiện sớm các hư hỏng. Công tác kiểm tra nên được thực hiện vào cuối các thời kỳ bão mùa đông và đặc biệt là sau các cơn bão lớn.

Các yếu tố hỗ trợ công tác kiểm tra nên được đưa vào công trình trong khi thi công. Những yếu tố này bao gồm các mốc kiểm tra cố định để xác định sự chuyển vị, độ lún và các khối đá hoặc khối Tetrapode được đánh dấu.

Việc kiểm tra sẽ bao gồm như sau: Thu thập các điều kiện về môi trường bao gồm tốc độ gió, hướng gió và mực nước. Nên tiếp tục thu thập số liệu về sóng trong và sau khi thi công. Khảo sát vị trí và cao độ các điểm cố định và các mặt cắt ngang. Lặn dưới nước kiểm tra. Đo sâu hồi âm và định vị kiểm tra mặt bên dưới nước có thể được sử dụng để

lập mặt cắt các mái dốc dưới nước. Công tác đo sâu nên được thực hiện trên đáy



biển dọc theo toàn bộ chu vi đê chắn sóng. Công tác đo sâu nên bao gồm phạm vi từ chân đê tới vị trí cách chân đê ít nhất bằng một phần tư chiều dài sóng cực đại để kiểm tra sự xói mòn. Phạm vi khảo sát phải phù hợp với các điều kiện và đặc điểm vị trí đê và phải bao gồm mái dốc của luồng được nạo vét gần kề. Công tác chuẩn bị cho duy tu bảo dưỡng nên được triển khai ngay khi đê được xây dựng xong, mặc dù việc thực hiện công tác duy tu bảo dưỡng sẽ tuỳ thuộc vào kết quả kiểm tra và đặc biệt là tuỳ thuộc vào tác động của các cơn bão lớn.

Documents

Datn thiet ke dap pha song