Cửa Thuận An

4,07 ≈ 22 => bằng phương pháp nội suy ta có kt = 1,32. Ptcl – giá trị áp lực sóng tương đối xác định theo bảng E2 trang 97 “14 TCN 130-2002” Với Hs = 4,07>4m => Ta có Ptcl =1,7. Vậy áp lực sóng tính toán lớn nhất tính được là: Pd= 1,42.1,32.1,7.1,025.9,81.4,07 ≈ 130,41(kN/m2) Cao độ Z2(m) được xác định theo công thức: A và B là các đại lượng tính bằng m, xác định theo công thức sau: = 5,7 (m) = 3.68(m) Thay vào ta tính được Z2 = 0.1(m). Z3 : ứng với chiều cao sóng leo lên mái dốc (m). Tính toán với sóng leo có tần suất 2%, ứng với sóng leo 2% dựa vào bảng VI-5-5 (CEM) ta tra được các hệ số : A= 0,96 B= 1,17 C = 0,46 D2= 1,97 Ta có : ζom = tanα/(Hs/L0) = tan(13o)/(8.5/121.24) = 3,3. Có: (D/B)1/C = 3,1. Theo công thức VI-5-13 (CEM) ta có: (D/B)1/C Ru2%/Hs = D = 1,97. Vậy chiều cao sóng leo lên mái dốc là: Z3 = Ru = (Ru2%/Hs).γr.γf.γβ .hs = 1,97.0,5.1.1.4,07 ≈ 4 (m). 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 = 0,0125Lw (m) L2 = 0,0325Lw (m) L3 = 0,0265Lw (m) L4 = 0,0675Lw (m) Trong đó: =172 Thay giá trị tìm được vào ta tính được các giá trị L1, L2, L3, L4: L1= 2,15 (m) ; L2= 5,59 (m) ; L3= 4.56 (m) ; L4= 11.61 (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: = 230 KN = 119 KN = 196.3 KN = 112.15 KN = 11.73 KN Vậy ta có: 669.18 KN. V.3.3.2. Kiểm tra trượt phẳng cho đê mái nghiêng. Vì đầu đê A1 có kích thước và khối lượng lớn nhất trong tuyến đê nên ta chỉ kiểm tra ổn định cho đầu đê A1. 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: 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, Kn=1,2; Rt - tổng lực gây trượt, ta có : (KN) G – trọng lượng của công trình; Tổng trọng lượng của công trình là: W=639.75 (T) Thay vào công thức tính ổn định trượt ta có: 1,25.556,73/9,81.639,75.0,5 ó 70,94 226,56 => luôn đúng. Vậy công trình đê mái nghiêng luôn ổn định trượt phẳng. V.3.4. Kiểm tra ổn định lún cho công trình. V.3.4.1. Số liệu áp suất bề mặt. Bề rộng đê (Phần đầu đê): B1 = 9,3m; Chiều cao đê: H = 12.94 m; Hệ số mái dốc: m = 1,5; Bề rộng chân đê: B2 = 2.m.H + B1 = 48.12 m; Bề rộng trung bình: Btb = (B1 + B2)/2 = 28.71 m; Trọng lượng riêng của đá: gda = 2650kg/m3; Hệ số rỗng của đá: r = 0,4; Áp lực đáy: = 14.787(T/m2) V.3.4.2. Số liệu lớp đất. Địa chất của đáy biển tại vị trí xây dựng công trình được tham khảo trong hồ sơ địa chất công trình thì chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất tại vị trí công trình như sau: Bảng 5-27: Các chỉ tiêu cơ lý của đất. Chỉ tiêu cơ lí Lớp đất Lớp 1 Lớp 1b Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4 Chiều dày H (m) 10.7 2.2 11.0 6.0 >9.6 Dung trọng TN g(T/m3) 1.92 1.90 1.69 1.85 1.70 Hệ số nở hông m 0.3 0.25 0.3 0.25 0.25 Hệ số ảnh hưởng b 0.743 0.833 0.743 0.833 0.833 Mô đun đàn hồi E (kg/cm2) 150.0 174.2 362.0 375.6 44.2 Góc nội ma sát j (độ) 19.0 12.41 4.24 26.34 6.03 Trong đó : -Hệ số phụ thuộc vào hệ số nở hông : b = 1 - . - Hệ số phụ thuộc vào hệ số nở hông; Hình 5-16: Sơ đồ tính lún từng lớp . Theo quy phạm thiết kế QPXD 45-70 và CH200-62 độ lún của công trình được tính theo phương pháp cộng lún từng lớp. Để tính lún tại một điểm nào đó ta chia đất nền thành từng lớp phân tố mỏng có chiều dày hi (để đảm bảo độ chính xác khi tính toán chiều dày hi nên nhỏ hơn b/4). Sau đó tính độ lún Si của từng lớp phân tố, cuối cùng độ lún của nền bằng tổng độ lún của các lớp phân tố: S = S S I Các lớp phân tố sẽ được tính đến hết chiều sâu H được gọi là chiều sâu (hay phạm vi) chịu lún của công trình. Trị số H được xác định một cách quy ước theo mức độ so sánh ứng suất gây lún q(z) và ứng suất do trọng lượng bản thân đất gây ra sg(z). Phạm vi tính lún H được gới hạn khi q(z) = 0,2sg(z). Các bước tính toán như sau: - Theo quy phạm QPXD 45-70 chia vùng chịu nén dưới đáy công trình thành các lớp nhỏ có chiều dày hi sao cho: hi £ (0,2¸0,4)b - Tính ứng suất do trọng lượng bản thân gây ra: sg(z) = g.z - Tính ứng suất do tải trọng phân bố gây ra q(z): Ứng suất gây lún sq(z). là ứng suất gây ra do tải trọng gây lún dưới đáy móng công trình, để tính toán thì có nhiều phương pháp, ở đây chúng ta sử dụng sơ đồ đơn giản để tính ứng suất gây lún trong nền đất: Ta hình dung trên bề mặt bán không gian - nền đất có tác dụng một tải trọng phân bố đều q trên diện tích của một móng băng có bề rộng b, thì với chiều sâu tải trọng này sẽ khuyếch tán theo một góc mở nào đó. Trong môi trường rời thuần tuý (các hạt chỉ có ma sát với nhau mà không có lực dính) thì góc truyền ứng lực này sẽ bằng góc ma sát trong của vật liệu rời. Đối với đất, vì giữa các hạt ngoài lực ma sát còn có lực dính nên góc truyền ứng suất phải lớn hơn góc ma sát trong nên nếu chỉ tính đến ma sát thì tính toán sẽ thiên về an toàn hơn. Khi đó ta có: si Trong đó: b: Bề rộng đáy móng; ( b= Btb/2 = 28,71/2 ≈ 14,36 m ) hi: Chiều dầy lớp đất phân tố thứ i; ji: Góc góc ma sát trong của đất ; n: Số lớp đất phân tố được xét. Độ lún của từng lớp đất dược xác định theo công thức : Si = b..h Trong đó : stb = Khi i = 1 : stb = Bảng 5-28: Bảng tính lún tổng cộng. Lớp đất Lớp phân tố Chiều dày lớp hi (m) Độ sâu lớp zi(m) Dung trọng TN g(T/m3) Góc nội ma sát (độ) Ứng suất do TLBT (z) (kg/cm2) Ứng suất do tải trọng sq(z) (kg/cm2) Hệ số nở hông Độ lún lớp phân tố Si (cm) Lớp 1 1 3,567 1,78 1,92 19,00 0,342 1,26 0,30 2,230 2 3,567 5,35 1,92 19,00 1,027 1,10 0,30 1,946 3 3,567 8,92 1,92 19,00 1,712 0,98 0,30 1,726 Lớp 1b 4 2,200 11,80 1,90 12,41 2,242 0,94 0,25 1,165 Lớp2 5 3,667 14,73 1,69 4,24 2,490 0,91 0,30 0,687 6 3,667 18,40 1,69 4,24 3,110 0,89 0,30 0,672 7 3,667 22,07 1,69 4,24 3,729 0,76 0,30 0,571 Độ lún tổng cộng Si 8,998 Vậy : Độ lún tổng cộng của công trình : å Si = 8,998 (cm). Độ sâu lớp đất khi ứng suất < 0,2 ứng suất do trọng lượng bản thân gây ra là: H = 23.9 (m) . + Kiểm tra ổn định lún: Tính độ lún theo % công trình: S=/h = % = 0,7% < 7% Theo quy phạm QPXD45-79 độ lún cho phép của công trình Sgh £ 7%. Vậy ổn định lún của công trình đảm bảo V.4. Thiết kế sơ bộ đê chắn sóng trọng lực tường đứng. V.4.1. Điều kiện áp dụng. Kinh nghiệm thiết kế thi công cho thấy công trình chắn sóng kiểu tường đứng kinh tế hơn công trình đá đổ mái nghiêng do có hình dáng 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 nhất cho công trình kiểu này là 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 được xác định theo các điều kiện sau: Trên nền đá mọi độ sâu. Trên nền đất rời với các điều kiện sau: + Với độ sâu lớn hơn 1,52,5 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 2028m (khi đó áp lực của công trình lên nền đất ở giới hạn cho phép). đối với địa chất khu vực cửa Thuận An ta cũng có thể xây dựng đê chắn cát có kết cấu tường đứng thùng chìm. V.4.2. 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. Một số kết cấu thùng chìm có dạng như sau: Hình 5-17: 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 bùn cát 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. V.5. Kết cấu sơ bộ cho từng phân đoạn. V.5.1. Mặt cắt ngang và dọc của đê chắn sóng trọng lực tường đứng thùng chìm. a/ Mặt cắt ngang: 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. Hình 5-18. 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. b/ Mặt cắt dọc: 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 2545m. 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 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 5cm. Phần đầu đê và thân đê cũng được phân cách bởi khe lún thẳng đứng. V.5.2. Xác định cao trình đê. Với đê chắn sóng tường đứng trọng lực ta cũng tiến hành xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn sóng tràn. Sử dụng công thức Franco cho tường đứng thấm và không thấm, sóng đỉnh ngắn và dài, vỡ và không vỡ: = 0,082.exp(-3.) Trong đó: q : lưu lượng tủng bình sóng tràn qua cho 1m dài. (l/s/m). Hs : chiều cao sóng đáng kể trước chân công trình. (m). RC: độ vượt cao của công trình. (m). γβ, γs : các hệ số chiết giảm. β : góc sóng tới chân công trình, β = 130. Hệ số γβ lấy bằng 0,83 với 00 ≤ β ≤ 200 với sóng đỉnh ngắn. Hệ số γs phụ thuộc hình dạng mặt tường, tra theo bảng dưới đây: Bảng 5-29 : Hệ số γs. Hình dạng mặt γs Tường phẳng không thấm 1 Tường phẳng có tường hắt sóng 0,78 Tường hở 20% bề mặt tường, đỉnh kín 0,72÷0.79 Hở 20% bề mặt tường, đỉnh hở 0.58 Trong đồ án này em chọn kiểu công trình đê chắn sóng mái nghiêng kiểu tường phẳng không thấm => hệ số γs = 1. Lưu lượng tràn cho phép của đê mái nghiêng ta lấy bằng 500 (l/s/m), với đê trọng lực tường đứng ta cũng lấy tương tự để tiện cho việc so sánh. Ta có: = 0,082.exp(-3.) 0,237 = exp(-0,89.Rc). Bằng phương pháp thử dần ta có bảng tính toán như sau: Bảng 5- 30: Bảng tính toán Rc. exp(-0.89.Rc) Rc 0.09072 4 0.04438 3.5 0.06925 3 0.10807 2.5 0.16864 2 0.20149 1.8 0.22025 1.7 0.2368 1.62 0.24075 1.6 0.26316 1.5 0.3437 1.2 0.41066 1 Từ bảng tính toán trên ta thấy kết quả hợp lí nhất là Rc = 1,62(m). Cao trình đỉnh đê : Zđỉnh = Rc + MNTK = 1.62 + 4.24 = 5.86(m). V.5.3. Xác định kích thước thềm đá. Công dụng của lớp đệm đá: Phân bố ứng suất lên đất nền tự nhiên sao cho thoả mãn khả năng chịu lực của đất nền; Bảo vệ đất nền dưới chân công trình khỏi bị xói; Làm phẳng bề mặt cho kết cấu bên trên; Gia tải làm tăng ổn định trượt cung tròn. Trong trường hợp đất nền là yếu thì lớp đệm có thể là lớp gối cát, tầng lọc ngược và lăng thể đá. + 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 Chọn tỷ số hb/hs=0,7. Hình 5-19: Mặt cắt ngang thềm đá. Cao trình thềm đá = MNTK - hb. Kết quả tính toán cao trình thềm đá : Bảng 5-31: Cao trình thềm đá. Phân đoạn hs (m) hb (m) CT thềm (m) Đầu đê 10.24 7.17 - 2.93 Thân đê 8.76 6.13 - 1.89 Gốc đê 7.24 5.07 - 0.83 + Đường kính viên đá phủ chân thềm: Chọn hệ số mái phía biển là 1:2; hệ số mái phía bên trong là 1:2. 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= =(5,8)Nod0.19 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; =1,63. Đá đổ 2 lớp nên chiều dày chân thềm: t = 2.Dn50 Kết quả thành lập ở bảng sau: Bảng 5-32: Tính toán Dn50, W50 và chiều dày chân thềm t. Phân đoạn Hs (m) hb/hs Dn50 (m) t (m) W50 (T) Đầu 4.07 0.7 0.63 1.26 0.67 Thân 3.2 0.7 0.5 1 0.33 Gốc 2.6 0.7 0.4 0.8 0.17 + Chiều rộng lớp đệm đá trước và sau tường đứng. Chiều rộng lớp đệm đá trước tường đứng chọn sơ bộ được lấy bằng 0.5÷0.6 chiều rộng tường đứng nhưng không nhỏ hơn 6m, chiều rộng thềm đá sau tường đứng lấy từ 0.3÷0.4 chiều rộng tường và không nhỏ hơn 3m. Trong phần V.4.4 ta chọn chiều rộng tường đứng B = 11m, chọn chiều rộng thềm trước tường đứng bt = 0.5B, chiều rộng thềm sau tường bs = 0.3B. Vậy chiều rộng thềm đá trước và sau tường tính sơ bộ như sau : bt = 0.6*11 = 6.6 (m) chọn bt = 6,5m tất cả các phân đoạn đê. bs = 0.3*11 = 3.3 (m) chọn bs = 3,5m cho tất cả các phân đoạn đê. Từ kết quả tính toán như trên ta thấy bề rộng thềm trước thảo mãn điều kiện không nhỏ hơn 6m và thềm sau không nhỏ hơn 3m. Chiều dày lớp đệm đá lấy bằng 1,5(m) cho tất cả các phân đoạn đê. V.5.4. Xác định bề rộng tường đứng cho từng phân đoạn của các tuyến đê. Xác định bề rộng tường đứng dựa vào công thức kinh nghiệm: B = (1,7÷2,6)Hs. Công trình đê chắn bùn cát tại Thuận An gồm 2 tuyến đê A1 và A2, như đã tính toán trong chương IV ta đã tính toán thì chiều cao sóng Hs dùng để tính toán thiết kế cho hai tuyến đê là tương đương nhau vì thê trong phần thiết kế tính toán bề rộng đỉnh của đê trọng lực tường đứng ở đây em sẽ trình bày phần tính toán cho một tuyến đê A1 còn tuyến đê A2 ta sẽ làm tương tự. Bảng 5-33: Sơ bộ chọn kích thước chiều rộng tuyến đê A1. Phân đoạn HS(m) B(m) Đoạn đầu 4,07 11 Đoạn thân 3.2 8.32 Đoạn gốc 2.6 6.76 Bề rộng tường đứng của đê chắn bùn cát và chắn sóng trọng lực tường đứng phải có độ lớn sao cho đảm bảo được điều kiện ổn định trượt và lật. Để đảm bảo điều kiện ổn định ta chọn chiều rộng tường đứng cho ba đoạn đê là như nhau B = 11m. Áp dụng công thức Goda ( Với sóng bất quy tắc ) cho sóng đứng và sóng đổ. Công thức Goda đã sử dụng tính toán với trường hợp tổ hợp tải trọng tác động là lớn nhất. Các tải trọng sóng tác động lên công trình được thể hiện như hình 5-20: Hình 5-20: Tải trọng sóng tác động lên công trình theo Goda. Công thức Goda: =0,75(1+cosb)l1Hdeign . Trong đó: Hdeign: Chiều cao sóng thiết kế tại vị trí công trình xác định ở trạng thái biển thiết kế. Công trình nằm trong vùng sóng vỡ ta có thể lấy Hdeign = 2Hs. β : góc sóng tới của sóng (góc giữa đỉnh sóng và mặt trước tường đứng), β = 130 p1=0,5(1+cosb)(l1a1+l2a2cos2b)Hdesign. p2=(1-)p1 với >hc p2=0 với <hc p3=a1p1 pu=0,5(1+cosb)l1a1a3Hdesign hs:độ sâu nước tại chân công trình a1=0,6+0,5; a2 = min a3= 1 - L: chiều dài sóng tại độ sâu hb ứng với sóng đáng kể có chu kỳ Ts với Tm là chu kỳ sóng trung bình . L=. hs = MNTK + Độ sâu nước tại chân công trình. hb: độ sâu nước cách tường khoảng 5Hs; hb=hs+5Hs/cotga với cotga là độ dốc của bãi biển.(tanα = 1:45) l1, l2, l3 các hệ số biến đổi phụ thuộc vào loại kết cấu. Với kết cấu tường đứng thông thường các hệ số này =1. Bằng phương pháp thử dần ta xác định được giá trị của L và hb. Tính toán như bảng dưới đây: Bảng 5-34: Tính toán giá trị L tại độ sâu tính toán. L (m) L tại độ sâu 6m (Đầu đập) L tại độ sâu 4,5m (Thân đập) L tại độ sâu 3m (Gốc đập) 92 88.74789 78.58999 67.25991 91.5 89.1039 78.93165 67.5734 91 89.46215 79.27585 67.88955 90.5 89.82264 79.62262 68.20837 90 90.1 79.97197 68.52991 89.5 90.55044 80.32392 68.8542 89 90.91775 80.67849 69.18125 85 93.93939 83.61207 71.90123 84.5 94.32761 83.99121 72.25464 84.25 94.5226 84.251 72.43251 84 94.71818 84.37317 72.61115 78 99.59035 89.18486 77.14256 77.5 100.0118 89.60541 77.513 77 100.4357 90.02907 77.94572 76.5 100.862 90.45583 78.3527 76 101.2906 90.88572 78.76334 Bảng 5-35: Tính toán giá trị hb. Phân đoạn hs (m) Cotgα hb (m) Đầu đê 10.24 2578 10.25 Thân đê 8.74 2578 8.75 Gốc đê 7.24 2578 7.25 Tính toán các giá trị α1, α2, α3: Bảng 5-36: Tính toán α1, α2, α3 Hdesgn (m) L (m) α1 α2 α3 8.14 90 0.864 0.034 0.824 8 84.25 0.892 0.0686 0.833 7.92 77.5 0.922 0.0575 0.841 Dùng phần mềm Cress tính toán giá trị và các lực p1, p2, p3. Hình 5-21: Tính toán các giá trị và các lực p1, p2, p3 bằng Cress. ( Tính với phần đầu đê ) Các thông số đầu vào và đầu ra: Ho : chiều sâu nước trước chân công trình (m). T : chu kì sóng đáng kể(s), T= 1,1.Ts = 8,81*1,1 = 9,691(s). h = hb. d: độ sâu nước từ MNTK đến chân thềm đá (m). Tính toán d tương ứng với từng phân đoạn đầu, thân và gốc đê là: 8,98m; 7,5m; và 6m. hcc = hs. hc = Rc. m: độ dốc bãi biển ( m = 1:45 ). ρc1; ρc2: trọng lượng riêng thùng chìm ( lấy bằng trọng lượng BT = 2400 kg/m3 ) và trọng lượng riêng vật liệu đổ vào thùng chìm ( Dùng hỗn hợp cát và đá dăm, lấy = 2200kg/m3). hfill: độ vượt cao của thùng chìm so với mực nước biển trung bình (MSL), chọn = 0.2 m. η: độ vượt cao của con sóng so với mực nước tính toán (m). γslide, γturnover : hệ số an toàn chống trượt và chống lật. Tương tự như trên ta có kết quả tính toán tương ứng với từng phân đoạn đê như sau: Bảng 5-37: Tính toán p1, p2, p3, và pu. Đoạn p1 p2 p3 pu Đầu 70.13 60.62 58.28 57.53 Thân 65.16 54.89 53.37 52.4 Gốc 50.17 39.58 42.6 43.7 + Tính toán các lực tác dụng lên công trình. Hình 5-22: Sơ đồ biểu thị các áp lực tác dụng. Công thức tính toán các lực tác dụng lên tường đứng như sau: W = γ’.hw.B. Fb = γn.h’.B. FG = W – FB = (γ’.hw – γn.h’).B. FU = 0,5.pu.B. FH = 0,5.(p1 + p2).hc + 0,5.(p1 + p3).h’. Trong đó: W : trọng lượng thùng (kN/m) FU: lực đẩy tác dụng vào đáy tường (kN/m) FB: lực đẩy do nước trong thùng chìm gây ra (kN/m) FH: lực tác dụng vào tường đứng do sóng gây ra (kN/m) B : bề rộng tường đứng (m). γ’: trọng lượng riêng vật liệu đổ vào thùng chìm, sử dụng hỗn hợp cát và đá dăm, tính được trọng lượng riêng của cát và đá dăm = 2,2(T/m3). γn: trọng lượng riêng nước biển (γn = 1,025T/m3). Ta thành lập được các bảng tính như sau: Bảng 5-38: Tính toán các lực tác dụng lên đê. Đoạn h' (m) hw (m) W (kN/m) FB (kN/m) FG (kN/m) FU (kN/m) FH (kN/m) Đầu 9.61 11.23 2717.7 1083.5 1634.1 316.42 746.43 Thân 8.12 9.74 2357.1 915.53 1441.6 233.2 578.47 Gốc 6.62 8.24 1994.1 746.41 1247.7 240.35 379.77 Với phương án đê trọng lực tường đứng ta xét ổn định trượt và lật. + Ổn định trượt: Hình 5-23: Sơ đồ thể hiện các lực gây trượt. Từ hình vẽ thể hiện lực gây trượt như trên ta thấy công trình sẽ bị trượt khi FH > FR. FR = μ*( W – FB – FU ) với μ là hệ số ma sát , thường lấy = 0,6. Ta có công trình sẽ không xảy ra trượt khi thỏa mãn điều kiện : SFsliding= FR/FH > 1 Bảng 5-39: Tính toán hệ số SFsliding. Đoạn Fr Fh SFsliding Đầu 790.63 746.43 1.059 Thân 725.01 578.47 1.253 Gốc 604.40 379.77 1.591 Từ kết quả tính toán ở bảng 5-31 ta thấy hệ số SFsliding đều > 1. Vậy công trình luôn ổn định trượt. V.5.5. Tính toán kích thước thùng chìm. Thùng chìm chính là pông-tông bằng bê tông cốt thép được chế tạo trên bờ và vận chuyển đến vị trí công trình, đánh chìm rồi lấp đầy bằng bêtông hoặc cát và sỏi. Sau khi đổ đầy cát vào thùng, các khoang được đậy bằng khối bêtông có chiều dày 0,4÷0,5m để cát chống bị trôi ra ngoài. Các khe hở giữa tường thùng và tấm bê tông được đổ bêtông. Hợp lý nhất là dùng cát, đá dăm làm vật liệu đổ vào thùng chìm do kinh phí thấp và công nghệ thi công đơn giản. Hơn nữa thời gian cần thiết để lấp cát, đá dăm ít hơn nhiều so với việc đổ bêtông. Chiều dày của tường và đáy thùng được tính toán với tổ hợp tải trọng bất lợi nhất theo điều kiện chống nứt. Đối với vách ngăn tính theo điều kiện mở rộng vết nứt đến 0.1mm. Theo kinh nghiệm khi thiết kế sơ bộ có thể lấy chiều dày đáy thùng từ 0,4 ¸ 0,5m; chiều dày tường ngoài từ 0,25 ¸ 0,3m; chiều dày vách ngăn 0,15 ¸ 0,2m. Kí hiệu các kích thước thùng chìm bằng vật liệu BTCT như sau: Chiều dài thùng : L (m); Chiều rộng thùng : B (m); Chiều cao thùng : H (m); Chiều dày tường ngoài : bt (m); Chiều dày vách ngăn : bv (m); Chiều dày bản đáy : bđ (m); Chiều dài các khoang theo chiều dài thùng : lkd (m); Chiều dài các khoang theo chiều ngang thùng : lkn (m). Dựa vào kết quả tính toán nêu trên và các kinh nghiệm thực tế ta chọn các kích thước thùng chìm cho từng phân đoạn đê như sau: Bảng 5-40. Kích thước thùng chìm. Phân đoạn Loại thùng Kích thước cơ bản L (m) B (m) H (m) lkd (m) lkn (m) bt (m) bv (m) bđ (m) Đầu đê Loại 1 20 11 7.62 4 2.75 0.3 0.2 0.5 Thân đê Loại 2 20 11 6.12 4 2.75 0.3 0.2 0.5 Gốc đê Loại 3 20 11 4.62 4 2.75 0.3 0.2 0.5 Hình 5-24. Kích thước thùng chìm. Với kích thước thùng chìm chọn như bảng 5-32 ta phải tiến hành kiểm tra xem nó có đảm bảo thỏa mãn điều kiện ổn định nổi không. Sơ đồ tính toán ổn định nổi của thùng chìm: Hình 5-25. Sơ đồ tính toán ổn định nổi của thùng chìm. Kiểm tra ổn định nổi của thùng chìm được tiến hành theo trình tự sau: Xác định trọng lượng của thùng(g); Xác định thể tích giãn nước của thùng ( lượng chiếm nước) : V=(m3) Xác định mớn nước của thùng: T=. Trong đó: B, L, H - Bề rộng, chiều dài và chiều cao thùng chìm. Trong trường hợp mớn nước T của thùng quá lớn ta có thể thay đổi bề dày của bản mặt, bản đáy và tường ngăn của thùng làm giảm trọng lượng của thùng và giảm được T. Kiểm tra ổn định của thùng. Xác định khả năng trở về vị trí ban đầu khi thùng bị nghiêng(ổn định tĩnh); Xác định trọng tâm: ; - Xác định tâm nổi: ; Trong đó: C, W, M - trọng tâm, tâm nổi và tâm nghiêng của thùng chìm; Vi - thể tích của các phần nằm dưới nước. Xác định tâm nghiêng: Iw - mômen quán tính mặt ngang trên đường mép nước; V - thể tích của tất cả các phần ngập nước; Trong các tính toán ta chọn gốc toạ độ nằm ở giữa đáy thùng. Từ kích thước thùng chìm chọn sơ bộ như bảng 5-32 ta tính toán được khối lượng thùng như sau: Bảng 5-41. Tính toán sơ bộ khối lượng thùng chìm. Loại thùng Khối lượng và toạ độ các cấu kiện Tổng khối lượng G (Tấn) Tường ngoài Vách ngang Vách dọc Bản đáy Gi (Tấn) yi (m) Gi (Tấn) yi (m) Gi (Tấn) yi (m) Gi (Tấn) yi (m) Loại 1 249.48 3.56 142.17 3.56 66.30 3.56 264 0.25 721.96 Loại 2 196.92 2.81 112.22 2.81 52.33 2.81 264 0.25 625.48 Loại 3 144.36 2.06 82.27 2.06 38.37 2.06 264 0.25 529.00 Bảng 5-42. Tính toán mớn nước và trọng tâm C của thùng chìm. Loại thùng Tổng khối lượng G (Tấn) Thể tích giãn nước V (m3) Mớn nước T (m) Toạ độ trọng tâm yc (m) Loại 1 721.958 704.350 3.202 1696.332 2.350 Loại 2 625.478 610.223 2.774 1081.754 1.729 Loại 3 528.998 516.096 2.346 611.897 1.157 Bảng 5-43. Tính toán tâm nổi W của thùng chìm. Loại thùng Thể tích và toạ độ các cấu kiện Tổng thể tích V (m3) Toạ độ tâm nổi yw (m) Tường ngoài Vách ngang Vách dọc Bản đáy Vi (m3) yi (m) Vi (m3) yi (m) Vi (m3) yi (m) Vi (m3) yi (m) Loại 1 49.3 1.4 22.5 1.4 10.5 1.4 104.0 0.3 186.2 0.7 Loại 2 41.5 1.1 18.9 1.1 8.8 1.1 104.0 0.3 173.2 0.6 Loại 3 33.7 0.9 15.4 0.9 7.2 0.9 104.0 0.3 160.2 0.5 Bảng 5-44. Bảng tính toán chiều cao tâm nghiêng ρ của thùng chìm. Loại thùng Chiều rộng B (m) Chiều dài L (m) Thể tích V (m3) Mômen quán tính I (m4) Chiều cao tâm nghiêng (m) Loại 1 11 20 704.3 2218.3 3.149 Loại 2 11 20 610.2 2218.3 3.635 Loại 3 11 20 516.1 2218.3 4.298 Bảng 5-45. Bảng tính toán tâm nghiêng m của thùng chìm. Loại thùng Chiều cao tâm nghiêng ρ (m) Toạ độ trọng tâm yc (m) Toạ độ tâm nổi yw (m) Bán kính tâm nghiêng m (m) Loại 1 3.149 2.350 0.736 1.536 Loại 2 3.635 1.729 0.604 2.510 Loại 3 4.298 1.157 0.486 3.628 Từ kết quả tính toán ở bảng 5-37 ta thấy tâm nghiêng m của tất cả các loại thùng đều thỏa mãn điều kiện ổn định là m ≥ 0,2(m). Vậy tất cả các thùng tại các phân đoạn đều thỏa mãn điều kiện ổn định hạ thủy và di chuyển đến nơi thi công. CHƯƠNG VI TRÌNH TỰ THI CÔNG ĐÊ CHẮN CÁT VI.1. Tổng quát. Thi công đê dạng đá đổ bao gồm nhiều quá trình, 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..., 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. VI.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 Tetrapod. 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 cá 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 400T; - Tàu kéo hoặc tàu đẩy công suất >150CV; - Cần trục nổi hoặc cần trục lắp trên phao có yêu cầu tay với >15m; - Máy trộn bê tông dung tích 250 lít hoặc 500 lít. VI.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. Tuy nhiên chi phí của hệ thống này là hơi cao do việc mua sắm thiết bị và mua bản quyền tàn số. VI.4. 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. VI.5. 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 sóng 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 ra thi 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 sóng. Vật liệu lõi đê có thể đứng vững ở những mái dốc đứng từ 1:1 đến 1:1.5 trừ khi mái dốc bị sóng cuốn trôi. Để mái dốc thoai thoải hơn, cần phải đổ thêm vật liệu và điều chỉnh mái dốc, khi chịu tác động va đập của sóng, mái dốc đê có thể bị phá hoại, khi đó cần điều chỉnh mái dốc để khôi phục mái dốc thiết kế. Cần phải tiến hành đo kiểm tra mái dốc lõi đê trước khi thi công lớp lót khối Tetrapode, khi lớp lót của lõi đã đạt yêu cầu mới thi công lớp lót. Thi công lớp lót có thể bằng máng đổ và kết hợp với thủ công. Cần phải đo đạc kiểm tra kỹ lưỡng mái dốc và độ phẳng của lớp lót trước khi thi công lớp Tetrapode. Sau khi thi công xong phần đệm đá và lõi đá phải có bước nghiệm thu kỹ thuật giai đoạn 1. VI.6. Thi công lắp đặt khối Tetrapod. Khối Tetrapod được đúc tại bãi đúc bằng cốp pha thép tấm chuyên dụng, sau đó được tập kết và vận chuyển đến cảng Thuận An để bốc xếp xuống sà 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, do phần nằm trên mặt đệm ở cao trình thấp, đỉnh khối ở cao trình +1.05m đến +1.92m cần tận dụng lúc triều kiệt để kiểm tra mật độ rải khối, chỗ nào thưa cần kịp thời bổ sung ngay lúc đang thi công. 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. VI.7. Các 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 qui định về công tác nạo vét; - Các qui định về cấu kiện đúc sẵn; - Các qui định về đá xây dựng. Vật liệu đá dùng để thi công đê chắn cát Thuận An cần phải tuân theo các qui định về chất lượng được chỉ rõ trong bảng 7.1. - Các qui định về thép xây dựng, đường hàn; - Các qui định về nghiệm thu công tác đổ bê tông cốt thép (trong đó phần cốt liệu phải đạt tiêu chuẩn, cát đá sạch, hàm lượng hạt bẩn không được vượt quá giới hạn cho phép); - Các qui định về nghiệm thu hạng mục công trình và nghiệm thu bàn giao công trình; Các qui định trên đây có thể tìm thấy trong các tài liệu sau: Qui trình thi công và nghiệm thu nạo vét và bồi đất các công trình vận tải sông, biển bằng phương pháp cơ giới 4/1975. Chỉ dẫn hàn cốt thép và chi tiết đặt sẵn trong kết cấu bê tông cốt thép QPXD-71-77. Qui định thi công và nghiệm thu công trình bê tông và bê tông cốt thép toàn khối TCVN 4453-1995. Qui trình thi công và nghiệm thu nạo vét và bồi đất các công trình vận tải sông, biển bằng phương pháp cơ giới 4/1975. Quyết định số 17/2000/QĐ-BXD ngày 02/8/2000 của Bộ trưởng Bộ Xây dựng về việc ban hành Quy Định quản lý chất lượng công trình xây dựng. VI.8. 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. CHƯƠNG VII KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ VII.1. Kết luận. Với qui mô của một đề tài thiết kế tốt nghiệp , mặc dù đây là loại công trình rất mới tại Việt Nam nên khi thiết kế còn gặp rất nhiều khó khăn do chưa có kinh nghiệm và tài liệu tham khảo còn hạn chế. Xong với sự cố gắng của bản thân cùng với sự hướng dẫn tận tình của giáo viên hướng dẫn, em đã thực hiện được nội dung đồ án như sau: - Thu thập được đầy đủ các số liệu về điều kiện tự nhiên, khí hậu, địa chất và kinh tế xã hội... nhằm phục vụ cho việc thiết kế đồ án; - Nghiên cứu tính toán sóng cho khu nước, sóng được tính toán chủ yếu là do gió với tần suất xuất hiện trong các cơn bão trong nhiều năm qua. Phương pháp tính toán sóng được tuân theo tiêu chuẩn thiết kế “22 TCN 222-95” , “Tải trọng và tác động do sóng và do tầu lên công trình thuỷ ” của Bộ GTVT; tiêu chuẩn CEM của Mỹ và một số giáo trình chuyên ngành của khoa Kỹ Thuật Biển trường ĐHTL - Với kết quả tính toán sóng em đã tiến hành thiết kế cho hai phương án tuyến đê và hai phương án kết cấu phù hợp với điều kiện sóng gió và điều kiện tự nhiên của khu vực, đồng thời dựa trên kinh nghiệm và các tài liệu về đê chắn sóng của nước ngoài như: Nhật Bản, Hà Lan, Mỹ, Anh... Phương án kết cấu thứ nhất là: Đê chắn sóng mái nghiêng, phương án này phù hợp với nguồn nguyên vật liệu địa phương và kinh nghiệm thi công ở nước ta đồng thời nó có khả năng che chắn tốt. Phương án kết cấu thứ hai là: đê tường đứng thùng chìm, phương án này không phù hợp với điều kiện thi công của Việt Nam giá thành lại cao, việc thi công còn thiếu trang thiết bị và kinh nghiệm. Sau khi tính toán các phương án kết cấu và so sánh các phương án dựa trên các tiêu chuẩn kĩ thuật và môi trường em đã quyết định chọn phương án thứ nhất - đê chắn bùn cát mái nghiêng dùng để thiết kế kĩ thuật cho đê chắn bùn cát bảo vệ luồng tàu khu vực cửa Thuận An. Với phương án dã chọn này phù hợp với điều kiện Việt Nam. Vật liệu chính chủ yếu là đá hộc có thể khai thác ngay tại địa phương khối Têtrapod được đúc bãi đúc gần đó. VII.2. Kiến nghị. Ở Việt Nam từ trước đến nay đê chắn bùn cát được xây dựng nhiều xong chủ yếu được xây dựng dựa vào kinh nghiệm thực tế, kết cấu tương đối đơn giản, chủ yếu là đá hộc đổ rối. Các tiêu chuẩn tính toán thiết kế của ta chưa đủ và chủ yếu dựa vào tiêu chuẩn của nước ngoài và đặc biệt là của Liên Xô cũ. Ngày nay cùng với sự phát triển của khoa học kĩ thuật, công nghệ xây dựng công trình thuỷ đặc biệt là công trình trên biển đã có những bước phát triển đáng kể. Trên thế giới đã có rất nhiều công trình đê chắn sóng có những kết cấu có khả năng che chắn sóng cao. Họ đã có những tiêu chuẩn thiết kế riêng về đê chắn sóng. Trong điều kiện thực tế tại Việt Nam việc tham khảo các tiêu chuẩn của nước ngoài để ứng dụng vào điều kiện thực tế trong nước là một điều hết sức cần thiết trong giai đoạn trước mắt. Các thông số sóng tính toán theo tiêu chuẩn thiết kế “22 TCN222-95” của Bộ GTVT dựa theo tiêu chuẩn thiết kế của Nga (SNIP 2-06-04-82), theo tiêu chuẩn của Mỹ (CEM). Kết quả tương đối chính xác và thiên về an toàn nên dẫn đến giá thành công trình cao. Cần sử dụng một số phương pháp tính toán sóng trên thế giới như phương pháp trong "Sổ tay bảo vệ bờ biển" của hải quân Mỹ. Việc chế tạo các khối bê tông dị hình (Têtrapod) cần phải đảm bảo đúng chỉ tiêu kĩ thuật và tiến hành đúc sẵn hàng loạt ở trên bờ sau đó vận chuyển đến vị trí thi công bằng sà lan và cẩu lắp theo đúng vị trí thiết kế. Trước khi đổ đá cần phải kiểm tra lưu tốc dòng chảy để tính toán bố trí vị trí của sà lan, đúng tiêu chuẩn thiết kế, kết hợp các loại đá nhỏ để lấp các khe lớn. Trong những điều kiện thông thường sử dụng đê mái nghiêng là một biện pháp hữu hiệu, tuy nhiên trong những điều kiện địa chất tốt, sóng lớn, nước sâu thì biện pháp kết cấu tường đứng cần phải chú ý. Ngày nay các nước trên thế giới thường sử dụng kết cấu thùng chìm BTCT. Trong điều kiện Việt Nam thùng chìm là một giải pháp tuy giá thành tương đối cao và cần phải có thiết bị thi công hiện đại để cẩu lắp song cũng nên dần thử nghiệm loại kết cấu này bởi ngoài điều kiện kinh tế tính năng kĩ thuật cẩu thùng chìm rất lớn đặc biệt là khi xây dựng ở những nới có độ sâu nước lớn. Thùng chìm cần được sử dụng cho đê chắn sóng và các công trình thuỷ công khác. Phụ lục Phụ lục 1. Tính toán hệ số khúc xạ với sóng hướng Đông Bắc Hình P1: Tính toán các hệ số bằng CRESS. Bảng P1.1: Tính toán hệ số kr, ks cho tia sóng 1 – Đi vào gốc. ( Hướng NE – đê A1 ). h hi kr ks qo q Ho H 56 60.24 1 0.99 16 16 8.5 8.42 52 56.24 1 0.99 16 16 8.42 8.3 48 52.24 1 0.98 16 16 8.3 8.15 44 48.24 1 0.98 16 16 8.15 7.93 40 44.24 1 0.97 16 16 7.93 7.65 36 40.24 1 0.96 16 16 7.65 7.3 32 36.24 1 0.95 16 16 7.3 6.9 28 32.24 1 0.94 16 16 6.9 6.5 24 28.24 1 0.93 16 16 6.5 5.91 20 24.24 1 0.92 16 16 5.91 5.5 15 19.24 1 0.91 16 16 5.5 4.94 10 14.24 0.99 0.92 16 11.25 4.94 4.61 8 12.24 1 0.95 11.25 11.25 4.61 4.3 6 10.24 0.99 0.95 11.25 0 4.3 4.06 4.5 8.74 0.99 0.95 9 0 4.06 3.23 3 7.24 0.99 0.95 9 0 3.23 2.6 Bảng P1.2: Tính toán hệ số kr, ks cho tia sóng 2 – Đi vào thân đê ( Hướng NE – đê A1 ). h hi kr ks qo q Ho H 56 60.24 1 0.99 17 17 8.5 8.41 52 56.24 1 0.99 17 17 8.41 8.29 48 52.24 1 0.98 17 17 8.29 8.14 44 48.24 1 0.98 17 17 8.14 7.94 40 44.24 1 0.97 17 17 7.94 7.68 36 40.24 1 0.96 17 17 7.68 7.36 32 36.24 1 0.95 17 17 7.36 6.97 28 32.24 1 0.94 17 17 6.97 6.52 24 28.24 1 0.93 17 17 6.52 6.02 20 24.24 1 0.92 17 17 6.02 5.5 15 19.24 0.99 0.91 17 12.65 5.5 4.99 10 14.24 0.99 0.92 12.65 5.4 4.99 4.57 8 12.24 0.99 0.93 12.65 5.4 4.57 4.25 6 10.24 1 0.93 5.4 5.4 4.25 3.96 4.5 8.74 1 0.93 5.4 5.4 3.96 3.2 Bảng P1.3: Tính toán hệ số kr, ks cho tia sóng 3 – Đi vào đầu đê ( Hướng NE – đê A1 ). h hi kr ks qo q Ho H 56 60.24 1 0.99 13 13 8,5 8.42 52 56.24 1 0.99 13 13 8.42 8.3 48 52.24 1 0.98 13 13 8.3 8.15 44 48.24 1 0.98 13 13 8.15 7.95 40 44.24 1 0.97 13 13 7.95 7.69 36 40.24 1 0.96 13 13 7.69 7.37 32 36.24 1 0.95 13 13 7.37 6.98 28 32.24 1 0.94 13 13 6.98 6.53 24 28.24 1 0.93 13 13 6.53 6.04 20 24.24 1 0.92 13 13 6.04 5.53 15 19.24 1 0.91 13 13 5.53 5.03 10 14.24 0.99 0.92 13 6.2 5.03 4.61 8 12.24 1 0.95 6.2 6.2 4.61 4.37 6 10.24 1 0.95 6.2 6.2 4.37 4.07 Bảng P1.4: Tính toán hệ số kr, ks cho tia sóng 4 – Đi vào đầu đê ( Hướng NE – đê A2 ). h hi kr ks qo q Ho H 56 60.24 1 0.99 16 16 8.5 8.42 52 56.24 1 0.99 16 16 8.42 8.3 48 52.24 1 0.98 16 16 8.3 8.15 44 48.24 1 0.98 16 16 8.15 7.93 40 44.24 1 0.97 16 16 7.93 7.65 36 40.24 1 0.96 16 16 7.65 7.3 32 36.24 1 0.95 16 16 7.3 6.9 28 32.24 1 0.94 16 16 6.9 6.5 24 28.24 1 0.93 16 16 6.5 5.91 20 24.24 1 0.92 16 16 5.91 5.5 15 19.24 1 0.91 16 16 5.5 4.94 10 14.24 0.99 0.92 16 11.25 4.94 4.61 8 12.24 1 0.95 11.25 11.25 4.61 4.3 6 10.24 1 0.95 7.25 7.25 4.3 3.99 Bảng P1.5: Tính toán hệ số kr, ks cho tia sóng 5 – Đi vào thân đê ( Hướng NE – đê A2 ). h hi kr ks qo q Ho H 56 60.24 1 0.99 18 18 8.5 8.41 52 56.24 1 0.99 18 18 8.41 8.29 48 52.24 1 0.98 18 18 8.29 8.13 44 48.24 1 0.98 18 18 8.13 7.93 40 44.24 1 0.97 18 18 7.93 7.67 36 40.24 1 0.96 18 18 7.67 7.35 32 36.24 1 0.95 18 18 7.35 6.96 28 32.24 1 0.94 18 18 6.96 6.5 24 28.24 1 0.93 18 18 6.5 6 20 24.24 1 0.92 18 18 6 5.48 15 19.24 0.99 0.91 18 14 5.48 4.99 10 14.24 0.99 0.92 14 8.11 4.99 4.53 8 12.24 0.99 0.93 8.11 0 4.53 4.21 6 10.24 1 0.95 0 0 4.21 3.9 4.5 8.74 0.99 0.95 0 0 3.9 3.17 Bảng P1.6: Tính toán hệ số kr, ks cho tia sóng 6 – Đi vào gốc đê ( Hướng NE – đê A2 ). h hi kr ks qo q Ho H 56 60.24 1 0.99 20 20 8.5 8.41 52 56.24 1 0.99 20 20 8.41 8.29 48 52.24 1 0.98 20 20 8.29 8.13 44 48.24 1 0.98 20 20 8.13 7.92 40 44.24 1 0.97 20 20 7.92 7.66 36 40.24 1 0.96 20 20 7.66 7.33 32 36.24 1 0.95 20 20 7.33 6.94 28 32.24 1 0.94 20 20 6.94 6.48 24 28.24 0.99 0.93 20 16.5 6.48 5.98 20 24.24 1 0.92 16.5 16.5 5.98 5.46 15 19.24 0.99 0.91 16.5 12 5.46 4.95 10 14.24 1 0.92 12 12 4.95 4.54 8 12.24 0.99 0.93 12 3.6 4.54 4.21 6 10.24 1 0.95 3.6 3.6 4.21 3.92 4.5 8.74 0.99 0.95 3.6 0 3.92 3.23 3 10.24 0.99 0.95 0 0 3.23 2.45 Phụ lục 2. Tính toán hệ số khúc xạ với sóng hướng Đông Bảng 2.1: Tính toán hệ số kr, ks cho tia sóng 7 – Đi vào gốc đê ( Hướng E – đê A2 ). H hi kr ks qo q Ho H 56 60.24 1 0.99 12 12 8.5 8.42 52 56.24 1 0.99 12 12 8.42 8.3 48 52.24 1 0.98 12 12 8.3 8.15 44 48.24 1 0.98 12 12 8.15 7.95 40 44.24 1 0.97 12 12 7.95 7.6 36 40.24 1 0.96 12 12 7.6 7.2 32 36.24 1 0.95 12 12 7.2 6.8 28 32.24 1 0.94 12 12 6.8 6.37 24 28.24 1 0.93 12 12 6.37 5.8 20 24.24 1 0.92 12 12 5.8 5.3 15 19.24 1 0.91 12 12 5.3 4.82 10 14.24 1 0.92 12 12 4.82 4.42 8 12.24 0.99 0.93 12 3.6 4.42 4 6 10.24 1 0.95 3.6 3.6 4 3.73 4.5 8.74 0.99 0.95 3.6 0 3.73 3.2 3 10.24 0.99 0.95 0 0 3.2 2.56 Bảng 2.2: Tính toán hệ số kr, ks cho tia sóng 8 – Đi vào thân đê ( Hướng E – đê A2 ). H hi kr ks qo q Ho H 56 60.24 1 0.99 11 11 8.5 8.42 52 56.24 1 0.99 11 11 8.42 8.3 48 52.24 1 0.98 11 11 8.3 8.15 44 48.24 1 0.98 11 11 8.15 7.95 40 44.24 1 0.97 11 11 7.95 7.6 36 40.24 1 0.96 11 11 7.6 7.2 32 36.24 1 0.95 11 11 7.2 6.8 28 32.24 1 0.94 11 11 6.8 6.37 24 28.24 1 0.93 11 11 6.37 5.8 20 24.24 1 0.92 11 11 5.8 5.3 15 19.24 1 0.91 11 11 5.3 4.82 10 14.24 1 0.92 11 11 4.82 4.42 8 12.24 0.99 0.93 11 0 4.42 4 6 10.24 1 0.95 0 0 4 3.7 4.5 8.74 0.99 0.95 0 0 3.7 3.15 Bảng 2.3: Tính toán hệ số kr, ks cho tia sóng 9 – Đi vào đầu đê ( Hướng E – đê A2 ). H hi kr ks qo q Ho H 56 60.24 1 0.99 13 13 8,5 8.42 52 56.24 1 0.99 13 13 8.42 8.3 48 52.24 1 0.98 13 13 8.3 8.15 44 48.24 1 0.98 13 13 8.15 7.95 40 44.24 1 0.97 13 13 7.95 7.69 36 40.24 1 0.96 13 13 7.69 7.37 32 36.24 1 0.95 13 13 7.37 6.98 28 32.24 1 0.94 13 13 6.98 6.53 24 28.24 1 0.93 13 13 6.53 6.04 20 24.24 1 0.92 13 13 6.04 5.53 15 19.24 1 0.91 13 13 5.53 5.03 10 14.24 0.99 0.92 13 6.2 5.03 4.61 8 12.24 1 0.95 6.2 6.2 4.61 4.37 6 10.24 1 0.95 6.2 6.2 4.37 4.07 Phụ lục 3. Tính toán vận chuyển bùn cát ven bờ + Mùa Đông : tính với hai hướng sóng chiếm thời gian duy trì nhiều nhất là Đông Bắc và hướng Đông. Hình P3.1: Tính toán vận chuyển bùn cát vào mùa đông ( Với hướng Đông Bắc ) Tổng lượng bùn cát vận chuyển là 331715 m3/năm. Hình 3.2: Tính toán vận chuyển bùn cát vào mùa đông ( Với hướng Đông ) Tổng lượng bùn cát vận chuyển theo hướng Đông là : 386268 m3/năm. + Mùa Hè : tính với hai hướng sóng chiếm thời gian duy trì nhiều nhất là Đông Nam và hướng Tây Nam. Hình 3.3: Tính toán vận chuyển bùn cát vào mùa hè. (Với hướng Đông Nam) Tổng lượng bùn cát vận chuyển với hướng này là : 29105 m3/năm. Hình 3.4: Tính toán vận chuyển bùn cát vào mùa hè. (Với hướng Tây Nam) Tổng lượng bùn cát vận chuyển theo hướng này là : 31516 m3/năm. Các hệ số sử dụng tính toán trong phần mềm: Ho: chiều cao sóng (m). Fi0: góc giữa đường đỉnh sóng và pháp tuyến với đường bờ (0). Occ: tần suất xuất hiện hướng sóng (%). T : chu kì sóng (s). Stot: tổng lượng bùn cát vận chuyển theo hướng sóng tính toán (m3/năm). Phụ lục 4. Sơ bộ khái toán giá thành công trình TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Bộ môn Địa – Cơ - Nền móng trường ĐH Thuỷ Lợi: “Nền móng” – Nhà xuất bản Nông nghiệp, [2] Tiêu chuẩn ngành 14 TCN 130 – 2002: “Hướng dẫn thiết kế đê biển” . [3] BS 6349 Part 7-1991: “ Công trình biển - Chỉ dẫn thiết kế và thi công đê chắn sóng” – Nhà xuất bản Xây dựng. [4] Khoa kỹ thuật biển – ĐH Thuỷ lợi: Giáo trình “Công trình bảo vệ bờ”. [5] Khoa kỹ thuật biển – ĐH Thuỷ Lợi: Giáo trình “Cơ sở kỹ thuật bờ biển”. [6] Tiêu chuẩn hàng hải Mỹ: “CEM – 2006”. [7] Tiêu chuẩn Vương quốc Anh: “6349 – Part 2000”. [8] Tiêu chuẩn ngành 22 – TCN – 222 – 95: “Tải trọng và tác động do sóng và do tàu lên công trình thuỷ” – Nhà xuất bản Giao thông vận tải. [9] Trường ĐH Hàng Hải: Giáo trình “ Bể cảng và đê chắn sóng ”. [10] GS. Vũ Thanh Ca, khoa Kỹ thuật biển – ĐH Thuỷ Lợi: Giáo trình “Sóng gió”.