De Chan Song Iso 4 0294

Chương 3. Đê chắn sóng tường đứng http://www.ebook.edu.vn

3-1

Chương 3

ĐÊ CHẮN SÓNG TRỌNG LỰC TƯỜNG ĐỨNG

3.1. Điều kiện áp dụng. Kinh nghiệm thiết kế thi công cho thấy công trình đê 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 bêtông. 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 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 được 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).

3.2. Mặt cắt dọc đê chắn sóng. Thông thường công trình 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 và chiều dày thoả mãn điều kiện kĩ thuật.

Cao trình của lớp đệm đá phải nằm ở độ sâu > 1,25 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.

Đê chắn sóng theo chiều dọc trên mặt bằng thường có hình dạng gẫy góc và có thể chia thành 3 phần: gốc đê, thân đê, đầu đê. Mỗi phần có thể có giải pháp cấu tạo khác nhau, Ngay trên cùng 1 đoạn thân đê cùng 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 1 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 dọc theo chiều dài đê là tương đối lớn do đó ĐCS có thể 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 1 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.


3-2

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.

Hình 3-1. Mặt cắt dọc đê chắn sóng. 3.3. Các bộ phận cơ bản của đê tường đứng.

Trong trường hợp tổng quát đê chắn sóng trọng lực bao gồm 2 bộ phận cơ bản: lớp đệm đá và tường đứng. Tường đứng được cấu tạo từ 2 bộ phận: phần dưới nước và phần kết cấu bên trên. Loại kết cấu công trình của đê chắn sóng được xác định bởi phần dưới nước, phụ thuộc vào kết cấu phần dưới nước, người ta phân biệt thành các loại:

- Kết cấu bê tông khối xếp; - Kết cấu thùng chìm; - Kết cấu chuồng.

3.3.1. Kết cấu lớp đệm đá.

Trong kết cấu trọng lực đối với nền đất nào cũng phải thi công lớp đệm đá trừ trường hợp tường đứng là kết cấu chuồng hoặc đổ BT tại chỗ trên nền 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 bao gồm lớp gối cát, tầng lọc

ngược và lăng thể đá. Trong trường hợp nếu đê chắn sóng được đặt trên nền đá thì lớp đệm phải có bề dày

>0,5m bằng vật liệu đá đổ hoặc 0,25m bằng vữa BT đựng trong các túi làm bằng vật liệu có độ bền cao.

Khi nền đất là tương đối chặt thì cấu tạo của lớp đệm phải bao gồm tầng lọc ngược dày > 0,5m đối với các vật liều rời cũng có thể sử dụng vật liệu như vải địa kĩ thuật.

Lớp đệm đá kể cả chiều dày tầng lọc ngược có chiều dày tối thiểu từ 1,5÷2m. Tuy nhiên lớp đệm đá không được có cao độ cao quá làm tăng khả năng sóng bị vỡ khi tác dụng vào công trình . Do đó cao trình của lớp đệm đá phải nằm dưới mực nước tính toán một khoảng không nhỏ hơn 1,25 chiều cao sóng tính toán tại chân công trình.

phân đoạn bến

Khe lún

Đê tường đứng

Mái dốc tự nhiên của đấtĐệm đá


3-3

Trong trường hợp đê chắn sóng dùng làm nơi neo đậu tàu thì cao trình lớp đệm đá phải thoả mãn điều kiện về neo đậu tàu. Nếu như cao trình của đất nền và chỉ tiêu cơ lí không thoả mãn chiều dày lớp đệm đá khi đó lớp đệm đá sẽ phải có một phần nằm trong đất hoặc toàn bộ nằm trong đất.

Hình 3-2. Kết cấu đệm đá. Khi chọn sơ bộ kích thước của công trình thì chiều rộng của lớp đệm đá trước được

lấy bằng 0,5÷0,6 chiều rộng tường nhưng không nhỏ hơn 6m. Chiều rộng của thềm sau lấy từ 0,3÷0,4 chiều rộng tường và không nhỏ hơn 3m.

Nếu tốc độ của dòng đáy lớn có nguy cơ làm xói đất nền thì phải thi công 1 lớp bảo vệ chống xói ở trước mặt công trình dày từ 1÷1,5m nằm trong khoảng từ 0,25÷0,4λ (λ là chiều dài sóng tính toán), phụ thuộc vào độ lớn của đá và vận tốc sóng, mái dốc của lớp đệm đá nằm trong khoảng 1:2÷1:3 đối với mái dốc ngoài và dao động trong khoảng 1:25÷1:2 đối với mái dốc trong.

Đường kính của viên đá ở thềm trong và thềm ngoài phải được kiểm tra dưới tác dụng của dòng chảy và sóng trong trường hợp đường kính viên đá không thoả mãn thì phải xác định kích thước của vật liệu phủ mặt.

Đối với thềm sau các khối bảo vệ và đá trọng lượng lớn chỉ bố trí ở đoạn gần đầu đê nơi có sóng nhiễu xạ đủ lớn. Phần bên trong thông thường có kích thước nhỏ do sóng nhiễu xạ tắt nhanh dọc theo chiều dài đê. Nhằm mục đích giảm độ lún của công trình vật liệu đá sử dụng làm đệm phải có kích cỡ khác nhau (đá cấp phối) để giảm lỗ rỗng trong lớp đệm đá.

Lớp đệm đá thông thường được tiến hành trước mùa bão để cho sóng đầm chặt thêm, sau đó sẽ được làm phẳng trước khi thi công phần tường đứng. 3.3.2. Kết cấu phần trên.

Công dụng cơ bản của kết cấu phần trên là đảm bảo sự liên kết chắc chắn giữa các bộ phận riêng biệt của phần tường dưới nước đặc biệt là đối với kết cấu khối xếp. Chiều dầy tối thiểu của bản liên kết ở phần trên thường được lấy vào khoảng từ 1,5÷2m. Nếu dọc đê có dự kiến đi lại hoặc neo đậu tàu thì cao trình bản mặt phải cao hơn cao trình đỉnh sóng cực đại. Ngoài ra cao trình bản mặt cũng cần phải phù hợp cao trình khu đất trong cảng để đảm bảo cho phương tiện giao thông hoạt động bình thường. Tiết diện của tấm hắt sóng được kiểm tra theo khả năng chịu áp lực sóng. Về mặt cấu tạo bề rộng của tấm hắt sóng lấy từ 1,5÷2m. Độ vượt của tấm hắt sóng cao hơn đỉnh sóng đứng khoảng 0,5m nếu là loại đê không cho phép sóng tràn qua.

Cảng

Biển

Thềm trước

Thềm sau

(0,5á 0,6)b (0,3á 0,4)b³ 6 m ³ 3 m


3-4

Trong kết cấu phần trên cần phải bố trí các hào công nghệ, các chi tiết chờ để lắp đặt thiết bị hàng hải, các trang thiết bị neo đậu tàu: bích neo, đệm va.

Hình 3-3. Kết cấu phần trên.

3.4. Kết cấu phần dưới nước. 3.4.1. Kết cấu bê tông khối xếp

Công trình chắn sóng làm bằng khối xếp có độ ổn định và tuổi thọ cao. Việc thi công các công trình khối xếp nói chung không phức tạp về mặt máy móc công nghệ ngoại trừ cần phải có thiết bị cẩu phù hợp.

Nhược điểm của công trình có BT khối xếp là độ nhạy cảm cao đối với hiện tượng lún không đều của đất nền . Bản thân khối xếp liên kết rời rạc với nhau nên khi đất nền lún không đều sẽ xảy ra hiện tượng trượt 1 phần tường so với phần khác. Ngoài ra năng suất lao động khi thi công khối xếp rất thấp, thời gian kéo dài. Hình dạng của khối xếp hợp lý nhất là khối chữ nhật, tỉ lệ giữa kích thước bé nhất và kích thước lớn nhất trong mặt bằng với chiều cao tương ứng >1 và <3 đối với cách xếp so le và < 4 đối với cách xếp các khối theo cột đứng.

Để tránh cho lún không đều và tránh cho các khối xếp cũng như kết cấu phần bên trên không bị biến dạng người ta chia công trình ra thành nhiều phân đoạn chiều dài mỗi phân đoạn phụ thuộc vào điều kiện địa chất và lấy trong khoảng từ 25÷40m , chiều rộng khe lún giữa các phân đoạn ≤ 5cm.

Trọng lượng khối xếp được lấy sao cho phù hợp với sức nâng của phương tiện vận chuyển và thiết bị cẩu ngoài ra cũng phải phù hợp với chiều cao sóng tính toán. Trọng lượng khối xếp theo chiều cao sóng tính toán lấy theo bảng sau:

Bảng 3.1. trọng lượng khối xếp theo chiều cao sóng Chiều cao sóng (m) Trọng lượng khối xếp (T)

2,5 ÷ 3,5 25 3,5 ÷ 4,5 40 4,5 ÷ 5,5 50 5,5 ÷ 6,0 60 6,0 ÷ 6,5 80 6,5 ÷ 7,0 100

Để tăng độ ổn định của tầng khối xếp và sự liên kết giữa các khối xếp với nhau thì các khối xếp được xếp so le với nhau. Khe giữa khối xếp tạo thành đường ziczắc và độ lệch giữa các khối lấy theo bảng sau:


3-5

Hình 3-4. Sơ đồ xếp các khối Bảng 3.2. Độ lệch của khối xếp

Độ lệch giữa các khe tương ứng với trọng lượng (m) Tiết diện công trình nơi

có độ lệch giữa các khe Nhỏ hơn 40 ( T ) Lớn hơn 40 ( T )

- Trong mặt cắt ngang 0,8 0,9 - Trong mặt cắt dọc 0,5 0,6 - Trong các mặt cắt đứng đầu đê 0,8 0,9

Để liên kết các khối trên mặt bằng đôi khi các khối được tạo các mộng để sao cho 2 lớp kế cận nhau được cài lại vào nhau. Một số kết cấu tiêu biểu có dạng như sau:

Hình 3-5. Mộng liên kết giữa các khối xếp. Mặt ngoài của tường phải được làm phẳng có nghĩa là bề rộng của các hàng theo

chiều cao bằng nhau, kinh nghiệm khai thác cho thấy những phần nhô ra sẽ bị nước bào mạnh và dẫn tới phá huỷ BT khối xếp. Tuy nhiên với mục đích nâng cao sự ổn định của tường cho phép thiết kế hàng cuối cùng nhô ra khỏi mặt phẳng của tường tuy nhiên phần nhô ra này không vượt quá 0,6 lần chiều cao của khối.

Nếu đê chắn sóng có dạng đường cong trên mặt bằng thì phải xếp các khối hình thang trên suốt đoạn cong, không cho phép nắn tuyến đê theo đường cong bằng cách thay đổi bề rộng khe hở giữa các khối. Góc ở đỉnh của đường gẫy khúc không nhỏ hơn 1700.

Mộng liên kết

Biển

Biển

a a b


3-6

Hình 3-6. Một số kết cấu đê khối xếp điển hình.

3.4.2. Kết cấu khối rỗng

Kết cấu khối rỗng là các thùng không có đáy có vách ngăn dày từ 0,7÷1m, trọng lượng thùng từ 100÷200T. Khối rỗng được đặt trên đệm đá, bên trong đổ đầy vữa BT sau đó thi công kết cấu phần trên.

Để cho vữa BT không thoát ra ngoài và đảm bảo liên kết giữa các khối khe ngang được chèn bằng các tấm chì hoặc sợi Amiăng. Các khối này được xếp chồng lên nhau theo cột đứng. Qua kinh nghiệm khai thác của các công trình chắn sóng khối rỗng người ta thấy độ bền của các khối rỗng không lớn do đó kết cấu này ít được ứng dụng.

Một số kết cấu tiêu biểu của loại này như sau:

BiÓn C¶ng

V¸ch ng¨n

BiÓn

Hình 3-7. Kết cấu khối rỗng. 3.4.3. Kết cấu cyclopit:

Để khắc phục những khiếm khuyết của kết cấu khối rỗng người ta đã chuyển sang ứng dụng kết cấu cyclopit. Các khối này được chế tạo hoặc là đặc hoàn toàn hoặc có các giếng trụ tròn để chờ sẵn, đường kính không lớn lắm đủ để lắp khung cốt thép sau đó đổ BT dưới nước. Trọng lượng của khối dao động từ 400 ÷500T, do ậy đòi hỏi phải có thiết bị chuyên dụng để vận chuyển và cẩu nâng.


3-7

Kinh nghiệm khai thác cho thấy để cho các khối cyclopit không bị trượt thì giữa các lớp phải có các mộng theo chiều thẳng đứng. Đê chắn sóng khối xếp dạng cyclopit có nhiều ưu điểm so với khối xếp thông thường:

- Do có trọng lượng lớn nên khả năng bị phá vỡ hoặc bị phá hỏng tương đối thấp; - Do giảm được 1 số thao tác trong quá trình lắp đặt nên rút ngắn được tiến độ thi

công; - Có độ liền khối và độ bền cao. Một số kết cấu của công trình dạng cyclopit có dạng sau:

Hình 3-8. Một kết cấu Cyclopit điển hình.

Do các khối cyclopit có thể được gắn chặt với nhau bởi các chốt BTCT cho nên khi công trình bị sợ cố hoặc hư hỏng thì việc sắp xếp lại các khối là không thể thực hiện được. Do vậy khi thiết kế phải đánh giá chính xác thông số sóng tính toán, điều kiện địa chất, kích thước của kết cấu, loại tầng đệm và phương pháp bảo vệ nền khỏi bị xói lở. 3.4.4. Kết cấu thùng chìm:

Trong nhiều trường hợp công trình có kết cấu khối xếp thậm chí có khối lượng lớn nhưng vẫn chưa đủ độ liền khối và vẫn bị phá hỏng. Nhưng nhược điểm này của khối xếp được khắc phục bằng sử dụng 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

Cảng

Biển

Biển

Cảng


3-8

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:

C¸t, ®¸ d¨m

BiÓnBiÓn C¶ng

C¶ng

Hình 3-9. 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


3-9

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.

- Các thùng chìm khác phải có mối nối sao cho chúng kết hợp với nhau để không có khoảng hở khi sóng đánh vào làm phá hoại cục bộ thùng chìm.

Sãng tíi Sãng tíi

Hình 3-10. Kết cấu liên kết thùng chìm.

3.4.5. Kết cấu chuồng

Kết cấu chuồng gỗ được ứng dụng cho đê chắn sóng ở những vùng gổ là vật liệu tại chỗ và không có sinh vật ăn mòn hay làm mục gỗ. Chuồng gỗ là khung có tiết diện đối xứng, chiều dài thông thường là 50m, chiều rộng <20m chiều cao từ 6m đến 10m. Chuồng gỗ được chia thành các ô có kích thước mặt bằng 1,5x1,5m2 đến 2,5x2,5m2 được ngăn bởi các vách dọc, vách ngang. Phía dưới chuồng có đáy, bên trong được đổ đầy đá,mặt trên được đổ bằng lớp BT mũ.

Thực tế có 2 loại chuồng, chuồng liên kết kiểu Nga và chuồng liên kết kiểu Mỹ. Với chuồng kiểu Nga: các cây gỗ được liên kết bằng mộng, với chuồng kiểu Mỹ các

thanh gỗ được lắp thành các ô vuông và liên kết với nhau bằng bulông. Do chuồng kiểu Mỹ sử dụng liên kết bằng kim loại nên tuổi thọ thấp hơn so với chuồng kiểu Nga .

-Kết cấu chuồng kiểu gỗ như sau:


3-10

Hình 3-11. Một số kết cấu đê chuồng gỗ.

3.5. Tải trọng sóng tác động lên đê chắn sóng trọng lực tường đứng. 3.5.1. Tải trọng sóng nước sâu

Khi độ sâu nước đến đáy db > 1,5h và độ sâu nước trên khối lát thềm ở móng công trình dbr ≥ 1,25h thì phải tính toán công trình chịu tải trọng của sóng đứng từ phía vùng nước không được che chắn.

Tại vùng nước sâu tải trọng sóng là tải trọng sóng đứng nước sâu.

Hình 3-12. Biểu đồ áp lực sóng đứng tác dụng lên mặt tường thẳng đứng.

a). Khi đỉnh sóng tiếp cận công trình - b). Khi đáy sóng tiếp cận công trình Trong tính toán này phải dùng độ sâu tính toán quy đổi d(m) thay cho độ sâu đến

đáy db trong các công thức xác định bề mặt sóng và áp lực sóng. Độ sâu tính toán quy đổi d(m) xác định theo công thức:

( )fbbrf ddkdd −+= (3- 1)

Trong đó: df - độ sâu thềm đá; db- độ sâu nền đất; d - độ sâu quy đổi; kbr - hệ số, được xác định theo đồ thị (3-13).


3-11

Hình 3-13. Đồ thị các giá trị của hệ số kbr.

Tải trọng sóng được xác định cho 3 trường hợp bất lợi nhất: - Khi độ vượt sóng cao nhất; - Khi lực ngang của sóng tới lớn nhất; - Khi lực ngang của sóng rút lớn nhất.

Dao động lên xuống η(m) của bề mặt tự do của sóng (kể từ mực nước lan truyền sóng) phải xác định theo công thức:

tcthkdhkth ωωη 22

cos..2.cos. −−= (3- 2)

Trong đó: h - chiều cao sóng tới thiết kế tại chân công trình (m);

Tπω 2

= - tần số sóng;

T - trị số trung bình của chu kỳ sóng, s; t -thời gian, s;

λπ2

=k - số sóng;

λ - trị số trung bình của chiều dài sóng, m.

Ba trường hợp tính toán áp lực sóng tương ứng với η theo công thức trên khi tcosω nhận những giá trị sau:

a, 1cos =tω - khi trước tường là đỉnh sóng với độ cao maxη so với mực nước tính toán.

c, 1cos0 << tω - ở thời điểm mà tải trọng sóng theo hướng ngang Pxc (kN/m) đạt giá trị cực đại khi sóng tới, lúc bề mặt sóng cao hơn mực nước tính toán một độ cao là cη , trong trường hợp này trị số tcosω phải xác định theo công thức:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

=38..

cos

λππ

λωdh

t (3- 3)


3-12

Khi 2,0/ ≤λd và khi công thức trên cho cosωt >1 thì lấy cosωt =1.

b, 1cos −=tω - ở thời điểm tải trọng sóng theo hướng ngang Pxc đạt giá trị cực đại khi sóng rút, lúc chân sóng nằm thấp hơn mực nước tính toán một độ cao bằng

tη .

Ở vùng nước sâu thì tải trọng nằm ngang Px của sóng đứng tác động lên mặt tường thẳng đứng khi chịu đỉnh sóng hoặc chân sóng phải xác định theo biểu đồ áp lực sóng, trong biểu đồ này đại lượng p (kPa) ở độ sâu z(m) phải xác định theo công thức:

( ) ttehkgtehkg

tehkgteghp

kzkz

kzkz

ωωρωρ

ωρωρ

cos2cos.2

.2cos12.

cos.2.cos.

232

22

222

−−

−−

−−−

−= (3- 4)

Trong đó:

ρ - khối lượng riêng của nước, t/m3;

z - tung độ của các điểm (z1 = ηc, z2 = 0,.., zn = d) tính từ mực nước tính toán.

Lấy p = 0 khi có đỉnh sóng (z1 = - ηc) và bụng sóng (z2 = 0) trước tường. 3.5.2. Tải trọng sóng nước nông

Ở vùng nước nông tải trọng sóng là sóng đứng nước nông, tung độ biểu đồ áp lực sóng khi chịu đỉnh sóng và bụng sóng xác định theo bảng 3-3.

Bảng 3-3. Giá trị áp lực sóng p. Stt điểm Độ sâu z của các điểm (m) Trị số áp lực p (kPa)

Khi đỉnh sóng tiếp cận công trình 1 -ηc p1 = 0 2 0 ghkp 22 ρ=

3 0,25d ghkp 33 ρ= 4 0,5d ghkp 44 ρ= 5 d ghkp 55 ρ=

Khi chân sóng tiếp cận công trình 6 0 p6 = 0 7 ηt t7 gp ηρ−= 8 0,5d ghkp 88 ρ−= 9 d ghkp 99 ρ−=

Giá trị của các hệ số k2, k3, k4, k5, k8, k9 lấy theo biểu đồ hình 3-14. Tải trọng sóng theo hướng ngang Px xác định theo diện tích biểu đồ áp lực sóng

trong phạm vi chiều cao mặt tường thẳng đứng.


3-13

Hình 3-14. Biểu đồ xác định các hệ số k.

3.5.3. Các trường hợp đặc biệt.

Trường hợp đỉnh công trình nằm cao hơn mực nước tính toán một độ cao maxsupz η< hoặc nằm thấp hơn mực nước tính toán thì áp lực sóng p(kPa) phải xác định

tương tự như trên, sau đó nhân với hệ số kc xác định theo công thức:

hz

kcsup.19,076,0 ±= (3- 5)

Trong đó dấu “+“ và dấu “-“ tương ứng với các vị trí của đỉnh công trình nằm cao hơn hoặc thấp hơn mực nước tính toán.

Trị số dao dộng η của bề mặt tự do của sóng cũng được nhân với hệ số kc.

Khi sóng từ vùng nước không được che chắn tiến đến công trình dưới một góc α (độ) giữa phương truyền sóng và pháp tuyến của công trình thì trong các tính toán ổn định công trình và độ bền của đất nền trị số tải trọng sóng tác dụng lên mặt tường thẳng đứng được giảm bớt bằng cách nhân với hệ số kcs,

Bảng 3-4. Giá trị kcs α kcs

45 1,0 60 0,9 75 0,7


3-14

Khi góc α gần bằng 900, nghĩa là khi sóng di động dọc theo tường thì tải trọng sóng xác định như sóng nhiễu xạ. 3.5.4. Tải trọng sóng nhiễu xạ.

Tải trọng nằm ngang do sóng nhiễu xạ từ phía khu nước được che chắn phải xác định khi chiều dài tương đối của phân đoạn công trình λ≤ 8,0l . Khi đó giá trị p(kPa) của biểu đồ áp lực sóng tính toán có thể dựng theo 3 điểm cho 2 trường hợp

Hình 3-15. Tải trọng sóng nhiễu xạ.

a) Khi đỉnh sóng tới công trình; b) Khi chân sóng tới công trình 3.5.4.1. Khi đỉnh sóng trùng với điểm giữa phân đoạn công trình.

0;82 1

2

max1 =−−== pcthkdkhh

z difdifη (3- 6)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−== cthkd

khhgkpz difdif

82;0

2

122 ρ (3- 7)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−==

kdshkh

chkdh

gkpdz difdiflf 242

;2

33 ρ (3- 8)

3.5.4.2. Khi chân sóng trùng với điểm giữa phân đoạn công trình.

0;0 11 == pz (3- 9)

tldifdif

t gkpcthkdkhh

z ηρη −=−== 2

2

2 ;82

(3- 10)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−==

kdshkh

chkdh

gkpdz difdiflf 242

;2

33 ρ (3- 11)

Trong đó: hdif - chiều cao sóng nhiễu xạ; kl - hệ số lấy theo bảng 3-5.

Bảng 3-5. Xác định hệ số kl λ/l 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8

kl 0,98 0,92 0,85 0,76 0,64 0,51 0,38 0,26


3-15

Khi độ sâu ở khu nước được che chắn λ3,0≥d thì biểu đồ áp lực sóng có dạng hình tam giác với áp lực sóng tại độ sâu λ= 3,0z3 bằng 0.

Phản áp lực sóng trong các mạch ngang của tường khối xếp và ở đáy công trình phải lấy bằng trị số tương ứng của áp lực sóng theo hướng ngang tại điểm biên, còn trong phạm vi bề rộng đáy công trình coi phản áp lực này biến thiên theo quy luật tuyến tính.

Lưu tốc đáy cực đại vb,max (m/s) ở mặt trước tường thẳng đứng (do tác động của sóng đứng) ở khoảng cách λ25,0 kể từ mép trước của tường phải xác định từ công thức:

b

slb

dshg

hkv

λπλπ

π4

2max, = (3- 12)

Trong đó: ksl - hệ số lấy theo bảng 3-6. Bảng 3-6. Giá trị ksl

h/λ 8 10 15 20 30

ksl 0,6 0,7 0,75 0,8 1

Trị số cho phép của lưu tốc đáy không gây xói vb,max đối với đất có đường kính thành phần hạt D (mm) phải xác định theo hình 4.15. Khi adm,bmax.b vv > cần có biện pháp chống xói đất nền.

Hình 3-16. Đồ thị xác định vb,max.

Biểu đồ phản áp lực sóng bên dưới khối lát thềm ở móng công trình phải lấy theo dạng hình thang. Các tung độ pbr,i (kPa) (với i = 1,2 hoặc 3) xác định theo công thức:

( )fi

fbribr pkx

chkdddchk

ghkp ≤−

= cos, ρ (3- 13)

Trong đó: xi - khoảng cách từ tường đến cạnh tương ứng của khối lát thềm, m; kbr - hệ số lấy theo bảng 3-7; pf - áp lực sóng ở độ cao đáy công trình.


3-16

Bảng 3-7. Giá trị kbr Hệ số kbr với độ thoải sóng h/λ Độ sâu tương đối

λ/d ≤ 15 ≥ 20 <0,27 0,86 0,64

Từ 0,27 đến 0,32 0,60 0,44 >0,32 0,30 0,30

3.5.5. Tải trọng sóng vỡ.

Khi độ sâu nước trên khối lát thềm ở móng công trình hdbr 25,1< và độ sâu đến đáy h5,1db ≥ thì phải tính toán công trình chịu tải trọng sóng vỡ từ phía vùng nước không

được che chắn. Đây cũng chính là điều kiện để xác định cao trình thềm đá sao cho không tạo ra sóng vỡ trước công trình.

Tải trọng nằm ngang Pxc (kN/m) do sóng vỡ tác động lên tường phải lấy theo diện tích biểu đồ áp lực sóng nằm ngang. Trong biểu đồ này trị số p(kPa) tại tung độ z phải xác định theo các công thức:

ghpzphzρ5,10

0

22

11

===−=

(3- 14)

f

f

dch

ghpdz

λπ

ρ233 == (3- 15)

Hình 3-17. Tải trọng sóng vỡ.

Tải trọng thẳng đứng Pzc do sóng vỡ tác động lên đáy tường phải lấy bằng diện tích biểu đồ phản áp lực của sóng và xác định theo công thức:

23ap

Pzc μ= (3- 16)

Trong đó:

μ - hệ số lấy theo bảng 4.2

Khoảng cách điểm đặt lực tới mép trước công trình là 3a .


3-17

Bảng 3-8. Hệ số μ.

fb dda−

≤ 3 5 7 9

Hệ số μ 0,7 0,8 0,9 1,0

Lưu tốc cực đại vf,max (m/s) trên mặt thềm trước tường đứng xác định theo công thức:

f

f

dch

ghv

λπ2max, = (3- 17)

3.5.6. Tải trọng sóng đổ.

Khi đáy nước trước tường trên suốt một đoạn dài λ≥ 5,0 kể từ mép tường trở ra có độ sâu crb dd ≤ thì phải tính toán công trình chịu tải trọng sóng đổ từ phía vùng nước không được che chắn. Trong trường hợp này độ cao sur,cη (m) của đỉnh sóng đổ cao nhất so với mực nước tính toán phải xác định theo công thức:

surcrsurc hd −−= 5,0,η (3- 18)

Trong đó: hsur - chiều cao sóng đổ; dcr - độ sâu lâm giới.

Hình 3-18. Tải trọng sóng đổ.

a, Thềm đá trong đất - b, thềm đá nằm trên đất. Tải trọng nằm ngang Pxc (kN/m) do sóng đổ tác động phải lấy theo diện tích biểu đồ

áp lực ngang của sóng. Trong biểu đồ này trị số áp lực p (kPa) tại tung độ z xác định theo công thức:

0p;hz 1sur1 =−= (3- 19)

sur2sur2 gh5,1p;3/hz ρ=−= (3- 20)

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

==

fsur

surf

dch

ghpdz

λπ

ρ2

; 33 (3- 21)

Trong đó: surλ - chiều dài trung bình sóng đổ, m.


3-18

Tải trọng thẳng đứng Pzc (kN/m) lấy bằng diện tích biểu đồ phản áp lực sóng (với tung độ biểu đồ p3) và xác định theo công thức:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

2ap7,0P 3

zc (3- 22)

Lưu tốc đáy lớn nhất của sóng đổ vf, max (m/s) phía trước tường thẳng đứng từ phía khu nước không được che chắn xác định theo công thức:

fsur

surf

dch

ghv

λπ2max, = (3- 23)

3.5.7. Tải trọng sóng leo theo TCN 222-95.

Hình 3-19. Tải trọng sóng vỡ sau đổ.

a) Công trình nằm tại vị trí sóng đổ lần cuối. b) Công trình ở vùng mép nước; c) Công trình trong vùng sóng leo

Sau khi đổ lần cuối sóng sẽ leo lên mái dốc, nếu công trình nằm trong vùng sóng mép nước nó sẽ chịu tải trọng sóng leo.

Giá trị lớn nhất của hình chiếu theo phương ngang Px (kN/m) và hình chiếu theo phương đứng Pz (kN/m) của hợp lực tải trọng do sóng vỡ tác động lên tường chắn sóng xác định theo các biểu đồ áp lực sóng theo phương ngang và phương đứng, các giá trị p (kPa) và ηc (m) xác định tuỳ thuộc vị trí công trình. 3.5.7.1. Khi công trình nằm ở độ sâu mà tại đó sóng đổ lần cuối:


3-19

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+== 75,0033,0

dghpp bru

λρ (3- 24)

gpu

c ρη −= (3- 25)

3.5.7.2. Khi công trình nằm ở vùng mép nước:

un

ii p

aa

pp ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−== 3,01 (3- 26)

gpi

c ρη −= (3- 27)

3.5.7.3. Khi công trình nằm trên bờ cao hơn mép nước nhưng vẫn trong phạm vi sóng leo:

ur

ll p

aa

pp ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−== 17,0 (3- 28)

gpl

c ρη = (3- 29)

Trong đó:

ηc - độ cao của lưng sóng so với mực nước tính toán tại vị trí từ chân sóng, m; hbr - chiều cao sóng tại vị trí sóng đổ lần cuối, m; an - khoảng cách từ vị trí sóng đổ lần cuối đến mép nước, m; ai - khoảng cách từ vị trí sóng đổ lần cuối đến công trình, m; al - khoảng cách từ mép nước đến vị trí công trình; an - khoảng cách từ mép nước đến ranh giới leo bờ của sóng vỡ (không có công trình), xác định bằng:

ϕctgha runr %1=

hrun1% - chiều cao sóng leo. 3.5.8. Tải trọng sóng leo theo CEM 2000.

Công trình có thể được bố trí để chỉ chịu tải trọng sóng vỡ trong hầu hết các trường hợp thuỷ triều và bão lớn. Các thí nghiệm mô hình đã chỉ ra rằng xấp xỉ 78% chiều cao sóng đổ là trên mực nước tĩnh khi sóng vỡ vào bờ dốc (Wiegel -1964). Sóng vỡ được giả định là giảm tuyến tính từ vị trí sóng đổ lần cuối đến giao điểm của mực nước và đường bờ, nơi có chiều cao sóng bị giảm xuống độ cao Hswl = 0,2Hb với bờ biển có độ dốc 0,01 ≤ tanβ ≤ 0,1. Khối lượng nước của sóng vỡ được giả định là tiến vào bờ với vận tốc bằng vận tốc vận tốc sóng đổ trong lý thuyết tuyến tính, bghC = .

a, Khi tường đứng nằm dưới nước trong vùng sóng vỡ: tường đứng sẽ chịu áp lực sóng kết hợp cả áp lực tĩnh và động như hình 3-20. Chiều cao sóng tại tường Hw xác định bằng tam giác đồng dạng là:


3-20

bb

sw H

hhH ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+= 58,02,0 (3- 30)

Hình 3-20. Công trình trong vùng sóng vỡ.

Trong đó: hS - chiều sâu nước tại tường; hb - chiều sâu nước tại vị trí sóng đổ.

Trên mực nước tĩnh, thành phần động của áp lực là:

bd ghCp ρρ21

21 2 == (3- 31)

Và thành phần lực động tác dụng lên một đơn vị chiều dài tường là:

2wb

wddHghHpR ρ

== (3- 32)

Mômen lật quanh chân tường do áp lực động là:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

2w

sddHhRM (3- 33)

Thành phần áp lực tĩnh biến thiên từ 0 ở độ cao Hw trên mực nước tĩnh đến cực đại tại chân tường, giá trị cực đại xác định bằng:

( )wss HhgP += ρ (3- 34)

Lực do thành phần tĩnh tác dụng lên một đơn vị chiều dài tường là:

( )2

2 wss HhgR +=ρ (3- 35)

Và mômen lật là:

( )3

63 wsws

ss HhgHhRM +=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

=ρ (3- 36)

Lực và mômen tổng hợp trên một đơn vị chiều dài tường là tổng của thành phần động và tĩnh:

sdT RRR += (3- 37)

sdT MMM += (3- 38)

b, Trường hợp tường nằm trên bờ (cao hơn mực nước tĩnh) nhưng vẫn chịu sóng leo:


3-21

Nếu không có công trình thì sóng tiếp tục leo lên bờ đến khi đạt độ cao sóng leo cực đại Ra. Nếu tường đứng bố trí trong vùng sóng leo, sẽ chịu tác động của tải trọng sóng liên quan đến chiều cao nước dâng Hw tại tường. Camfield (1991) giả định sự giảm tuyến tính của sóng leo trên quãng đường X2 như trên hình 4.12, từ đó xác định chiều cao nước dâng tại tường:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

abswlw R

XHXXHH βtan12,01 1

2

1 (3- 39)

Hình 3-21. Công trình trong vùng sóng leo.

Với:

Hswl = 0,2Hb, β là góc nghiêng của bờ. Lực tác dụng lên tường đứng do sóng leo được xấp xỉ theo Camfield là:

25,4 wsurge gHF ρ= (3- 40)

→2

12 tan118,0 ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−≈

absurge R

XgHF

βρ (3- 41)

3.5.9. Công thức của Goda (áp dụng với sóng bất quy tắc) cho sóng đứng và sóng đổ:

( ) designH1* cos175,0 λβη += (3- 42)

( )( ) designgHp ρβαλαλβ 222111 coscos15,0 ++= (3- 43)

⎪⎩

⎪⎨

⎧

≤

>⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

=

c

cc

h

hphp

*

*1*

2

0

1

η

ηη

víi

víi (3- 44)

133 pp α= (3- 45)

( ) designu gHp ρααλβ 313cos15,0 += (3- 46)


3-22

Hình 3-22. Tải trọng sóng đứng theo Goda.

Trong đó:

β - góc tới của sóng (là góc giữa đỉnh sóng và mặt trước tường) Hdesign - chiều cao sóng thiết kế tại vị trí công trình xác định ở trạng thái biển thiết kế. Theo Goda nếu công trình nằm ngoài vùng xáo trộn (ngoài vùng sóng vỡ) thì chiều cao sóng tính toán lấy bằng 1,8HS. Nếu nằm bên trong vùng xáo trộn thì lấy chiều cao sóng lớn nhất tại khoảng cách 5HS trước công trình (có thể lấy bằng 2HS). hs - độ sâu nước tại chân công trình.

( )

2

1 /4sinh/4

5,06,0 ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+=

LhLh

s

s

ππ

α

2α nhận giá trị nhỏ nhất của2

3 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−d

Hh

dh design

b

b và designHd2 (3- 47)

( )⎥⎦⎤

⎢⎣

⎡−

−−=

Lhhhh

ss

cw

/2cosh1113 π

α

L -chiều dài sóng tại độ sâu hb, ứng với sóng đáng kể có chu kì Ts ≈ 1,1Tm, với Tm là chu kì trung bình; hb - độ sâu nước cách tường khoảng 5HS;

λ1, λ2, λ3 - các hệ số biến đổi phụ thuộc vào loại kết cấu. Với kết cấu tường đứng thông thường, λ1 = λ2 = λ3 = 1;

3.5.10. Áp lực sóng lên tường nghiêng

Tanimoto và Kimura (1985) qua thực nghiệm cho thấy công thức của Goda có thể dùng để tính áp lực lên tường nghiêng bằng phép chiếu lên mặt đứng như hình vẽ sau:


3-23

Hình 3-23. Áp lực lên tường nghiêng.

Tuy nhiên lực nâng dưới đáy công trình của tường nghiêng sẽ nhỏ hơn so với tường đứng. Giá trị của 3λ khi tính pu trong côntg thức Goda sẽ được tính theo:

( )[ ]33 /2,726,2exp Lld−=λ (3- 48)

Trong đó: αcot'hld = và L- chiều dài sóng;

Công thức trên được áp dụng cho 070≥α và Lld 1,0≤ .

3.5.11. Áp lực lên đỉnh nghiêng. Với các công trình tường đứng có kết cấu đỉnh là tường nghiêng như hình vẽ:

Hình 3-24. áp lực lên tường đứng có kết cấu đỉnh nghiêng

Thì áp lực sóng lên công trình được xác định theo các công thức: αλ sin' 11 pp SL= ; αλ sin' 22 pp SL= ; αλ sin' dcSLdc pp = ; (3- 49)

dcVdc pp λ=" ; 33' pp Vλ= ;

Trong đó:

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −+=

LH

SL222

2 cos23cos46,01;sinmax;0,1minsin

1 ααα

λ (3- 50)


3-24

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

LH

Ldc

V 0,5111,1;1,1max;0,1minλ

p1, p2, p3, pdc và pu tính theo công thức Goda. 3.6. Thiết kế mặt cắt ngang đê. 3.6.1. Cao trình đỉnh.

Để tiết kiệm cao trình đỉnh đê thường cho sóng tràn qua chút ít. Có hai cách xác định cao trình đỉnh đê:

-Theo quy phạm Nhật bản:

∇đỉnh đê = 0,6 H1/3 + ∇HWL (3-51) HWL - mực nước trung bình của tháng cao nhất.

-Chiều cao đỉnh đê thoả mãn lượng nước tràn qua không gây phá hoại công trình trên mặt đê.

Chiều cao cần thiết của kết cấu trên mực nước tĩnh phụ thuộc nhiều vào chiều cao sóng leo và sóng tràn. Chiều cao sóng leo và sóng tràn phụ thuộc vào độ nhẵn và hình dạng kết cấu, độ sâu nước tại chân công trình, độ dốc đáy phía trước công trình và các đặc trưng của sóng tới. Vì phụ thuộc vào nhiều biến số nên không thể mô tả toàn bộ hiện tượng sóng leo và tràn trong điều kiện của tất cả các phạm vi có thể của các biến số hình học và điều kiện sóng. Nhiều tác giả đã nghiên cứu trong phòng và thực địa để xác định các thông số sóng leo và sóng tràn cho các điều kiện kết cấu với sóng khác nhau và cho các kết quả theo dạng biểu đồ để có thể sử dụng thuận tiện trong thiết kế.

Sóng tràn qua đỉnh đê khi chiều cao sóng leo lớn hơn độ vượt cao của công trình so với mực nước lặng RC.

Hình 3-26. Độ vượt cao của công trình

Lưu lượng tràn phụ thuộc vào từng dạng công trình cụ thể, ta cần xác định đại lượng này để đảm bảo an toàn cho các công trình trên mặt đê khi thiết kế đê chắn sóng, chắn cát. Giá trị giới hạn lưu lượng tràn trên mặt đê được nêu trong bảng sau:


3-25

Hình 3-27. Lưu lượng tràn giới hạn

3.6.1.1. Các công thức xác định lưu lượng tràn trung bình.

- Công thức tổng quát. Các công thức cho sóng tràn đều là các công thức thực nghiệm, chúng được thành

lập dựa trên thực nghiệm các mô hình vật lý. Trong trường hợp tổng quát lưu lượng tràn trung bình cho 1m dài q là một hàm phụ thuộc vào nhiều yếu tố;

q = q (Hs, Top, δ, RC, hS, g, hình dạng kết cấu) (3- 52) Trong đó:

HS - chiều cao sóng đáng kể; Top - chu kỳ sóng tương ứng đỉnh max của phổ sóng nước sâu (có thể thay bằng Tom);

δ - góc tràn của sóng đỉnh ngắn;

β - góc tới của sóng;


3-26

RC - độ vượt cao của công trình; hS - chiều sâu nước tại chân công trình; g - gia tốc rơi tự do;

Hình 3-28. Các kích thước cơ bản ảnh hưởng đến sóng tràn.

Các công thức tính sóng tràn có thể phân thành 2 loại có dạng như sau: Q = a.e-(b.R) và Q = a.e-b (3- 53)

Trong đó: Q- lưu lượng đơn vị không thứ nguyên; R - độ vượt cao không thứ nguyên; a, b- các hệ số thực nghiệm được tra bảng tuỳ theo từng trường hợp. Với các tác giả khác nhau thì công thức của Q và R cũng khác.

- Công thức Franco Áp dụng cho tường đứng thấm và không thấm, sóng không vỡ, sóng đỉnh ngắn và

dài.

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

βγγ sS

C

SHR

gH

q 10,3exp082,03

(3- 54)

γβ = cosβ với 00 ≤ β ≤ 370

γβ = 0,79 với 370 < β

γβ = 0,83 với 00 ≤ β ≤ 200

γβ = 0,83cos (200 - β) với β > 200

Sóng đỉnh dài

Sóng đỉnh ngắn


3-27

δ=220 và 280;

γs - Hệ số tra bảng phụ thuộc vào hình dạng mặt tường

Bảng 3-9. Hệ số γs Hình dạng mặt γs

- Tường phẳng không thấm 1,00 - Tường phẳng có tường hắt sóng 0,78 - Hở 20% bề mặt tường, đỉnh kín 0,72 ÷ 0,79 - Hở 20% bề mặt tường, đỉnh hở 0,58

Hình 3-29. Dạng mặt tường.

3.6.1.2. Lưu lượng tràn của một sóng đơn.

Người hoặc phương tiện trên mặt đê có thể bị hại bởi một sóng đơn. Sự phân bố sóng tràn theo Weibull, khi đó:

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−=>

4/3

exp)(BVVvprob hoặc [ ]{ } 3/4)(ln VvprobBV >−= (3- 55)

Với:

ow

m

PqT

B 84,0=

Tm - chu kỳ trung bình (s); prob(v>V) - Xác xuất thể tích tràn trên 1m dài v vượt quá thể tích cho trước V; q - lưu lượng trung bình (m3/s);

POW - xác suất tràn của các con sóng ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

W

ow

NN ;

NOW - số sóng tràn; NW - số sóng đến.

Do sóng leo tuân theo phân bố Rayleigh nên:


3-28

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

2

expS

Cow CH

RP (3- 56)

Trong đó:

Với mái nghiêng: C = 0,81 ξeq γrγhγ β với giá trị max của C = 1,62 γrγhγ β Với tường đứng: C = 0,91; Rc độ vượt cao của công trình; HS chiều cao sóng đáng kể. Thể tích tràn lớn nhất trên 1m dài của tất cả các sóng tràn được xác định theo công

thức: Vmax = B (lnNow)4/3 (3- 57)

3.6.2. Kích thước thềm đá 3.6.2.1. Cao trình lớp đệm đá.

Được lấy sao cho không gây sóng vỡ trước chân công trình:

∇đệm < ∇MNLTS - 1,25 hTK (3- 58) hTK - chiều cao sóng thiết kế.

3.6.2.2. Mái dốc thềm đá

Mái dốc của lớp đệm đá nằm trong khoảng 1:2÷1:3 đối với mái dốc ngoài và dao động trong khoảng 1:2,5÷1:2 đối với mái dốc trong. 3.6.2.3. Chiều rộng thềm đá.

Xác định theo công thức: ( )STK dHb 4,0;2max= (3- 59)

HTK - chiều cao sóng thiết kế. dS - chiều sâu ngang trước thềm đá.

3.6.2.4. Chiều cao thềm đá

- Trường hợp nền đất là đá thì chiều cao lớp đệm phải tối thiểu bằng 0,5m (điều kiện rải được lớp đá hộc).

- Trường hợp nền đất yếu thì chiều dầy lớp đệm đá phải đảm bảo áp lực truyền xuống đất nền đủ nhỏ so với khả năng chịu tải của nền đất.

TCdatdatd R≤+σ (3- 60)

datd +σ - ứng suất trên mặt nền đất do tường đứng và lớp đệm đá gây ra; TCdatR - khả năng chịu tải của đất nền.

- Nếu chiều dầy lớp đệm đá khá lớn thì phải thay đất nền bằng nền nhân tạo, giải pháp thường dùng là đệm cát, chiều dầy lớp cát phải thỏa mãn điều kiện:

TCdatcatdatd R≤++σ

catdatd ++σ - ứng suất trên mặt nền đất do tường đứng, lớp đệm đá và đệm cát gây ra;


3-29

Lớp đệm cát được sử dụng có hiệu quả nhất khi lớp đất yếu ở trạng thái bão hòa nước (sét nhão, cát pha bão hòa nước, bùn, than bùn. Đệm cát thường làm bằng cát hạt to, cát hạt trung hoặc pha hai loại đó với nhau: việc thay thế lớp đất yếu bằng đệm cát có những tác dụng chủ yếu sau:

- Sau khi thay thế lớp đất yếu nằm trực tiếp dưới móng công trình đệm cát đóng vai trò như một một lớp chịu lực, có khả năng tiếp thu được tải trọng của công trình và truyền tải trọng đó xuống lớp đất thiên nhiên bên dưới.

- Giảm bớt độ lún toàn bộ và độ lún không đều của công trình, đồng thời làm tăng nhanh quá trình cố kết của đất nền (vì cát trong lớp đệm có hệ số thấm lớn).

- làm tăng khả năng ổn định của công trình kể cả khi có tải trọng ngang tác dụng, vì cát được nén chặt sẽ tăng lực ma sát và tăng sức chống trượt.

- Kích thước móng và chiều sâu chôn móng sẽ được giảm bớt, vì áp lực tính toán (sức chịu) của đất nền tăng lên.

Phương pháp này có những tác dụng như vậy, mà thi công lại đơn giản, không đòi hỏi các thiết bị phức tạp, nên được sử dụng tương đối rộng rãi.

Sau khi xác định được kích thước của đệm, ta phải kiểm tra lại điều kiện đảm bảo ứng suất và đảm bảo độ lún trong giới hạn cho phép.

ghSSSS ≤+= 21 (3- 61)

Trong đó: S1 - độ lún của đệm cát; S2 - độ lún của các lớp đất nằm dưới đệm cát (trong vùng chịu nén cực hạn); Sgh - độ lún giới cho phép.

3.6.2.5. Kích thước viên đá, khối phủ chân thềm.

Đường kính viên đá chân thềm được xác định theo kích thước công trình và thông số sóng thiết kế. Nếu kích thước viên đá tính toán lớn thì lõi thềm đá dùng đá hộc cấp phối, được phủ các lớp bảo vệ bên ngoài: đá hoặc khối hộp, khối kỳ dị.

Trọng lượng viên đá chân khay được xác định theo đồ thị (với trường hợp sóng điều hoà) áp dụng cho chân đê và đầu đê.


3-30

Hình 3-30. Đồ thị xác định đường kính viên đá chân thềm.

Trong đó:

50nS D

HNΔ

=

H - chiều cao sóng tại chân công trình;

1−=ΔW

S

ρρ ;

Sρ - khối lượng riêng của đá;

Wρ - khối lượng riêng của nước;

Dn50 - đường kính viên đá tiêu chuẩn 50%. Đối với chân thềm đá của đê tường đứng chịu tác động của sóng không điều hoà thì

đường kính viên đá xác định theo công thức:


3-31

Hình 3-31. Sơ đồ xác định đường kính viên đá chân thềm tường đứng.

19,0

50

6,08,5 odS

b

n

Ss N

hh

DH

N ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

Δ= (3- 62)

Điều kiện áp dụng:

0,5<hb<hS<0,8 ; 7,5< hb/Dn50<17,5; 0,3<Bm<hS<0,55 ; Δ = 1,65. Trong đó:

hb - chiều sâu thềm đá; hs - chiều sâu nước; Bm- chiều rộng trên đỉnh thềm đá.

Ngoài ra có thể dùng công thức của Goda (1982) khi sóng tới xiên:

( )⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

−=

Δ= A

Hh

KK

DH

Ns

b

n

Ss exp8,113,1;8,1max 3/1

50

(3- 63)

( )s

b

Hh

KKA 2/1

215,1 −−=

K = K1 K2; K1 = 2K’hb/sinh(2Khb);

K2 = max{0,45sin2θcos2(K’Bcosθ); cos2 θsin2(K’Bcosθ)}; B - Bề rộng thềm đá; K’ - Số sóng;

θ - Góc tới của sóng (hợp với phương pháp tuyến của công trình); - Khối gia cố chân thềm tường đứng. Khối gia cố chân tường đứng được áp dụng để bảo vệ chân tường đứng khỏi bị xâm

thực. Theo kinh nghiệm của Nhật bản thì thường dùng các khối hình vuông có các lỗ rộng (chiếm 10% diện tích) để giảm áp lực trên và dưới của tấm.


3-32

Hình 3-32. Kích thước khối phủ chân tường đứng.

Chiều dày của tấm được xác định theo đồ thi của Takahishi (1996) phụ thuộc vào chiều cao sóng H và tỷ số hb/ hs.

Hình 3-33. Đồ thị xác định chiều dày tấm phủ

Bảng 3-10. Kích thước và trọng lượng khối phủ theo bảng: l b r Khối lượng t

2,5 1,5 0,8 6 3,0 2,5 1,0 15 4,0 2,5 1,0 25 5,0 2,5 1,4 37 5,0 2,5 1,6 42


3-33

l b r Khối lượng t 5,0 2,5 1,8 48 5,0 2,5 2,0 53 5,0 2,5 2,2 58

3.6.3. Bề rộng đê.

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 lực tác dụng của sóng vào mặt đê, dưới chân đê và kết cấu của đê ta có hai phương trình ổn định của đê trong đó bề rộng là ẩn số.

- Phương trình ổn định trượt là phương trình bậc nhất của bề rộng; - Phương trình ổn định lật là phương trình bậc hai của bề rộng; Giải các phương trình và lấy giá trị lớn nhất ta có bề rộng theo điều kiện ổn định.

3.7. Tính toán tường đứng Cũng như đối với các kết cấu công trình cảng biển khác, trong thiết kế đê trọng lực

tường đứng cần tiến hành các tính toán sau: 3.7.1. Theo nhóm TTGH I (mất khả năng chịu tải) cần tính toán:

-Ổn định chung của đê theo trượt cung tròn, trượt gấp khúc và theo các phương pháp dựa trên lý thuyết cân bằng tới hạn;

-Ổn định theo sơ đồ trượt phẳng theo các lớp khối xếp, theo tầng đệm, cũng như theo ổn định trượt của kết cấu phần trên khi kết cấu đó không được liên kết với kết cấu chính của bến, ổn định chống lật quanh điểm quay;

-Khả năng chịu tải của đất nền, độ bền của kết cấu. 3.7.2. Theo nhóm TTGH II (biến dạng và vết nứt)

-Kết cấu BTCT kiểm tra theo độ mở rộng của vết nứt; -Biến dạng của công trình: lún công trình. Xác định sự ổn định của công trình phụ thuộc vào kết cấu được tiến hành cho 1

phân đoạn, cho 1m dài, hoặc trên 1 chiều dài không lớn của móng công trình. Tuy nhiên do đê trọng lực thường có tiết diện ngang không đổi trên 1 khoảng cách lớn nên thường tiến hành tính toán cho 1m dài công trình. 3.7.3. Xác định, kiểm tra ứng suất biên theo các mặt tiếp xúc.

Để đảm bảo điều kiện về độ lún không đều cho phép của công trình trọng lực (nhóm 2 các trạng thái giới hạn) thì hợp lực của các lực thẳng đứng phải thiết kế sao cho hợp lực của các tải trọng không được vượt ra ngoài “ lõi tiết diện” của đáy. Điều kiện trên được xác định theo các công thức sau:

Độ lệch tâm:

6be≤ (3- 64)

Hoặc:


3-34

3ba ≥ (3- 65)

Trong đó: b - chiều rộng tường đứng. a - khoảng cách từ mép trước công trình tới điểm đặt hợp lực, xác định theo công thức:

GMM

a lg −= (3- 66)

e - độ lệch tâm của điểm đặt hợp lực các lực thẳng đứng; abe −= 5,0 (3- 67)

gM - Tổng mômen của các lực giữ đối với mép trước công trình;

lM - Tổng mômen của các lực gây lật đối với mép trước công trình;

G - Tổng các lực thẳng đứng tác động lên công trình. Cho phép hợp lực các lực thẳng đứng vượt ra ngoài lõi tiết diện khi tăng độ lệch

tâm đến: - Công trình trên nền đá:

4be≤ (3- 68)

- Công trình trên nền đất cứng và chặt nhưng chỉ trong trường hợp tính toán chịu tổ hợp đặc biệt các tải trọng:

5be≤ (3- 69)

3.7.3.1. Ứng suất biên trên thềm đá

Ứng suất biên ở mặt tiếp xúc giữa nền công trình và lớp đệm đá khi thoả mãn các điều kiện (3-64) và (3-65) được xác định theo công thức (3-70) - Xem hình 3-34.

TCdaR

be

bG

≤⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ±=

61.minmaxσ (3- 70)

σ max

σ max'

o

ea

σmin

σ min'

g

1:1 1: m

b'=b Hình 3-34. Biểu đồ ứng suất biên ở mặt tiếp xúc giữa đáy công trình với lớp đệm.


3-35

Khi không thoả mãn các điều kiện (3-64) và (3-65) thì xác định ứng suất biên theo công thức(3-71) - Xem hình 3-35.

TCdaR

aG

≤=32

maxσ (3- 71)

σ max'

1:1

σ max

a e

og

1: mσmin

b' = 3a Hình 3-35. Biểu đồ ứng suất biên ở mặt tiếp xúc giữa đáy công trình với lớp đệm

Trong đó:

maxσ , minσ - là ứng suất lớn nhất và nhỏ nhất ở mép đế công trình nơi tiếp giáp giữa công trình và lớp đệm;

TCdaR - khả năng chịu tải của đệm đá lấy tuỳ thuộc vào loại đá, có kể đến điều kiện

ngập nước của đá.

Khi thiếu số liệu địa chất công trình cho phép lấy khả năng chịu tải TCdaR của lớp

đệm như sau:

( ) 2/64 cmkgRTCda ÷= - đối với tổ hợp tải trọng cơ bản;

( ) 2/5,85,5 cmkgRTCda ÷= - đối với tổ hợp tải trọng đặc biệt.

3.7.3.2. Ứng suất biên trên đất nền.

Ứng suất biên ở mặt tiếp xúc giữa lớp đệm đá với nền đất xác định từ điều kiện truyền tải trọng qua lớp đệm đá theo góc nghiêng 450.

TCdat

tcdada

da

Rhhb

b≤+

+= γσσ .

2. '

'

minmax

'

minmax (3- 72)

Trong đó: '

minmaxσ -ứng suất pháp lớn nhất và nhỏ nhất trên đất nền ở mép ngoài mặt tiếp xúc

giữa đất nền và lớp đệm đá; b’- chiều rộng truyền áp lực từ công trình xuống lớp đệm, khi thoả mãn điều kiện (3-9), (3-10) thì b’ = b, khi không thoả mãn điều kiện đó thì b’ = 3a; hda - chiều dầy lớp đệm đá;

tcdaγ - dung trọng lớp đệm đá; TCdatR - khả năng chịu tải của đất nền;


3-36

Trong trường hợp nền nhân tạo là đệm cát thì ứng suất trên mặt đất nền xác định theo công thức:

TCdat

tccatcat

catda

da Rhtghhb

hb≤+

+++

= γσσ .3022

2. 0'

''

minmax

''

minmax (3- 73)

Trong đó: ''

minmaxσ -ứng suất pháp lớn nhất và nhỏ nhất trên đất nền ở mép ngoài mặt tiếp xúc

giữa đất nền và lớp đệm cát; hcat - chiều dầy lớp đệm cát;

tccatγ - dung trọng lớp đệm cát.

Theo quy định của TCVN 4253-86, đối với các công trình kiểu trọng lực khi độ lệch tâm bep 2,0≤ thì không cần tính toán theo biến dạng nếu đảm bảo điều kiện:

TCdattb R≤σ .

Trong đó:

tbσ - áp lực trung bình trên đất nền do các tải trọng bên trên gây ra;

Khả năng chịu tải của đất nền xác định theo công thức:

( )DCBhAbK

mmR

tc

TCdat ++= γγ21 (3- 74)

Ở đây: m1, m2 - các hệ số tra bảng;

Bảng 3-11. Giá trị m1, m2 Hệ số m2 với công trình có

kết cấu cứng với tỷ số chiều dài và chiều cao L/H

bằng Loại đất Hệ số m1

≥4 ≤1,5 Đất hòn lớn có chất nhét là cát và đất cát không kể đất phấn và bụi 1,4 1,2 1,4

Cát mịn: - Khô và ít ẩm; - No nước.

1,3 1,2

1,1 1,1

1,3 1,3

Cát bụi: - Khô và ít ẩm; - No nước

1,2 1,1

1,0 1,0

1,2 1,2

Đất hòn lớn có chất nhét là sét và đất sét có chỉ số chảy 5,0≤LI

1,2 1,0 1,1

Như trên, khi 5,0fLI 1,1 1,0 1,0

Đối với các công trình kết cấu mềm thì m2=1; Ktc - hệ số tin cậy 2,1≥ ;


3-37

A, B, D - các hệsố tra bảng phụ thuộcϕ ;

ϕπϕπ

+−=

5,025,0

ctgA

ϕπϕπ

+−+=

5,01

ctgB (3- 75)

( )ϕπϕϕπ

+−=

5,0ctgtgD

γ - dung trọng trung bình của các lớp đất nền tự nhiên;

ϕ - góc nội ma sát của lớp đất nền;

h - độ sâu tính từ mặt đất tự nhiên tới bề mặt lớp đất nền; b - chiều rộng móng (bề rộng áp lực trên mặt đất nền); C - lực dính đơn vị của đất nền.

3.7.4. Tính toán theo trạng thái giới hạn I. 3.7.4.1. Công thức chung.

Đánh giá độ ổn định chung được xem xét cho các trường hợp mất ổn định của công trình dưới tác dụng của tổ hợp ngoại lực bất lợi nhất. Dạng tổng quát thì điều kiện về ổn định có thể biểu diễn như sau:

Ntrượt I ≤ Rgiữ I (3- 76) Ở đây:

Ntrượt I - giá trị tính toán của lực đẩy tổng hợp tác dụng lên công trình; Ntrượt I = nc.n.mđ.Ntrượt;

Rgiữ I - giá trị tính toán của lực giữ, Rgiữ I = nk

m Rgiữ;

nc - hệ số tổ hợp tải trọng; n - hệ số vượt tải; m - hệ số điều kiện làm việc; mđ - hệ số điều kiện làm việc bổ sung; kn - hệ số độ tin cậy.

Khi xác định bề rộng của tường đứng thì phải xác định theo điều kiện ổn định trên. 3.7.4.5. Ổn định lật.

Điều kiện kiểm tra ổn định lật:

gn

ldc Mkm

Mmnn ≤... (3- 77)

Trong đó: nc- Hệ số tổ hợp tải trọng lấy bằng:


3-38

1,0 đối với tổ hợp cơ bản; 0,9 đối với tổ hợp đặc biệt; 0,95 đối với tổ hợp tải trọng trong giai đoạn thi công. n - Hệ số vượt tải, lấy bằng 1,25 đối với các công trình bến cảng biển; md- Hệ số điều kiện làm việc, xác định theo 22TCN 207- 92; m - Hệ số điều kiện làm việc, lấy bằng 1,15 đối với các công trình bến cảng biển; kn- Hệ số bảo đảm, xét đến tầm quan trọng và cấp công trình lấy bằng: 1,25 đối với công trình cấp I; 1,20 đối với công trình cấp II; 1,15 đối với công trình cấp III; 1,10 đốivới công trình cấp IV.

gl MM , - Mômen gây lật và mômen giữ đối với mép trước công trình.

3.7.4.3. Ổn định trượt

Ổn định trượt được chia thành bốn trường hợp: - Trượt cung tròn; - Trượt phẳng của công trình trên mặt đệm đá; - Trượt phẳng của công trình trên mặt nghiêng của đệm đá; - Trượt phẳng cùng lớp đệm đá; - Trượt gẫy khúc khi đệm đá nằm trong đất.

3.7.4.4. Trượt gãy khúc.

Kiểm tra khả năng chống trượt khi lớp đệm đá nằm ngập trong đất.

b1 b'

hd

a b c m

e f k

dEp

g3 g2

g1

45 451:m

0

1:1 1:m0

σmaxσmin

σ1

σ2

Hình 3-36. Biểu đồ ứng suất biên ở mặt tiếp xúc

giữa lớp đệm với đất nền khi lớp đệm vùi trong đất nền a. Trường hợp đệm đá nằm trong đất nền, trượt xảy ra theo các mặt phẳng MK, KE,

EA cần thoả mãn điều kiện:

( )[ ]pIrIn

dc EfgggkmEmnn +++≤ .... 321 (3- 78)

Trong đó:


3-39

g1- Phần trọng lượng của công trình truyền áp lực lên nền đất trong mặt phẳng đáy lớp đệm trên đoạn FK và được xác định theo công thức:

( )bh

bhbg

d

d

′++′+′

=2

5,02 212

11

σσσ (3- 79)

g2 - trọng lượng bản thân của lớp đệm đá trong khối ECDK được xác định theo công thức:

( ) tcdadd hhbbg γ5,012 −+′= (3- 80)

g3 - trọng lượng bản thân của đất đắp trong khối BCE , được xác đinh theo công thức:

tcdatdhg γ2

3 5,0= (3- 81)

frI - hệ số ma sát giữa đệm đá và đất nền lấy bằng tgϕrI và có thể lấy bằng phương pháp thực nghiệm; EpI - lực giữ nằm ngang do đất đắp phía trước đệm đá, được xác định bằng một trong các biểu thức sau:

- Lực chống của đất đắp trong khối ABE:

rIo

rIoo

tcdkpI fm

fmmhE−

+=

15,0 2γ (3- 82)

- Hoặc áp lực đất bị động của đất đắp:

pItc

kpI hE λγ 325,0= (3- 83)

Giá trị nhỏ nhất của EpI được sử dụng để tính toán trong công thức (3-24) b’, hk, b1 xem hình vẽ 3-7a.

21,σσ - Ứng suất pháp trong đất nền nơi tiếp xúc với đệm đá tương ứng cạnh trước và cạnh sau gây ra bởi trọng lượng bản thân công trình kể cả trọng lượng của đất và thành phần thẳng đứng của áp lực chủ động đất và tải trọng tạm thời được xác định theo công thức :

khbb2''

minmax

21 +

= σσ (3- 84)

tckγ , tc

3γ - Trọng lượng riêng tương ứng của lớp đệm đá và đất đắp có xét đến lực đẩy nổi; m0 - Mái dốc của hố móng;

pIλ - Hệ số thành phần nằm ngang của áp lực đất bị động.

1. Kiểm tra ổn định trượt phẳng của công trình trên bề mặt đệm đá theo điều kiện: (xem hình vẽ 3-7a)

fGkmEmnn

ndc .... ≤ (3- 85)

Trong đó: E - Tổng hợp các lực đẩy ngang tác động lên công trình;


3-40

G- Tổng hợp các lực thẳng đứng tác dụng lên công trình; f - Hệ số ma sát của mặt đáy công trình tiếp xúc với tầng đệm đá, cho phép lấy bằng 0,5 và thường được lấy chính xác bằng thực nghiệm.

g1σ1

fe

hd σmax

c

σ2k

dσmin

1:1

m

1:m0

b1

g4

45

Hình 3-37: Biểu đồ ứng suất biên ở mặt tiếp xúc giữa lớp đệm với đất nền

khi lớp đệm nằm trên đất nền 2. Trượt theo mặt phẳng KE xác định như trường hợp trượt gẫy khúc với g3 = 0,

EpI= 0; 3. Trượt theo mặt phẳng nghiêng ME được xác định theo công thức:

kn

dc fgKmEnmn ''≤ (3- 86)

Trong đó: E’ - Tổng hình chiếu lên mặt phẳng trượt ME của các lực tác dụng cao hơn mặt phẳng đó được xác định theo công thức:

( ) ψψ cossin' 41 EggE ++= (3- 87)

g’- Tổng hình chiếu các lực tác dụng cao hơn mặt phẳng trượt ME lên pháp tuyến của mặt phẳng đó được xác định theo công thức:

( ) ψψ sincos' 4 Eggg −+= (3- 88)

fk - hệ số ma sát đá đổ cho phép lấy bằng 0,1450 == tgtg kϕ ;

g4 - trọng lượng khối đệm EMC xác định theo công thức:

( ) tckkhbbg γ14 '5,0 += (3- 89)

ψ - Góc giữa đáy tường và mặt phẳng trượt ME.

g, E - là các lực thẳng đứng và lực ngang tác dụng lên mặt đệm đá. 3.7.4.5. Trượt cung tròn.

Tính toán trượt cung tròn như trong cơ học đất tuy nhiên phải kể đến lực tác dụng của sóng vào công trình. 3.7.4.6. Tính toán các cấu kiện theo cường độ.

Các cấu kiện trong kết cấu của đê chắn sóng trọng lực tường đứng cần được tính theo cường độ bao gồm: tường ngoài và vách ngăn của thùng chìm, bản đáy của thùng, kết cấu conxon nếu có, các tấm hắt sóng nằm trong kết cấu phần trên, các cấu kiện gia cố mái của lớp đệm đá (thường là các tấm bêtông).


3-41

Khi tính thùng chìm thì đối với các cấu kiện ta cần phải tính cho các tổ hợp tải trọng khác nhau sau đó lấy giá trị bao nội lực. Giá trị bao nội lực dùng để tính toán cốt thép cho cấu kiện. Các chi tiết của thùng chìm bao gồm:

Tường ngoài: Khi tính toán theo cường độ thì kết cấu tường ngoài được chia thành 2 phần: -Phần nằm sát với đáy có chiều cao bằng 1,5 lần chiều dài của 1 khoang thùng được

tính toán như bản ngàm 3 cạnh cho các trường hợp tải trọng: áp lực thuỷ tĩnh, áp lực thuỷ động (khi kéo nổi), các trường hợp áp lực đất (khi lấp cát, đá vào khoang), áp lực sóng.

-Phần còn lại được tính như dầm liên tục trên các gối tựa là các vách ngăn dọc theo chiều dọc thùng.

Áp lực đất trong khoang thùng được xác định như hình vẽ sau:

b

hK.H.γ

45°

K.q

Hình 3-38. Áp lực đất của vật liệu nhồi

Trong đó: q - Trọng lượng phần chất tải trên đỉnh vật liệu lấp (kN/m2);

γ- Trọng lượng riêng ngập trong nước của vật liệu lấp(T/m3); K - Hệ số áp lực đất chủ động của vật liệu lấp; b - Chiều rộng khoang thùng, b = H.

Khi nắp hoặc mũ bê tông được gắn chặt vào thùng chìm thì có thể bỏ qua ảnh hưởng gia tải của nắp hoặc mũ bê tông.

Bản đáy. Bản đáy được tính như bản ngàm 4 cạnh với các tổ hợp tải trọng sau: -Áp lực thuỷ tĩnh; -Áp lực sóng; -Áp lực đất bên trong; -Áp lực của đất nền.

3.7.4.7. Kiểm tra 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).


3-42

-Xác định thể tích giãn nước của thùng (lượng chiếm nước) n

gVγ

=

-Xác định mớn nước của thùng LB

VT.

=

Trong đó: B, L, H - bề rộng, chiều dài và chiều cao thùng chìm.

Trong trường hợp T 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 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:

∑∑=

i

iic g

xgx

.;

∑∑=

i

iic g

ygy

. (3- 90)

- Xác định tâm nổi:

∑∑=

i

iiw V

xVx

.;

∑∑=

i

iiw V

yVy

. (3- 91)

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:

VI w=ρ (3- 92)

Iw - mômen quán tính mặt ngang trên đường mép nước; V - thể tích của tất cả các phần ngập nước;

VLB 1.12

3

=ρ (3- 93)

( )wc yym −−= ρ (3- 94)

Giá trị của m lớn hơn một giá trị quy định thì vật nổi được coi là ổn định (0,2). Ổn định thùng chìm do ngoại lực được kiểm tra khi kéo thùng chìm: - Lực kéo trong khi kéo thùng được tính như sau:

AVCg

T D2

2γ

= (3- 95)

Trong đó: T - Lực kéo thùng (T); g - Gia tốc trọng trường (m/s2), g = 9,8 m/s2;


3-43

CD - Hệ số cản; V - tốc độ kéo ( m/s ); A - Diện tích phần ngập nước của mặt trước thùng (m2), ).( δ+= DBA ;

D - Mớn (m);

δ - Độ chênh mực nước ở trước thùng chìm (m); L - Chiều dài thùng chìm (m ; B - Chiều rộng thùng chìm (m ; γ - trọng lượng riêng của nước.

T

b

T/2MÆt b»ng

D

MÆt ®øngT/2

Tδ

l

Hình 3-39. Lực kéo thùng chìm trong quá trình lai dắt

Tkéo = Tcản Mnghiêng = Fkéo (h + D/2 )

Trong đó: h - khoảng cách từ điểm đặt lực kéo đến mặt nước

Mnghiêng = Mhồiphục = m.G.sinα

sinα = Gm

M ngnghi

.ª ; thùng chìm được coi là ổn định nếu goc nghiêng α = 10÷150.

3.7.5. Tính toán theo trạng thái giới hạn 2.

Tính toán nền không phải là đá của công trình trọng lực theo nhóm II các trạng thái giới hạn (theo biến dạng - lún, chuyển vị ngang, nghiêng, mở rộng vết nứt) được thực hiện theo TCVN 4253-86 theo các điều kiện:

npSS ≤ ; npUU ≤ ; npωω ≤

Trong đó: S, U, ω - tương ứng là độ lún, chuyển vị ngang và độ nghiêng cuối cùng, xác định bằng tính toán theo TCVN 4253-86;


3-44

Snp, Unp, npω - tương ứng là các trị số giới hạn của độ lún, chuyển vị ngang và độ nghiêng do đồ án quy định. Đối với công trình trọng lực các giá trị giới hạn là:

Bảng 3-12. Biến dạng giới hạn Kết cấu trọng lực Snp (cm) Unp (cm) npω (radian)

Có đường sắt và cần cẩu 15 5 (đỉnh tường) 0,005

Không có đường sắt và cần cẩu 20 8 (đỉnh tường) 0,008


3-45

Chương 3 ......................................................................................................... 1

3.1. Điều kiện áp dụng. ............................................................................................... 1

3.2. Mặt cắt dọc đê chắn sóng. .................................................................................... 1

3.3. Các bộ phận cơ bản của đê tường đứng. .............................................................. 2

3.4. Kết cấu phần dưới nước. ...................................................................................... 4

3.5. Tải trọng sóng tác động lên đê chắn sóng trọng lực tường đứng....................... 10

3.6. Thiết kế mặt cắt ngang đê. ................................................................................. 24

3.7. Tính toán tường đứng......................................................................................... 33

De Chan Song Iso 4 0294

Documents

Transcript of De Chan Song Iso 4 0294