Đê chắn sóng mái nghiêng

Hình 4- 8. Đê mái nghiêng bằng khối Tetrapode Hình 4- 9. Cấu tạo đê mái nghiêng bằng khối Tribar. Hình 4- 10. Cấu tạo đê mái nghiêng bằng khối Hohlquader. Hình 4- 11. Cấu tạo đê mái nghiêng bằng khối Dolos. 4-5 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Hình 4- 12: Cấu tạo đê mái nghiêng bằng khối Stabit. 4.4. Xác định trọng lượng các khối phủ mái Lực tác dụng của sóng lên mái nghiêng được gia cố bởi các khối vật liệu rời là nguyên nhân dịch chuyển của các khối gia cố. Sự dịch chuyển của các khối gia cố có thể là trướt, quay, hoặc bị nâng ra ngoài lớp gia cố. Để cho khối gia cố có thể nằm ổn định trên mái dốc nó phải có khối lượng tương ứng với tham số sóng tác động. Các công thức xác định khối lượng gia cố chủ yếu được thiết lập bằng thực nghiệm. 4.4.1. Các thông số ổn định. Dòng chảy do sóng tạo ra tác động lên khối gia cố được mô tả theo phương trình Morison bao gồm các lực: Lực kéo FD; lực nâng FL và lực quán tính FT. Lực giữ ổn định của khối gia cố là trọng lực FG. Thực tế cho thấy lực kéo và lực nâng vượt trội so với lực quán tính nên hộ số ổn định có thể coi bằng tỷ số: nnwS nw G LD Dg v Dg vD F FF ∆=−= + 2 3 22 )( ρρ ρ (4-1) Trong đó: Dn = V1/3; V - thể tích khối gia cố; Sρ và Wρ - khối lượng riêng của vật liệu làm khối và nước; v - vận tốc dòng chảy tính toán. Với sóng vỡ v ≈ (gH)1/2 khi đó chỉ số ổn định được xác định theo công thức: n S D HN ∆= ; 1−=∆ w s ρ ρ . Độ ổn định của vật liệu hoặc mức độ mức độ bị phá hỏng được thể hiện qua điều kiện: ....321 cba n S KKKD HN ≤∆= (4-2) Trong đó các chỉ số phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác ngoài H, ∆ và Dn. Các điều kiện cân bằng đơn giản khi khối lượng gai cố đạt trạng thái ổn định dưới tác dụng của sóng được thể hiện bằng một số công thức của các tác giả: 4-6 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng αcos.K D H n =∆ Svee (1962); (4-3) 3/1)cot( αgK D H n =∆ Hudson (1958, 1959); (4-4) )sincostan( ααϕ −=∆ KD H n Irribarren (1938). (4-5) Trong đó: α - Góc nghiêng của mái dốc; ϕ - Góc nội ma sát của vật liệu gia cố; K - Hệ số thể hiện mức độ bị phá hỏng của lớp gia cố. Các thông số của sóng, kết cấu và một số thông số tổng hợp ảnh hưởng đến độ ổn định của khối gia cố có thể liệt kê như sau: 4.4.1.1. Thông số sóng: -Chiều cao sóng tính toán: Hs, H1/3, Hmo , H1/10; -Chiều dài sóng tính toán: Lm, Lom , LP; -Độ dốc sóng tính toán: Sm, Som , SP; -Hình dạng của phổ sóng: JONSWAP, P-M, TMA; -Chiều sâu nước h; -Góc tới của sóng β; -Số sóng NZ; -Khối lượng riêng của nước Wρ . 4.4.1.2. Các thông số kết cấu. -Hình dạng kết cấu bao gồm: góc nghiêng mái dốc, độ vượt cao so với mực nước tĩnh...; -Khối lượng riêng của khối gia cố Sρ ; -Cấp phối đá đổ dn50, d15, d85; -Khối lượng M và hình dạng của khối; -Mật độ, cách đặt và độ dày của lớp gia cố; -Độ rỗng, độ thẩm thấu của lớp lót và tầng lọc, lớp lõi. 4.4.1.3. Các thông số tổng hợp. 1−=∆ W S ρ ρ n S D HN ∆= SPM (1984) 3/1* −= PSS SNN Alirenp (1987) 4-7 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng n mS D gTNTH =00 Van der Meer (1988) om m S αξ tan= Battjes (1974) Trong đó: SP - Độ dốc sóng với chu kỳ đỉnh phổ; Tm - Chu kỳ trung bình; 2 2 m S om gT HS π= . 4.4.2. Độ phá hỏng của lớp gia cố. Độ hỏng của lớp phủ được đặc trưng bởi số khối dịch chuyển hoặc diện tích bị xâm thực. Cả hai trường hợp đều liên quan đến thông số sóng. Các thông số phá hỏng bao gồm: d, Nod và S, trong đó cách xác định chúng theo các tác giả như sau: - Độ dịch chuyển tương đối trên cùng một diện tích: Số khối bị dịch chuyển D = Tổng số khối trên cùng một diện tích - Số khối dịch chuyển với dải bề rộng Dn (Vandem) Số khối dịch chuyển khỏi lớp gia cố Nod = Bề rộng phân đoạn kiểm tra/Dn - Số khối tương đối dịch chuyển trên toàn bộ bề dày lớp phủ (Vander mer): a od N N , Na số khối trên bề rộng dải Dn. - Phần trăm xâm thực trên thể tích gia cố (Hudson) Diện tích xâm thực trung bình trên mặt cắt D = Diện tích trung bình của mặt cắt x100% - Diện tích xâm thực tương đối (Broderick) 2 50n e D AS = Trong đó: Nod = G(1-P)S; P- Độ rỗng; G- Chỉ số phụ thuộc vào cấp khối của vật liệu gia cố. 4.4.3. Phân loại sự phá hỏng. - Không hỏng: không có khối nào bị chuyển, S=0. - Bắt đầu hỏng: rất khó bị di chuyển. Mức độ này được coi là không hỏng đối với nhiều công thức tính toán khối lượng khối gia cố. Có 0 ÷5% khối bị dịch chuyển. 4-8 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng - Hỏng tương đối: các khối bị dịch chuyển nhưng lớp lót hoặc tầng lọc ngược không bị lồi ra ngoài. - Hỏng không sử dụng được: lớp lót và tầng lọc ngược bị phá dưới tác dụng của sóng. Các chỉ số phá hỏng theo 4 trạng thái trên được nhiều tác giả xác định qua thực nghiệm với các khối khác nhau. Bảng 4-2. Độ phá hỏng D với 2 lớp gia cố: Khối Góc nghiêng Bắt đầu hỏng Hỏng tương đối Không dùng được Tác giả Đá(1) 1: 2 ÷ 1: 3 0 ÷ 5% 5 ÷ 10% ≥ 20% Jackson-1968 Khối lập phương(2) 1 : 1,5 ÷ 1: 2 - 4% - Brorsen, Barcharth và Larsen - 1974 Dolose(2) 1 : 1,5 0 ÷ 2% - ≥ 15% Barcharth -1992 Accopode(3) 1 : 1,33 0% 1 ÷ 5% ≥ 10% Barcharth -1998 (1) D được xác định là % thể tích bị xâm thực; (2) D được xác định là % khối bị dịch chuyển một khoảng lớn hơn Dn; (3) Được phủ 1 lớp gia cố. Bảng 4-3. Độ phá hỏng Nod với hai lớp gia cố (Vander Meer - 1988) Khối Góc nghiêng Bắt đầu hỏng Hỏng tương đối Không dùng được Khối lập phương 1 : 1,5 0 - 2 Dolose 1 : 1,5 0 - 1,5 Accopode 1 : 1,33 0 - 0,5 Bảng 4-4. Độ phá hỏng S cho 2 lớp phủ (Vander Meer) 1988. Khối Góc nghiêng Bắt đầu hỏng Hỏng tương đối Không dùng được Đá 1 : 1,5 2 3 ÷ 5 8 Đá 1 : 2 2 4 ÷ 6 8 Đá 1 : 3 2 6 ÷ 9 12 Đá 1 : 4 ÷ 1 : 6 2 8 ÷ 12 17 4.4.4. Dự báo độ phá hỏng. Đối với các công trình đã được xây dựng, các khối gia cố có thể bị dịch chuyển nếu chụi tác động của sóng lớn hơn sóng thiết kế hoặc đối với nhiều con sóng xấp xỉ sóng thiết kế. Để có thể xác định được công trình có chịu được tác động của con sóng tiếp theo hay không cần phải thực hiện công tác dự báo phương pháp dự báo được sáng lập bởi 4-9 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Melby và Kobayashi (1998, 1999). Phương pháp dự báo dựa trên các kết quả thực nghiệm, ta có: ( ) ( ) ( )( ) ( )4/14/14/1 5 025,0 n nm ns n ttT N tStS −+= ; tn ≤ t≤tn+1 (4-6) Hoặc: ( ) ( ) ( )( ) ( )4/14/14/1 5 022,0 n np nmo n ttT N tStS −+= ; tn ≤ tn+1 Trong đó: 2 50n e D AS = ; 50n S S D H N ∆= ; 50n mo mo D H N ∆= ; 1−=∆ w S ρ ρ tn là thời điểm bắt đầu cơn bão n, t là thời điểm cuối cơn bão n. Độ lệch quân phương của S được xác định theo: 65,05,0 SS =σ . Các kích thước khác liên quan đến độ phá hỏng được xác định theo các công thức: 5,046,0 SE = ; 4)8,7(00007,026,0 −−= SEσ SCC 1,00 −= ; 20 )7(002,0098,0 −−+= SCC σσ 5,04,4 SL = Trong đó: ;2 50n e D AS = ; 50n e D dE = ; 50n e D dC = ; 50n e D I L = (4-7) Các đại lượng trên được xác định trên hình vẽ sau: Hình 4- 13. Sơ đồ xác định các độ phá hỏng C0 - chiều dày lớp phủ khi chưa hỏng; Sσ , Cσ - độ lệch chuẩn của chiều dày xâm thực và chiều dày còn lại của lớp phủ. 4-10 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng 4.4.5. Các công thức xác định kích thước hoặc khối lượng khối phủ: Các công thức này được thành lập dựa trên cơ sở các thí nghiệm trên mô hình vật lý. Các thí nghiệm này chưa bao hàm hết các điều kiện về sóng và công trình nên các công trình thực tế cần phải kiểm tra tiếp trên mô hình vật lý. Các yếu tố ảnh hưởng đến độ ổn định của khối gia cố có thể là: - Dạng khối; - Thông số sóng nước sâu hoặc nước nông; - Cao trình đỉnh đê; - Công trình có kết cấu đỉnh hoặc không có kết cấu đỉnh. Với các công trình cho sóng tràn qua thì kích thước của viên đá trên mái nghiêng phía biển sẽ nhỏ so với công trình sóng không tràn, còn kích thước của các viên đá trên mặt và mái dốc sau thì tăng lên. Theo cao trình đỉnh đê được chia thành 3 loại: - Không tràn hoặc tràn ít; - Cao trình thấp, cho sóng tràn qua nhưng vẫn cao hơn mực nước lặng; - Công trình ngập, có cao trình thấp hơn mực nước lặng. 4.4.5.1. Khối phủ đá đổ a. Công thức Hudson cho đá phủ hai lớp, sóng không điều hoà và không tràn qua công trình: 3/1 50 )cot( αD n K D H =∆ hoặc αρ ρ ρ cot1 3 3 50 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ − = w S D S K H M (4-8) Trong đó: H - Chiều cao sóng tính toán (HS hoặc H1/10); Dn50 - Đường kính viên đá lập phương tiêu chuẩn; M50 - Khối lượng viên đá 50%, ; 35050 nS DM ρ= Sρ - Khối lượng riêng của đá; Wρ - Khối lượng riêng của nước; ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ −=∆ 1 W S ρ ρ ; α - Góc nghiêng của mái dốc; KD- Hệ số ổn định. 4-11 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Bảng 4-5. KD với H=HS và góc nghiêng của mái dốc 1,5 ≤ cotα ≤ 3,0 Độ phá hỏng D(4) (%) Sóng vỡ Không vỡ Sóng vỡ Không vỡ Loại đá Sắp xếp (0 ÷ 5)% (0 ÷ 5)% (5 ÷ 10)% (10 ÷ 15)% Trơn tròn Tự do 2,1 2,4 3,0 3,6 Góc tròn Tự do 3,5 4,0 4,9 6,6 Góc tròn Xếp(3) 4,8 5,5 - - Bảng 4-6. KD với H=H1/10 (SPM 1984) Độ phá hỏng D(4)= (0 ÷5) % Loại đá Sắp xếp Sóng vỡ(1) Không vỡ(2) Trơn tròn Tự do 1,2 2,4 Góc tròn Tự do 2,0 4,0 Góc tròn Xếp(3) 5,8 7,0 (1) Sóng vỡ: sóng nước nông, sóng vỡ trước mái nghiêng; (2) Sóng không vỡ: sóng vỡ nước sâu trước mái nghiêng; (3) Xếp: trục của viên đá được xếp vuông góc với mặt mái nghiêng; (4) D: Phần trăm thể tích của khối gia cố bị dịch chuyển trong vùng bị ảnh hưởng của sóng. b.Công thức Vander Meer cho đá phủ hai lớp sóng không điều hoà, không tràn qua công trình. 5,01,018,02,0 50 .2,6 −−=∆ mzn S NPS D H ξ ; Plunging Waves: ξm < ξmc (4-9) P mz n S NPS D H ξα 5,01,013,02,0 50 )(cot0,1 −−=∆ ; Surging Waves: ξm < ξmc αξ tan5,0−= mm S ; ( )[ ] ( )5,0/15,031,0 tan2,6 += Pmc P αξ . Trong đó: HS - Chiều cao sóng đáng kể tại chân công trình; Dn50- Đường kính viên đá tiêu chuẩn 50%; Sρ - Khối lượng riêng của đá; wρ - Khối lượng riêng của nước; ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ −=∆ 1 W S ρ ρ ; S - Diện tích xâm thực tương đối; P - Độ thẩm thấu ước lượng; Nz - Số sóng; α - góc nghiêng của mái dốc; Sm - độ dốc sóng Sm = HS/Lom; 4-12 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Lom - Chiều dài sóng nước sâu tương ứng với chu kỳ trung bình. Hình 4- 14. Sơ đồ xác định độ thẩm thấu ước lượng Miền ứng dụng: -Các công thức của Van der Meer áp dụng cho sóng nước sâu với sóng nước nông cần thay HS bởi H2%/1,4; -Khi cotα ≥ 4,0 chỉ có phương trình thứ nhất được sử dụng; -Với NZ ≤ 7500; -Với 0,1≤ P ≤ 0,6; 0,005 ≤ Sm ≤ 0,06; 2,0T/m3≤ Sρ ≤ 3,1T/m3. c. Công thức Powell và Allsop cho đá hai lớp phủ, sóng tràn qua đập đỉnh thấp (nhưng không phải là ngập) không điều hoà. ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ ∆= − 50 3/1exp n S p a od D HbSa N N hoặc ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛=∆ a odp n S N N ab S D H 1ln 3/1 50 (4-10) Trong đó hệ số thực nghiệm a và b được tra bảng phụ thuộc vào RC và độ sâu h. Nod và Na là số khối dịch chuyển khỏi lớp phủ và tổng số khối của lớp phủ. Bảng 4-7. Giá trị của a,b RC/h a. 104 b Độ dốc sóng HS/LP 0,29 0,07 1,66 < 0,03 0,39 0,18 1,58 < 0,03 0,57 0,09 1,92 < 0,03 0,38 0,59 1,07 > 0,03 Vander Meer đề nghị công thức của mình cho trường hợp không tràn, cho trường hợp sóng tràn bằng cách thay Dn50 bằng fiDn50. Trong đó hệ số hiệu chỉnh fi lấy bằng: 1 2 8,425,1 − ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ −= π op S C i S H Rf (4-11) RC - độ vượt cao của công trình so với mực nước lặng; 4-13 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng op S op L HS = ; Lop- chiều dài sóng nước sâu tương ứng với chu kỳ đỉnh phổ. Giới hạn áp dụng: 052,0 2 0 << π op S C S H R . d. Công thức Van der Meer cho đá hai lớp phủ của đê ngập, sóng không điều hoà: - Công thức này dùng để xác định kích thước viên đá ở mặt trước, mặt trên và mặt sau công trình: )14,0exp()1,01,2( * ' S c NS h h −+= (4-12) Trong đó: h - độ sâu nước; h’c - chiều cao công trình tính từ nền đất; S - diện tích xâm thực tương đối; * SN - số ổn định phổ; 3/1 50 * − ∆= Pn S S SD HN . Đồ thị xác định kích thước viên đá hai lớp phủ của đê ngập và đê đỉnh thấp: đường kính viên đá Dn50 được xác định theo hai đồ thị: Khi S = 0,5 ÷ 1,5: Hình 4- 15. Đồ thị xác định đường kính viên đá Khi S = 2 ÷ 2,5 4-14 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Hình 4- 16. Đồ thị xác định đường kính viên đá khi S = 2 ÷ 2,5 e. Công thức Vander Meer cho đê chỉ dùng một loại đá, đỉnh thấp và chìm, sóng không điều hoà: Chiều cao biến dạng của công trình: ( )*exp StC aN Ah = (4-13) Trong đó: At - Diện tích mặt cắt ngang; h - Độ sâu nước; h’c - Chiều cao công trình tính từ nền đất. 3/1 50 * − ∆= Pn S S SD H N 4 50 2 4 2' 10.6)( 045,0028,0 n t C t D A h Aa −−+−= Powell và Allsop đề nghị các công thức: [ ])/(exp 50nS a od DbHa N N ∆= hoặc ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛=∆ a od n S N N abD H 1ln1 50 (4-14) Trong đó a và b là các hệ số thực nghiệm xác định theo bảng: Bảng 4-8. Giá trị a và b RC/h a. 104 b 0,0 15 0,31 0,2 17 0,33 0,4 4,8 0,53 Công thức trên chỉ áp dụng cho trường hợp 0,0012< HS/LP < 0,036. 4-15 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng f. Ổn định viên đá ở mái dốc sau, hai lớp phủ, đê cao trình đỉnh thấp và không có kết cấu đỉnh, sóng không điều hoà. Tỷ lệ phá hỏng ở mái dốc sau so với mái dốc trước được Jensen phân tích từ các kết quả hiện trường của các đê chắn sóng có bề rộng 3 ÷ 4 đường kính khối phủ. Hình 4- 17. Đồ thị xác định tỷ lệ phá hỏng. - Khi sử dụng đá cấp phối đổ tự do thì phải chọn thành phần đá sao cho hệ số kgr nằm trong khoảng gạch chéo của đồ thị: Hình 4- 18. Miền khống chế của kgr Giá trị của kgr được xác định theo công thức: 3 M M k igr = (4-15) Mi - khối lượng của viên đá lớn hơn hoặc nhỏ hơn khối lượng tính toán; M - khối lượng viên đá tiêu chuẩn. Nếu gọi Dba là đường kính của viên đá khối lượng tiêu chuẩn thì tỷ lệ tối thiểu của đá Dba phải xác định theo bảng sau: 4-16 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Bảng 4-9. Xác định lượng đá Dba D60/D10 5 10 20 40÷100 Dba(%trọng luợng) 50 30 25 20 Bề dày của lớp gia cố phải lấy không nhỏ hơn 2,5Dba, trong đó: 312,1 k ba MD ρ= ; (4-16) M - khối lượng viên đá; kρ - khối lượng riêng của đá. 4.4.5.2. Khối phủ là các khối kỳ dị a. Công thức Hudson cho để xác định trọng lượng khối phủ bằng khối kỳ dị (sóng không tràn). mK h W b d Sb 3 3 1⎟⎟⎠ ⎞⎜⎜⎝ ⎛ − = γ γ γ (4-17) Kd - hệ số tra theo bảng. hS - chiều cao sóng đáng kể; m - hệ số mái dốc; W- trọng lượng khối phủ; bγ - trọng lượng riêng của khối phủ; γ - trọng lượng riêng của nước. Bảng 4-10. Hệ số Kd Thân đê Đầu đê Loại khối Số lớp Cách xếp Sóng đổ Không đổ Sóng đổ Không đổ Mái dốc cotα Khối lập phương 2 xếp 7,0-20,0 8,5-24,0 - - 1,5-3,0 Tetrapod và Quadripod 2 tự do 7,0 8,0 5,0 4,5 3,5 6,0 5,5 4,0 1,5 2,0 3,0 Tribar 2 tự do 9,0 10,0 8,3 7,8 6,0 9,0 8,5 6,5 1,5 2,0 3,0 Dolos 2 tự do 15,0 31,0 8,0 7,0 16,0 14,0 2,0 3,0 Khối hộp cải biên 2 tự do 6,5 7,5 - 5,0 1,5-3,0 Hexapod 2 tự do 8,0 9,5 5,0 7,0 1,5-3,0 Toskanes 2 tự do 11,0 22,0 - - 1,5-3,0 Tribar 1 xếp 12,0 15,0 7,5 9,5 1,5-3,0 4-17 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng b. Công thức VanderMeer cho khối lập phương hai lớp phủ, sóng không tràn ( 1,03,04,0 0,1/7,6 −+=∆= mzodnS SNND HNδ ) (4-18) HS - Chiều cao sóng đáng kể trước công trình; Sρ - Khối lượng riêng bê tông; Wρ - Khối lượng riêng của nước; 1−=∆ W S ρ ρ ; Dn- Đường kính khối phủ; Nod - Số khối bị dịch chuyển trong bề rộng dải Dn; Nz - Số sóng; omS - Độ dốc sóng om S om L HS = . Điều kiện áp dụng: -Sóng nước sâu, không điều hoà; -Hai lớp khối phủ mái nghiêng 1:1,5; -Tham số đồng dạng bề mặt 3 < ξm < 6. Brosen, Burcharth và Larsen xác định KD cho khối lập phương hai lớp phủ, đặt tự do, mái dốc 1,5 ≤ cotα ≤ 2,0, sóng nước sâu, không điều hoà. Bảng 4-11. Hệ số KD KDĐộ phá hỏng n S S D HN ∆= Mái dốc 1:1,5 Mái dốc 1:2,0 D = 0 % D = 4 % 1,8 ÷ 2,0 2,3 ÷ 2,6 3,9 ÷ 5,3 8,1 ÷ 12 2,9 ÷ 4,0 6,1 ÷ 8,8 c. Công thức Van der Meer cho Tetrapods hai lớp phủ, sóng không tràn, nước sâu: ( 1,025,05,0 85,0/75,3 −+=∆= omzodn SNND H N δδ ) (4-19) Các ký hiệu tương tự như phần (h). Miền áp dụng : -Sóng nước sâu, không điều hoà; -Hai lớp phủ, mái dốc 1 : 1,5; -Tham số đồng dạng bề mặt 3,5 < ξm < 6. Với trường hợp sóng nước nông : 2,025,05,0%2 )85,0/75,3(4,1 omzod n S SNND HN +=∆= 4-18 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Với sóng nước sâu H2%/HS =1,4 theo phân bố Rayleigh khi nước nông tỷ số này sẽ giảm xuống. d. Công thức Burcharth và Liu cho khối dolos, sóng không tràn. ( ) ( ) 1,03/13/2 21,03/12 26177247 −=−= −=−=∆= zodnznn S S NNrNDrD HN ϕϕ (4-20) Trong đó: HS - Chiều cao sóng đáng kể; Sρ - Khối lượng riêng của bê tông; Wρ - Khối lượng riêng của nước; 1−=∆ W S ρ ρ ; Dn - Đường kính khối lập phương tương đương thể tích; r - Tỷ số Waist của dolos; ϕ- Mật độ xếp; D - Số khối tương đối bị dịch chuyển một khoảng bằng chiều cao khối (với 2% thì D=0,02); Nod - Số khối bị dịch chuyển khối lớp gia cố với dải bề rộng bằng Dn; Nz - Số sóng khi NZ ≥ 3000, lấy NZ = 3000. Miền áp dụng: -Sóng vỡ và không vỡ; -Sóng không điều hoà, khối đổ tự do, hai lớp phủ; -Mái dốc 1:1,5. 0,32 < r < 0,42; 0,61 < ϕ < 1 ; 2,49 <ξ0 < 11,7; 1% < D < 15%. e. Công thức Van der Meer cho khối lượng Accropode 7,3=∆= n S s D HN không hỏng; 1,4=∆= n S s D H N hỏng không dùng được. Miền áp dụng: -Sóng không điều hoà, không vỡ; -Phủ một lớp, mái dốc 1 : 1,33, xếp theo quy cách của Sogreah. Ngoài ra Burcharth đề nghị công thức: 4-19 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng )1,7( 2,0 +=∆= DAD H N n S s hoặc 5 54,350 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ −∆= n S D HD D - Số khối tương đối bị dịch chuyển một khoảng Dn. A - Hệ số tương ứng với giá trị trung bình µ = 0,16 và độ lệch quân phương δ/µ = 0,02 + 0,05 (1-D)6. Miền áp dụng: -Sóng không điều hoà; -Sóng vỡ, không vỡ; -Một lớp phủ mái dốc 1 : 1,33 và sắp xếp theo quy cách của Sogreah. 1,5 <ξm <4,5 Theo đề nghị của Sogreah khi thiết kế sơ bộ hệ số KD trong công thức Hudsen lấy như sau: KD = 15 sóng không vỡ; KD = 12 sóng vỡ. f. Công thức Melby và Turk cho khối Core-loc cho đê không tràn hoặc tràn ít, sóng không điều hoà. ( 3/1 50 cotαD n K D H =∆ ) hoặc αρ ρ ρ cot1 3 50 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ − = W S D S K HM (4-21) Trong đó: H - Chiều cao sóng tính toán; Dn50 - Đường kính viên đá tiêu chuẩn: 3/1 50 50 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= S MD ρ ; M50 - Khối lượng viên đá tiêu chuẩn ( )35050 nS DM ρ= ; Sρ - Khối lượng riêng của bê tông; Wρ - Khối lượng riêng của nước; 1−=∆ W S ρ ρ ; α - góc nghiêng của mái dốc; KD - hệ số ổn định. Đối với thân đê lấy KD = 16, với đầu đê lấy KD = 13 với sóng vỡ hoặc không vỡ. Khối CORE-LOC được đổ tự do một lớp, loại này thường dùng để sửa chữa kết cấu dolos vì sự đan cài của nó với dolos rất tốt nếu có cùng kích thước. g. Công thức Hanzawa cho khói Tetrapods trong đê hỗn hợp. 4-20 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng 33,132,2 2,0 5,0 +⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛=∆= z od n S S N N D HN (4-22) Trong đó: Hs - Chiều cao sóng tính toán; Sρ - Khối lượng riêng của bê tông; Wρ - Khối lượng riêng của nước; 1−=∆ W s ρ ρ ; Dn - Đường kính viên đá tiêu chuẩn; Nod - Số khối bị dịch chuyển khối lớp gia cố với dải bề rộng bằng Dn; Nz - Số sóng. Hình 4- 19. Kích thước khối Tetrapode trong đê hỗn hợp h.Công thức Hudsen cho khối Tribars với sóng không tràn hoặc tràn ít đặt ngầu nhiên loại sắp xếp. 3/1 50 )cot( αD n K D H =∆ hoặc αρ ρ ρ cot1 3 50 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ − = W S D S K HM (4-23) Trong đó: Hs - Chiều cao sóng tính toán; Dn50 - Đường kính khối tiêu chuẩn. Bảng 4-12. Giá trị KDvới sóng H = H1/10; độ phá hỏng 0 ÷ 5% Cách đặt Số lớp Sóng vỡ Không vỡ Góc nghiêng cotα Tự do 2 9,0 10,0 1,5 ÷ 3,0 Sắp xếp 1 12,0 15,0 - 4-21 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng 4.5. Tải trọng sóng lên khối bê tông đỉnh 4.5.1. Tải trọng Theo kết quả thực nghiệm cho lực ngang của sóng do Jensen (1984) và Bradbury (1988): c S opsw h A H Lgh F βαρ += %1,0, (4-24) Trong đó: %1,0,hF - lực ngang trên 1m bề rộng tác dụng lên tường với suất đảm bảo 0,1%; wρ - khối lượng riêng của nước; sh - độ sâu nước dưới chân tường; opL - chiều dài sóng nước sâu tương ứng với đỉnh phổ; sH - chiều cao sóng đáng kể; cA - khoảng cách mực nước MWL và đỉnh các khối tiêu sóng; α , β - hệ số lọc tra theo bảng. Hình 4- 20. Mặt cắt dạng A Hình 4- 21. Mặt cắt dạng B 4-22 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Hình 4- 22. Mặt cắt dạng C Hình 4- 23. Mặt cắt dạng D Hình 4- 24. Mặt cắt dạng E Bảng 4-19. giá trị các hệ số α , β Mặt cắt α β Hệ số phân tán Tác giả A -0,026 0,051 0,21 Jensen B -0,016 0,025 0,46 C -0,38 0,043 0,19 Bradbury D -0,25 0,028 - E -0,088 0,011 - Theo Pedersen (1996) tải trọng sóng lên khối bê tông đỉnh được xác định như sau: 4-23 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Hình 4- 25. Sơ đồ xác định lực tác dụng lên khối bê tông đỉnh Hình 4- 26. Sơ đồ tính toán ổn định khối bê tông đỉnh ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ += ' 2 0,121,0%1,0, h pAyp B LF meffmomh (4-25) ( ) %1,0,%1,0,%1,0 '55,0 heffh FyhaFM +== mb App 0,1%1,0, = Trong đó: %1,0,hF - tải trọng ngang cho 1m bề rộng với suất bảo đảm 0,1%; %1,0M - mômen lật cho 1m bề rộng với suất bảo đảm 0,1%; %1,0,bp - áp lực nâng với suất bảo đảm 0,1%; omL - chiều dài sóng nước sâu với chu kỳ trung bình; B - bề rộng thềm khối tiêu sóng trước tường; ( )cumm ARgp −= %1,0,ρ ; %1,0,uR - chiều cao sóng leo với suất bảo đảm 0,1%; ⎩⎨ ⎧ ≤= 5,134,1 5,12,1 55,0%1,0, fmms mms u H H R ζξ ζξ víi víi (4-26) om s m L H tgαζ = 4-24 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng α - góc nghiêng của mái dốc; cA - khoảng cách từ mực nước MWL và đỉnh của khối tiêu sóng; ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= 1,min 1 2 A AA , trong đó A1 và A2 là diện tích; ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛= ceff fyy ,2min ( ) 0y i kh khi ⎪⎩ ⎪⎨ ⎧ ≤ − − = 0 0 15cos 15sin sin 0 0 %1,0, fyAR y cu αα (4-27) h’ - chiều cao của tường được bảo vệ bởi khối tiêu sóng; fc - chiều cao tường không được bảo vệ. 4.5.2. Ổn định của khối bê tông đỉnh chống trượt và lật 4.5.2.1. ổn định trượt của khối bê tông đỉnh được kiểm tra với điều kiện: ( ) HuG FFF ≥− µ (4-28) Trong đó: µ - hệ số ma sát; GF - trọng lượng của khối bê tổng đỉnh; UF - lực nâng; HF - tải trọng ngang của sóng; 4.5.2.2. Ổn định lật được kiểm tra theo điều kiện: FHFUFG MMM +≥ (4-29) FGM - mômen chống lật do trọng lượng bản thân; FUM - mômen lật do lực nâng; FHM - mômen lật do lực ngang của sóng. 4.6. Thiết kế mặt cắt ngang đê mái nghiêng Sơ đồ mặt cắt ngang đê được xác định theo hình sau: 4-25 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Hình 4- 27. Sơ đồ mặt cắt ngang đê. Hình 4- 28. Sơ đồ mặt cắt ngang đê. Hình 4- 29. Sơ đồ mặt cắt ngang đê. Hình 4- 30. Sơ đồ mặt cắt ngang đê. Trong đó kích thước của viên đá lớp lót phải dảm bảo sao cho không bị lôi ra ngoài qua lớp phủ bởi sóng hoặc dòng chảy. Tương tự như xác định kích thước tầng lọc ngược, ta có: D15 (phủ) ≤ 5 D85 (lót) (4-30) Trong đó: D15- đường kính viên đá chiếm 15 khối lượng mẫu; D85- đường kính viên đá chiếm 15 khối lượng mẫu. Đường kính viên đá được xác định theo công thức sau: 3/1 15,1 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛≈ aW WD cho lớp đá lót có đá kích thước bé; 4-26 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng 3/1 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛≈ aW WD cho lớp lớp phủ có đá kích thước lớn. D - đường kính viên đá; W - khối lượng viên đá; Wa - khối lượng riêng của đá. 4.6.1. Cao trình đỉnh. Cao trình đỉnh đê được xác định sao cho thoả mãn điều kiện thông số sóng ở sau đê. Tuỳ thuộc vào chức năng của đê mà xác định giới hạn của thông số sóng sau đê với thông số sóng tới đã biết, giả định các cao trình đỉnh đê ta xác định thông số sóng sau đê. Chọn cao trình đỉnh đê với thông số sóng tạo thành thoả mãn điều kiện cho phép. Có thể xác định cao trình đỉnh đê theo công thức của tiêu chuẩn Nhật bản như đê tường đứng. Nếu xác định cao trình đỉnh theo điều kiện sóng tràn thì điều kiện sóng tràn giông như phần đê tường đứng. Lưu lượng sóng tràn qua đê mái nghiêng được xác định như sau: 4.6.1.1. Công thức Owen. Áp dụng cho mái dốc không thấm. ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛−= r om S C omS S H Rba TgH q γπ 1. 2 exp Với mái dốc thẳng, sóng nước sâu: Mái dốc a b 1 : 1 0,008 20 1 : 1,5 0,010 20 1 : 2 0,013 22 1 : 3 0,016 32 1 : 4 0,019 47 Với mái dốc có bậc cơ, sóng nước sâu. Độ dốc hB (m) B (m) a.104 b 1 : 1 64 20 1 : 2 91 22 1 : 4 - 4,0 10 145 41 1 : 1 34 17 1 : 2 98 24 1 : 4 - 2,0 5 159 47 1 : 1 48 19 1 : 2 68 24 1 : 4 - 2,0 10 86 46 1 : 1 8,8 15 1 : 2 20 25 1 : 4 - 2,0 20 85 50 1 : 1 3,8 23 1 : 2 5,0 26 1 : 4 - 2,0 40 47 51 1 : 1 - 1,0 5 155 33 4-27 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Độ dốc hB (m) B (m) a.104 b 1 : 2 190 37 1 : 4 500 70 1 : 1 93 39 1 : 2 340 53 1 : 4 - 1,0 10 300 80 1 : 1 75 46 1 : 2 34 50 1 : 4 - 1,0 20 39 62 1 : 1 12 49 1 : 2 24 56 1 : 4 - 1,0 40 1,5 63 1 : 1 97 42 1 : 2 290 57 1 : 4 0 10 300 80 γr - Hệ số nhám của bề mặt được tra bảng Loại bề mặt mái dốc γr - Phẳng không thấm (Bê tông, Asphalt) 1,0 - Đá đổ một lớp trên mặt không thấm 0,8 - Sỏi, đệm sọt đất 0,7 - Đá đổ tự do chiều dày lớn hơn 2Dn50 0,5 ÷ 0,6 4.6.1.2 Công thức Allsop. Mái dốc thẳng, có bậc cơ tiếp giáp với tường đỉnh. Mái dốc 1:2, không thấm nước, đá đổ. Hình 4- 31. Sơ đồ tính toán nước tràn đỉnh đê. b om s C omS S H Ra TgH q − ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= π2 Giá trị a,b được tra theo bảng sau: 4-28 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Mặt cắt G/HS G/RC AC/ RC a.109 b 0,75 0,28 8,7 3,6 0,68 0,21 3,8 4,4 1,07 0,39 6,3 3,6 a 0,79 ÷ 1,7 0,88 0,32 1,8 3,8 b 1,8 ÷ 3,3 2,14 0,38 1,0 2,8 c 0,79 ÷1,7 1,07 0,71 1,8 3,2 d 0,79 ÷1,7 1,07 1,00 0,97 2,9 e 0,79 ÷1,7 0,88 1,00 1,3 3,8 Với công thức trên đối với các vật liệu khác, được kiểm tra với phổ Jonswap, Aminfi và Franco cho các giá trị của a,d như sau: Khối phủ cotα G/HS a.108 b 1,10 17 2,41 1,85 19 2,30 2,0 2,80 23 2,88 1,10 5,0 3,1 1,85 8,8 2,85 Đá 1,33 2,80 3,1 2,89 1,10 8,3 2,84 1,85 1,5 2,43 2,00 2,80 84 2,38 1,10 82 2,2 1,85 17 2,42 Khối lập phương 1,33 2,80 1,9 2,82 1,10 1,9 3,08 1,85 1,3 3,8 2,00 2,80 1,1 2,88 1,10 5,8 2,81 1,85 1,7 3,02 Tetrapods 1,33 2,80 0,92 2,98 4.6.1.3. Công thức Van der meer và Janssen. Áp dụng cho mái dốc không thấm thẳng hoặc có bậc cơ - Khi ξop < 2 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛−= βγγγγαα hbr op S Cop S S H RS gH q 1. tan 2,5exp06,0 tan3 Miền áp dụng: 21. tan 3,0 << βγγγγα hbr op S C S H R - Khi ξop > 2 4-29 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛−= βγγγγ hbrs c S H R gH q 16,2exp2,0 3 Các giá trị γr, γb, γh được tra theo bảng trong phần sóng leo. Khi đỉnh sóng ngắn thì: γβ = 1 - 0,0033β; Khi đỉnh sóng dài (sóng cồn): γβ = 1,0 với 00 ≤ β ≤ 100; γβ = cos2 (β - 100) với 100 < β ≤ 500; γβ = 0,6 với 500 < β; Giá trị bé nhất của tổ hợp các γ là 0,5; 4.6.1.4. Công thức Pedesen và Burcharth Áp dụng cho mái đê dốc phủ đá, cho phép thấm, có bậc cơ phía trước tường đỉnh. αcot10.2,3 23 5 2 BA H R H L qT C S C S om om ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= − Công thức được thành lập với độ thấm ước lượng P = 0,4 Hình 4- 32. Sơ đồ tính nước tràn đỉnh đê. 4.6.2. Bề rộng Chiều rộng đê phải thoả mãn điều kiện thi công và ổn định của khối phủ, điều kiện khai thác. -Theo điều kiện thi công để các phương tiện có thể đi lại được trên mặt đê cần phải có một bề rộng tối thiểu. Trong từng trường hợp dùng các phương tiện nổi thì chiều rộng đê không cần xét đến điều kiện thi công. -Theo điều kiện ổn định do sóng tràn bề rộng tối thiểu bằng 3 khối phủ (thường lấy bằng 4) và xác định theo công thức sau; 3/1 . ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= ∆ aW WKnB (4-31) B- bề rộng đê; n - số khối phủ; K∆- hệ số tra bảng; 4-30 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng W - khối lượng khối phủ; Wa - khối lượng riêng của khối phủ. Trong trường hợp không có sóng tràn thì bề rộng đê xác định theo điều kiện thi công và khai thác, cũng như phục vụ cho công tác duy tu. -Điều kiện khai thác: đủ rộng cho giao thông hoặc vận chuyển hàng hoá. 4.6.3. Chiều dày lớp phủ và lớp lót. Chiều dày lớp phủ và lớp lót được xác định theo công thức: 3/1 . ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= ∆ aW WKnr (4-32) Các tham số trong công thức tương tự như khi tính bề rộng đỉnh. Số khối được xắp xếp trên một đơn vị diện tích xác định theo công thức sau: 3/2 100 1. ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ −= ∆ W WPKn A N aa (4-33) Trong đó: r - chiều dày trung bình của lớp phủ hoặc lớp lót; n - số lớp (Thông thường n=2); Na - số khối phủ trên một đơn vị diện tích A; P - hệ số rỗng của vật liệu phủ mái, tra bảng. Bảng 4-20. Giá trị K∆ và P Khối phủ n Cách đặt K∆ P Đá nhẵn 2 Tự do 1,02 38 Đá tròn 2 Tự do 1,00 37 Đá tròn ≥ 3 Tự do 1,00 40 Đá khối CN 2 Sắp xếp 27 Đá Hỗn hợp Tự do 37 Khối lập phương 2 Tự do 1,10 47 Tetrapod 2 Tự do 1,04 50 Tribar 3 Tự do 1,02 54 Tribar 1 Sắp xếp 1,13 47 Dolos 2 Tự do 0,94 56 Core-loc TT<5m3 60 Core-loc 5<TT<12 m3 63 Core-loc 12<TT<22 m3 1 Tự do 1,51 64 Accropod TT<5m3 57 Accropod 5<TT<12 m3 59 Accropod 12<TT<22 m3 1 Tự do 1,51 62 Với trường hợp đá đổ hỗn hợp, bề dày phải ≥ 0,3m và chọn giá trị lớn nhất từ hai công thức sau: 4-31 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng 3/1 300,2 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= aW Wr W50- khối lượng viên đá chiếm 50% khối lượng mẫu. 3/1 max25,1 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= aW Wr Wmax- khối lượng viên đá nặng nhất. Với đá đổ hỗn hợp tổng khối lượng trên một đơn vị diện tích được xác định như sau: ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ −= 100 1. PWr A W a T WT- khối lượng đá trên A đơn vị diện tích. 4.6.4. Giới hạn chân của lớp phủ chính: Khi độ sâu nước lớn hơn 1,5H (H - chiều cao sóng dùng để xác định trọng lượng khối phủ) thì giới hạn dưới của lớp phủ chính được kéo dài xuống dưới mực nước thấp nhất một khoảng bằng H. Trong trường hợp độ sâu nước nhỏ hơn 1,5H thì lớp phủ chính được kéo dài đến tận chân khay. 4.6.5. Lớp phủ thứ hai. - Nếu các khối phủ ở lớp phủ chính và lớp phủ thứ hai làm cùng một loại vật liệu thì trong khoảng -1,5H đến -2,0H (H - chiều cao sóng tính toán) trọng lượng của khối phủ lớp thứ hai phải lớn hơn 1/2 trọng lượng khối phủ chính. Phía dưới -2,0H trọng lượng khối phủ bằng W/10 ÷W/15 (W-trọng lượng khối phủ chính). -Chiều dày của lớp phủ thứ hai phải bằng chiều dày lớp phủ chính. 4.6.6. Lớp lót. -Đối với lớp lót nằm ngay sát dưới lớp phủ cần phải dùng 2 lớp đá (n=2) trong lượng bằng W/10 nếu lớp phủ là đá hoặc là khối bê tông có KD≤12. Với khối phủ có KD>12 (dolosse, core-los, tribar đổ tự do) thì trọng lượng lớp lót thứ nhất là W/5. -Lớp lót thứ hai nằm trên lớp phủ thứ hai (trên -2,0H) cần dùng 2 lớp với trọng lượng bằng 1/20 trọng lượng lớp lót thứ nhất. Nếu so với trọng lượng khối phủ chính sẽ bằng: 200 W -Với lớp lót thứ nhất nằm dưới lớp phủ thứ hai (dưới -2,0H) thì cần 2 lớp với trọng lượng viên đá bằng 1/20 lớp phủ hay bằng 300 W so với lớp phủ chính. Lớp phủ thứ hai dưới -2,0H có trọng lượng bằng 6000 W . -Nếu lớp phủ là đá khối hoặc khối bê tông có KD≤12 thì lớp lót thứ nhất và lớp phủ thứ hai (dưới -2,0H) sẽ là đá có khối lượng trong khoảng 10 W ÷ 15W . Nếu lớp phủ chính là khối bê tông với KD>12 thì lớp lót và lớp phủ thứ hai là đá có khối lượng 5 W ÷ 10W . -Với lớp phủ là đá hỗn hợp thì lớp lót cần thoả mãn điều kiện: 4-32 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng D15 ( phủ ) ≤ 5D85 ( lót ) -Lớp lót chiều dày bằng 3 lần chiều dày của đá W50 và không nhỏ hơn 0,23 m. 4.6.7. Kết cáu đầu đê và mái dốc đằng sau: 4.6.7.1. Các yếu tố gây mất ổn định đầu đê Nếu với cùng tác động của sóng thì yêu cầu ổn định vật liệu đầu đê cao hơn thân đê. Các nguyên nhân gây mất ổn định đầu đê là: -Các khối phủ trong hình nón đầu đê liên kết kém hơn so với thân đê. -Vận tốc tràn trên phần hình nón có giá trị lớn, đôi khi được tăng lên do sóng khúc xạ. -Các khối phủ nằm ở phía sau chịu tác động cùng chiều với phương trượt. Trên hình sau cho thấy vùng nguy hiểm tại đầu đê. Hình 4- 33. Sơ đồ đầu đê. Đối với chân khay tại đầu đê cũng bị ảnh hưởng mạnh hơn so với thân đê nhất là đối với sóng nước nông và chân khay có thể bị trượt do bị xói chân. 4.6.7.2. Kích thước, cấu tạo đầu đê Độ ổn định của đầu đê có thể tăng lên bằng cách tăng hệ số mái dốc, tăng kích thước đầu đê, hoặc làm thêm phần đuôi như hình vẽ với mục đích gảm chiều cao sóng nhiễu xạ với mặt sau của đê đồng thời tăng độ liên kết giữa các khối phủ. - Cao trình đỉnh đê có thể lấy cao hơn cao trình thân đê 1÷2m; - Bề rộng đỉnh đê có thể rộng hơn thân đê với chiều dài lấy theo kinh nghiệm sau: Bđ=(1,5÷2,0)Bt (4-34) lđ=(2÷2,5)Bđ 4-33 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Mặt khác diện tích đầu đê phải đủ rộng để bố trí các công trình: tín hiệu, nhà đèn, trạm kiểm soát, trạm dịc vụ và các công trình phụ trợ khác của cảng. Hình 4- 34. Sơ đồ đầu đê -Kích thước khối phủ đầu đê chắn sóng hoặc đê chắn cát được kéo dài một khoảng 15 ÷ 45 m cho mái dốc sau. Khoảng cách này còn phụ thuộc vào cao trình đầu đê. Kích thước khối phủ đầu đê được xác định trong phần ổn định đầu đê. 4.6.7.3. Kích thước khối phủ - Đường kính viên đá và khối dolos tại đầu đê khi sóng không tràn qua đỉnh đê được xác định theo công thức: CBA D H n ++=∆ ξξ 2 50 (4-35) Trong đó: 2/1)/( tan LH αξ = H - chiều cao sóng tới; Dn50- đường kính viên đá tiêu chuẩn 50%; 1−=∆ W S ρ ρ ; L - chiều dài sóng tại chân công trình; α - góc nghiêng của mái dốc; A, B, C - các hệ số thực nghiệm. Công thức trên áp dụng cho trường hợp sóng vỡ và không vỡ, góc tới của sóng bằng 00, 450, 900, 1350. Bảng 4-22. Giá trị A, B, C. Loại khối A B C Mái dốc Miền của ξ Đá 0,272 -1,749 4,179 1 : 1,5 2,1 ÷ 4,1 Đá 0,198 -1,234 3,289 1 : 2,0 1,8 ÷ 3,4 Dolos 0,406 -2,800 6,881 1 : 1,5 2,2 ÷ 4,4 Dolos 0,840 -4,466 8,244 1 : 2,0 1,7 ÷ 3,2 4-34 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng - Đường kính hoặc khối lượng của khối phủ Tetrapod, Tribar tại đầu đê đối với sóng không tràn thân đê được xác định theo công thức: 3/1 50 )cot( αD n K D H =∆ (4-36) Hoặc: αρ ρ ρ cot1 3 3 50 ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ − = W S D S K HM Trong đó: H - chiều cao sóng tính toán (HS); Dn50 - đường kính viên đá tiêu chuẩn 50%; M50- khối lượng viên đá tiêu chuẩn 5050 nS DM ρ= ; ∝ - góc nghiêng của mái dốc; KD- hệ số ổn định. Bảng giá trị KD(với H = H1/10) độ phá huỷ (0 ÷5)% Bảng 4-23. giá trị KĐ Loại khối Sắp xếp Só lớp Sóng vỡ Không vỡ Mái dốc 5,0 6,0 1 ÷ 1,5 4,5 5,5 1 ÷ 2,0 Tetrapod Tự do 2 3,5 4,0 1 ÷ 3,0 8,3 9,0 1 ÷ 1,5 7,8 8,5 1 ÷ 2,0 Tribar Tự do 2 6,0 6,5 1 ÷ 3,0 Tribar Sắp xếp 1 7,5 9,5 - 4.6.7.4. Kết cấu mái dốc sau -Kết cấu mái dốc sau phụ thuộc vào sóng tràn và sóng tác dụng trực tiếp. Nếu sóng không tràn thì mái dốc sau phụ thuộc tác động sóng trực tiếp. Trong trường hợp tràn ít thì kích thước khối mái dốc sau giống như mái dốc trước và kéo dài đến - 0,5H tính từ mực nước lặng thấp nhất. -Trong trường hợp sóng tràn nhiều và sóng vỡ nước nông thì lớp phủ mái dốc sau giống lớp phủ trước và kéo đến tận chân công trình. -Với đê chắn cát hoặc đập đỉnh bị tác động sóng hai bên như nhau thì kết cấu mái dốc sau giống mái dốc trước. 4.6.8. Chân khay Chân khay được đưa vào đê giữ lớp phủ chính và chống xói. Chân khay thường được làm bằng đá đổ tuy nhiên trong một số trường hợp phải dùng khối bê tông do kích thước lớn. - Chiều rộng chân khay sao cho chứa được tối thiểu 4 khối gia cố; 4-35 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng - Cao trình chân khay tạo với chiều rộng thành một khối đảm bảo ổn định của vật liệu gia cố; - Chân khay có thể được thi công trước hay sau khi có lớp phủ chính. Đối với khối Tribar được sắp xếp và đá xếp thì thì chân khay là khối tựa và cần phải thi công trước, trong trường hợp thi công sau thì chiều cao chân khay phải đủ để chắn được 1/2 chiều cao của khối phủ tiếp giáp với chân khay. - Tại nơi nước rất nông lớp phủ chính được kéo dài thêm một hoặc hai hàng để làm chân khay. Hình 4- 35. Chân khay nước rất nông -Tại nước nước sâu vừa có thể dùng các viên đá có kích thước bé hơn so với khối trên lớp phủ chính. Hình 4- 36. Chân khay nước nông -Tại nơi nước sâu chân khay có thể nằm ở khoảng cách tương đối lớn hơn so với đáy biển. Hình 4- 37. Chân khay nước sâu. 4-36 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Đối với đáy biển có độ dốc hoặc bề mặt trơn, nếu tại chân công trình có sóng đổ thì chân khay có thể bị mất ổn định. Đê giữ cho chân khay khỏi bị trượt cần phải tạo rãnh hoặc các thanh neo để giữ chân khay khỏi trượt. Hình 4- 38. Sơ đồ chống trượt chân khay Trong trường hợp chân khay nằm trên đất nền có thể bị xói thì độ sâu bảo vệ của chân khay phải được xác định có tính đến phần dự phòng khả năng xói. Theo điều kiện ổn định khối lượng chân khay được xác định như sau: Ký hiệu: Mgc - khối lượng lớp gia cố; Mck - khối lượng chân khay; Khi đó lực giữ là: kMckfms; Trong đó: k - hệ số dự phòng, lấy bằng 0,8; fms - hệ số ma sát; Lực gây trượt: [ ] )cos()cos(f)sin(M msgc α⋅α−α ; Trong đó: )sin(αgcM - lực kéo trên mái dốc; )cos(αmsgc FM - lực cản trên mái dốc; Hiệu của hai lực trên chiếu theo phương ngang, ta được: [ ] msck fM8.0)cos()cos()sin( ≤⋅− ααα msgc fM (4-37) 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. 4-37 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Hình 4- 39. Đồ thị xác định kích thước viên đá chân khay. Trong đó: 50n S D HN ∆= H - chiều cao sóng tại chân công trình; 1−=∆ W S ρ ρ ; Sρ - chối lượng riêng của đá; Wρ - khối lượng riêng của nước; Dn50 - đường kính viên đá tiêu chuẩn 50%. Trong trường hợp sóng không điều hoà, không vỡ, vỗ và vỡ thì đường kính viên đá được xác định theo công thức: (chỉ áp dụng cho đê mái nghiêng) áp dụng cho thân đê. 15,0 5050 6,124,0 od n b n S s ND h D HN ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ +=∆= (4-38) Với: Hs- chiều cao sóng đáng kể tại chân công trình; 1−=∆ W S ρ ρ ; hb- dộ sâu nước tại đỉnh chân khay; Nod- số viên đá bị dịch chuyển của đá đường kính Dn50 với chân khay kích thước rộng 3 ÷5 khối cao 2÷3khối thì: 4-38 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Nod = 0,5 không hỏng; Nod = 2 hỏng chấp nhận được; Nod = 4 hỏng đáng kể. Đối với khối chân khay hai lớp phủ bằng khối bêtông chữ nhật thì đường kính được xác định theo công thức: Hình 4- 40. Sơ đồ xác định chân khay. Sbodn S HhND H /4,0 6,1 16,0 50 − =∆ − (4-39) 4.6.9. Ổn định của chân khay dưới tác dụng tổng hợp của sóng và dòng chảy : Đối với các công trình chịu tác động mạng của dòng chảy song song với công trình (đê chắn cát) thì ổn định của chân khay cần phải tính đến yếu tố dòng chảy và sóng kết hợp với nhau. Chỉ số ổn định được xác định theo công thức : ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ += S eS gh uUaN )( (4-40) Trong đó: L gHTu 2 = ; 4,260,51 −⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛= S b h ha u - vận tốc lớn nhất của phần tử nước do sóng; U - vận tốc dòng chảy; hs - chiều sâu khu nước; hb - chiều sâu nước tính đền đỉnh chân khay; H - chiều cao sóng vỡ; T - chu kỳ sóng; L - chiều cao sóng tại vị trí tính toán. 4.6.10. Kích thước khối bê tông đỉnh Kích thước của khối bê tông đỉnh được xác định như sau: - Cao trình đỉnh của khối bê tông bằng cao trình đỉnh đê; 4-39 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng - Cao trình đáy nằm thấp hơn mực nước thiết kế, nằm trực tiếp trên lớp lõi nhằm đảm bảo giảm lượng sóng thẩm thấu qua thân đê; - Dựa vào cao trình đỉnh và đáy biết được chiều cao của khối bê tông đỉnh; - Nếu có gờ hắt sóng thì cao trình đỉnh gờ hắt sóng là cao trình đỉnh đê, chiều dày gờ hắt sóng được xác định theo điều kiện độ bền, cao trình đỉnh của khối bê tông đỉnh được giả đỉnh sao cho khi tính bề rộng thì nó phải hợp lý (không lớn quá gây lãng phí); - Bề rộng khối bê tông đỉnh được xác định dựa vào điều kiện ổn định trượt và lật, nó chính là bề rộng đê; - Bề rộng của phần gia cố tiếp xúc bên với khối bê tông đỉnh phải đảm bảo xếp được 2 khối gia cố. 4.6.11. Kích thước nền nhân tạo Trong trường hợp nền đất yếu người ta phải dùng nền nhân tạo giải pháp thường dùng là đệm cát. chiều dày của lớp đệm cát xác định giống như trong phần đê tường đứng. 4.7.12. Ảnh hưởng của các đoạn lồi và của thân đê. Với các đoạn thân đê có góc lồi và lõm về phía biển cần chú ý các hiện tượng sau: - Đối với góc lồi chiều cao sóng lớn hơn so với đoạn thẳng do sự tập trung sóng bởi hiện tượng khúc xạ của đáy biển, làm cho sóng leo lớn hơn và khối phủ lớn hơn. Mặt khác độ liên kết giữa các khối cũng kém. - Đối với góc lõm trên đáy phẳng cũng phải chịu chiều cao sóng lớn do phản xạ, chính vì vậy sóng leo và sóng tràn cũng bị tăng lên. Hình 4- 41. ảnh hưởng độ lồi lõm của đê 4.7. Tải trọng sóng tác dụng lên mái nghiêng Tham khảo phần tải trọng sóng lên kè ốp bờ. 4.8. Tính toán đê mái nghiêng 4.8.1. Nguyên tắc chung Nguyên tắc chung tính toán đê mái nghiêng vẫn phải tuân thủ đầy đủ lí thuyết trạng thái giới hạn của nhóm I và nhóm II. 4-40 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Theo nhóm I các trạng thái giới hạn bao gồm: ổn định trượt sâu bằng phương pháp trượt cung tròn; ổn định trượt phẳng đối với từng mái, các bộ phận kết cấu trên mặt đê, chân đê: ổn định cục bộ các khối gia cố ở trên mái hoặc chân khay; khả năng chịu lực của nền; khả năng chống xói; và cuối cùng tính toán độ bền của tất cả các cấu kiện tương ứng với từng loại vật liệu kèm theo các quy trình quy phạm của chính nó. Theo nhóm II các trạng thái giới hạn bao gồm: độ lún theo phương thẳng đứng, chuyển vị ngang và góc xoay; sự hình thành và mở rộng vết nứt đối với các cấu kiện bê tông cốt thép. Hình 4- 42. Các dạng mất ổn định thân đê 4.8.2. Các khía cạnh trượt, mất ổn định đối với đê chắn sóng mái nghiêng. Dưới tác dụng của sóng và các tác động khác của lực biển, của khí tượng và cả con người đối với kết cấu đê chắn sóng mái nghiêng thường xảy ra chín khía cạnh khác nhau: - Mất ổn định khối gia cố mái (khối bê tông thường, khối phức hình, hoặc đá tảng, đá hộc) không đủ trọng lượng, đặt lên mái quá dốc hoặc do sự cài nối không chặt giữa các khối với nhau; - Sự dịch chuyển của lớp khối gia cố mái do chọn các thông số sóng tính toán nhỏ, chất lượng cả lớp gia cố không đạt yêu cầu; - Sự xê dịch các cấu kiện trên đỉnh đê do kiểm tra lật, trượt với hệ số ổn định thấp; - Sóng tràn trên mặt đê: do cao trình đỉnh đê lấy thấp hơn hoặc chọn các yếu tố sóng nhỏ; - Xói chân khay do tốc độ dòng chảy của sóng, của hải lưu bằng và lớn hơn tốc độ xói; - Các sai sót về móng đê; - Thiếu hoặc không bảo đảm chất lượng vật liệu lõi đê để phù hợp với thời tiết trong giai đoạn thi công lõi và bộ phận có liên quan; - Sự cố lún trong quá trình áp lực lỗ rỗng vượt quá mức giới hạn; - Xói nền đáy biển. Các khía cạnh trên đây có thể xảy ra đồng thời hoặc không đồng thời gây ra những hư hỏng nhỏ hoặc lớn, thậm chí cả rủi ro dẫn đến toàn bộ cảng biển phải ngừng hoạt động. Khi thiết kế cần xem xét đầy đủ 9 khía cạnh trên mới đủ độ tin cậy để đánh giá toàn bộ mức độ ổn định và tuổi thọ của đê chắn sóng mái nghiêng. 4.8.3. Công thức tổng quát tính ổn định 4-41 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Xuất phát từ lí thuyết trạng thái giới hạn và cơ sở lý luận của Terzaghi ta có công thức tổng quát để tính ổn định cho mọi khía cạnh của đê chắn sóng mái nghiêng, được viết dưới dạng quen thuộc: R K mRmnn n tdc .... ≤ (4-41) Trong đó: nc - hệ số tổ hợp tải trọng lấy bằng: 1,0 - đối với tổ hợp tải trọng cơ bản; 0,90 - đối với tổ hợp tải trọng 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 đê chắn sóng mái nghiêng; md - hệ số phụ thuộc vào điều kiện làm việc, xét đặc điểm chịu lực thực tế của các cấu kiện và một số giả thiết của sơ đồ tính toán (lấy theo 22 TCN 207-92); M - hệ số điều kiện làm việc, m=1,15 cho đê mái nghiêng; Kn - hệ số đảm bảo xét đến tầm quan trọng và cấp công trình lấy bằng : 1,25 - đối với đê mái nghiêng cấp I; 1,20 - đối với đê mái nghiêng cấp II; 1,15 - đối với đê mái nghiêng cấp III; 1,10 - đối với đê mái nghiêng cấp IV; Rt - tổng lực gây trượt hoặc tổng mômen gây trượt; Rg - tổng lực gây ổn định hoặc tổng mômen giữ. 4.9.4. Tính toán ổn định trượt cung tròn cho đê chăn sóng mái nghiêng. Hình 4- 43. Sơ đồ tính trượt cung tròn Tương tự như các công trình thuỷ công khác, phương pháp trượt cung tròn được áp dụng tính ổn định trượt sâu cho đê chắn sóng mái nghiêng. Song mỗi cung trượt chỉ có ý nghĩa cho riêng từng mái (trong hoặc ngoài). Tâm trượt O phải chọn sao cho mặt trượt không vượt quá mép đối diện của đỉnh đê (hình 3-25) và các công thức kiểm tra trượt cung tròn viết ở một trong hai dạng dưới đây: 4-42 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng ( ) ∑∑ ∑ + += aHxW tgWlCR K ii iiI . cos' 1ϕα (4-42) ( ) ∑∑ ∑ + += aH R W tgWlC K ii iiiI .1sin sincos' 1 2 α αϕα Trong đó: K - hệ số ổn định, đối với đê mái nghiêng K>1,3; R - bán kính cung tròn trượt; C1 - lực dính của đất lấy theo qui định của trạng thái giới hạn I; ϕI - góc nội ma sát lấy theo qui định của trạng thái giới hạn I; li - chiều dài đoạn cung tròn trượt tương ứng với nguyên tố chia nhỏ thứ i; xi - khoảng cách nằm ngang từ trọng tâm của nguyên tố chia nhỏ thứ i tới tâm trượt; αi - gradien của đường đáy nguyên tố thứ i; H - ngoại lực tối đa theo phương nằm ngang tác động lên khối vật liệu đê ở trong cung trượt (áp lực thuỷ tĩnh, áp lực sóng, áp lực đất vv..); a - cánh tay đòn của ngoại lực h đối với tâm trượt O; W - tổng trọng lượng thực của nguyên tố chia nhỏ thứ i; W’ - tổng trọng lượng hữu hiệu của nguyên tố chia nhỏ thứ i (bao gồm trọng lượng vật liệu và gia tải, đối với vật liệu ngâm trong nước tính với dung trọng đẩy nổi). Vì bài toán ổn định chung của kết cấu đê chắn sóng mái ngiêng tính theo trạng thái giới hạn, nên hai công thức trên phải đưa về dạng: ( ) ∑∑ ∑ +≤+ 1cos'.).... ϕα tgWlCRKmaHxWmnn iiIniidC (4-43) Các hệ số nc, n, md, Kn có ý nghĩa như công thức trên. 4.8.4.1. Xác định vùng tâm trượt nguy hiểm nhất : Để tính toán ổn định trượt cung tròn, trước hết cầc phải xác định tâm trượt ban đầu O bằng phương pháp gần đúng của viện sĩ Fađeec như sau : R2 R1 H K B C 90° m Hình 4- 44. Sơ đồ xác định vùng tâm trượt 4-43 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Tại điểm K là trung điểm của mái đê kẻ một đường với mái đê một góc 85o và một đường thẳng đứng . Theo phương pháp này thì tâm trượt nguy hiểm nhất nằm trong vùng dẻ quạt giới hạn bởi 2 tia KB và KC và hai cung tròn có bán kính R1 và R2. Giá trị của R1 và R2 phụ thuộc vào mái dốc m được lấy theo bảng sau: Bảng 4-24. Xác định bán kính R1 và R2 . m 1 2 3 4 5 6 H R1 0,75 0,75 1,0 1,5 2,2 3,0 H R2 1,5 1,75 2,3 3,75 4,8 5,5 4.8.4.2. Xác định bán kính cung trượt: Dựa vào kinh nghiệm thực tế Xo-kon-x-ki cho rằng mặt trượt của mái dốc thường ăn sâu xuống đất nền không quá 1,5H (H: chiều cao mái dốc). H t O R m Hình 4- 45. Sơ đồ xác định mặt trượt cung tròn Tỷ số giữa bán kính cung trượt và chiều cao mái dốc phụ thuộc vào chiều sâu mặt trượt t được cho trong bảng sau: Bảng 4-25. Xác định bán kính cung trượt R R/H khi hệ số mái dốc m bằng t/H 1 2 3 4 5 6 0,25 1,5÷2 1,6÷2,2 2,3÷3 3÷4,5 4÷5,5 5÷6,5 0,5 1,5÷2,3 1,8÷2,6 2,4÷3,2 3÷4,5 4÷5,5 5÷6,5 1,0 2÷2,5 2,2÷3 2,6÷3,5 3,5÷4,5 4÷5,5 5÷6,5 1,5 2,75÷3,5 3÷3,75 3÷4,2 3,5÷4,5 4÷5,5 5÷6,5 4.8.5. Tính toán ổn định trượt phẳng của đê chắn sóng mái nghiêng. Sơ đồ tính ổn định trượt phẳng của đê chắn sóng mái nghiêng được thể hiện trên hình 4-46. Đánh giá mức độ an toàn theo một trong 2 công thức. Theo lí thuyết trạng thái giới hạn: { } ∑ ∑∑ +≤−+ i n iiiiidC HWK mtgHWlCmnn ααϕαα cos'.(sin)sincos(.. , (4-44) Theo hệ số an toàn: 4-44 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng ( ) ∑∑ ∑ + −+= i iiiI HW tgHWlC K αα ϕαα cos'sin )sincos'( 1 (4-45) Các kí hiệu của hai công thức này có ý nghĩa tương tự đối với 3 công thức trên cần lưu ý: α - gradien của mặt trượt; K - hệ số an toàn ≥ 1,2. Hình 4- 46. Sơ đồ trượt phẳng mái nghiêng. 4-45 Chương 4. Đê chắn sóng mái nghiêng Chương 4 ...................................................................................................... 4-1 4.1. Điều kiện áp dụng .............................................................................................4-1 4.2. Các bộ phận cơ bản của đê mái nghiêng. ..........................................................4-1 4.3. Kết cấu thân đê..................................................................................................4-3 4.4. Xác định trọng lượng các khối phủ mái ............................................................4-6 4.6. Tải trọng sóng lên khối bê tông đỉnh ..............................................................4-22 4.7. Thiết kế mặt cắt ngang đê mái nghiêng ..........................................................4-25 4.8. Tải trọng sóng tác dụng lên mái nghiêng ........................................................4-40 4.9. Tính toán đê mái nghiêng................................................................................4-40 4-46