Tính cấp thiết củađềtài
Những năm gần đây tình hình thời tiết diễn biến hết sức phức tạp và theo chiều hướng ngày càng bất lợi hơn Vùng biển phía Tây của tỉnh Cà Mau triều cường thường xuyên dâng cao, kết hợp mưa, dông và sóng với cường độ mạnh đã phá hủy làm mất đi diện tích rất lớn rừng phòng hộ Một số nơi, rừng phòng hộ không còn, sóng biển tác động trực tiếp vào thân đê, làm sạt lở rất nghiêm trọng hệ thống đê biển Tây, gây rất nhiều khó khăn, tốn kém trong việc xử lý khắc phục cũng như ảnh hưởng rất lớn đến sản xuất, sinh hoạt của nhân dân Trước sự tàn phá của sóng biển, hàng loạt nhà cửa, đất đai sản xuất, rừng phòng hộ và thậm chí một số công trình đê kè cũng bị sóng biển cuốn trôi.
Theo thống kê của tỉnh Cà Mau, tổng chiều dài sạt lở ven biển ở tỉnh đã trên 40km, trong đó có 4 khu vực sạt lở nguy hiểm dài trên 17km thuộc các khu vực đê biển Tây; cửa biển Gành Hào, huyện Đầm Dơi; khu dự trữ sinh quyển mũi Cà Mau và bãi biển Khai Long Mức độ sạt lở trong 5 năm qua, có nơi biển đã ăn sâu đất liền hơn 100m. Điển hình, huyện U Minh có đường bờ biển dài khoảng 35km, nhưng phần lớn diện tích rừng ven biển ở đây đã bị sóng biển Tây vốn bình lặng xóa sổ Có nơi biển lấn sâu vào đất liền gần 1km Phần lớn nhà dân ở xã Khánh Tiến sống ven rừng phòng hộ trước kia nay phải di dời vào sâu trong đất liền để tránh thiên tai và sóng biển nuốt mất nhà…
Năm 2014, thời tiết đã có dấu hiệu cực đoan, vào các tháng đầu năm đã liên tục xuất hiện những đợt thủy triều dâng cao, kèm theo sóng to tiếp tục gây sạt lở cho khu vực này Trước tình hình trên, Chi cục Thủy lợi đã chỉ đạo cho Hạt Quản lý Đê điều phải luôn túc trực, bám sát địa bàn, theo dõi mọi diễn biến bất lợi của thời tiết, kiểm tra, giám sát chặt chẽ các tuyến kè bảo vệ tuyến đê biển Tây đã và đang được triển khai thực hiện để có giải pháp ứng phó kịp thời Hiện nay, qua kiểm tra, khảo sát trên toàn tuyến đã phát hiện một số vị trí có nguy cơ sạt lở rất cao (đai rừng còn rất mỏng, có nơi chỉ còn khoảng 15÷ 20m), nếu không được xử lý sớm sẽ rất nguy hiểm Đặc biệt là sạt lở tại đoạn từ Kênh Mới đến Kênh Hòn, xã Khánh Bình Tây, huyện Trần VănThời, với tổng chiều dài sạt lở140m.
Thời gian gần đây, biển Tây của Cà Mau luôn luôn động, gió cấp 7, cấp 8 Sóng to gió lớn đã làm sụp lở nhiều đai rừng phòng hộ biển Tây Chỉ từ năm 2007 trở lại đây có 40.600m bị sạt lở khá nghiêm trọng, trong đó sạt lở đặc biệt nghiêm trọng gồm có 04 đoạn, với tổng chiều dài 16.975km Qua khảo sát trong năm 2014 hiện có khoảng 15km chiều dài với đai rừng chỉ còn từ 30 - 80m (đoạn từ Hương Mai đến Tiểu Dừa) nếu không có giải pháp khắc phục thì chỉ vài năm sau các đoạn này sẽ không còn rừng phòng hộ Dưới tác động của BĐKH, rừng phòng hộ đê biển Tây có nguy cơ biến mất hoàntoàn
Tình hình sạt lở điểm cách cấu kiện Kênh
Mới về ấp Kênh Hòn khoảng 300m
Tình hình sạt lở phá hủy rừng phòng hộ
Ngoài ra, hiện nay rừng ngập mặn Cà Mau đã được đưa vào khu dự trữ sinh quyển thế giới, vì vậy, vấn đề trồng rừng và xúc tiến tái sinh rừng ngoài việc bảo vệ bờ biển còn làm tăng thêm diện tích rừng, bảo vệ duy trì tính đa dạng sinh học cho khu sinh quyển đã được UNESCO công nhận.
Bằng nguồn vốn hỗ trợ của Trung ương, tỉnh Cà Mau đã xây dựng một tuyến kè dùng cọc bê tông ly tâm đóng xuống biển cách bờ khoảng 100m để tạo bãi bồi trồng rừng trở lại dài trên 4,4km Cách làm này là có hiệu quả nhằm tái tạo rừng, chống sạt lở,nhưng suất đầu tư vẫn còn khácao.
Kè cọc ly tâm Kè rọ đá Để khắc phục tình trạng trên, một mặt cần tiếp tục nghiên cứu các giải pháp bảo vệ chống xói lở bờ biển , khôi phục lại rừng ngập mặn, mặt khác cần nghiên cứu phương án giảm chí phí xây dựng công trình.
Vì vậy để nâng cao hiệu quả và giảm giá thành cho các công trình bảo vệ bờ, gây bồi chống sạt lở bờ biển cần đề xuất những giải pháp kết cấu phù hợp hơn.
Trên cơ sở đó học viên chọn Luận văn “Nghiên cứu ứng dụng giải pháp công nghệđê trụ rỗng tiêu sóng gây bồi chống sạt lở đê biển Việt Nam áp dụng đối với xã Khánh Bình Tây, huyện Trần Văn Thời, tỉnh Cà Mau”
Mục đích củađềtài
Đề xuất và lựa chọn giải pháp kết cấu, tính toán ổn định cho đê trụ rỗng tiêu giảm sóng áp dụng cho xã Khánh Bình Tây huyện Trần Văn Thời tỉnh Cà Mau.
Cách tiếp cận và phương phápnghiêncứu
Tổng kết và kế thừa những kết quả nghiên cứu thủy động học lên các dạng kết cấu tiêu sóng đã được công bố
Sừ dụng các tiêu chuẩn hiện hành trong và ngoài nước để tính toán cho kết cấu đề xuất.
Lấy ý kiến các chuyên gia: quá trình nghiên cứu cần thiết phải lấy ý kiến các chuyên gia chuyên ngành.
* Phương pháp nghiên cứu công trình thựctiễn:
- Quan sát kết hợp tổng quan các công trình thực tế
- Phương pháp hệ thống điều tra thựcđịa;
- Phương pháp phân tích tổng hợp lý thuyêt tổngquan
Kết quả dự kiếnđạtđược
Đề xuất và lựa chọn giải pháp kết cấu, tính toán ổn định cho đê trụ rỗng.
Tính toán thiết kế cụ thể cho một công trình thực tế;
Sơ bộ đề xuất quy trình và biện pháp thi công đê trụ rỗng.
TỔNG QUAN CÁC VẤN ĐỀNGHIÊNCỨU
Tổng quan giải pháp đê chắn sóng xa bờ trênthếgiới
Sự biến đổi khí hậu (BĐKH) toàn cầu đang diễn ra ngày càng nghiêm trọng Biểu hiện rõ nhất là sự nóng lên của trái đất, là băng tan, nước biển dâng cao; là các hiện tượng thời tiết bất thường, bão lũ, sóng thần, động đất, hạn hán và giá rét kéo dài… dẫn đến sự đe dọa phá hủy sự ổn đỉnh của hàng triệu triệu Km bờ biển trên khắp hành tinh, phá hủy và nhấn chìm hàng triệu km2 các dải đất đồng bằng phì nhiêu dọc các bờ biển. Đứng trước tình hình đó rất nhiều các giải pháp công trình bảo vệ bờ biển được nghiên cứu thi công để bảo vệ bờ biển trong đó các giải pháp đê chắn sóng , giảm sóng xà bờ là một lựa chọn nhằm chủ động ứng phó với tác động xấu của sóng biển trước khi sóng tác động trực tiếp vàobờ.
1.1.1 Đê chắn sóng xa bờ mặt cắt bằng đá hộc tạiAnh
Hình 1 - 1: Đê chắn sóng ngoài khơi tại Elmer, West Sussex◻
Bờ biển Elmer nằm ở phía nam của vương quốc Anh, là một đoạn bờ biển thẳng, nằm giữa Bognor Regis và Littlehampton Elmer nằm trong vùng bán nhật triều Mực nước triều trung bình cao là khoảng 5,3 m, Mực nước triều chân triều thấp nhất là 2,9 m. Đỉnh triều lớn nhất có thể lên tới 6m Khoảng 30 cm trên bề mặt đáy, vận tốc triều tối đa là 1m/s (trong thời kỳ triều cường), dòng triều theo hướng Đông Tây ở khu vực ngoài khơi Một hệ thống gồm 8 đê chắn sóng song song với đường bờ được xây dựng từ năm 1991-1993, khu vực giữa hệ thống công trình này và bờ biển là các bãi trầm tích 8 đê chắn sóng có kích thước khác nhau do phụ thuộc vào vị trí xây dựng chúng.
Hệ thống công trình đê chắn sóng này nổi khi thủy triều thấp và ở trạng thái bán ngập khi thủy triều cao Sau khi xây dựng hệ thống này, đã không những hạn chế được xói lở bờ biển mà còn hình thành các bãi cát được nuôi dưỡng ở phía sauđê.
1.1.2 Đê chắn sóng xa bờ mặt cắt bằng đá hộc kết hợp Tetrapode
Hình 1 - 2: Đê chắn sóng ngoài khơi tại Elmer, West Sussex
Với mục đích bảo vệ bờ và giảm thiểu xói lở, một hệ thống đê xa bờ đã được xây dựng dọc theo phần phía Đông của bờ biển Alexandria Hệ thống đê này gồm: một đê ngầm chính và hai phân đoạn đê ở hai bên, khoảng cách từ hệ thống công trình tới bờ biển khoảng 150m-300m Tổng chiều dài của đê ngầm là khoảng 3000 mét, được xây dựng trong khu vực có phạm vi độ sâu mực nước biển từ 2,5-8,5 m Bề rộng đỉnh đê là 36m trong khu vực có độ sâu 3÷5m, và đỉnh đê rộng 46 m ở khu vực có độ sâu 8,5m Các phân đoạn đê này có cao trình đỉnh thấp hơn mực nước biển thấp nhất là 0,5m – đây là khoảng cách tối thiểu đảm bảo tính hiệu quả của đê ngầm và đảm bảo tốt nhất việc lưu thông dòng chảy với vùng được đê ngầm bảo vệ Đê được bảo vệ ở cả mái phía biển và mái phía bờ, vật liệu bảo vệ chủ yếu là đá tự nhiên có khối lượng 10÷300kg và cấu kiện Tetrapode Độ dốc mái đê phía biển và phía bờ là 1:2; 1:3; 1:5 để đảm bảo tính ổn định của công trình chắn sóng Tại khu vực có độ sâu 3÷5m, mái phía biển bố trí 2 hai lớp Tetrapod nặng 3 tấn, mái phía bờ bảo vệ bởi khối bê tông nặng 5 tấn Trong khu vực độ sâu 8,5 mét, mái phía biển được bảo vệ bởi cấu kiện Tetrapod nặng 5 tấn và hai lớp bê tôngđá.
1.1.3 Đê chắn sóng xa bờ bằng công nghệGeotube
Công nghệ Geotube được chứng minh là phương pháp hiệu quả giúp kiềm chế năng lượng của sóng biển Các ông Geotube và túi cát Geobag được may từ vải địa kỹt h u ậ t đặc biệt thích hợp cho các ứng dụng trên biển và cửa sông với chi phí thấp Công nghệ Geotube đã được kiểm chứng là biện pháp hữu hiệu bảo vệ bờ biển chống lại xói lở gây ra do tác động của bão và áp thấp nhiệt đới Quy trình thi công khá đơn giản, các ống địa kỹ thuật được may từ loại vải địa kỹ thuật đặc biệt, lấp đầy bằng cát biển và chôn dọc theo bờ biển tạo thành một tuyến đê mềm Xói lở bờ biển, dịch chuyển và tích tụ cát đến những nơi không mong muốn do tác động của sóng biển và thủy triều từ lâu đã gây nên nhiều rắc rối cho người dân ở ven biển Để giải quyết vấn đề này, người ta đã cho lắp đặt các ống đê mềm Geotube ở ngoài khơi để phá năng lượng sóng biển.
Vị trí và kích thước của đê phá sóng sẽ được tính toán kỹ lưỡng cho phép bãi cát dần dần được bồiđắp.
Hình 1 - 3: Đê chắn sóng xa bờ bằng ống vải địa kĩ thuật Geotube tại Hà Lan 1.1.4 Đê tiêu sóng dạng Reefsball Ưu điểm lớn nhất khi sử dụng kết cấu Reefs ball bảo vệ bờ biển là tính linh hoạt của giải pháp này Kết cấu bố trí lỗ trên thân nhằm tiêu một phần năng lượng sóng khi các đường dòng đi qua kết cấu thông qua các lỗ bố trí trên thân Hơn thế nữa khi sử dụng đê với kết cấu dạng này rất thân thiện với môi trường sinh thái.
Hình 1 - 4: Kết cấu các khối Reefs ball 1.1.5 Đê tiêu sóng dạngWaveBlock
Kết cấu gồm hệ thống cột đứng bố trí xen kẽ kết nối bằng các tầng bê tông thi công đúc sẵn Kết cấu cho phép sóng luồn qua tách thành các đường dòng va chạm triệt tiêu năng lượng lẫnnhau.
Hình 1 - 5: Kết cấu các khối WaveBlock Ưu điểm:
- Thi công đúc sẵn lắp ghép nên tốc độ thi công nhanh, hiệu quả tiêu sóng tốt
- Diện tích tiếp xúc chân và nền cấu kiện bé nên kém ổnđịnh.
- Sóng tác động trực diện lên kết cấu theo phương vuông góc nên lực tác động lên kết cấulớn.
Hình 1 - 6: Kết cấu các khối BeachSaver
Kết cấu cho phép sóng truyền qua va chạm với các dòng vuông góc khi sóng xuyên qua các lỗ bố trí trên thân làm triệt tiêu một phần năng lượng sóng. Ưu điểm:
- Thi công đúc sẵn lắp ghép nên tốc độ thi công nhanh, hiệu quả tiêu sóng tốt
- Kết cấu nặng nề, độ dàylớn.
- Chỉ tận dụng được một phần năng lượng sóng phản xạ phía sau đê thông qua lỗ bố trí trên thân để tiêu sóng vì vậy hiệu quả giảm sóng thấp.
Kết cấu cho phép sóng truyền qua va chạm với các dòng khi sóng xuyên qua các lỗ bố trí trên thân làm triệt tiêu một phần năng lượng sóng. Ưu điểm: Hiệu quả giảm sóng tốt.
- Các kết cấu riêng biệt không có sự liên kết vớinhau
- Lực sóng lên cấu kiện lớn do hướng tác động trực diện lên kếtcấu
Hình 1 - 7: Kết cấu tiêu sóng dạngnấm
Tổng quan đê chắn sóng xa bờtrongnước
Với đường bờ biển dài chịu tác động thường xuyên của bão gió, các phương án xây dựng đê chắn sóng xa bờ đã được đầu tư nhiều dọc bờ biển Việt Nam nhằm chủ động giảm tác động xấu của sóng tới bờ biển.
1.2.1 Đê chắn sóng xa bờ kết cấu Tetrapode tại NamĐịnh
Tại Quất Lâm (huyện Giao Thủy) Nam Định đã đầu tưu xây dựng tuyến đê chắn sóng xa bờ kết hợp với kè mỏ hàn tạo thành hình chữ T, từng phân đoạn này phân bố trải dài trên 5km bờ biển nhằm bảo vệ cho tuyến đê kiên cố phía trong Kêt cấu đê chắn sóng bằng các khối Tetrapode nặng từ 5 - 10 tấn Tetrapode xếp thành 3 hàng , các chân cấu kiện đan xen ngược xuôi liên kết vớinhau.
Hình 1 - 8: Kết cấu đê tiêu sóng bảo vệ đê chính tại Nam Định
1.2.2 Đê chắn sóng xa bờ mặt cắt đá hộc lõi cát tại TràVinh
Dự án xây dựng 2,4 km đê chắn sóng ngăn cát với cao trình đỉnh đạt +5.7 tại luồng cửa ra sông Hậu đã được xây dựng hoàn thành, tác dụng của tuyến đê là ngăn sóng tác động vào luồng tàu từ biển váo sông Ngăn sự bồi tụ bùn cát vào luồng tàu do các dòng vận chuyển bùn cát ven bờ Mặt cắt kết cấu đê được thiết kế biên dạng hình thang,lõi phía trong bằng cát đắp, phía ngoài được bảo vệ bằng đáhộc.
Hình 1 - 9: Đê chắn sóng xa bờ tại Trà Vinh 1.2.3 Đê chắn sóng xa bờ tại QuảngNgãi Đê chắn sóng có chiều dài 1,6km, rộng trung bình 15m, chiều cao 10m so với mực nước biển, có tổng mức dự toán 1.500 tỷ đồng Khởi công từ tháng 10-2006, đến khi hoàn thành công trình này, nhà thầu Van Oord và Cty Lũng Lô đã đổ gần 2 triệu m3 đá xuống móng và thân đê; lắp đặt hơn 21.000 khối Accropode có khối lượng từ 2 - 12m3 bọc ngoài thân đê để phá sóng, chắn gió, bảo vệ cho những con tàu ra vào cảng DungQuất.
Hình 1 - 10: Đê chắn sóng xa bờ tại Quảng Ngãi
Tổng quan giải pháp bảo vệ bờ bằng đê trụ rỗngbánnguyệt
1.3.1 Đê bán nguyệt tại cảng NhậtBản
Hình 1 - 11: Đê tiêu sóng dạng bán nguyệt tại cảng Miyazaki Nhật Bản Đê chắn sóng tại cảng Miyazaki ở đảo Kyushu được xây dựng từ nắm 1992 -1993 có tổng chiều dài 36m là kết cấu đê chắn sóng đầu tiên có dạng hình bán nguyệt đưa vào ứng dụng thi công trong thực tế với mục đính chống lại các đợt sóng do bão tác động vào cảng Kết cấu ghép từ các tấm bê tông dự ứng lực trước, trên mặt có để lỗ có đường kính D=1,6m Phía hướng biển bố trí tỉ lệ lỗ rỗng chiếm 25% diện tích bề mặt,phía hướng bờ bố trí lỗ rỗng chiếm 10% Toàn tuyến gồm 3 đơn nguyên ghép lại, mỗi đơn nguyên có các thông số chiều dài 12m, bán kính cung tròn R=9,8m, chiều dày thành 0,5m. Ưu điểm:
- Kết cấu có tác dụng tiêu sóng tốt, làm giảm chiều cao và năng lượng sóng sauđê
- Tăng ổn định nhờ lực sóng tác dụng lên kết cấu dạng vòm bị phân tách một phần thành lực hướng xuống dưới đối trọng một phần với lực đẩy nối tác dụng lên kếtcấu.
- Kết cấu thi công lắp đặt nên tiến độ thi công nhanh, tính linh động cao, có khả năng tái sử dụng lại ỡ những vị trí khác.
- Kết cấu có lỗ trên thân mang tính thân thiện hơn với môi trường, không làm cản trở môi trường sống của các loài động vật trong vùng bố trí bởi vì kết cấu cho phép sinh vật di chuyển xuyên qua cũng như cho phép sự trao đổi nước qua lại giữa thượng hạ lưu côngtrình.
- Độ cứng tổng thể của kết cấu giảm do có nhiều lỗrỗng.
- Kết cấu quá đồ sộ với kích thước lớn nên việc thi công lắp ghép cần có những thiết bị siêu trường siêu trọng chuyên dụng để thicông.
1.3.2 Đê bán nguyệt tại Dương Tử TrungQuốc
Hình 1 - 12: Đê tiêu sóng dạng bán nguyệt tại Dương Tử Trung Quốc Đê chắn sóng tại sông Dương Tử được xây dựng từ nắm 1998 -2000 có tổng chiều dài 18km Kết cấu bê tông dự ứng lực dạng vòm bán nguyệt có chiều dài 4.5m bán kính cong ngoài R=4m, bề dày thành d = 0,75m Phía hướng biển bố trí tỉ lệ lỗ rỗng chiếm 11% diện tích bề mặt, phía hướng bờ không có lỗ.
1.3.3 Đê bán nguyệt tại Lưu Hải TrungQuốc
Hình 1 - 13: Đê tiêu sóng dạng bán nguyệt tại Lưu Hải Trung Quốc
Kết cấu thân đê bằng các đơn nguyên đúc sẵn có bố trí lỗ rỗng trên toàn bộ mặt cong,bản đáy rộng 22m dày 1,5m Bán kính ngoài vòm bán nguyệt R=9,8m có thànhdày0,75m Toàn bộ kết cấu đặt trên thảm mềm ống cát có gia cố thượng hạ lưu bằng đá thả rối với bề rộng thềm gia cố là3m.
Tổng quan giải pháp bảo vệ bờ biển đang áp dụng tại tỉnhCàMau
Là địa phương nằm cuối cùng trên dải đất hình chữ S với đường bờ biển dài, địa hình thấp, địa chất mềm yếu, Cà Mau cũng là một trong những địa phương chịu tác động mạnh mẽ nhất từ những hiện tượng cực đoan của biến đổi khí hậu, hàng ngàn hecta rừng ngập mặn trên địa bàn ven biển tỉnh đã bị sóng đánh mất hoàn toàn.
Trước tình hình sạt lở bờ biển nghiêm trọng như thế và mức độ ảnh hưởng sạt lở năm sau cao hơn năm trước, hàng năm thường xuyên đe dọa đê biển Tây của tỉnh Cà Mau sẽ bị vỡ đê bất cứ lúc nào Bằng sự nỗ lực của tỉnh các năm qua, suốt quá trình bảo vệ đê biển trong mùa mưa bão, chúng ta đã thực hiện rất nhiều giải pháp kè như: kè bằng vật liệu địa phương, kè bản nhựa, kè rọ đá, kè ngầm tạo bãi… Với tổng chiều dài xấp xỉ 20km trong đó có trên 10km đê ngầm tạo bãi đã xử lý khắc phục sạt lở rất hiệu quả ở những vị trí xung yếu nhất Kết quả đê biển Cà Mau không đoạn nào bị phá vỡ, vừa bảovệchotínhmạngvàtàisảncủanhândân,vừabảovệtrên10.000hadiệntíchsản xuất ven biển Cụ thể các giải pháp chống sạt lở đã được sử dụng trên địa bàn tỉnh như sau:
1.4.1 Bảovệ bờ biển bằng kè bằng cây gỗ địa phương (dừa, tràm, bạchđàn,…)
Biện pháp thường thấy là đóng các loại cừ bằng cây gỗ ken xít thành một hàng có nẹp đầu chắn ngay trước vị trí đang chịu tác động của các tác nhân gây sạt lở Phương án khác có thể đóng thành hai hàng nẹp đầu, ở giữa thả thêm các bó thực vật như tre, tràm có tác dụng cản và phá sóng khi xuyên qua vị trí công trình Phương án này thường thi công xa bờ có tác dụng cản phá sóng trước khi tác động trực tiếp lên bờ phía sau. Đây là giải pháp xử lý thường xuyên trước đây nhưng chỉ bảo vệ nhất thời đê biển không bị vỡ trước những đợt sóng lớn bất thường, biện pháp chỉ sử dụng để xử lý khẩn cấp đối với những vị trí bờ biển bị xói lở mà chưa kịp thi công các biện pháp công trình kiên cố để bảo vệ Tuy nhiên nếu không có biện pháp xử lý triệt để thì biện pháp này cũng không thể bền vững trong thời giandài.
Hình 1 - 14: Kè bằng cừ tràm Ưu điểm:
- Giải pháp sử dụng vật liệu thực vật là các loại sẵn có tại địa phương có đặc tính chịu mặn, giá thànhrẻ.
- Thời gian thi công nhanh, phù hợp với việc xử lý khẩn cấp, ngăn chặn những vị trí đang có diễn biến sạt lở nhanh trước các tác nhân nhất thời hay mang tính chất chu kì Ngay lúc xẩy ra hiện tượng sạt lở không thể tiến hành các giải pháp kiên cố kịp thời Nhượcđiểm:
- Phạm vi ứng dụng hẹp chỉ thực thi với những vị trí bãi cạn do chiều dài hạn chế cũng như khả năng chịu lực của loại cừ thực vật này kháthấp.
- Thời gian sử dụng của công trình ngắn do quá trình phân hủy dưới tác động của môi trường.
- Tính thẩm mĩ thấp do sự không đồng đều của vật liệu cũng như trình độ thi công chủ yếu là các nhân công địa phương còn hạnchế.
1.4.2 Bảovệ bờ biển bằng kè rọđá
Rọ đá được ứng dụng rộng rãi tại địa bản tỉnh Cà Mau trong nhiều hạng mục các công trình thủy lợi Phần lớn sử dụng loại rọ bằng thép trong nhồi đá hộc ngoài ra có thể sử dụng loại rọ bằng vật liệu địa phương.
Kè rọ đá: có 02 giải pháp.
+ Rọ bằng cừ tràm đóng thành 02 hàng, rồi thả đá hộc bên trong.
+ Rọ bằng dây kẽm dùng để bao bọc đá hộc vào bên trong:
Hình 1 - 15: Bố trí kè rọ đá
Cả 02 giải pháp này về ưu điểm đều tiêu hao năng lượng sóng biển và khắc phục sạt lở khá hiệu quả, về nhược điểm thì đây cũng là giải pháp tạm thời, đối với rọ bằng cừ tràm chỉ tồn tại được 01 năm nước mặn, mưa nắng và nhất là “hà biển” sẽ ăn mụccâytràm và gẫy ngang, đá rơi ra, kè bị phá vở Đối với rọ bằng dây kẽm thì sau thời gian 03 năm dây rọ đứt, đá rơi ra phải sửa chữa sắp xếp lại rất tốn kém gần như thi công mới.
Nói chung các giải pháp kè vừa nêu trên đều không thể đáp ứng được yêu cầu khắc phục sạt lở trong thời gian dài.
1.4.3 Đê chắn sóng xa bờ được đóng 2 hàng cọc bê tông litâm
Kè được đóng 2 hàng cọc bê tông li tâm cách nhau 2m, cừ này cách cừ kia 0,15m sau đó thả đá hộc vào bên trong (để cho đá khỏi rơi ra ngoài) với cao trình +1.5m ÷ +1.6m cho phép sóng biển xuyên qua kết cấu đê, kết cấu đê có xu hướng phân tán các đường dòng của các đợt sóng bằng các kẽ hở giữa các cọc ly tâm đồng thời tiêu hao năng lượng sóng bằng sự va chạm giữa các đường dòng bị đổi hướng,t iêu hao năng lượng bằng chính sự ma sát với cấu trúc đá hộc trong lòng đê Kết cấu cho phép một phần các sóng biển xuyên qua mang đất vào bên trong gây bồi đến đủ cao trình hợp lý thì cây mắm sẽ mọc tái sinh, rừng phòng hộ lại được khôi phục và bảo vệ đê biển không bị sạt lở do năng lượng sóng không còn đủ cường độ để tànphá.
Hình 1 - 16: Kè cọc ly tâm
- Chống sạt lở, giữ phù sa, tạo bãi bồi rất nhanh, cây mấm tái sinh và rừng phòng hộ được phụchồi.
- Tạo được mặt bằng rộng để trồng cây phát triển rừng góp phần bảo vệ hệ sinh thái vùng biển thích nghi với biến đổi khíhậu.
- Đây là một giải pháp kết cấu đê chắn sóng xa bờ gây bồi tạo bãi có ý nghĩa về mặt kinh tế, xã hội và nghiên cứu côngtrình.
* Hạn chế của giải pháp:
Hạn chế của giải pháp đó là suất đầu tư còn khá cao Chi phí thi công còn tương đối lớn.
Sau khi thi công thì khả năng tái sử dụng cho các vị trí khác khó khăn, chỉ tận dụng được hàng cọc ly tâm mà công tác nhổ, đóng lại mất nhiều công dẫn tới giá thành lớn.
Hình 1 - 17: Kè bằng hàng rào tre
Giải pháp này đã được tổ chức GIZ của Đức,Viện Sinh Thải và Bảo vệ môi trường triển khai thử nghiệm ở các bãi nông có cao độ -0,2 trở lên để vá các khoảng rừng bị rách Giải pháp này có giá thành 5-7tr/m dài đê Nhược điểm là không đứng vững được ở những nơi có cao độ bãi sâu dưới -0,2 ; càng không có khả năng thực thi tại bãi có cao độ -1.0m Tuổi thọ của hàng rào tre khoảng 2năm
Vấn đề cầnnghiêncứu
Theo các số liệu phân tích về tốc độ sạt lở đê biển Tây từ 14-:-28m/ năm trong vòng
14 năm từ 2001 đến 2014 Nhiệm vụ đặt ra là khôi phục 500m rừng trong vòng 6-10 năm, khi bảo vệ rừng phòng hộ thì bảo vệ được đê, đồng thời bảo vệ sản xuất cho khu vực nội đồng phíatrong.
Vấn đề đặt ra là đề xuất giải pháp kết cấu đê giảm sóng xa bờ có khả năng tiêu giảm năng lượng sóng, sóng sau khi qua tuyến đê không còn đủ năng lượng gây xói lở bờ,đồng thời tạo điều kiện làm lắng đọng phù sa gây bồi tạo bãi, đủ điều kiện trồng và khôi phục rừng phòng hộ phía sau đê Kết cấu đê thi công nhanh có khả năng tái sử dụng, suất đầu tư thấp và giảm thiểu tác động xấu tới môi trường.
Từ các phân tích tổng quan có thể thấy kết cấu đê trụ rỗng bán nguyệt là dạng kết cấu phù hợp với các yêu cầu trên tuy nhiên thực tế các công trình đã được thiết kế và thi công trên thế giới đều có kích thước và tải trọng lớn cần có nền móng tốt hoặc xử lý móng khi thi công, đồng thời thiết bị thi công phải là loại siêu trường siêu trọng Để áp dụng vào điều kiện thực tế tại Cà Mau học viên vẫn sử dụng nguyên lý tiêu giảm sóng của loại đê này nhưng cần thiết phải cải tiến kết cấu theo hướng giảm kích thước,trọng lượng để phù hợp địa chất yếu cũng như điều kiện thiết bị thi công hiện có tại địa phượng.
Kết luậnchươngI
Tác giả đã tổng quan về các giải pháp công trình đê chắn sóng xa bờ trên thế giới cũng như trong nước đang được sử dụng, đánh giá ưu nhược điểm của các giải pháp này.
Tác giả đã tổng quan về các giải pháp công trình bảo vệ bờ biển đang được sử dụng hiện nay tại Cà Mau cũng như ưu nhược điểm của từng giai pháp từ đó hướng tới đề xuất giải pháp kết cấu đê trụ rỗng bán nguyệt tiêu sóng có kích thước phù hợp để áp dụng bảo vệ bờ cho đê biển Việt Nam ở phía tây tỉnh Cà Mau nhằm tăng thêm sự lựa chọn về giải pháp bảo vệ bờ biển ở đây đối với từng điều kiện địa hình cụ thể tại mỗi vùng, mỗi địa phương.
ĐỀ XUẤT KẾT CẤU VÀ TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH ĐÊ TRỤR Ỗ N G
Đặt vấn đề - ý tưởngnghiêncứu
Do hạn chế của các giải pháp đê bảo vệ rừng biển Tây hiện nay đã đặt ra một yêu cầu đó là cần thiết phải đề xuất giải pháp đê phù hợp với điều kiện địa chất, thổ nhưỡng, điều kiện thủy hải văn tại vùng biển Tây tỉnh Cà Mau để có thể bảo vệ rừng có giá thành thấp, có khả năng thi công tại những bãi sâu, có thể sử dụng lại ở những vị trí khác khi cần thiết, bền vững trong môi trường nước mặn.
Khi bố trí các loại đê, kè tường chắn sóng (hình 2-1) phía trong bờ, thông thường cần phải ngăn cản hoàn toàn năng lượng không cho tiếp tục truyền vào phía trong để bảo vệ nội đồng phía sau Chính vì thế toàn bộ năng lượng tác dụng trực diện lên các công trình và truyền lên các kết cấu làm cho chúng phải chịu cường độ lực tác dụng rấtlớn.
Hình 2 - 1: Sóng tác dụng lên tường đứng
Vùng biển Tây tỉnh Cà Mau có chiều cao sóng thấp, phía trong là giải rừng ngập mặn phòng hộ bảo vệ đê nội đồng, yêu cầu giải pháp là không cần ngăn nước hoàn toàn mà chỉ có yêu cầu phá sóng, gây bồi tạo bãi, bảo vệ rừng Trên cơ sở đó học viên đề xuất áp dụng một loại kết cấu có lỗ tiêu sóng trên thân cho phép nước thấm qua, kết cấu dạng vòm bán nguyệt làm cho một phần các đường dòng trên mặt thay đổi hướng xuyên qua kết cấu mà không gây ra các lực sóng xung kích lên kết cấu.
2.1.2 Nguyên lý đê trụ rỗng – tiêu sóng
Kết cấu đê trụ rỗng được thiết kế với dạng thành mỏng, biên dạng bán nguyệt làm cho mô men và lực cắt trong kết cấu đê trụ rỗng nhỏ hơn trong các kết cấu phá sóng khác.
Mô men trên mặt cong của trạng thái làm việc nhỏ hơn 30% so với trạng thái giới hạn có cùng chiều dày kết cấu.
Sử dụng các lỗ trên bề mặt của hình trụ rỗng để tiêu sóng, các đường dòng của sóng khi lọt vào các lỗ nằm trên bề mặt thân đê bị đổi hướng nên chúng va đập vàonhau,triệt tiêu năng lượng sóng ở phía trong thân đê trụrỗng.
Sử dụng lực dính dưới đáy đê để chống trượt lật Do đê có hình trụ bán nguyệt nên các lực tác dụng của nước vào đê chuyển một phần thành lực đứng hướng xuống dưới làm tăng lực ma sát giữa kết cấu và nền nên đê ổn định tốt trên nền đất yếu. Để chứng minh cho tác dụng tiêu sóng của đê trụ rỗng ta dựa vào phương trình:
E I , E R , E T , E L :Năng lượng sóng tới, năng lượng sóng phản xạ, năng lượng sóng truyền qua, năng lương tiêu hao.
HT: Chiều cao sóng truyền qua
Hi: Chiều cao sóng tới
Hr: Chiều cao sóng phản xạ
Một con sóng tới có chiều cao ngẫu nhiên là Hi, năng lượng tương ứng là Ei, khi sóng đến tương tác với đê trụ rỗng thì năng lượng sóng sẽ bị giảm, nguyên nhân do:
+ Một phần sóng bị phản xạ do gặp bề mặt đê, một phần sóng tiêu hao do qua lỗ rỗng chúng va đập vào nhau, một phần sóng xuyên qua đỉnh đê Vì thế chiều cao sóng phản xạ trước đê giảm xuống so với các dạng tường đứng.
+ Phần năng lượng tiêu hao không hết trong thân đê và năng lượng do nước tràn qua đỉnh đê tạo thành sóng truyền sau thân đê, chiều cao tương ứng là Ht.
2.1.3 Tổngkết các kết quả nghiên cứu về đê trụ rỗng bánnguyệt
Hiện nay trên thế giới đã có nhiều nghiên cứu đánh giá và tổng kết về giải pháp đê trụ rỗng bán nguyệt cụ thể có thể kể đến:
+ Báo cáo của Viện nghiên cứu Cảng đường thủy của Bộ giao thông vận tải Nhật Bản 6/1989
Ngoài ra còn có các nghiên cứu được đăng trên các tạp chí khoa học uy tín đã tổng kết: + Tổng kết củaG Dhinakaran [7]
Hình 2 - 2: Các thông số trong mặt cắt đê
Những kết luận về hệ số sóng phản xạ đối với đê nhô bán nguyệt được tác giả tổng kết từ kết quả thí nghiệm ứng với các tỷ lệ giữa chiều cao cột nước tổng và chiều cao đỉnh đêhw/htlà 0.6, 0.7, 0.8 ứng với hai dạng kết cấu đê bán nguyệt có bố trí lỗ phía biển và kết cấu có lỗ bố trí trên toàn bộ mặtcong:
- Đối với đê bán nguyệt bố trí lỗ trên mặt về phía biển hệ số sóng phản xạ giảm dần khi tăng tỷ lệ lỗ rỗng từ 0% lên 11% do sự tiêu hao năng lượng sóng trong thân đê rỗng.Hệsốphảnxạtănglênkhitiếptụctăngtỷlệlỗrỗngtừ11%đến17%dohiệu quả giảm sóng trong thân giảm xuống Như vậy đối với kết cấu có lỗ bố trí hướng biển tỷ lệ bố trí lỗ rỗng tối ưu là 11%.
- Đối với đê bán nguyệt bố trí lỗ trên toàn bộ mặt cong hệ số sóng phản xạ giảm dần khi tăng tỷ lệ lỗ rỗng từ 0% lên 17% Khi tiếp tục tăng tỷ lệ lỗ rống lên lớn hơn 17% lúc này hệ số truyền qua bắt đầu tăng lên, sóng xuyên qua các lỗ phía mặt sau của kết cấu tiếp tục truyền vào bờ, tỷ lệ lỗ lúc này càng lớn thì hệ số truyền sóng vào phía sau ngày càng tăng lên làm cho tác dụng giảm sóng của kết cấu ngày một giảm đi, đồng thời với tỷ lệ lỗ rỗng càng lớn thì độ cứng tổng thể của toàn cấu kiện giảm xuống Đối với kết cấu đê có bố trí lỗ trên toàn bộ mặt cong thì tỷ lệ lỗ rỗng trên mặt tối ưu là17% + Tổng kết trong luận án củaBalakrishna [8]
Trong luận án của mìnhBalakrishna đã nghiên cứu mô hình vật lý đối với kết cấu ẳhỡnh trũn cú bỏn kớnh thay đổi từ 0.55m; 0.575m; 0.6m cú bố trớ lỗ rỗng trờn mặt cong và kết luận:
Hệ số Kr giảm khi tăng tỷ lệ lỗ rỗng từ 0% lên 12% do hệ số phân tán tăng lên, năng lượng sóng bị hấp thu triệt tiêu trong thân kết cấu.
Hệ số này bắt đầu có xu hướng tăng dần khi tỷ lệ lỗ rỗng trên bề mặt cấu kiện tăng
>12% do lúc này tỷ lệ lỗ rỗng trên mặt cho phép năng lượng sóng phản xạ truyền ngược ra phía hướng sóng tới
Giải pháp đêtrụrỗng
2.2.1 Cáchình thức kết cấu đê trụ rỗng kín khôngthấm
2.2.1.1 Đê trụ rỗng dạng vòm khôngthấm
Hình 2 - 3:Đê trụ rỗng dạng vòm không thấm
Kết cấu đê trụ rỗng bề mặt kín có dạng nửa đường tròn bằng bê tông cốt thép Bán kính của đê phụ thuộc vào điều kiện làm việc như mực nước thiết kế, chiều cao sóng thiếtkế. Đê ổn định bằng chính trọng lượng bản thân, giảm năng lượng sóng truyền sau thân đê bằng cách ngăn cản đường truyền sóng bằng chiều cao cấu kiện.
Theo công thức bảo toàn năng lượng xét với phương trình (2.1) với năng lượng sóng tới là Ei khi tới tác dụng vào thân đê sẽ chia ra thành các thành phần năng lượng : Er: Năng lượng sóng phản xạ
Et: Năng lượng sóng tiêu, năng lượng này xuất hiện khi kết cấu thân đê có tác dụng tiêu sóng.
El: Năng lượng sóng truyền qua
Với kết cấu đê trụ rỗng bán nguyệt không thấm năng lượng tiêu ET coi như không có vì dạng đê này không có khả năng tiêu sóng Nếu cùng một chiều cao thân đê như nhau, năng lượng sóng phản xạ như nhau thì phần năng lượng truyền qua là rất lớn Để đảm năng lượng truyền qua phía sau thân đê nhỏ hơn thì cần thiết kế kích thước thân đê lớn hơn, giá thành cao, thi công khókhăn. Ưu điểm: Kết cấu ổn định hơn nhờ lực tác dụng của sóng lên kết cấu phân tách một phần chuyển thành lực đứng hướng xuống dưới, giảm tác dụng xô ngang kết cấu nên giảm tác động gây trượt và gây lật lên kết cấu
Nhược điểm: Không có tác dụng tiêu năng lượng sóng nên với cùng chiều cao đê thì năng lượng sóng truyền qua phía sau đê rất lớn.
2.2.1.2 Đê trụ rỗng dạng vòm không thấm kết hợp tườngđứng
Hình 2 - 4: Kết cấu đê trụ rỗng kín, tường đỉnh phía trên hoặc tường đứng phía dưới
Kết cấu dạng này về cơ bản là tương tự đê trụ rỗng dạng vòm không thấm, tuy nhiên để giảm kích thước kết cấu đê chúng ta có thể giảm bán kính bán trụ tròn đồng thời kết hợp tường đứng phía trên đỉnh, hoặc thùng chìm phía dưới để đảm bảo chiều cao đỉnh đê thiếtkế.
Kết cấu kết hợp tường đỉnh phía trên làm giảm bớt năng lượng sóng tràn qua đê EL giảm, tăng năng lượng sóng phản xạ trở lại ER tăng Tuy nhiên loại kết cấu này làm tăng một phần lực xô ngang so với kết cấu không có tường đỉnh do có lực sóng xô ngang làm mô men gây lật tác dụng lên kết cấu tăng thêm.
Kết cấu kết hợp tường đứng phía dưới làm tăng cao trình đỉnh đê, giảm bán kính mặt cong, giảm kích thước kết cấu tổng thể Kết cấu dạng này có ưu điểm tạo không gian bố trí gia cố chân thượng hạ lưu công trình.
2.2.1.3 Đê trụ rỗng dạng vòm không thấm mở rộng đáy và bố trí tườnglõi.
Hình 2 - 5: Kết cấu mở rộng bản đáy, bên trong có các ngăn kết cấu dạng tường lõi
Với kết cấu mở rộng bản đáy, diện tích tiếp xúc giữa bản đáy và nền tăng lên, lực dính giữa kết cấu và nền lớn, lõi đê có bố trí tường ngăn dọc ngang tạo thành các ô ngăn chứa vật liệu rời để tăng trọng lượng bản thân kết cấu đê. Ưu điểm của kết cấu này: Kết cấu đê hình trụ rỗng thích hợp với các điều kiện nước sâu, có các ưu điểm như lực sóng tác động nhỏ, tính ổn định tốt, phân bố ứng suất đất nền đều đặn, tính tổng thể tốt, thuận lợi trong lai dắt chở nổi, đánh chìm, không cần cần cẩu lớn, tiến độnhanh.
2.2.2 Cáchình thức kết cấu đê trụ rỗng có lỗ trênthân
2.2.2.1 Đê trụ rỗng có lỗ trên mặt phíabiển.
Hình 2 - 6: Kết cấu đê trụ rỗng có bố trí lỗ phía biển Để giảm năng lượng tác dụng lên đê và chiều cao sóng sau đê thì giải pháp sử dụng các lỗ tiêu sóng được bố trí trong kết cấu Các lỗ tiêu sóng có tác dụng phân tán năng lượng sóng thành các đường dòng quẩn, va chạm triệt tiêu lẫn nhau trọng bụng cấu kiện. Ưu điểm: Tổng hợp được tất cả các ưu điểm của kết cấu đê trụ rỗng không thấm
- Phân tán và triệt tiêu năng lượng tại khoảng trống trong thân đê;
Nhược điểm: Độ cứng tổng thể của kết cấu giảm do có nhiều lỗrỗng.
- Kết cấu hoàn toàn ngăn cản phù sa di chuyển ra phía sau công trình nên không thể gây bồi cho phạm vi bờ được bảovệ.
2.2.2.2 Đê trụ rỗng có lỗ bố trí trên toàn bộ mặtcong.
Hình 2 - 7: Kết cấu đê trụ rỗng có bố trí lỗ trên toàn bộ mặt cong
Tương tự kết cấu đê trụ rỗng bố trí lỗ phía biển, các lỗ tiêu sóng bố trí trên toàn bộ mặt cong cũng có tác dụng phân các đường dòng, thay đổi phương truyền làm chúng va chạm triệt tiêu lẫn nhau trọng thân cấu kiện. Đối với kết cấu đê trụ rỗng có lỗ tiêu sóng sẽ đạt hiệu quả tiêu sóng lớn nhất khi kết cấu có % diện tích lỗ thủng trên bề mặt kết cấu = 17% Ưu điểm: Tổng hợp được tất cả các ưu điểm của kết cấu đê trụ rỗng không có lỗ
- Phân tán và triệt tiêu năng lượng trong bụng kếtcấu;
- Có khả năng cho phép phù sa xuyên qua các lỗ bố trí phía hướng bờ lắng đọng và gây bồi cho phía sau thân đê, tạo điều kiện bồi đắp tái tạo rừng phòng hộ được bảovệ.
- Kết cấu thân thiện môi trường, có khả năng cho các sinh vật sống trong vùng bố trí công trình di chuyển qua lại mà không bị cách li khỏi môi trườngsống.
Nhược điểm: Độ cứng tổng thể của kết cấu giảm nhiều do có nhiều lỗ rỗng.
2.2.3.1 Hình thức kết cấu đê trụrỗng
Từ những phân tính ưu nhược điểm của các dạng đê trụ rỗng học viên lựa chọn kết cấu đê trụ rỗng dạng vòm bán trụ có bố trí lỗ tiêu sóng trên thân để nghiên cứu tính toán áp dụng vào thực tế để đảm bảo các mục tiêu chỉnh trị:
Cao trình đỉnh đê sau khi lắp đặt đạt cao trình đỉnh theo tính toán.
Các đơn nguyên đê sau khi lắp đặt đảm bảo ổn định kết cấu và ổn định tổng thể trong suốt quá trình làm việc ở điều kiện bình thường cũng như điều kiện sóng bão theo tần suất thiết kế.
Kết cấu đê có tỷ lệ lỗ rỗng chiếm 17% trên diện tích toàn bộ bề mặt cong của đê trụ rỗng, đảm bảo hiệu quả tiêu sóng tốt nhất cho công trình Năng lượng sóng sau khi xuyên qua tuyến đê không còn đủ khả năng làm xói lở, tàn phá dải rừng phòng hộ phía sau.
Ngoài các mục tiêu chính về chỉnh trị thì giải pháp công trình đề xuất còn cần phải đảm bảo các mục tiêu về phương án thi công nhanh, giá thành hạ, để đảm bảo điều này kết cấu đê cần phải đápứng:
Hình thức và biên dạng kết cấu thân đê dễ dàng chế tạo thi công hàng loạt, biện pháp lắp ghép đơn giản tiến độ thi công nhanh.
Nghiên cứu tính toán ổn định đê trụ rỗng trên nềnđấtyếu
2.3.1 Cácđặc trưng và các chỉ tiêu nền đấtyếu
Các chỉ tiêu cơ lý của hố khoan địa chất đất nền là rất quan trọng ảnh hưởng đến độ ổn định của công trình.
Với mỗi lớp đất rất cần các chỉ tiêu cơ lý sau:
- Lực dính đơn vị(kN/m2)
- Trọng lượng riêng đất trong 2 trạng thái khô và bão hòa, (kN/m3)
2.3.2 Cáclực tác dụng lên kết cấu đê trụrỗng
Hình 2 - 11: Sơ đồ lực tác dụng lên kết cấu
Gbt: Trọng Lương bản thân CKTS
Wdn1: Áp lực đấy nổi thấm do sóng
Wdn2: Áp lực đấy nổi tại điều kiên mực nước thiết kế
Ep: Áp lực đất bị động tác dụng lên CKTS
Pn1: Áp lực ngang do nước
P03: Áp lực ngang dưới đoạn tường đứng
Gn: Áp lực nước trong cấu kiện
Pnnc:Áp lực ngang do sóng
Pdnc:Áp lực đứng do sóng hay : KRn c k n
2.3.3 Tính toán ổn định đê trụrỗng
2.3.3.1 Điều kiện làm việc của đê trụrỗng.
Quá trình thi công bằng công nghệ đúc sẵn lắp ghép, cấu kiện tiếp xúc với nền sau khi đã được thi công hoàn thiện tại vị trí chế tạo tương tự quá trình thi công đập xà lan di động.
Kết cấu đặt trực tiếp trên nền đất yếu mà không cần phải xử lý nền Ổn định chống trượt nhờ lực ma sát giữa nền và kết cấu Ổn định chống lật nhờ mô men chống lật sinh ra bởi trọng lượng bản thân, áp lực đất bị động do lớp gia cố chân hạ lưu phía bờ và thành phần lực đứng sinh ra do lực sóng tác dụng lên kếtcấu Ổn định lún nhờ sức kháng lún của bản thân đất nền phía dưới kết cấu
Như vậy điều kiện làm việc của đê trụ rỗng tương tự đập xà lan di động chúng ta có thể áp dụng công thức kiểm tra ổn định trượt lật cho đê trụ rỗng theo tiêu chuẩn TCVN
10398 - CTTL - Đập xà lan - yêu cầuTK
2.3.3.2 Tính toán ổn định kếtcấu.
Sử dụng phần mềm ANSYS Aversion 16 mô phỏng sự làm việc của kết cấu từ đó kiểm tra ổn định cho kết cấu cũng như sự làm việc tổng thể của mặt cắt đê điểnhình.
Nhận xét về sự làm việc, điều chỉnh kết cấu và mặt cắt tổng hợp cho phù hợp và an toàn trong môi trường làm việc được nghiên cứu.
Kiểm tra ổn định chung ( trượt, lật):
Theo TCVN10398 điều kiện ổn định chung: m: hệ số điều kiện làm việc
Kn tra theo cấp công trình
Kiểm tra ổn định theo tải trọng ngang.
Kiểm tra ổn định theo Momen
2.3.3.4 Kiểmtra ứng suất nền[4] Ứng suất nền được tính theo công thức:
+ e: Độ lệch tâm của hợp lực thẳng đứng với điểm giữa của mặt cắt e được xác theo công thức: e M 0
+ M0: Tổng mô men các lực đối với trọng tâm O
+ G: Tổng các lực theo phương thẳng đứng tác dụng lên đáy móng
+ B: Chiều rộng đáy mặt cắt tính toán
+ F: Diện tích đáy cấu kiện
2.3.3.5 Kiểmtra điều kiện trượt hỗn hợp[5] n*N m*R hh (2.8) c tt n
Ntt: Giá trị tính toán của lực gây trượt
Nc: Hệ số tổ hợp tải trọng
Kn: Hệ số độ tin cậy m: Hệ số điều kiện làm việc
Rhh:Lực chống trượt giới hạn của mặt trượt hỗnhợp
Các giải pháp tăng cường ổnđịnhđê
2.4.1 Giải pháp kết cấu thân đê trụrỗng Đối với giải pháp đê trụ rỗng là kết cấu đê tiêu sóng đặt trực tiếp lên nền thì nền vừa chịu tác dụng của lực ngang do sóng biển truyền lên thân đê vừa chịu tác dụng của trọng lượng bản thân kết cấu, vừa chịu tác dụng của dòng dọc tuyến công trình vì vậy để tăng cường độ ổn định thì kết cấu thân đê phải được thiết kế hợp lý vừa đảm bảo kinh tế vừa đảm bảo độ ổn định trên nền đất yếu.
Trên mặt bên thân đê bố trí khớp nối âm dương với chiều sâu khớp nối dày ≥ 5cm Khi hai cấu kiện ghép với nhau me âm khớp với me dương tăng lực ma sát giữa hai đơn nguyên liền kề làm giảm khả năng dịch chuyển tương đối giữa hai cấu kiện.
Hình 2 - 12: Mặt bằng kết cấu đê trụ rỗng
Trên bản đáy đê bố trí dạng kết cấu hình sóng làm tăng diện tích tiếp xúc giữa kết cấu đê và nền công trình.
Hình 2 - 13: Cắt ngang kết cấu
Trong trường hợp cần thiết có thể tăng chiều sâu chân khay cắm sâu xuống nền tăng lực ma sát giữ kết cấu với nền đất tự nhiên, tuy nhiên cần nghiên cứu chỉ tiêu cơ lý đất nền để tránh trường hợp địa chất nền quá cứng, chân khay không cắm hết được vào đất nền làm cho cấu kiện bị nghiêng lệch.
Hình 2 - 14: Cắt ngang kết cấu tăng chiều sâu chân khay 2.4.2 Giải pháp gia cố thượng hạlưu
Các đợt sóng theo chu kì tác động lên kết cấu thân đê, một phần năng lượng sóng sẽ bị chặn lại ở mặt ngoài chìm xuống tạo thành dòng quẩn tác động lên chân đê phía thượng lưu, một phần sóng tràn qua đỉnh tương tự cũng tạo ra dòng quẩn về phía hạ lựu Cả hai loại đường dòng đều có tác động xấu tới ổn định kết cấu đê do đều có xu hướng mói đất chân cấu kiện làm mất sự ổn định của kếtcấu. Để đảm bảo sự ổn định của cấu kiện này cần phải giá cố phía thượng lưu và hạ lưu tuyến đê bằng phương án đá hộc thả rối hoặc rọ đá, thảm đá.
Hình 2 - 15: Cắt ngang gia cố thượng hạ lưu
Kết luậnchương 2
Trong chương 2 thông qua việc đề xuất các phương án kết cấu đê trụ rỗng khác nhau, phân tích ưu nhược điểm của từng loại, từ đó tác giả lựa chọn đề xuất dạng kết cấu đê trụ rỗng phù hợp điều kiện địa chất thổ nhưỡng của vùng biển tây tỉnh Cà Mau, có khả năng áp dụng rộng rãi cho vùng nghiên cứu cũng như những vùng biển có điều kiện địa chất tươngtự.
Tác giả phân tich sơ đồ các ngoại lực tác dụng trực tiếp lê kết cấu đê Đưa ra cách tính toán các đại lượng điều kiện biên và nghiên cứu phương pháp tính toán ổn định kết cấu Hoàn thiện kết cấu đê trụ rỗng và mặt cắt điển hình của đê, đảm bảo sự ổn định cho mặt cắt tổngthể. Đề xuất các giải pháp tăng cường ổn định cho mặt cắt đê trong trường hợp cần tăng ổn định hay trong trường hợp lựa chọn mặt cắt điển hình phù hợp cho các điều kiện tự nhiên khác nhau.
ỨNG DỤNG CHO CÔNG TRÌNH THUỘC XÃ KHÁNH BÌNHTÂY, HUYỆN TRẦN VĂN THỜI, TỈNHCÀMAU
Têncôngtrình
“Đê trụ rỗng giảm sóng xa bờ chống xói lở cửa Kênh Mới Huyện Trần Văn Thời” thuộc dự án thử nghiệm giải pháp đê trụ rỗng bảo vệ bờ biển tại tỉnh Cà Mau.
Mục tiêucôngtrình
Xây dựng tuyến đê nhô xa bờ có tác dụng giảm sóng gây bồi bảo vệ khu vực bờ biển tại cửa kênh mới.Tạo điều kiện thuận lợi cho việc tái tạo rừng phòng hộ trong phạm vi bảo vệ phía sau đê.
Các hạng mụccôngtrình
Kết cấu đê trụ rỗng
Lăng thể đá khóa đầu
Vị trí khu vựcnghiêncứu
Vị trí công trình thuộc phạm vi xã Khánh Bình Tây huyện Trần Văn Thời tỉnh Cà Mau Khu vực công trình được giới hạnbởi:
Phía Bắc giáp xã Khánh Bình Tây Bắc.
Phía Nam giáp xã Khánh Hải.
Phía Đông giáp xã Trần Hợi.
Phía Tây giáp biển Tây. Đê trụ rỗng được xây dựng trên bờ biển Tây có tim dọc đê cách mép bờ biển hiện trạng khoảng 150m , chi tiết xem bình đồ vị trí Hình3.1:
Hình 3 - 1: Vị trí công trình 3.4.2 Điều kiện địahình
Khu vực công trình là vùng bồi tích ven biển, được tạo thành trong quá trình biển lùi và bồi tụ của phù sa sông Địa hình khu vực công trình bị xói lở trầm trọng và ngày càng tăng lên Cao độ thay đổi trong bờ thay đổi từ -1,0 ÷1,0m.
Tài liệu khảo sát địa hình khu vực xây dựng, bao gồm:
- Đo bình đồ lộ tuyến vị trí đê trụ rỗng tỷ lệ1/500.
- Đo trắc ngang tuyến đê với khoảng cách 25m/1 mặtcắt.
Căn cứ vào mô tả địa chất ở thực địa và kết quả thí nghiệm các đặc trưng cơ lý của đất nền trong phạm vi khảo sát tới độ sâu 30 m của công trình đã thi công gần khu vực thử nghiệm, cấu tạo gồm các lớp như sau:
Lớp 1:Bùn sét màu xám xanh
Bùn sét, màu xám xanh, lớp này xuất hiện trong tất cả các hố khoan khảo sát và phân bố từ mặt trên đến 17.2m
Lớp 2: Sét, màu xám nâu vàng, loang xám trắng
Sét, màu xám nâu vàng, loang xám trắng, trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng Lớp này xuất hiện ngay dưới lớp1, khi khoan hết độ sâu 30m vẫn chưa xuất hiện đáy lớp.
3.4.4 Đặc trưng cơ lý đất nền
Từ kết quả thí nghiệm các đặc trưng cơ lý của các mẫu đất ghi trong biểu thí nghiệm, bảng tổng hợp và kết quả phân chia các lớp đất nền Bằng phương pháp tính toán thống kê loại sai số ngẫu nhiên, xác định được trị tiêu chuẩn và trị tính toán của các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất nền theo tiêu chuẩn 20TCN 74 -87 Đất xây dựng – phương pháp chỉnh lý thốngkê.
Bảng 3 - 1:Chỉ tiêu cơ lý đặc trưng của các lớp đất
TT Đặc trưng cơ lý Lớp 1
1 Góc ma sát trong tiêu chuẩn tc , độ 3o53 13o40
2 Lực dính tiêu chuẩn Ctc , kG/cm 2 0.050 0.231
3 Góc ma sát trong tính toán 1 tt1 , độ 3o23 12o57
4 Lực dính tính toán 1 Ctt1, kG/cm 2 0.046 0.217
5 Góc ma sát trong tính toán 2 tt2 , độ 3o31 13o13
6 Lực dính tính toán 2 Ctt2 , kG/cm2 0.047 0.222
7 Hệ số nén lún a, cm2/kG
TT Đặc trưng cơ lý Lớp 1
3.4.5 Đặc điểm khí tượng thủyvăn
3.4.5.1 Kháiquát điều kiện chung khu vực nghiên cứu
Tỉnh Cà Mau và vùng công trình mang đặc trưng khí hậu nhiệt đới giao mùa cận xích đạo, với nền nhiệt độ cao vào loại trung bình trong tất cả các tỉnh ĐBSCL Nhiệt độ trung bình hàng năm là 26,5oC Nhiệt độ trung bình cao nhất trong năm là vào tháng 4 khoảng 37 o C Tháng có nhiệt độ thấp nhất là tháng 1 là 19 o C.
Cà Mau có 2 mùa rõ rệt: mùa mưa và mùa khô Mùa mưa từ tháng 5 đến tháng 11, mùa khô từ tháng 12 đến tháng 4 hàng năm Lượng mưa ở Cà Mau trung bình có 165 ngày mưa/năm: với 2.360mm Lượng bốc hơi trung bình khoảng 1.022 mm/năm, mùa khô có lượng bốc hơi lớn nhất Độ ẩm trung trung bình năm là 85.6%, mùa khô có độ ẩm thấp, đặc biệt vào tháng 3, độ ẩm thường đạt khoảng80%.
Khu vực chịu ảnh hưởng của chế độ thủy triều Biển Tây là chế độ nhật triều không đều Trong tháng có hai kỳ triều cường và hai kỳ triều kém, mỗi kỳ kéo dài từ 3 đến 4 ngày, một chu kỳ triều trung bình kéo dài từ 13 ngày đến 15 ngày Trong kỳ triều kém lại sinh ra một con nước gọi là con nước kém kéo dài từ 2 ngày đến 3 ngày với biên độ mực nước rất nhỏ Mỗi ngày có một lần lên nước và một lần xuống nước, biên độ thủy triều nhỏ: Tại cửa Sông Đốc đạt 0,8m, trong một tháng có 3 đến 4 ngày xuất hiện bán nhật triều không đều; mực nước đỉnh triều lớn nhất thường xuất hiện vào tháng 10, mực nước chân triều thấp nhất thường xuất hiện vào tháng 5, tháng 6 Sự thay đổi mực nước theo mùa không lớn chỉ từ 30cm đến50cm.
Theo quyết định số 487/QĐ-BTNMT “ Công bố danh mục các điểm có giá trị đặc trưng mực nước triều của vùng ven biển Việt Nam và ban hành hướng dẫn kỹ thuật xác định đường mực nước triều cao trung bình nhiều năm, đường mép nước biển thấp nhất trung bình trong nhiều năm Đối với vị trí đê trụ rỗng có các đặc trưng:
+ Mực nước triều cao nhất trung bình : HmaxTB= +0,56m
+ Mực nước triều thấp nhất trung bình :HminTB = -0.38m
+ Mực nước trung bình :HTB = 0,21m
3.4.5.3 Đặc điểm sóng,gió,bão: Ảnh hưởng trực tiếp chế độ nhật triều biển Tây (nhật triều không đều) chi phối lên toàn bộ khu vực Thời gian triều lên và thời gian triều xuống xấp xỉ nhau, kéo dài khoảng 11 giờ đến 12 giờ Vào các ngày triều cường kéo dài thêm từ 1 ngày đến 2 ngày.
Trong một tháng xuất hiện 2 lần triều cường và 2 lần triều kém, mỗi lần kéo dài từ 3 ngày đến 4 ngày Triều cường thường xuất hiện vào các ngày (30, 1, 2 và 15, 16, 17 âm lịch) Triều kém thường xuất hiện vào ngày (6, 7, 8 và 11, 12, 13 âm lịch).
Mực nước cao nhất thường xảy ra trong các tháng 10, 11, 12, 1, 2, 3 gần trùng với mùa khô.
Mực nước thấp nhất thường xảy ra trong các tháng 5, 6, 7, 8, biên độ khoảng 80÷100 cm Mực nước chân triều biến động ít (từ 20 đến 40 cm), mực nước đỉnh triều biến động nhiều (từ 60÷80cm) Do biên độ giao động nhỏ nên triều ảnh hưởng không sâu vào các kênh rạch trong nội đồng, khả năng trao đổi nước bị hạn chế Số lượng và mật độ tàu ghe vận tải thuỷ ngày càng tăng đã đẩy nhanh quá trình sạt lở.
Gió gần mặt đất: Trong năm vận tốc gió bình quân là 2,7m/s, vận tốc gió cực đại là 57m/s xuất hiện ở hướng Tây.
Gió mùa đông: Trong các tháng thì tháng 12 đến tháng 4, gió thịnh hành theo hướng Đông và hướng Đông Bắc, vận tốc gió bình quân 1,6m/s đến 2,8m/s, vận tốc gió lớn nhất ghi nhận được là 48m/s ở hướng Tây Bắc.
Gió mùa hạ: Từ tháng 5 đến tháng 11, hướng gió thịnh hành là Tây hoặc Tây Nam, vận tốc gió bình quân 1,8 m/s đến 4,5m/s Trong mùa này thường xuất hiện giông tố, bị ảnh hưởng mưa bão nên có gió mạnh cấp 7, cấp 8 hay cấp gió lớn hơnnữa.
Nhìn chung tuyến công trình chịu tác dụng chủ yếu là sóng do gió gây nên.
Trong lịch sử vùng ven biển Tây ít bị bão tàn phá Tuy nhiên, với những biến đổi bất thường của khí hậu toàn cầu trong những năm gần đây đã xuất hiện những cơn bão với với tần suất hiếm ở ĐBSCL Điển hình là cơn bão Linda (cơn bão số 5) năm 1997 và cơn bão số 9 năm 2006 đã gây thiệt hại lớn về tài sản, con người và để lại những tổn hại rất lớn về môi trường mà mất nhiều năm sau chính quyền và nhân dân địa phương vẫn chưa khắc phục hết được.
Thiết kế mặt cắtngangđê
3.5.1 Cấpcông trình và tần suất thiếtkế
Thuộc công trình cấp IV, tần suất thiết kế P=3,33 %
3.5.2.1 Xácđịnh MNTK theo tiêu chuẩn thiết kế đêbiển
MNTK -Mực nước thiết kế ứng với tần suất thiết kế P%(m);
MNTB -Mực nước biển trung bình tại khu vực dự án quy về cao độ lục địa(m); Atr - Biên độ triều thiên văn trên mực nước biển trung bình(m);
Hnd -Triều cao nước dâng do bão(m);
(Atr +Hnd)p% -Tổ hợp mực nước triều thiên văn và chiều cao nước dâng do bão tương ứng với tần suất thiết kếP%.
Số liệu mực nước được tra từ phụ lục B, Tiêu chuẩn hướng dẫn thiết kế đê biển TCVN
9901 – 2014 Kết quả tính toán các thành phần mực nước triều, nước dâng được tổng hợp tại Xã Khánh Hưng - huyện Trần Văn Thời - tỉnh Cà Mau, với tần suất 3,33% là +0,76 (m), mực nước được sử dụng phục vụ các tính toán thiết kế và truyền sóng
3.5.2.2 Xácđịnh tham số sóng nướcsâu
Các số liệu sóng phục vụ cho tính toán thiết kế là sóng cực trị, tức là những con sóng lớn nhất đã xuất hiện và được quan trắc Thông thường thì các số liệu sóng đó được đo đạc trong bão được gọi tắt là sóng bão Sóng bão thường có độ cao tương đối lớn, chu kỳ ngắn (tức là sóng có độ dốc sóng lớn) và có thể phá huỷ công trình, xói chân công trình và gây xói mòn bờ rất mạnh Tính chất của sóng gió trong điều kiện gió khá mạnh rất gần với sóng bão Như vậy, các thông số của sóng trong điều kiện thời tiết bất thường hoặc sóng gió trong điều kiện gió mạnh được dùng để tính toán thiết kế sự ổn định của công trình, xói chân công trình hay sự xói mònbờ.
Trong thiết kế công trình đê trụ rỗng bảo vệ bờ, để xác định chiều cao sóng cực trị ứng với tần suất 3,33 %, dùng theo kết quả tính sóng nước sâu tiêu chuẩn thiết kế đê biển
2012, Khu vực tính toán thuộc vùng 3: Phía Tây Mũi Cà Mau – Rạch Giá.
Bảng 3 - 2:Kết quả tính sóng nước sâu
Hình 3 - 2: Khu vực tính tham số sóng nước sâu 3.5.3 Tính sóng thiếtkế
3.5.3.1 Tính sóng thiết kế sử dụng phần mềm tính truyền sóngWADIBE
Ta dùng phần mềm WADIBE để tính toán WADIBE viết tắt của Wave- Dike- Beach,nghĩa là Sóng- Đê- Bãi Mối liên hệ chặt chẽ và tương tác thủy lực học- Công trình-Hình thái giữa ba “pha” này là lý tưởng cho sự phát triển chương trình WADIBE được phát triển bởi bộ môn kỹ thuật công trình biển- khoa Kỹ Thuật Biển nhằm hỗ trợ cho công tác giảng dạy và bổ trợ kiến thức về kỹ thuật bờ biển cho các cán bộ làm côngtáctưvấnthiếtkếcáccôngtrìnhbảovệbờ,đặcbiệtlàcácvấnđềliênquanđến đê kè biển như các đặc trưng cơ bản của sóng tuyến tính, tính toán chế độ sóng ngang bờ, tính toán sóng leo- sóng tràn, tính toán kích thước lớp áo kè, phân tích lựa chọn tối ưu hình học đê.
Các số liệu đầu vào bao gồm:
- Cao trình mực nước biển SWL : Mực nước thiết kế(m).
- Chiều cao sóng tại biên phía biển : H H 0 rms 2
- Chọn góc sóng tới nguy hiểm nhất tại biên phía biển :α0=0 0
- Độ dốc sóng nước sâu :s0=H0/L0
Ta tiến hành chọn mặt cắt để truyền sóng ngang bờ, ta chọn 4 mặt cắt đại diện là MC 1-1, MC 2-2, MC 3-3, MC 4-4.
Hình 3 - 3: Vị trí mặt cắt tính toán
Nhập thông số đầu vào cho chương trình:
Bảng 3 - 3:Tổng hợp kết quả tính từ 4 mặt cắt
Kết quả từ 4 mặt cắt trên xác định được mặt cắt nguy hiểm nhất là mặt cắt 2 và 3 Điều kiện sóng thiết kế lựa chọn Hs = 1,4 (m).
3.5.3.2 Tính sóng thiết kế sử dụng công thức thực nghiệm[2]
Theo tiêu chuẩn kỹ thuật và chú giải đối với các công trình cảng ở Nhật Bản (OCDI) Để tính sóng thiết kế đối với công trình thuộc vùng sóng đổ như sau:
Thay các giá trị ta được:
Kết luận:Kết quả tính chiều cao sóng thiết kế tại chân công trình theo hai phương pháp là tương đồng nhau, để đảm bảo tính an toàn ta chọn điều kiện bất lợi nhất để tính Vậy chiều cao sóng tính toán là Hs =1,4 (m).
3.5.4 Tính cao trình đỉnh đê [3]
Cao trình đỉnh được xác định theo công thức sau:
Zđ= HTB+ 0,5HS+ HL(3.1) trong đó:
ZTB:là cao trình mực nước biển trung bình nhiều năm ZTB=0,21(m).
Hs: là độ cao lưu không cần thiết trên mực nước biển thiết kế Hs =1,4 (m).
Cao trình đỉnh để tính toán:
Cao trình đỉnh đê lựa chọnZđr= 1,21(m).
3.5.5.1 Tính bề rộng thềm đáB thềm
Bmax: Bề rộng thềm đá gia cố chân(m)
Hs : Chiều cao sóng thiết kế(m) ds : Độ sâu nước trước chân công trình(m)
Kết luận chọn chiều rộng thềm đá bảo vệ chân 3 m.
3.5.5.2 Tính khối lượng của đá bảovệ
M50 : Khối lượng đá bảo vệ (khối lượng 50% lọt sàng đường cấp phối)(T) ρr : Dung trọng của đá(T/m 3 )
Dn50 : Đường kính danh nghĩa của viên đá(m), Đường kính danh nghĩa được xác định bởi công thức: Với :
Hệ số ổn định Nsxác định theo công thức Tanimoto:
max s sin 2 .cos 2 2 lcos L ' ;cos 2 sin 2 2 lcos L '
+ h' : chiều sâu nước trên đỉnh lớp đệm móng (không kể lớp bảo vệ) (m)
+l : trong trường hợp sóng tới pháp tuyến, bề rộng thềm BM(m)
: trong trường hợp sóng tới xiên, hoặc BMhoặc B'M, lấy giá trị nào cho
Ns : chỉ số ổn định Δ : Trọng lượng riêng của đá(T/m 3 ) giá trị của (K2)Blớn hơn
+ L' : chiều dài sóng tương ứng với chu kỳ sóng có ý nghĩa tính toán tại chiều sâu nước h' (m)
+s : hệ số hiệu chỉnh khi lớp bảo vệ nằm ngang (= 0.45)
Bảng 3 - 4:Kết quả tính khối lượng đá bảo vệ chân h' (m) L' (m) l (m) H 1/3
Tính toán ổn định đêtrụrỗng
3.6.1 Thông số tính ổn định đê trụrỗng
- Cao độ đáy kết cấu tiêu sóng : -1.15 m
- Cao độ đỉnh lớp bảo vệ chân : -0.65 m
- Cao độ đất đắp sau đê : -0.65 m
3.6.1.2 Thông số về kết cấu đê trụrỗng
- Chiều dày thành biên ngoàikếtcấu := 0.15m
- Chiều rộng bảnđáyđê : D = 3.50 m p G4 p' 4 CTĐỉnh đê p G1 p G p' 1 p' (z) p p 1
3.6.1.3 Thông số sóng và mựcnước
Mực nước tính ổn định là mực nước thiết kế, MNTK = 0.76 m
Theo phụ lục 3:Chiều cao sóng tính áp lực sóng HD= Hmax= 1,96 (m)
3.6.2 Tảitrọng do sóng tác dụng[1]
3.6.2.1 Lực sóng tác dụng tường đứng cùng cao trìnhđỉnh
Tính toán lực sóng tác dụng lên tường đứng có cùng cao trình đỉnh đê trụ rỗng trước khi tính hiệu chỉnh lên mặt cong thiết kế.
Theo phụ lục 4 ta tính được
Bảng 3 - 5:Tổng hợp kết quả tính tải trọng sóng lên tường đứng
3.6.2.2 Tính áp lực sóng hiệu chỉnh lên đê trụ rỗng theo phương pháp củaTanimoto và Takahashi
Hình 3 - 4: Sơ đồ hiệu chỉnh áp lực
Vớip: Hệ số hiệu chỉnh theo hình cong
l: Khoảng cách ngang giữa điểm p'a và p's
l = 0.71 Áp lực ngang dưới đoạnhvPo3.46(kN/m 2 )do
A= 1 0 6 B= 1 1 6 2 Áp lực hướng tâm đoạn biến thiên
- Dung trọng riêng tự nhiên của đáđắpđê: đ= 20,000 T/m 3 Áp lực đất ngang Ep được xác định theo công thức:
Ka Hệ số áp lực ngang chủ động củađất
Góc ma sát giữa đất đắp vàtường,
Góc của đất đắp với phương nằm ngang ,
Góc của đất đắp sau tường với phương thẳng đứng,
Góc nội ma sát hữu hiệu,
3.6.4 Tổng hợp các lực tác dụng lên kết cấu[ 5 ]
Hình 3 - 5: Sơ đồ lực tác dụng lên đê trụ rỗng
Bảng 3 - 6:Tổng hợp các ngoại lực tác dụng
Trị số lực (kN) e(m) MO
Gbt: Trọng Lương bản thân KCTS
Wdn1: Áp lực đấy nổi thấm do sóng
Wdn2: Áp lực đấy nổi tại điều kiên mực nước thiết kế
Ep: Áp lực đất bị động tác dụng lên KCTS
Pn1,Pn2: Áp lực ngang do nước P03: Áp lực ngang dưới đoạn hv Gn: Áp lực nước trong cấu kiện
Pnnc:Áp lực ngang do sóng
Pdnc:Áp lực đứng do sóng
Tổng hợp các lực tác dụng lên kết cấu
Mô men lật tại điểmtâm: M =-54,41 kNm
3.6.5 Kiểmtra ổn định kết cấu bằng phần mềm ANSYS version16
3.6.5.1 Khaibáo đặc trưng vật liệu và đặc trưng hình học
Khaibáo đặc trưng vật liệu và hình học cho bêtông:
Chúng ta sử dụng bê tông M 400 cho cấu kiện này, có những đặc tính như sau:Module đàn hồi: 32.5e9 Pa
Khối lượng riêng: 24000 N/m3 Ứng suất kéo dọc trục: 3.4e6 Pa Ứng suất phá hủy dọc trục: 48.0e6 Pa
Hệ số ảnh hưởng của vết nứt mở khi chịu cắt: 0.2
Hệ số ảnh hưởng của vết nứt kín (nứt bản thân) khi chịu cắt: 0.4
Khai báo đặc trưng vật liệu và hình học cho cốt thépD12:
Hệ số dãn nở nhiệt theo chiều dài: 12.0e-6Hệ số dãn nở nhiệt theo chiều ngang: 22.0e-
6Khả năng chịu kéo: 880.0e6Pa
Khai báo đặc trưng vật liệu và hình học cho cốt thépD10:
Hệ số dãn nở nhiệt theo chiều dài: 12.0e-6Hệ số dãn nở nhiệt theo chiều ngang: 22.0e-
6Khả năng chịu kéo: 780.0e6Pa
Khai báo đặc trưng vật liệu cho đất:Module đàn hồi: 7.0e5Pa
N/m3Độ nhớt của đất: c 0,66e4 PaGóc ma sát: φ = 3 o 23
Hình 3 - 6: Mô hình hóa kết cấu
Khối đá gia cường phía bờ rộng 1mKhối đá gia cường phía biển rộng 1m
3.6.5.2 Trường hợp 01:Cấu kiện làm việc chịu tác dụng ngoai lực và có giacường đá hộc mỗi bên rộng1m về hai phía thượng hạ lưu với chiều dày gia cố là30cm
Hình 3 - 7: Mô hình hóa kết cấu làm việc có gia cố đá thượng hạ lưu
Hình 3 - 8: Chuyển vị theo phương X
Chuyển vị lớn nhất theo phương ngang X : uxmax= 0,025m= 2,5cm
Hình 3 - 9: Ứng suất chính thứ nhất
Hình 3 - 10: Ứng suất Von Mises
Khối đá gia cường phía bờ rộng 1mKhối đá gia cường phía biển rộng 3m
- Chuyển vị ngang theo phương X:2.5cm
- Chuyển vị lún theo phương Y:26.91cm
- Ứng suất lớn nhất sinh ra trong kết cấu :0.195Mpa
- Chuyển vị ngang theo phương X của kết cấu là không lớn, chuyển vị lún nằm trong giới hạn phòng lún cho phép khi tính toán mặt cắt đê Ứng suất lớn nhất sinh ra trong cấu kiện nằm trong phạm vi cho phép của mác bê tông chế tạo kếtcấu.
3.6.5.3 Trường hợp 02:Cấu kiện làm việc chịu tác dụng ngoai lực và có giacường đá hộc phía đồng là 1m về phía biển là 3m với chiều dày gia cố30cm
Hình 3 - 11: Mô hình hóa kết cấu làm việc có gia cố đá thượng hạ lưu
Hình 3 - 12: Chuyển vị theo phương X
Chuyển vị lớn nhất theo phương ngang X : uxmax= 0,025m= 2,7cm
Hình 3 - 13: Ứng suất chính thứ nhất
Hình 3 - 14: Ứng suất Von Mises
- Chuyển vị ngang theo phương X:2.7cm
- Chuyển vị lún theo phương Y:27.53cm
- Ứng suất lớn nhất sinh ra trong kết cấu :0.189Mpa
- Khi tăng chiều rộng phạm vi gia cố về phía biển lên 3m tác giả nhận thấy chuyển vị ngang thep phương X tăng lên từ 2.5cm lên 2.7cm đồng thời chuyển vị lún xuống dưới tăng từ 26.91 cm lên 27.53 cm tuy nhiên ứng suất lớn nhất trong kết cẩu giảm từ 0.195Mpa xuống còn 0.189Mpa.
Có thể thấy rằng việc tăng phạm vi gia cố dẫn tới tăng tải trọng làm tăng chuyển vị đứng và ngang của kết cấu nhưng việc này lại làm phân bố lại ứng suất trong thân cấu kiện một cách đều hơn, làm giảm ứng suất tập trung trong thân đê.
Qua mô phỏng và so sánh chúng ta tăng bề rộng khối đá một cách hợp lý, ưu tiên giảm ứng suất trong khi chuyển vị vẫn nằm trong giới hạn cho phép Với điều kiện thực tế của công trình tại huyện Trần Văn Thời chọn phạm vi gia cố phía bờ rộng 1m, gia cố phía biển 3m là hợp lý.
Kiểm tra ổn định trượt: Áp dụng công thức (2.3): n N m.R c tt kn hay : KRn c k n
Công trình cấp: IV => Kn = 1.15
Tổ Hợp tải trọng: TH cơ bản => nc = 1.00 m: hệ số điều kiện làm việc m = 1
Kiểm tra ổn định theo tải trọng ngang áp dụng công thức ( 2.4).
V 0 0.064< m.R n c Kn = 0.079 KếtLuận: Đất nền đảm bảo điều kiện chịu lực theo tải trọng ngang.
Kiểm tra ổn định theo Momen áp dụng công thức (2.5).
BV 0 0.024 < m.R n c Kn = 0.041 KếtLuận: Đất nền đảm bảo điều kiện chịu lực theo tải trọng Momen. Đất nền đảm bảo điều kiện chịu lực phứchợp
3.6.7 Kiểmtra ứng suất nền[4] Áp dụng công thức (2.6).:
+ e: Độ lệch tâm của hợp lực thẳng đứng với điểm giữa của mặt cắt e được xác định theo công thức (2.7): e M 0 0, 48
+ M0: Tổng mô men các lực đối với trọng tâm O:M o T,41 kNm
+ G: Tổng các lực theo phương thẳng đứng tác dụng lên đáy móng: G = 111,52 kN + B: Chiều rộng đáy mặt cắt tính toán: B = 3.00m
+ F: Diện tích đáy cấu kiện: F 50 m 2
KếtLuận: Đất nền đảm bảo điều kiện chịulực
3.6.8 Kiểmtra ổn định trượt hỗn hợp[4] Áp dụng công thức (2.8) để kiểm tra điều kiện trượt hỗn hơp cho kết cấu n*N m*R hh c tt n
Ntt: Giá trị tính toán của lực gây trượt
Nc: Hệ số tổ hợp tải trọng
Kn: Hệ số độ tin cậy m: Hệ số điều kiện làm việc
Rhh: Lực chống trượt giới hạn của mặt trượt hỗn hợp
Tính toán bề rộng phần trượt sâu và phần trượtphẳng
Xác định bề rộng phần trượt sâu B1 và bề rộng phần trượt phẳng B2 ứng với bề rộng hữu hiệu B’ Đặt α = B1/B với B’ α = B1’/B’
Xác định α khi hệ số kháng cắt tgψ < 0.45 thì quan hệ α~P có dạng :P có dạng :
Với α = 0, p=0 Với α = 1, p=Pgh, áp lực làm cho công trình trượt sâu B
Rghxác định với δ=0: Rgh= Nc*c*B'+ Nq*q*B' + Ng*g*B' 2
Rgh = 41.5 T/m, Pgh = 9.073 T/ m 2 σtb= 1.062 như vậy α = 0.177
Xácđịnh cường độ chống trượt giới hạn của đấtnền t gh R gh *sin'
B' Để tính tgh, Pghcần tính Rgh tuy nhiên góc δ’ chưa biết nên cần giả định nhiều giá trị δ’ Với mỗi giá trị δ’ tính được tgh, Pgh
Vẽ đường quan hệ tgh~P có dạng : Pgh
' Nc Nq N Nc*c*B' Nq*q*B' Ng*g*B'^2 Rgh ' pgh tgh
Hình 3 - 15: Đường quan hệ P gh ~ T gh
Tra đồ thị được Tgh= 0.294T
Lực chống trượt giới hạn Rhh=[K](P*tgj+c)*b2+ tgh*b1]*L = 7T
Tổng lực gây trượt Ntt= 4.12 T
Hệ số an toàn tính toán K= Rhh/Ntt= 1.7 > [K]K]= 1.2
Kết luận:Công trình thỏa mãn điều kiện ổn định trượt hỗnhợp.
Phương án bố trí tổng thể, kết cấu đêtrụrỗng
3.7.1 Bốtrí tổng thể tuyếnđê Đoạn đê nghiên cứu thử nghiệm dài 200m gồm tổng cộng có 65 đơn nguyên đê đúc sẵn được lắp ghép với nhau tạo thành tuyến đê Vị trí tuyến nghiên cứu được chọn song song với tuyến đê biển tây và cách tim tuyến đê biển tây 150m, cách cầu Đá Bạc khoảng1300m; ẫn xà lan
Nạo vét hố móng lắp dựng đê rỗng +1.40
Nạo vét hố móng lắp dựng đê rỗng -1 00
Khoảng cách từ đê tới bờ Khoảng cách từ đê tới bờ
Hình 3 - 16: Bố trí tổng thể công trình 3.7.2 Kếtcấu đơn nguyênđê
Kết cấu đơn nguyên đê trụ rỗng bê tông M400 chiều dày 15cm vòm nửa hình tròn Trên mặt cong phía trước và phía sau bố trí lỗ tiêu sóng, chi tiết như sau:
Hình 3 - 17: Mặt bằng kết cấu đê trụ rỗng m=2 m=2 m=2 Đá thả rối D