1. Trang chủ
  2. » Luận Văn - Báo Cáo

Nghiên cứu lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng theo các dạng mặt cắt khác nhau, phục vụ xây dựng khu neo đậu tàu thuyền trú bão

140 7 0

Đang tải... (xem toàn văn)

Tài liệu hạn chế xem trước, để xem đầy đủ mời bạn chọn Tải xuống

THÔNG TIN TÀI LIỆU

Cấu trúc

  • Lời cảm ơn

  • Luận văn

    • MỤC LỤC

    • 1TMỞ ĐẦU1T 1

    • 1TCHƯƠNG I: MỘT SỐ VẤN ĐỀ LIÊN QUAN ĐÊ CHẮN SÓNG CÔNG TRÌNH BIỂN1T 3

    • 1T1.1.1T 1TGiới thiệu chung về đê chắn sóng (ĐCS)1T 3

      • 1T1.1.1.1T 1TĐặt vấn đề1T 3

      • 1T1.1.2.1T 1TPhân loại đê chắn sóng1T 3

        • 1T1.1.2.1.1T 1TPhân loại vị trí của đê chắn sóng trên mặt bằng1T 3

        • 1T1.1.2.2.1T 1TPhân loại theo tương quan với mực nước1T 4

        • 1T1.1.2.3.1T 1TPhân loại theo công dụng đê chắn sóng.1T 5

        • 1T1.1.2.4.1T 1TPhân loại theo hình dạng mặt cắt ngang đê chắn sóng1T 5

    • 1T1.2.1T 1TCác dạng mặt cắt đê chắn sóng công trình biển1T 7

      • 1T1.2.1.1T 1TCác dạng mặt cắt ĐCS mái nghiêng1T 8

      • 1T1.2.2.1T 1TĐê chắn sóng tường đứng1T 9

      • 1T1.2.3.1T 1TĐê chắn sóng dạng hỗn hợp1T 10

      • 1T1.2.4.1T 1TĐê chắn sóng bằng cừ, cọc1T 11

      • 1T1.2.5.1T 1TĐê chắn sóng có kết cấu đặc biệt1T 12

    • 1T1.3.1T 1TNội dung chính liên quan đến tính toán thiết kế đê chắn sóng1T 12

      • 1T1.3.1.1T 1TChọn tuyến ĐCS1T 12

      • 1T1.3.2.1T 1TThiết kế mặt cắt và kết cấu ĐCS1T 12

        • 1T1.3.2.1.1T 1TCao trình đỉnh đê1T 12

        • 1T1.3.2.2.1T 1TThiết kế mặt cắt ngang ĐCS1T 13

      • 1T1.3.3.1T 1TTác động của môi trường lên ĐCS1T 14

      • 1T1.3.4.1T 1TTính toán ổn định ĐCS1T 14

    • 1T1.4.1T 1TMột số hư hỏng đê chắn sóng và vấn đề ổn định1T 15

      • 1T1.4.1.1T 1TMột số hư hỏng ĐCS thường gặp1T 15

        • 1T1.4.1.1.1T 1THư hỏng đối với đê chắn sóng tường đứng1T 15

        • 1T1.4.1.2.1T 1THư hỏng đối với đê chắn sóng mái nghiêng1T 15

      • 1T1.4.2.1T 1TVấn đề ổn định của ĐCS1T 16

    • 1T1.5.1T 1TĐê chắn sóng và khu neo đậu tàu thuyền trú bão1T 17

      • 1T1.5.1.1T 1TTiêu chí xây dựng khu neo đậu tàu thuyền tránh trú bão1T 17

        • 1T1.5.1.1.1T 1TYêu cầu về địa điểm xây dựng khu neo đậu tránh trú bão1T 17

        • 1T1.5.1.2.1T 1TYêu cầu về kỹ thuật đối với khu tránh trú bão1T 18

      • 1T1.5.2.1T 1TTiềm năng và hiện trạng khu neo đậu tàu thuyền TTB ở nước ta1T 19

        • 1T1.5.2.1.1T 1TTiềm năng xây dựng các khu neo đậu tàu thuyền TTB1T 19

        • 1T1.5.2.2.1T 1TChủ trương xây dựng khu neo đậu tàu thuyền TTB1T 19

        • 1T1.5.2.3.1T 1TTình hình xây dựng khu neo đậu tàu thuyền TTB ở nước ta1T 20

      • 1T1.5.3.1T 1TMột số vấn đề về khu neo đậu tàu thuyền TTB và ĐCS1T 21

    • 1T1.6.1T 1TKết luận chương I1T 22

    • 1TCHƯƠNG II: CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CHO ĐÊ CHẮN SÓNG1T 23

    • 1T2.1.1T 1TGiới thiệu một số phương pháp tính toán ổn định cho đê chắn sóng1T 23

      • 1T2.1.1.1T 1TSự phát triển của các phương pháp tính toán công trình1T 23

      • 1T2.1.2.1T 1TCác phương pháp tính ổn định công trình1T 23

        • 1T2.1.2.1.1T 1TPhương pháp tính theo trạng thái giới hạn1T 23

        • 1T2.1.2.2.1T 1TPhương pháp ứng suất cho phép1T 25

        • 1T2.1.2.3.1T 1TPhương pháp tính theo hệ số an toàn1T 25

        • 1T2.1.2.4.1T 1TPhương pháp tính theo độ tin cậy1T 25

    • 1T2.2.1T 1TTính ổn định cho đê chắn sóng dạng tường đứng1T 27

      • 1T2.2.1.1T 1TĐặt vấn đề1T 27

      • 1T2.2.2.1T 1TTính toán ổn định theo tiêu chuẩn 22-TCN-207-921T 27

        • 1T2.2.2.1.1T 1TĐặc điểm tính toán1T 27

        • 1T2.2.2.2.1T 1TĐánh giá sự ổn định của của công trình1T 28

      • 1T2.2.3.1T 1TTính toán ổn định theo đề tài cấp Bộ mã số 96-34-101T 35

        • 1T2.2.3.1.1T 1TTính toán ổn định công trình1T 35

        • 1T2.2.3.2.1T 1TXói chân công trình1T 36

        • 1T2.2.3.3.1T 1TĐiều kiện ổn định về lún1T 36

      • 1T2.2.4.1T 1TPhương pháp tính của Van de Kreeke (1963) [14]1T 37

        • 1T2.2.4.1.1T 1TTính toán ổn định trượt phẳng1T 37

        • 1T2.2.4.2.1T 1TỔn định do lật1T 41

    • 1T2.3.1T 1TTính ổn định cho đê chắn sóng mái nghiêng1T 43

      • 1T2.3.1.1T 1TYêu cầu chung về tính toán ổn định đê chắn sóng mái nghiêng1T 43

        • 1T2.3.1.1.1T 1TNguyên tắc chung1T 43

        • 1T2.3.1.2.1T 1TCông thức tổng quát tính ổn định1T 43

      • 1T2.3.2.1T 1TTính toán ổn định ĐCS mái nghiêng theo phương pháp phân thỏi (14 TCN 130-2002)1T 44

        • 1T2.3.2.1.1T 1TPhương pháp xác định mặt trượt nguy hiểm nhất1T 45

        • 1T2.3.2.2.1T 1TPhương pháp xác định hệ số an toàn K1T 48

      • 1T2.3.3.1T 1TTính toán ổn định ĐCS mái theo phương pháp cân bằng giới hạn tổng quát GLEM1T 51

      • 1T2.3.4.1T 1TTính toán ổn định ĐCS mái theo phương pháp phần tử hữu hạn FEM1T 54

      • 1T2.3.5.1T 1TTính toán ổn định trượt phẳng của đê chắn sóng mái nghiêng1T 54

    • 1T2.4.1T 1TTính ổn định cho đê chắn sóng hỗn hợp1T 55

      • 1T2.4.1.1T 1TCác dạng mặt cắt và khả năng mất ổn định1T 55

      • 1T2.4.2.1T 1TNội dung tính toán ổn định ĐCS hỗn hợp1T 56

    • 1T2.5.1T 1TKết luận chương II1T 56

    • 1TCHƯƠNG III: PHÂN TÍCH LỰA CHỌN PHƯƠNG PHÁP TÍNH ỔN ĐỊNH CHO CÁC DẠNG MẶT CẮT ĐCS KHU NEO ĐẬU TÀU THUYỀN TRÁNH TRÚ BÃO1T 58

    • 1T3.1.1T 1TĐiều kiện làm việc của ĐCS theo các dạng mặt cắt khác nhau1T 58

      • 1T3.1.1.1T 1TĐiều kiện làm việc của đê chắn sóng tường đứng1T 58

        • 1T3.1.1.1.1T 1TTải trọng bản thân1T 58

        • 1T3.1.1.2.1T 1TÁp lực thủy tĩnh1T 58

        • 1T3.1.1.3.1T 1TTải trọng do áp lực sóng1T 58

      • 1T3.1.2.1T 1TĐiều kiện làm việc đê chắn sóng mái nghiêng1T 66

        • 1T3.1.2.1.1T 1TTải trọng bản thân1T 66

        • 1T3.1.2.2.1T 1TÁp lực thủy tĩnh1T 67

        • 1T3.1.2.3.1T 1TTác động của sóng lên đê chắn sóng mái nghiêng1T 67

    • 1T3.2.1T 1TĐiều kiện xây dựng, khai thác với các ĐCS có dạng mặt cắt khác nhau1T 77

      • 1T3.2.1.1T 1TĐê chắn sóng dạng tường đứng1T 77

        • 1T3.2.1.1.1T 1TĐiều kiện áp dụng1T 77

        • 1T3.2.1.2.1T 1TĐiều kiện khai thác1T 77

      • 1T3.2.2.1T 1TĐê chắn sóng dạng mái nghiêng1T 78

        • 1T3.2.2.1.1T 1TĐiều kiện áp dụng1T 78

        • 1T3.2.2.2.1T 1TĐiều kiện khai thác1T 78

    • 1T3.3.1T 1TYêu cầu về ổn định ĐCS khu neo đậu tàu thuyền trú bão1T 79

      • 1T3.3.1.1T 1TTải trọng tác dụng lên ĐCS khu neo đậu tàu thuyền TTB1T 79

        • 1T3.3.1.1.1T 1TTải trọng va tàu1T 79

        • 1T3.3.1.2.1T 1TTải trọng neo tàu1T 80

        • 1T3.3.1.3.1T 1TTải trọng tựa tàu1T 82

      • 1T3.3.2.1T 1TYêu cầu về ổn định của ĐCS khu neo đậu tàu thuyền1T 83

    • 1T3.4.1T 1TPhân tích lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng tường đứng1T 83

      • 1T3.4.1.1T 1TPhân tích đặc điểm của các phương pháp tính ổn định ĐCS tường đứng1T 84

        • 1T3.4.1.1.1T 1TPhương pháp Gerxevanov1T 84

        • 1T3.4.1.2.1T 1TPhương pháp tính ổn định theo tiêu chuẩn 22 TCN 207-921T 85

        • 1T3.4.1.3.1T 1TTheo phương pháp Van de Kreeke1T 85

      • 1T3.4.2.1T 1TLựa chọn phương pháp tính toán ổn định ĐCS tường đứng1T 86

        • 1T3.4.2.1.1T 1TNhận xét chung về các phương pháp tính ổn định ĐCS tường đứng1T 86

        • 1T3.4.2.2.1T 1TLựa chọn phương pháp tính ổn định ĐCS tường đứng1T 86

    • 1T3.5.1T 1TPhân tích lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng mái nghiêng1T 87

      • 1T3.5.1.1T 1TPhân tích đặc điểm các phương pháp tính ổn định cho ĐCS mái nghiêng1T 87

        • 1T3.5.1.1.1T 1TPhương pháp phân thỏi (14TCN 130-2002)1T 87

        • 1T3.5.1.2.1T 1TPhương pháp cân bằng giới hạn tổng quát1T 87

        • 1T3.5.1.3.1T 1TPhương pháp phần tử hữu hạn1T 88

      • 1T3.5.2.1T 1TLựa chọn phương pháp tính ổn định cho ĐCS mái nghiêng1T 89

    • 1T3.6.1T 1TKết luận chương III1T 89

    • 1TCHƯƠNG IV: ỨNG DỤNG TÍNH TOÁN KHU NEO ĐẬU TRÁNH TRÚ BÃO NHẬT LỆ1T 91

    • 1T4.1.1T 1TGiới thiệu công trình và điều kiện tự nhiên1T 91

      • 1T4.1.1.1T 1TTổng quan khu neo đậu TTB cho tàu cá Nhật Lệ1T 91

        • 1T4.1.1.1.1T 1TTiềm năng và chiến lược phát triển kinh tế thuỷ sản Quảng Bình1T 91

        • 1T4.1.1.2.1T 1THoạt động bão lũ và sự cần thiết đầu tư xây dựng khu tránh trú bão1T 93

        • 1T4.1.1.3.1T 1TMục tiêu, nhiệm vụ của khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá Nhật Lệ1T 94

        • 1T4.1.1.4.1T 1TQuy mô dự án khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá Nhật Lệ1T 94

      • 1T4.1.2.1T 1TĐiều kiện tự nhiên khu neo đậu TTB cho tàu cá Nhật Lệ1T 95

        • 1T4.1.2.1.1T 1TĐặc điểm khí tượng1T 95

        • 1T4.1.2.2.1T 1TĐiều kiện thuỷ hải văn khu vực công trình1T 96

        • 1T4.1.2.3.1T 1TĐiều kiện địa hình1T 101

        • 1T4.1.2.4.1T 1TĐiều kiện địa chất công trình1T 101

    • 1T4.2.1T 1TGiải pháp thiết kế ĐCS, ngăn cát1T 101

      • 1T4.2.1.1T 1TChọn tuyến đê1T 101

      • 1T4.2.2.1T 1TTính chọn kích thước cơ bản của mặt cắt ngang ĐCS mái nghiêng1T 102

        • 1T4.2.2.1.1T 1TCao trình đỉnh đê1T 103

        • 1T4.2.2.2.1T 1TChiều rộng đỉnh đê1T 104

        • 1T4.2.2.3.1T 1TChọn mái dốc m1T 105

    • 1T4.3.1T 1TTính toán ổn định ĐCS1T 105

      • 1T4.3.1.1T 1TTheo 14TCN 130-20021T 105

      • 1T4.3.2.1T 1TTheo phương pháp phần tử hữu hạn1T 109

      • 1T4.3.3.1T 1TTính toán ổn định trượt ngang1T 109

    • 1T4.4.1T 1TMột số nội dung tổ chức thi công xây dựng công trình1T 112

      • 1T4.4.1.1T 1TTrình tự thi công các hạng mục chính khu neo đậu Nhật Lệ1T 112

      • 1T4.4.2.1T 1TBiện pháp thi công các hạng mục công trình chính1T 113

      • 1T4.4.3.1T 1TMột số lưu ý trong quá trình thi công1T 115

      • 1T4.4.4.1T 1TTiến độ thi công1T 116

      • 1T4.4.5.1T 1TCác yêu cầu về bảo vệ môi trường, an toàn, phòng chống cháy nổ trong quá trình thi công1T 116

    • 1T4.5.1T 1TKết luận chương IV1T 117

    • 1TKẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ1T 118

    • 1TI. Kết luận1T 118

    • 1TII. Tồn tại và kiến nghị1T 119

      • MỞ ĐẦU

        • 1. Tính cấp thiết của đề tài

        • Với yêu cầu phát triển kinh tế biển, hàng năm chúng ta phải xây dựng nhiều công trình biển, công trình bảo vệ bờ: các công trình cảng biển khu vực ven bờ, cảng nằm ở vùng hải đảo, công trình an ninh quốc phòng, cảng cá, khu neo đậu tàu thuyền trú bão…...

        • Đê chắn sóng là một trong các hạng mục quan trọng trong công trình biển, để bảo vệ khu vực công trình và tạo vùng nước “yên tĩnh’’ phía sau. Đê chắn sóng thường làm việc trong điều kiện bất lợi về sóng gió, chiều sâu cột nước, điều kiện nền và điều ki...

        • Đê chắn sóng thường có các dạng mặt cắt chính: dạng mái nghiêng, dạng tường đứng, dạng hỗn hợp. Mỗi loại có điều kiện ứng dụng, điều kiện làm việc khác nhau (về nền công trình, áp lực sóng, khả năng trượt, lật….). Một trong những nội dung quan trọng ...

        • Để góp phần cho công tác thiết kế các đê chắn sóng công trình, nội dung nghiên cứu đề tài: “Nghiên cứu lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng theo các dạng mặt cắt khác nhau, phục vụ xây dựng khu neo đậu tàu thuyền trú bão” mang tính thực ...

        • 2. Mục đích của đề tài

        • Trên cơ sở nghiên cứu, luận văn đề xuất phương pháp tính toán ổn định phù hợp đối với các dạng mặt cắt khác nhau của đê chắn sóng, tập trung cho mặt cắt thường được sử dụng là dạng mái nghiêng và tường đứng, nhằm phục vụ việc xây dựng đê chắn sóng khu...

        • 3. Đối tượng nghiên cứu:

        • Đối tượng nghiên cứu là đê chắn sóng khu neo đậu tàu thuyền trú bão.

        • 4. Cách tiếp cận và phương pháp thực hiện

        • - Phương pháp nghiên cứu:

        • + Phương pháp lý thuyết

        • + Phương pháp tổng hợp, phân tích đánh giá

        • + Tham khảo kinh nghiệm chuyên gia

        • - Các tiếp cận: + Tiếp cận qua các nghiên cứu, tài liệu đã công bố

        • + Tiếp cận qua công trình thực tế

        • + Qua các nguồn thông tin khác

        • 5. Kết quả dự kiến đạt được

        • - Nêu được tổng quan các phương pháp tính toán ổn định cho đê chắn sóng công trình biển;

        • - Dựa trên đặc điểm điều kiện làm việc và điều kiện áp dụng, phân tích lựa chọn phương pháp tính toán ổn định phù hợp cho đê chắn sóng có dạng mặt cắt khác nhau, tập trung cho 2 dạng mặt cắt là đê mái nghiêng và đê dạng tường đứng, phục vụ xây dựng kh...

        • - Ứng dụng tính toán phục vụ cho xây dựng đê chắn sóng khu neo đậu tàu thuyền tránh trú bão Nhật Lệ - Quảng Bình.

    • Giới thiệu chung về đê chắn sóng (ĐCS)

      • Đặt vấn đề

      • Phân loại đê chắn sóng

        • Đê chắn sóng được phân thành một số loại, tuỳ theo mục tiêu nghiên cứu, phương thức tiếp cận và các đặc trưng của đê. Dưới đây là một số cách phân loại phổ biến và thường được áp dụng. [1], [3]

        • Phân loại vị trí của đê chắn sóng trên mặt bằng

        • - Đê hỗn hợp: trên thực tế, nhiều trường hợp thường kết hợp bố trí xây dựng tuyến đê chắn sóng theo cả hai kiểu nói trên.

        • Hình 1.1: Đê nhô (Cảng Karpaz, miền bắc đảo Síp)

        • Phân loại theo tương quan với mực nước

        • Phân loại theo công dụng đê chắn sóng.

        • Phân loại theo hình dạng mặt cắt ngang đê chắn sóng

        • Hình 1.4: Đê chắn sóng mái nghiêng (Manila, Philippines)

        • Hình 1.9: Đê kiểu phao (Canada)

        • - Công trình có kết cấu dạng thùng chìm bê tông cốt thép (hình 11.a).

        • - Công trình sử dụng kết cấu khối bê tông có hình dạng đơn giản (hình 11.b).

      • Đê chắn sóng dạng hỗn hợp

        • Hình 1.12: Mặt cắt ngang ĐCS dạng hỗn hợp

        • Hình 1.13: Đê chắn sóng bằng cọc, cừ

      • Một số hư hỏng ĐCS thường gặp

        • Đối với các loại đê chắn sóng với các dạng mặt cắt khác nhau, vấn đề hư hỏng cũng không giống nhau.

        • Hư hỏng đối với đê chắn sóng tường đứng

        • - (1) Kết cấu tường đứng của đê chắn sóng có thể bị trượt do trọng lượng bản thân thiết kế không đủ, ma sát của lớp tiếp giáp không tốt.

        • - (2) Phần dưới của đê chắn sóng bị lún, không đủ ổn định để đỡ thân đê.

        • - (3) Lật phần tường đứng trên đê, trọng lượng thiết kế không đủ, nền đê bị lún.

        • - (4) Xói chân đê do phần bảo vệ không tốt.

        • - (6) Phá hoại nền do địa chất không tốt, chưa có biện pháp công trình phù hợp xử lý gia cố nền.

        • Hình 1.14: Một số kiểu phá hoại thường gặp với ĐCS dạng tường đứng

        • Hư hỏng đối với đê chắn sóng mái nghiêng

        • - Hư hỏng thường gặp nhất chính là mất ổn định khối gia cố bảo vệ mái (có các hình thức gia cố mái khác nhau: khối bê tông thường, khối phức hình, đá tảng, đá hộc…). Do khối gia cố mái không đủ trọng lượng hoặc do sự cài nối không chặt giữa các khối, ...

        • - Sự dịch chuyển của lớp khối gia cố mái do chọn các thông số sóng tính toán chưa phù hợp, hoặc do chất lượng cả lớp, khối gia cố không đạt yêu cầu thiết kế;

        • - Sự xê dịch các cấu kiện trên đỉnh đê do kiểm tra ổn định lật, trượt với hệ số chưa phù hợp;

        • - Do quá trình tính toán còn thiếu sót, cao trình đỉnh đê thấp so với yêu cầu hoặc việc chọn các thông số sóng nhỏ, làm sóng tràn qua mặt đê gây xói phía sau đê;

        • - Chân khay gia cố bị xói, do tốc độ dòng chảy của sóng, của dòng hải lưu bằng hoặc lớn hơn tốc độ xói tính toán;

        • - Hư hỏng do các hình thức phá hoại nền móng đê;

        • - Chất lượng vật liệu lớp đắp đê chưa đảm bảo ảnh hưởng đến ổn định toàn bộ công trình;

        • - Gặp phải sự cố lún công trình trong quá trình áp lực lỗ rỗng vượt quá mức giới hạn.

        • - Xói nền trên đáy biển.

        • Những hư hỏng trên đây có thể xảy ra đồng thời hoặc riêng lẻ, gây ra những hư hỏng nhỏ hoặc nghiêm trọng. Một số trường hợp sau trận bão hoặc khi hư hỏng không được sửa chữa kịp thời dẫn đến làm hỏng toàn bộ hệ thống đê chắn sóng.

        • Hình 1.15: Các kiểu phá hoại thường gặp với ĐCS mái nghiêng

      • Vấn đề ổn định của ĐCS

        • Từ việc xem xét, đánh giá các hư hỏng thường gặp đối với các hạng mục ĐCS có thể thấy nguyên nhân gây hư hỏng, phá hoại phần lớn là do mất ổn định (cục bộ hay tổng thể) dưới tác động của môi trường. Do vậy, công tác tính toán, kiểm tra ổn định ĐCS là ...

      • Tiêu chí xây dựng khu neo đậu tàu thuyền tránh trú bão

        • Yêu cầu về địa điểm xây dựng khu neo đậu tránh trú bão

          • a, Khu tránh trú bão cấp vùng

          • b, Khu tránh trú bão tỉnh, thành phố trực thuộc Trung ương

        • Yêu cầu về kỹ thuật đối với khu tránh trú bão

          • a, Vùng nước đậu tàu

          • b, Luồng vào khu tránh trú bão

          • c, Cơ sở dịch vụ hậu cần của khu tránh trú bão

      • Tiềm năng và hiện trạng khu neo đậu tàu thuyền TTB ở nước ta

        • Tiềm năng xây dựng các khu neo đậu tàu thuyền TTB

        • Dọc bờ biển nước ta có nhiều cửa sông đổ ra biển, các lạch, đầm có thể lợi dụng để xây dựng khu neo đậu (Văn úc, Trà Lý, Ninh Cơ, Cửa Sót, Cửa Gianh, Cửa Việt, Cửa Đại, Mỹ á, Tam Quan, Định An, Cái Lớn, lạch Bạng, lạch Hới, đầm Thị Nại, Đầm Cù Mông, ....

        • - Theo địa hình bờ biển có nhiều dãy núi nhô ra tạo thành các vũng, vịnh có tác dụng che gió, chắn sóng tương đối thuận lợi cho việc xây dựng khu TTB (Vịnh Hạ Long, Mũi Né, Vịnh Cam Ranh, Vũng Rô, Xuân Đài, Vũng Me,...);

        • - Một số địa phương lợi dụng địa hình đào thành âu ven bờ tạo khu nước tĩnh như khu TTB Lạch Hới (Thanh Hoá), cửa sông Đáy (Ninh Bình);

        • - Ngoài ra, ven bờ biển có nhiều đảo (Cô Tô, Cát Bà, Bạch Long Vỹ, Hòn La, Cồn Cỏ, Phú Quí, Đá Tây, Phú Quí, Côn Đảo, Hòn Khoai, Hòn Tre...) có thể được chọn vị trí xây dựng khu TTB cấp vùng, đáp ứng thời gian di chuyển nhanh nhất tàu cá vào nơi an ...

        • Chủ trương xây dựng khu neo đậu tàu thuyền TTB

        • Trước yêu cầu cấp bách bảo vệ tàu thuyền đánh cá và khai thác hải sản trên biển khi có bão, Thủ tướng Chính phủ có Quyết định số 135/2001/QĐ-TTg ngày 14/9/2001 về xây dựng các khu neo đậu tàu thuyền tránh trú bão; Quyết định số 288/2005/QĐ-TTg ngày ...

          • a, Mục tiêu

        • 1. Hoàn chỉnh hệ thống khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá ven biển, đảo, các cửa sông, cửa lạch có điều kiện tự nhiên thuận lợi, đáp ứng nhu cầu neo đậu tránh trú bão và dịch vụ hậu cần cho tàu cá.

        • 2. Từng bước tập trung đầu tư xây dựng các khu neo đậu tránh trú bão mới có vị trí quan trọng ở ven biển và hải đảo, đồng thời tập trung nâng cấp, hoàn chỉnh các khu neo đậu tránh trú bão hiện có, gắn với cảng cá, bến cá, khu hậu cần dịch vụ ở các địa...

          • b, Quy hoạch theo tiêu chí

        • Đến năm 2020 có 131 khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá với năng lực đáp ứng chỗ neo đậu cho 84.200 tàu cá, gồm:

        • 1. Tuyến bờ có 115 khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá với tổng năng lực đáp ứng neo đậu cho 75.650 tàu cá. Trong đó có 12 khu neo đậu tránh trú bão cấp vùng, 103 khu neo đậu tránh trú bão cấp tỉnh.

        • 2. Tuyến đảo có 16 khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá với tổng năng lực đáp ứng neo đậu cho 8.550 tàu cá. Trong đó có 5 khu neo đậu tránh trú bão cấp vùng, 11 khu neo đậu tránh trú bão cấp tỉnh.

          • c, Quy hoạch theo vùng biển

        • 1. Vùng biển vịnh Bắc Bộ: có 35 khu neo đậu, trong đó có 32 khu neo đậu ven bờ và 03 khu neo đậu ở đảo (Cô Tô - Thanh Lân, Cát Bà và Bạch Long Vỹ).

        • 2. Vùng biển miền Trung: có 57 khu neo đậu, trong đó có 52 khu neo đậu ven bờ và 5 khu neo đậu ở đảo (Cồn Cỏ, Cù Lao Chàm, Lý Sơn, Đá Tây, Phú Quý).

        • 3. Vùng biển Đông Nam Bộ: có 23 khu neo đậu, trong đó có 21 khu neo đậu ven bờ và 2 khu neo đậu ở đảo (Côn Đảo và Hòn Khoai).

        • 4. Vùng biển Tây Nam Bộ: có 16 khu neo đậu, trong đó có 9 khu neo đậu ven bờ và 7 khu neo đậu ở đảo (đảo Nam Du, đảo Hòn Tre và 5 khu ở đảo Phú Quốc: An Thới, Mùi Gành Dầu, Vũng Trâu Nằm, cửa Dương Đông, Cầu Sấu).

        • Tình hình xây dựng khu neo đậu tàu thuyền TTB ở nước ta

        • Dọc theo bờ biển nước ta có nhiều dự án khu TTB đã được xây dựng và đưa vào khai thác sử dụng. Hiện nay có trên 30 dự án đang khẩn trương triển khai thực hiện. [12]

        • - Các khu neo đậu cấp vùng đã xây dựng, quy mô có thể neo đậu 1000-1200 tàu/600CV như : Trân Châu (Cát Bà), Tam Quan (Bình Định), Ninh Chữ (Ninh Thuận), Sông Dinh (Vũng Tàu), Rạch Gốc (Cà Mau)... tổng mức đầu tư một số khu tới hơn 100 tỷ đồng.

        • - Các khu neo đậu cấp tỉnh đã và đang xây dựng quy mô có thể neo đậu 200-1000 tàu từ 45 - 600CV: cửa sông Đáy (Ninh Bình), Ninh Cơ (Nam Định), Lạch Hới (Thanh Hoá), cửa Nhượng (Hà Tĩnh), cửa Roòn, cửa Gianh (Quảng Bình), Phú Hải (Bình Thuận), Kênh B...

      • Một số vấn đề về khu neo đậu tàu thuyền TTB và ĐCS

        • - Các khu TTB có 2 phần chính là kết cấu cơ sở hạ tầng và khu dịch vụ hậu cần. Các hạng mục chính gồm: ĐCS và ngăn sa bồi thường xây dựng bằng đá đổ có phủ khối bê tông dị hình, luồng tàu và hệ thống phao luồng, các trụ neo hoặc phao neo, hệ thống pha...

        • - Qui mô xây dựng còn đơn giản, chủ yếu vẫn chọn vị trí khuất gió, sóng nhỏ lợi dụng địa hình để che chắn, một số địa phương sử dụng cảng cá làm nơi neo đậu. Số lượng khu neo đậu so với yêu cầu tránh trú bão còn chưa nhiều, do vậy mỗi khi dự báo có ...

        • - Biện pháp công trình để đảm bảo biên độ dao động mực nước trong khu TTB cũng chưa được quan tâm đúng mức. ĐCS mới có ở một số khu neo đậu và các đê này chưa có giải pháp tiêu sóng hiệu quả. Do vậy khi biển động, dao động mực nước trong bến lớn vượ...

        • - ĐCS chủ yếu vẫn có kết cấu truyền thống là đê mái nghiêng cả 2 phía, có mặt cắt ngang lớn, khả năng tiêu giảm sóng thấp, chưa sử dụng được mái phía bến để neo đậu tàu thuyền, muốn cho tàu neo cập phải xây dựng hệ thống cầu tàu, kinh phí xây dựng l...

        • - Thông thường kinh phí xây dựng khu neo đậu tương đối lớn nhưng hiệu quả kinh tế chưa cao do chưa được kết hợp làm cảng cá hoặc các dịch vụ khác để khai thác thường xuyên, mỗi năm chỉ tập trung khai thác vài lần khi có bão. Ngoài ra do ít được khai...

        • - Đê chắn sóng được xây dựng từ lâu trên thế giới, đặc biệt những cảng nằm ở khu vực chịu tác động mạnh của sóng gió. Kết cấu này đóng một vai trò quan trọng trong việc xây dựng công trình biển, công trình bảo vệ bờ, phục vụ cho việc phát triển kinh t...

        • - Đê chắn sóng chịu tác động của ngoại lực, chủ yếu là sóng biển. Tác động của sóng biển lên đê chắn sóng là quá trình thường xuyên liên tục và lâu dài, ngoài ra đê chắn sóng còn chịu nhiều tác động khác từ môi trường biển như: do động đất, do khai th...

        • - Việc lựa chọn giải pháp kết cấu, dạng mặt cắt ĐCS phụ thuộc nhiều vào địa hình, địa chất, mực nước, điều kiện thi công khu vực xây dựng. Trong đó điều kiện địa chất nền là một trong các yếu tố quan trọng liên quan đến việc lựa chọn trên, bên cạnh đó...

        • - Đê chắn sóng là hạng mục chiếm tỷ trọng tương đối lớn về khối lượng và kinh phí trong các công trình biển, việc xây dựng lại thường rất tốn kém và khó khăn, tuổi thọ của đê liên quan nhiều đến điều kiện ổn định. Điều này đòi hỏi trong quá trình thiế...

      • CHƯƠNG II: CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CHO ĐÊ CHẮN SÓNG

    • Giới thiệu một số phương pháp tính toán ổn định cho đê chắn sóng

      • Sự phát triển của các phương pháp tính toán công trình

        • Sự tiến triển logic của các phương pháp tính toán kết cấu và công trình đã được tổng kết như sau. Ban đầu chúng được tính theo các phương pháp tất định (theo ứng suất cho phéo và hệ số an toàn), với tiền đề là tải trọng và độ bền tính toán đã được mặc...

        • Việc chuyển tính toán công trình theo phương pháp trạng thái giới hạn được đánh giá là một bước tiến trên đáng kể trong công tác thiết kế xây dựng công trình. Phương pháp trạng thái giới hạn thực chất là phương pháp nửa xác suất, ở đây các hệ số an to...

        • Bước tiến tiếp theo là việc chuyển sang các phương pháp xác xuất trong khuôn khổ lý thuyết độ tin cậy. Lý thuyết này xét đến bản chất thay đổi thường xuyên của tải trọng và tác động của môi trường lên công trình, tính chất vật liệu, bản thân kết cấu v...

      • Các phương pháp tính ổn định công trình

        • Phương pháp tính theo trạng thái giới hạn

        • Nét đặc thù của phương pháp tính theo trạng thái giới hạn là việc sử dụng một nhóm các hệ số an toàn mang đặc trưng thống kê: hệ số tải trọng nc, hệ số điều kiện làm việc m, hệ số tin cậy Kn, hệ số lệch tải n, hệ số an toàn về vật liệu KRVLR. Nhóm các...

          • a, Các trạng thái giới hạn:

        • Công trình và nền của nó được gọi là đạt đến trạng thái giới hạn khi chúng mất khả năng chống lại các tải trọng và tác động từ bên ngoài, hoặc khi chúng bị hư hỏng hay biến dạng quá mức cho phép, không còn thỏa mãn được các yêu cầu bình thường.

        • Có thể phân biệt 2 nhóm trạng thái giới hạn như sau: [7]

        • Trạng thái giới hạn thứ nhất (TTGH I): Công trình, kết cấu và nền của chúng làm việc trong điều kiện khai thác bất lợi nhất, gồm: các tính toán về độ bền và ổn định chung của hệ công trình – nền; độ bền thấm chung của nền và công trình đất; độ bền của...

        • Trạng thái giới hạn thứ hai (THGH II): Công trình, kết cấu và nền của chúng làm việc bất lợi trong điều kiện khai thác bình thường, gồm: các tính toán độ bền cục bộ của nền; các tính toán về hạn chế chuyển vị và biến dạng, về sự tạo thành hoặc mở rộng...

          • b, Biểu thức tính toán:

        • Việc đánh giá sự xuất hiện các trạng thái giới hạn được thực hiện bằng cách so sánh các trị số tính toán của ứng lực, ứng suất, biến dạng, chuyển vị, sự mở rộng khe nứt…với khả năng chịu tải tương ứng của công trình, độ bền của vật liệu, trị số cho ph...

        • Điều kiện đảm bảo ổn định hay độ bền của công trình là:

        • nRcRNRtt R≤ mR/KRnR; (2-1)

        • Trong đó:

        • - NRtt R: trị số tính toán của tải trọng tổ hợp;

        • - R : trị số tính toán của sức chịu tải tổng hợp của công trình hay nền. Các hệ số khác như đã giải thích ở trên.

        • Khi kiểm tra theo (2-1), để đảm bảo điều kiện kinh tế, thường yêu cầu đại lượng ở vế phải không vượt quá (10÷15)% so với đại lượng ở về trái ứng với tổ hợp tải trọng bất lợi nhất.

        • Phương pháp ứng suất cho phép

        • Theo phương pháp này điều kiện bền có dạng:

        • (2-2)

          • Trong đó:

        • - : ứng suất tính toán lớn nhất tại một điểm nào đó trong công trình, xác định từ tổ hợp tải trọng bất lợi nhất.

        • - : Ứng suất cho phép, lấy theo tài liệu tiêu chuẩn đối với vật liệu, loại kết cấu và trạng thái ứng suất (kéo, nén, xoắn…)

        • Phương pháp này rất tiện dụng khi tính toán thiết kế các bộ phận dùng kết cấu cùng kiểu, sử dụng trong các điều kiện ổn định của tải trọng. Với một vài điểm bổ sung, hiện nay phương pháp này vẫn được áp dụng khi thiết kế cửa van, và ở giai đoạn thiết ...

        • Phương pháp tính theo hệ số an toàn

        • Phương pháp này thường được ứng dụng trong tính toán ổn định, khi đó công thức kiểm tra là:

        • (2-3)

          • Trong đó:

        • - K : Hệ số an toàn, là tỷ lệ giữa yếu tố (lực hay mômen) giữ FRgR và yếu tố gây mất ổn định FRtR;

        • - KRcpR : hệ số an toàn cho phép, phụ thuộc vào cấp công trình và tổ hợp tải trọng xác định theo quy phạm.

        • Khi tính theo phương pháp trạng thái giới hạn, điều kiện an toàn (2-1):

        • Có thể được viết lại thành:

        • (2-4)

        • Khi đó có thể coi K là hệ số an toàn, còn hệ số an toàn cho phép là:

        • (2-5)

        • Phương pháp tính theo độ tin cậy

        • Ta gọi thông số tải trọng N là một tổ hợp bất kỳ của tải trọng lên công trình, còn thông số độ bền R là đặc trưng của kết cấu hay tính chất của vật liệu xây dựng đảm bảo cho khả năng chịu tải công trình. Quan hệ giữa thông số tải trọng N và thông số đ...

        • p(R>N) hay p(R-N>0) (2-6)

        • Công trình hay kết cấu được ho là thỏa mãn yêu cầu về độ tin cậy nếu đảm bảo điều kiện:

        • p≥pRtcR (2-7)

        • Trong đó: pRtcR là xác suất tin cậy tiêu chuẩn, xác định theo cấp công trình và loại kết cấu.

        • Xác xuất làm việc an toàn p và xác suất có sự cố (rủi ro) V có quan hệ với nhau như sau:

        • P=1- V (2-8)

        • Trong đa số trường hợp, các hàm tải trọng và độ bền phù hợp với quy luật phân bố chuẩn của lý thuyết xác suất được biểu thị như sau:

        • (2-9)

        • (2-10)

          • Trong đó:

        • - , : trị số bình quân số học (kỳ vọng toán học) của tải trọng và độ bền;

        • - σRN, RσRRR : khoảng lệch quân phương của tải trọng và độ bền.

        • Ta gọi hàm y = R - N. Trong trường hợp chung, hàm này cũng có dạng phân phối chuẩn với trị số bình quân số học:

        • (2-11)

        • và khoảng lệch quân phương

        • (2-12)

        • Xác xuất làm việc an toàn:

        • (2-13)

        • Trị số của p có thể tìm thấy ở các bảng tra tích phân của hàm số phân bố chuẩn trong các tài liệu về lý thuyết xác suất, thống kê xác suất và độ tin cậy.

        • Các nội dung cần tiếp tục nghiên cứu là tìm cách xác định đặc trưng thống kê , , σRN, RσRRR cũng như mức độ tương quan của 2 hàm R và N cho từng loại công trình, loại nền và trạng thái chịu lực của kết cấu.R

    • Tính ổn định cho đê chắn sóng dạng tường đứng

      • Đặt vấn đề

        • Cũng như đối với các kết cấu công trình biển khác, trong tính toán ổn định đê trọng lực tường đứng cần phải tiến hành các tính toán sau:

          • Theo nhóm TTGH I (mất khả năng chịu tải) cần tính toán:

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

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

        • - Khả năng chịu tải của đất nền, độ bền của kết cấu.

          • Theo nhóm TTGH II (biến dạng và vết nứt) cần tính toán:

        • - Kết cấu BTCT kiểm tra theo độ mở rộng của vết nứt;

        • - Biến dạng của công trình: lún công trình.

        • Với cơ sở tuân thủ các bước tính toán trên, ngày nay các phương pháp tính toán đã có nhiều thay đổi, cải tiến để phù hợp hơn với từng điều kiện tự nhiên cụ thể cũng như đặc điểm làm việc của các hình thức kết cấu công trình. Các phương pháp tình toán ...

        • - Tính toán ổn định theo tiêu chuẩn 22-TCN-207-92 (được tổng kết trong đề tài nghiên cứu khoa học cấp nhà nước – mã số KH-CN-10-07)

        • - Tính toán ổn định theo đề tài cấp Bộ mã số 96-34-10

        • - Tính toán ổn định theo phương pháp của Van de Kreeke [17]

      • Tính toán ổn định theo tiêu chuẩn 22-TCN-207-92

        • Đặc điểm tính toán

          • a, Tính toán theo trạng thái giới hạn thứ nhất (khi mất khả năng chịu tải hoặc không thuận lợi cho việc khai thác)

        • - Tính toán ổn định chung của công trình theo cung trượt tròn, trượt gấp khúc theo các phương pháp dựa trên thuyết cân bằng giới hạn;

        • - Ổn định theo sơ đồ trượt phẳng, theo các mặt tiếp xúc của các phần công trình, ổn định chống lật quanh điểm quay.

        • - Khả năng chịu tải của đất nền.

        • b, Theo nhóm trạng thái giới hạn thứ hai (biến dạng và vết nứt)

        • - Tính toán kết cầu bê tông cốt thép theo sự hình thành vết nứt;

        • - Kết cấu bê tông cốt thép với sự hình thành và mở rộng vết nứt vuông góc và vết nứt nghiêng.

        • Sự ổn định của công trình phụ thuộc vào kết cấu của nó, việc tính toán được tiến hành cho một phân đoạn hay 1m dài (trong trường hợp mặt cắt ngang công trình không thay đổi trên một khoảng cách lớn thì việc phân đoạn như trên thường được áp dụng).

        • Đánh giá sự ổn định của của công trình

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

        • NRtrượt I R≤ RRgiữ I R (2- 14)

          • Trong đó:

        • - NRtrượt I R: giá trị tính toán của lực đẩy tổng hợp tác dụng lên công trình;

        • NRtrượt IR = nRcR.n.mRđR.NRtrượtR (2-15)

        • - RRgiữ I R : giá trị tính toán của lực giữ;

        • RRgiữ IR = . RRgiữ R(2-16)

        • - nRcR : hệ số tổ hợp tải trọng;

        • - n : hệ số vượt tải;

        • - m : hệ số điều kiện làm việc;

        • - mRđR : hệ số điều kiện làm việc bổ sung;

        • - kRnR : hệ số độ tin cậy.

          • a, Độ ổn định trượt phẳng của công trình trên bề mặt tiếp xúc với đệm đá

        • (hình 2.1) theo điều kiện sau:

        • (2-17)

          • Trong đó:

        • - n, nc, m, mRđR, Kn như ở công thức (2-17)

        • - E : Tổng hợp các lực đẩy ngang tác dụng lên công trình;

        • - G : Tổng hợp các lực đứng tác dụng lên đáy công trình;

        • - f : Hệ số ma sát của mặt đáy công trình tiếp xúc với tầng đệm đá; thông thường lấy bằng 0,5 (và được lấy chính xác bằng phương pháp thực nghiệm)

          • b, Ổn định trượt phẳng của công trình cùng với lớp đệm đá được xác định:

          • Trường hợp đệm đá nằm trong đất nền (hình 2.1)

        • Khả năng trượt xảy ra theo các mặt gãy khúc MKEA cần thoả mãn điều kiện:

        • nRcR .n . mRđ RE ( [(gR1R + gR2R + gR3R)fRdIR + ERpIR (2-18)

        • Trong đó:

        • - n, nRcR, m, mRđR, KRnR như ở công thức ( 2-17);

        • - E : như ở công thức (2-17).

        • - gR1 R: phần tải trọng của công trình truyền áp lực lên nền đất trên đoạn FK và được xác định:

        • gR1R = (2-19)

        • - gR2R : trọng lượng bản thân của đệm đá trong khối ECDK được xác định:

        • gR2R = (b' +bR1R - 0,5 hRKR).hRKR. (RđáRPđnP (2-20)

        • - gR3R : trọng lượng bản thân của khối đất đắp BCE, được xác định theo công thức:

        • gR3R = 0,5 RđấtRPđnP (2-21)

        • - fRđIR : hệ số ma sát giữa đệm đá và đất nền lấy bằng tg( ( hoặc có thể lấy theo phương pháp thực nghiệm)

        • - ERPIR : lực giữ ngang do khối đất đắp phía trước đệm đá, được xác định bằng giá trị nhỏ trong 2 giá trị sau:

        • Lực chống của khối đất đắp ABE:

        • ERPIR = 0,5 RđấtRPđnP. mR0R. (2-22)

        • Hoặc áp lực bị động của đất đắp:

        • ERPIR = 0,5 RđấtRPđnP . (RPIR (2-23)

          • Trong đó

        • - b', hRKR, và bR1R xem trên hình 2.1

        • - (R1R, (R2 R: ứng suất pháp trong đất nền nơi tiếp xúc với đệm đá tương ứng cạnh trước và cạnh sau gây ra bởi trọng lượng bản thân công trình kể cả trọng lượng của đất, thành phần thẳng đứng của áp lực đất chủ động và tải trọng tạm thời được xác định...

        • (2-24)

          • Trong đó:

        • - , : trọng lượng riêng tương ứng của đệm đá và đất đắp có xét đến lực đẩy nổi;

        • - mR0 R: mái dốc của hố móng;

        • - (RPIR : hệ số thành phần nằm ngang của áp lực bị động.

        • Hình 2.1: Đệm đá nằm trong nền (đệm đá âm)

        • Hình 2.2: Đệm đá nằm trên đất nền (đệm đá dương)

          • Ttrường hợp đệm đá nằm trên mặt đất nền (hình 2.2).

        • Khả năng trượt xảy ra theo mặt phẳng KE được xác định theo công thức (2-18) với gR3R = 0 và ERPIR = 0.

        • Khả năng trượt xảy ra theo mặt phẳng ME xác định theo công thức:

        • nRcR . n . mRđ RE' ( . g' . fRKR (2-25)

        • Trong đó:

        • - E' : Tổng hình chiếu lên mặt phẳng trượt ME của các lực tác dụng ở cao hơn mặt phẳng đó được xác định:

        • E' = (gR1R + gR4R)sin( + Ecos( (2-26)

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

        • g' = (g + gR4R) cos( - Esin( (2-27)

        • - fRKR : Hệ số ma sát của đá đổ cho phép lấy bằng tg(RKR = tg 45P0P = 1,0

        • - g và E : như trong công thức (2-17)

        • - gR4R : Trọng lượng khối đá đệm EMC xác định theo công thức:

        • gR4R = 0,5 (b' + b). hRKR. (RđáRPđnP (2-28)

        • -( : góc giữa đáy tường và mặt phẳng trượt ME.

          • c, Tính toán ổn định lật

        • Theo phương pháp này chỉ kiểm tra ổn định lật khi:

        • a ( b/3 hoặc e ( b/6 (2-29)

          • Trong đó:

        • - a : Khoảng cách từ mép trước công trình đến điểm đặt hợp lực;

        • - b : Bề rộng đáy ĐCS;

        • - e : Độ lệch tâm của các hợp lực tải trọng;

        • e = 0,5 b - a (2-30)

        • Công thức tính toán:

        • nc . n . mRdR . M1 ( . Mg (2-31)

        • - Mg : mô men tổng của các lực giữ ứng với mép quay phía trước;

        • - M1 : mô men tổng của các lực gây lật với mép quay phía trước;

        • - m : hệ số điều kiện làm việc với công trình biển m=1.25;

        • - mRdR : hệ số phụ về điều kiện làm việc (trường hợp lật tại một mép quay

        • mRdR = 1,2);

        • - n : hệ số vượt tải (với công trình biển n = 1,25)

        • - nc : hệ số tổ hợp tải trọng, lấy như sau:

        • nc = 1,0 đối với tổ hợp lực cơ bản;

        • nc = 0,9 đối với tổ hợp lực đặc biệt;

        • nc = 0,95 đối với tổ hợp lực khi thi công;

        • - Kn : hệ số bảo đảm xét theo cấp công trình, lấy theo bảng:

          • d, Kiểm tra ổn định công trình theo mặt trượt cung tròn

        • Đây là phương pháp kiểm tra ổn định chung của công trình theo Peterson người Thụy Điển (1916). Sự hình thành mặt trượt cung tròn là hợp lý nhất khi công trình mất ổn định. Theo phương pháp này cần xác định được tâm và bán kính cung tròn sao cho với vị...

        • Ta xét trường hợp ổn định của công trình có nền là đất dính không đồng nhất, đất đắp hoặc lăng thể giảm tải sau tường là đất rời đồng nhất.

        • Lực chủ động gồm tải trọng thẳng đứng của công trình, trọng lượng bản thân của đất nền và đất đắp, áp lực nước ngầm và dòng thấm (nếu có).

        • Lực bị động gồm lực ma sát dọc theo cung trượt khi có tác động của tải trọng giới hạn và lực dính theo cung trượt đó. Lực ma sát phụ thuộc vào ứng suất trên của mặt trượt. Để xác định sự phân bố ứng suất đó người ta chia công trình và khối đất thành c...

        • Ti = GRiR. cos(RiR. tg(RiR (2-32)

          • Trong đó:

        • - GRiR : lực đứng bằng trọng lượng của phần tử tải trọng;

        • - (RiR : góc giữa chiều thẳng đứng và tia được kẻ từ tâm 0 đến điểm đặt lực đứng trên mặt trượt.

        • Lực dính trên đoạn mặt trượt có chiều dài li bằng tích của lực dính trên đơn vị diện tích mặt trượt vơí chiều dài của đoạn đó CRiR.lRi

        • Hình 2.3: Sơ đồ tính ổn định theo phương pháp cung trượt tròn

        • Theo sơ đồ hình 2.3, tổng mômen giữ trên toàn bộ mặt phẳng trượt có thể biểu diễn như sau:

        • (MRgiữR = r.(GRiRcos(RiR.tg(RiR + (CRiR.lRiR (2-33)

        • Mômen trượt được xác định theo biểu thức:

        • MRtrượtR = (GRiR.xRiR (2-34)

        • Với : xRiR là cánh tay đòn của lực GRiR đối với tâm mặt trượt

        • Hệ số ổn định được xác định là tỉ số của mômen giữ và mômen trượt và được tính theo biểu thức sau:

        • KRcR = (2-35)

        • Việc tính toán được thực hiện cho nhiều vị trí tâm trượt có khả năng nhất (vùng tâm trượt nguy hiểm). Mặt trượt tính toán được xác định khi ứng với mặt trượt đó giá trị KRcR là bé nhất.

          • e, Đánh giá khả năng chịu tải của đất nền

        • Khả năng chịu tải của nền được đánh giá bằng sự phát triển biến dạng dẻo của đất nền, tức là ứng với trạng thái mà khi tải trọng tăng không đáng kể,biến dạng của đất nền vẫn tiếp tục tăng. Giá trị tải trọng cho phép trong mặt phẳng tiếp xúc, các đặc ...

        • Dựa lý thuyết đàn hồi người ta đã thiết lập mối quan hệ giữa ứng suất trong đất và góc nội ma sát của đất nền.

        • Với điều kiện cân bằng tới hạn của các phần tử đất, biểu thức sau được sử dụng:

        • ) (2-36)

          • Trong đó:

        • - (Rmax Rvà (RminR : ứng suất chính;

        • - ( : góc nội ma sát của đất;

        • - C : lực dính của đất

        • Ngoài ra có biểu thức:

        • (2-37)

        • Từ 2 biểu thức trên ta có:

        • (2-38)

        • Công thức (2-38) để tính góc (RKR tương ứng với trạng thái giới hạn của đất. Nếu góc nội ma sát của đất ở một điểm lớn hơn giá trị giới hạn của góc (RKR phần tử của đất tại đó sẽ ổn định, ngược lại thì trạng thái cân bằng bị phá vỡ và xuất hiện biến ...

        • Áp dụng việc tính toán cho nhiều điểm có thể nhận được các đường đồng đẳng (RKR(hình 2.4). Sơ đồ trên hình 2.4 cho thấy với góc nội ma sát của đất ( = 25P0P thì vùng được gạch chéo là vùng không ổn định trượt.

        • Hình 2.4: Sơ đồ phát triển biến dạng dẻo ( theo Jaropolski)

      • Tính toán ổn định theo đề tài cấp Bộ mã số 96-34-10

        • Tính toán ổn định công trình

          • (Trượt sâu, trượt phẳng, lật, cục bộ)

        • Công thức tổng quát theo lý thuyết trạng thái giới hạn:

        • nRcR . n . mRđRRRtR ( . RRZR (2-39)

        • - nRcR : hệ số tổ hợp tải trọng;

        • - n : hệ số vượt tải;

        • - mRđR : hệ số điều kiện làm việc của lực gây mất ổn định;

        • - m : hệ số điều kiện làm việc của lực gây ổn định;

        • - KRn R: hệ số bảo đảm;

        • - RRtR : lực gây trượt (hoặc lật);

        • - RRZR : lực giữ ổn định cho công trình.

        • Việc tính toán nói chung thực hiện như một công trình trọng lực, riêng kiểm tra trượt sâu phải tính theo giả thiết ép trồi sâu của Gerxevanov với mặt trượt tam giác (hình 2.5)

        • Hình 2.5: Sơ đồ tính ép trồi sâu của Gerxevanov

        • Lúc đó công thức (2-39) được trở thành:

        • nRcR . n . mRđRRRtR ( . ERminR (2-40)

        • Với ERminR : lực kháng trượt của lăng thể đất ở nền công trình, nó được tạo ra do áp lực bị động và thành phần nằm ngang của phản lực ở nền và lăng thể đất.

        • Xói chân công trình

        • Với các công trình được xây dựng bằng khối xếp, Caisson và đối với đê ngăn cát - giảm sóng có mặt hướng sóng là tường đứng tạo cho sóng phản xạ có hệ số KRRR lớn, sóng sẽ tạo ra dòng chảy dọc tường có vận tốc lớn và được tính theo các công thức ứng vớ...

        • Vùng sóng đứng:

        • VRmaxR = (2-41)

        • Vùng sóng vỡ:

        • VRmaxR = (2-42)

          • Trong đó:

        • - h: chiều cao sóng; (: chiều dài sóng;

        • - ( = 3,14 ; - g : gia tốc tự do;

        • - H: chiều sâu phía ngoài biển ứng với mặt cắt tính toán;

        • - n: hệ số phụ thuộc vào độ thoải của sóng xác định theo bảng:

        • Kết quả tương ứng theo công thức (2-41) hoặc (2-42) sẽ được so sánh với tốc độ không xói ứng với độ thô của loại cấp phối dùng để gia cố chân công trình.

        • VRmaxR ( [V] không bị xói

        • VRmaxR ( [V] sẽ bị xói

        • Điều kiện ổn định về lún

        • Với các công trình trọng lực, theo điều kiện cho phép về lún không đều (nhóm trạng thái giới hạn thứ 2) yêu cầu thiết kế sao cho hợp lực của các tải trọng không vượt ra ngoài lõi tiết diện đáy. Điều kiện này thể hiện như sau: a ( B/3 hoặc

        • B/6 ( e.

        • Trước hết cần giả thiết kết cấu của tường đứng là một khối cứng tuyệt đối, ứng suất được phân bố tuyến tính theo bài toán phẳng. Ứng suất biên (RmaxR, (RminR ở mặt tiếp xúc giữa nền công trình và đệm đá trường hợp này được tính theo:

        • (2-43)

          • Trong đó:

        • - Q : trọng lượng công trình

        • - B : chiều rộng đế móng

        • - e : độ lệch tâm của hợp lực tải trọng:

        • e = 0,5B - a (2-44)

        • Với a: khoảng cách từ mép trước công trình đến điểm đặt hợp lực các tải trọng xác định theo công thức:

        • a = (MRZR - MRLR)/ Q (2-45)

        • - MRZR : tổng mômen giữ ổn định;

        • - MRLR : tổng mômen gây lật đối với mép ngoài của đê;

        • - R : sức kháng của đất.

        • Với giả thiết đáy móng có FI = ( bài toán tính lún được đơn giản hoá.

        • Khi đó chỉ cần tính lún tại hai điểm có (RmaxR, (RminR là SRmaxR và SRminR.

        • Góc nghiêng ( do lún không đều tạo ra có thể gây nghiêng đổ công trình:

        • tg( = ( SRmaxR - SRminR)/B (2-46)

        • Cùng với bài toán tính lún, có thể còn phải kiểm tra thêm vùng biến dạng dẻo tại mặt cắt thẳng đứng có (RmaxR theo lý thuyết Moor.

      • Phương pháp tính của Van de Kreeke (1963) [14]

        • Tính toán ổn định trượt phẳng

          • ( Horizontal sliding)

          • Hình 2.6: Sơ đồ tính toán trượt phẳng của Van de Kreeke

          • Các giả thiết:

        • - Ngoại lực ngang tác dụng do áp lực sóng và nước;

        • - Không xét đến chuyển vị theo phương thẳng đứng;

        • - Sóng tác dụng 1 phía của đê, phía bên kia nước tĩnh, áp lực sóng tác dụng theo cả hai phương ngang và đứng. Trị số áp lực sóng thay đổi theo hàm điều hoà;

        • - Mặt trượt là mặt phẳng ngang tiếp giáp đáy đê và nền;

        • - Mặt tiếp sóng là mặt đứng;

        • Công trình sẽ bị dịch chuyển khỏi vị trí ban đầu khi lực động theo phương ngang tác dụng lên công trình lớn hơn lực ma sát ngang giữa đáy công trình và nền.

        • áp lực sóng tác dụng theo phương ngang cho 1 đơn vị chiều dài của công trình được tính theo công thức:

        • FRWR = . sin(t (2-47)

        • Với : - biên độ của áp lực động (được xác định theo công thức phù hợp với dạng sóng.

        • - t : thời gian;

        • - ( : tần số hoạt tải ( thường nhỏ hơn tần số của lực tác dụng và lớn hơn tần số tự nhiên của công trình)

        • Phương trình cân bằng theo phương đứng được thể hiện theo công thức:

        • N = W - B - N' (2-48)

          • Trong đó:

        • - B : áp lực đẩy nổi (xét trong điều kiện nước tĩnh);

        • - N : phản lực của nền;

        • - N' : áp lực động tức thời theo phương đứng dưới công trình phát sinh do áp lực sóng ( áp lực đẩy nổi của sóng);

        • - W : khối lượng của 1 đơn vị chiều dài công trình;

        • N' = . sin(t (2-49)

        • Do đó : N' = ( . FRWR = (. . sin(t (2-50)

        • ( = b/2h (2-51)

        • - ( : hằng số

        • Lực ma sát đáy FRFR quan hệ với phản lực N của nền theo Coulomb:

        • FRFR ( (.N (2-52)

        • -( : hệ số ma sát liên quan tới lớp đất dưới nền công trình như sau: ( = tg(

        • Với ( - Góc ma sát trong của đất.

        • Từ đó có : FRWR = FRFR ( (.N (2-53)

        • Mặt cắt công trình khi dịch chuyển ngang với vận tốc vR(t)R theo phương trình:

        • FRWR - (.N = mRbR. (2-54)

        • Với mRbR = W/g

        • Kết hợp các phương trình (2-50), (2-49), (2-48) ta có:

        • . sin(t - ( [W - B - (. . sin(t] = mRbR. (2-55)

        • Tại thời điểm bắt đầu và kết thúc dịch chuyển, khi đó dv/dt = 0 (khi lực ma sát đủ lớn), từ (2-57) có:

        • (t = arcsinP-1 P (2-56)

        • Công thức (2-55) được viết lại thành:

        • mRbR. = .(1 + (() sin(t - ((W - B) (2-57)

        • hay

        • = (2-58)

        • Tích phân (2-58) ta xác định được vận tốc dịch chuyển của công trình tại bất kỳ thời điểm tR2R nào ( với tR2R > tR1R; tR1R là thời điểm bắt đầu dịch chuyển)

        • (2-59)

        • = - (2-60)

        • Dịch chuyển ngang đạt giá trị cực đại vào thời điểm tR2R, lúc đó

        • Và ta có: cos(tR2R - cos (tR1R + ( (tR2R- tR1R)sin(tR1R = 0 (2-61)

        • Ở đây phương trình (2-56) đã được thay thế và tR2R = tR1R cũng là lời giải của phương trình này.

        • Khoảng cách dịch chuyển theo tích phân của phương trình (2-59) tại mỗi thời điểm tR2R=tR1 R(mỗiR Rquá trình tính toán coi tR1R= const) xác định như sau:

        • (2-62)

        • (2-63)

        • (2-64)

        • Sử dụng (2-56) vào (2-64) ta được

        • (2-65)

        • Đây là mục tiêu cần tìm. Với mỗi trường hợp cụ thể ta xác định tR1R theo (2-56), sau đó từ (2-61) thay (tR1R để xác định (tR2R . Đây là quan hệ phi tuyến phải được xác định bằng thử nghiệm. Cơ sở của vấn đề là:

        • (tR1 R=R R(tR2R (2-66)

        • Theo bản chất vật lý phương trình (2-66) có thể khẳng định được:

        • 0 < (tR1R <(tR2R (2-67)

        • và (tR2R > (/2 (2-68)

        • Kết quả của phương trình (2-66) cho giá trị (tR1R được thống kê theo bảng 2.3. Với mỗi giá trị của (tR2R ta xác định được số hạng trong ngoặc vuông của phương trình (2-65). Khi đó phương trình (2-65) có thể viết thành:

        • (2-69)

        • Giá trị của f((tR1R) được đưa vào trong bảng 2.1

        • Bảng 2.1: Các thông số về trượt ngang của công trình

        • Phương trình (2-69) được áp dụng trong thực tế như sau:

        • Với sóng phản xạ giá trị F tương đối nhỏ nên ( nhỏ, độ dịch chuyển của công trình vì vậy có thể đo bằng đồng hồ với cả giá trị âm và dương. Theo lý thuyết, phương trình (2-69) cho cả giá trị âm và dương nên công trình dao động đơn giản xung quanh vị t...

        • Thực tế lực va đập của sóng rất lớn và chỉ tác động theo một hướng vào công trình, tần số của nó rất lớn, nhưng độ dịch chuyển ngang của công trình đo được chỉ tính tới mm nên không nguy hiểm cho công trình so với các tác động khác có thể gây hư hỏng ...

        • Ổn định do lật

          • Hình 2.7: Sơ đồ tính toán ổn định do lật của đê chắn sóng theo Vande Kreeke.

        • Các giả thiết: [7]

        • Ngoại lực tác dụng ngang gồm sóng và nước, điểm đặt của áp lực do sóng ở 1/2 mực nước trước đê chắn sóng;

        • Sóng tác dụng 1 phía của đê chắn sóng, phía bên kia đê coi là nước tĩnh.

        • Phản lực (N) của nền được giả thiết đặt tại O là tâm lật của đê (N không tham gia gây lật);

        • Áp lực thuỷ động tức thời dưới công trình N' do áp lực sóng gây ra được phân bố theo dạng tam giác theo chiều rộng đê;

        • Giả thiết nền cứng lý tưởng.

        • Phương trình cân bằng mômen tại O có dạng sau:

        • FRWR. h/2 + N'. 2b/3 + B.b/2 = W.b/2 (2-70)

        • Với giả thiết điểm đặt của áp lực do sóng ở chiều cao h/2 cách đáy đê, lúc đó áp lực thuỷ động theo phương ngang và đứng như nhau tại điểm tâm lật O ở góc đê. Lực N' được xác định theo FRWR, b, h như sau:

        • (2-71)

        • Mà B = (.g.h.b (2-72)

        • Và W = (.B.(h+ ZC) b.g (2-73)

        • Thay vào (2-70) được:

        • (2-74)

        • Trong hầu hết các trường hợp thiết kế, độ sâu mực nước h và áp lực sóng FRWR được xác định, hai đại lượng chưa biết cần tính toán là ZRCR và b đều liên quan đến kích thước của đê.

        • Người ta có thể xác định ZRCR theo bề rộng đê b theo diều kiện ổn định của đê:

        • (2-75)

        • với (RBR: trọng lượng riêng của đê thông thường lấy 1,8 T/mP3P. Nếu giá trị ZRC Rđược đưa ra thì chiều rộng đê xác định như sau:

        • (2-76)

        • Khi áp lực sóng mang giá trị âm (bụng sóng tác dụng) FRWR có chiều ngược lại dẫn đến N' cũng đổi chiều (hướng từ trên xuống), tâm lật chuyển sang góc bên trái đê (điểm O'), cánh tay đòn của N' đối với tâm O' lúc này giảm đi. Phương trình (2-70) trở th...

        • (2-77)

        • vì FRWR và N' mang giá trị âm có:

        • (2-78)

        • Trường hợp ZRCR đã được xác định thì chiều rộng đê trong trường hợp này tính như sau:

        • (2-79)

        • Trên cơ sở kết quả tính toán có thể chọn chiều rộng đê theo (2-76) hoặc (2-79). Theo các trường hợp tính toán cụ thể, giá trị chiều rộng đê b trong công thức (2-76) cho giá trị an toàn hơn so với trường hợp (2-79).

    • Tính ổn định cho đê chắn sóng mái nghiêng

      • Yêu cầu chung về tính toán ổn định đê chắn sóng mái nghiêng

        • Nguyên tắc chung

        • Nguyên tắc chung tính toán đê chắn sóng mái nghiêng phải tuân thủ đầy đủ lí thuyết trạng thái giới hạn của nhóm I và nhóm II.

        • 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 ở chân khay; khả năng chịu ...

        • 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 và cốt thép.

        • Công thức tổng quát tính ổn định

        • Xuất phát từ lí thuyết trạng thái giới hạn và cơ sở lí luận của Terzaghi ta có công thức tổng quát để tính ổn định cho đê chắn sóng mái nghiêng, được viết dưới dạng sau:

        • (2-80)

          • Trong đó:

        • - nRcR : hệ số tổ hợp tải trọng lấy bằng:

        • 1,0 đối với tổ hợp cơ bản;

        • 0,9 đối với tổ hợp đặc biệt;

        • 0,95 đối với tổ hợp tải trọng trong giai đoạn thi công.

        • - n : hệ số vượt tải, lấy bằng 1,25 đối với các công trình bến cảng biển;

        • - mRđR : hệ số điều kiện làm việc, xác định theo 22TCN 207- 92;

        • - m : hệ số điều kiện làm việc, lấy bằng 1,15 đối với các công trình bến cảng biển;

        • - KRnR : hệ số bảo đảm, xét đến tầm quan trọng và cấp công trình lấy bằng:

        • 1,25 đối với công trình cấp I;

        • 1,20 đối với công trình cấp II;

        • 1,15 đối với công trình cấp III;

        • 1,10 đốivới công trình cấp IV.

        • MRlR , MRgR - Mômen gây lật và mômen giữ đối với mép công trình.

      • Tính toán ổn định ĐCS mái nghiêng theo phương pháp phân thỏi (14 TCN 130-2002)

        • Phương pháp phân thỏi hay còn gọi là phương pháp cân bằng tĩnh trong điều kiện tới hạn (limit equilibrium methods – LEM) là phương pháp tính toán ổn định có lịch sử phát triển lâu dài, tuy nhiên đến nay vẫn còn nhiều công trình, đề tài nghiên cứu về v...

        • Phương pháp này thường xem mặt trượt có dạng cung tròn, đối với phương pháp này 2 vấn đề luôn được đặt ra là:

        • 1. Xác định cung trượt nguy hiểm nhất (có hệ số an toàn chống trượt K nhỏ nhất).

        • 2. Xác định hệ số K.

        • Trong khuôn khổ luận văn, tác giả giới thiệu một số nghiên cứu để xác định cung trượt nguy hiểm nhất và hệ số an toàn K.

        • Phương pháp xác định mặt trượt nguy hiểm nhất

        • Có nhiều cách xác định mặt trượt nguy hiểm nhất, bao gồm cả cách cổ điển là giả thiết mặt trượt rồi tìm ra cung trượt có hệ số K nhỏ nhất (Fellennit, V.V Fanđêép…), cho đến việc tính toán ổn định cho mặt trượt bất kỳ (Jambu, Spencer, Morgenstern –Pric...

          • a, Theo Filennit [7]

        • Theo kinh nghiệm tính toán, Filennit đề nghị xác định tâm trượt nguy hiểm như sau: Đầu tiên ta cần xác định đường thẳng MMR1R như trong hình 2.8, vì tâm trượt nguy hiểm nhất nằm ở lân cận đường này. Điểm MR1R được xác định dựa vào các góc α và β, các ...

        • Hình 2.8: Sơ đồ xác định vị trí cung trượt nguy hiểm

        • Trên đường MMR1R lấy các điểm OR1R, OR2R, OR3R..., vẽ các cung trượt cùng đi qua điểm B ở chân đê. Từ đó, tính các hệ số ổn định K theo các công thức đã giới thiệu.

        • Dựa vào các trị số K tương ứng với mỗi điểm, ta vẽ đường cong biểu diễn của các trị số K.

        • Đường cong này sẽ cho một trị số nhỏ hơn cả tương ứng với một điểm O nào đấy. Qua điểm này ta kẻ một đường thẳng góc với đường MMR1R. Trên đường mới này ta tiếp tục lấy các điểm OR5R, OR6R, OR7R... là m tâm vẽ các cung trượt cùng đi qua điểm BR1R và c...

        • Bảng 2.2: Độ dốc mái đê và góc nghiêng

        • Ta lại tiến hành tính toán theo các bước như trên đối với điểm BR2R, BR3R để vẽ đường biểu diễn của K. Cuối cùng ta tìm được hệ số an toàn nhỏ nhất KRminR và trị số này phải ≥[K] thì mái đê mới bảo đảm an toàn. Cách tính toán như trên có khối lượng r...

        • Theo cách này, nhược điểm là lúc ban đầu chưa xác định được vùng có tâm trượt nguy hiểm.

          • b, Theo V. V. Fanđêép [7]

        • Theo cách của V. V. Fanđêép không trực tiếp cho ta xác định ngay được vòng cung trượt có hệ số an toàn nhỏ nhất, song cho phép sơ bộ xác định khu vực chứa tâm trượt (cũng có khi tâm trượt nằm ở những vùng lân cận ngoài khu vực).

        • Để xác định khu vực này, từ điểm giữa của mái đê kẻ một đường thẳng đứng và một đường hợp với mái dốc một góc 85P0P như hình 2.9. Cũng từ điểm đó làm tâm kẻ các cung tròn có bán kính R và r tham khảo bảng (2.3). Các bán kính này phụ thuộc vào chiều c...

        • Hình 2.9: Khu vực chứa tâm vòng cung trượt có hệ số an toàn nhỏ nhất

        • Bảng 2.3: Mái dốc đê và R, r

        • Theo M.M. Xôkôlốpxki, độ sâu của cung trượt không quá 1,5H (H là chiều cao đê), bán kính cung trượt có thể xác định theo bảng 2.4.

        • Bảng 2.4: Bán kính giới hạn của mặt trượt nguy hiểm nhất

          • c, Theo Grisin [1]

        • Tâm trượt O ban đầu có thể lấy gần đúng theo Viện sĩ Grisin như sau: tại điểm I trung điểm của mái đê (hình 2.10) kẻ một đương vuông góc với mái và một đường thẳng đứng. Hai đừng này tạo thành góc θ. Tiếp tục vẽ đường phân giác của góc θ. Tâm O ban đầ...

        • - nằm trên đường phân giác của góc θ.

        • - nằm trên cao trình đỉnh đê (hình 2.10)

        • Hình 2.10: Sơ đồ xác định tâm trượt ban đầu

        • Từ tâm trượt O chọn ban đầu sẻ tiếp tục chọn thêm các tâm trượt tiếp theo nằm xung quanh điểm O, song vẫn nằm trên cao trình đỉnh đê. Từ các kết quả K = f(R) xây dựng được đường cong và tìm ra được KRminR, đó là giá trị cuối cùng để đánh giá mức độ ổn...

        • Phương pháp xác định hệ số an toàn K

        • Hiện nay có nhiều cách xác định hệ số an toàn K dựa trên cơ sở lý thuyết, giả định khác nhau, có thể kể tên một số học giả liên quan như: Bishop, Ghecxevanop, Janbu, Spencer….

          • a, Theo Fellanit [1]

        • Công thức kiểm tra trượt cung trong viết ở một trong hai dạng dưới đây:

        • (2-81)

        • (2-82)

          • Trong đó:

        • - K : hệ số ổn định, đối với đê mái nghiêng.

        • - R : Bán kính cung trượt

        • - CRIR : Lực dính của đất lấy theo quy định của trạng thái giới hạn I

        • - φRIR : góc nội ma sát lấy theo quy định của trạng thái giới hạn I

        • - li : Chiều dài đoạn cung trượt ứng với nguyên tố chia nhỏ thứ i

        • - xRiR : khoảng cách nằm ngang từ trọng tâm của nguyên tố chia nhỏ thứ I tới tâm trượt.

        • - αRi R: 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 thủy tỉnh, áp lực sóng, áp lực đất…vv)

        • - a : cánh tay đòn của ngoại lực H đối với tâm trượt O

        • - W : tổng trọng lượng 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).

        • Hình 2.11: Sơ đồ tính trượt cung tròn cho đê chắn sóng mái nghiêng

          • b, Theo Ghecxevanop [7]

        • Với giả thiết xem khối trượt là vật thể rắn, áp lực thấm được chuyển ra ngoài thành áp lực thủy tĩnh tác dụng lên mặt trượt và hướng vào tâm.

        • Chia khối trượt thành các dải có chiều rộng b như hình vẽ, công thức tính toán như sau:

        • K = (2-83)

          • Trong đó:

        • - φRaR, CRaR: Là góc ma sát trong và lực dính đơn vị ở đáy dải thứ n.

        • - lRn R: Là bề rộng đáy dải thứ n

        • - WRn R: Áp lực thấm ở đáy dải thứ n.

        • WRnR =

        • - hRn R: Chiều cao cột nước, từ đường bão hoà đến đáy dải.

        • - Nn, Tn : Thành phần pháp tuyến và tiếp tuyến của trọng lượng dải Gn:

        • Nn = Gncos

        • Tn = Gn.sin

        • GRnR = b

          • Trong đó:

        • - ZRi R: Là chiều cao của phần dải tương ứng có dung trọng là

        • Với đất trên đường bão hòa lấy theo dung trọng tự nhiên RtnR =

        • Với đất dưới đường bão hòa lấy theo dung trọng bão hoà nước:

        • RbhR = (n: hệ số rỗng của đất)

        • Hình 2.12: Sở đồ tính ổn định theo Gerxevanov

          • c, Theo Bishop

        • Hệ số K tính theo Bishop được xác định theo công thức sau:

        • (2-84)

        • Với: (2-85)

        • Hình 2.13: Sơ đồ tính ổn định theo Bishop

      • Tính toán ổn định ĐCS mái theo phương pháp cân bằng giới hạn tổng quát GLEM

        • Trong nhóm các phương pháp cân bằng giới hạn thường giả định các mặt trượt là mặt phẳng, hoặc mặt trụ tròn. Lăng thể trượt có thể được coi như là một cố thể hoặc cũng có thể được chia nhỏ thành các mảnh (khối) với mặt đáy của khối là mặt trượt, mặt g...

        • Tuy nhiên, theo lời giải của Sokolovsky [27] thì khi đạt đến trạng thái giới hạn, trong lăng thể trượt xuất hiện hai họ đường trượt xiên góc với nhau. Nếu quan niệm như các phương pháp cân bằng giới hạn thông thường thì ta mới chỉ xét được một họ đườ...

          • a, Các giả thiết

        • Trong GLEM, đất được xem như vật liệu cứng dẻo lý tưởng, khi biến dạng trượt xuất hiện coi như các khối trượt tịnh tiến tương đối với nhau. Với mục đích đơn giản hoá bài toán, không xét tới nước ngầm và biến đổi thể tích của đất.

          • b, Sơ đồ tính toán

        • Hình 2.14: Sở đồ tính toán theo GLEM

        • Hình 2.14 biểu diễn sơ đồ tính mái dốc theo GLEM, ở đó lăng thể trượt được chia thành nhiều khối nhỏ hình tam giác hoặc tứ giác. Mặt đáy các khối, mặt phẳng giữa các khối là các mặt phẳng, đó cũng chính là các mặt trượt. Khi đạt đến trạng thái giới hạ...

          • c, Các phương trình cơ bản

        • Sơ đồ khối trượt, đánh số khối, nút, các ký hiệu hình học của các khối và sơ đồ lực tác dụng trên khối thứ i được thể hiện trên hình 2.14.

        • Các phương trình cơ bản của khối thứ i:

        • - Phương trình cân bằng theo phương pháp tuyến với mặt phẳng đáy khối:

        • HRiRcos(θRiR - βRiR) - VRiRsin(θRiR - βRiR) - HRi+1Rcos( θRi+1R - βRiR )

        • + VRi+1Rsin(θRi+1R - βRiR ) +MRiRg cosβRiR -NRiR= 0 (2-86)

        • - Phương trình cân bằng theo phương tiếp tuyến với mặt phẳng đáy khối:

        • HRiRsin(θRiR - βRiR) – VRiRcos(θRiR - βRiR) + HRi+1Rsin( θRi+1R- βRiR )

        • + VRi+1Rcos(θRi+1R - βRiR) + MRiR g sinβRiR - TRiR = 0 (2-87)

        • - Điều kiện trượt:

        • - Trên mặt phẳng đáy khối thứ i:

        • Ti = (Ni tgφ + cSi)/Fs (2-88)

        • - Trên mặt phẳng giữa khố i thứ i:

        • Vi = (Hi tgφ + cRi)/Fsi (2-89)

        • Trong đó c, φ là lực dính và góc ma sát trong của đất.

        • Hình 2.15: Sơ đồ hình học của hệ khối và các lực tác dụng lên khối thứ i

        • Đối với bài toán mái dốc trong hình 2.15, lực pháp tuyến và tiếp tuyến trên mặt phẳng giữa khối đầu tiên (HR1 Rvà VR1R) được đưa vào như tải trọng ngoài, lực pháp tuyến trên mặt phẳng giữa khối thứ n+1 (HRn+1R= P) và giả định không có lực tiếp tuyến t...

        • Bảng 2.5: Số phương trình và số ẩn

        • Bảng 2.5 cho thấy số phương trình là (4n-1) và số ẩn là (5n-2). Khi đó (n-1) phương trình phải được đưa vào để cho số phương trình bằng với số ẩn. Trong phương pháp đề nghị này, n-1 hệ số an toàn trên mặt phẳng giữa khối, Fsi, phải được giả định với...

        • - Tất cả hệ số an toàn Fsi được giả định bằng ∞, điều này có nghĩa là phá hoại trượt không xảy ra trên mặt phẳng giữa khối mà chỉ trên mặt trượt chính (mặt phẳng đáy khối), lúc đó Fs = Fsmin. Đây chính là điểm giống với phương pháp cân bằng giới hạn t...

        • - Tất cả hệ số an toàn Fsi được giả định bằng với hệ số an toàn chung Fs, điều này có nghĩa là phá hoại trượt có khả năng xảy ra ở cả trên mặt phẳng giữa khối và mặt phẳng trượt chính, lúc đó Fsi= Fs = Fsmed.

        • Vì vậy bài toán bây giờ là tìm hệ số an toàn, Fs, dưới điều kiện hệ số an toàn trên mặt phẳng giữa khối, Fsi, được giả định. Hệ số an toàn xác định trên mặt phẳng giữa khối bị giới hạn trong khoảng giá trị từ Fs đến ∞, khi đó hệ số an toàn chung của h...

        • d, Tối ưu hóa hệ số an toàn xác định mặt trượt nguy hiểm

        • Toàn bộ phần tính toán ở trên là cho một mặt trượt nào đó. Mặt trượt nguy hiểm nhất là mặt trượt tương ứng với hệ số an toàn nhỏ nhất. Bài toán tối ưu hoá hệ số an toàn xác định mặt trượt nguy hiểm được thực hiện bằng phương pháp Newton kết hợp với ph...

          • e, Tìm mặt trượt nguy hiểm nhất

        • Vẽ đồ thị Fsmin – X (hình 2.16) sẽ tìm được giá trị nhỏ nhất trong số các giá trị hệ số an toàn nhỏ nhất, minFsmin, điểm bắt đầu mặt trượt nguy hiểm nhất có toạ độ (Xc,Yc).

        • Hình 2.16: Quá trình tìm hệ số an toàn nhỏ nhất và mặt trượt nguy hiểm nhất

      • Tính toán ổn định ĐCS mái theo phương pháp phần tử hữu hạn FEM

        • Các phương pháp được giới thiệu ở trên đều thuộc nhóm các phương pháp cân bằng giới hạn. Ngoài ra hiện nay các phương pháp thuộc nhóm phương pháp phân tích trạng thái ứng suất cũng được phát triển và ứng dụng nhiều là: Phương pháp phần tử hữu hạn (fin...

        • Nội dung của việc tính toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn là thông qua việc tính toán ứng suất, biến dạng, áp lực kẽ rỗng, sẽ tiến hành tính toán hệ số an toàn ổn định và xác định mặt trượt. Phương pháp này được trình bày chi tiết trong các tài liệ...

      • 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 2.17. Đánh giá mức độ an toàn theo một trong hai công thức sau:

        • Theo lí thuyết trạng thái giới hạn:

        • (2-90)

        • Theo hệ số an toàn:

        • (2-91)

        • Các kí hiện của hai công thức này có ý nghĩa như các kí hiệu tương tự đối với ba công thức (2-83), (2-84) và (2-85); cần lưu ý:

        • - α : gradien của cả mặt trượt.

        • - K : hệ số an toàn ≥ 1,0.

        • Hình 2.17: Sơ đồ kiểm tra trượt phẳng của đê chắn sóng mái nghiêng

    • Tính ổn định cho đê chắn sóng hỗn hợp

      • Đê chắn sóng hỗn hợp kết hợp của 2 dạng mặt cắt mái nghiêng và tường đứng nên điều kiện làm việc của nó cũng có sự kết hợp của 2 dạng mặt cắt trên.

      • Như đã trình bày trong mục (2.2) và (2.3) cho ĐCS tường đứng và mái nghiêng.

      • Đối với ĐCS có dạng mặt cắt hỗn hợp, tùy vào hình dạng mặt cắt cụ thể mà ta áp dụng phương pháp tính ổn định phù hợp.

      • Các dạng mặt cắt và khả năng mất ổn định

        • a, Đối với dạng mặt cắt hỗn hợp mái nghiêng ở dưới nước, tường đứng ở trên

        • Hình 2.18: ĐCS hỗn hợp mái nghiêng ở dưới, tường đứng ở trên

        • Với dạng mặt cắt này khả năng mất ổn định ở các trường hợp sau:

        • - Trượt phẳng giữa lớp tiếp giáp phần tường đứng và phần mái nghiêng phía nước (khi phần tường đứng gồm các khối nằm ngang có thể xảy ra trượt theo các khe ngang).

        • - Mất ổn định lật công trình phía cảng (khu neo đậu) của tường đứng.

        • - Xảy ra trượt tổng thể (nếu nền là đất).

          • b, Đối với mặt cắt có phần mái nghiêng phía biển, phần tường đứng phía sau

        • Hình 2.19: ĐCS hỗn hợp có phần mái nghiêng phía biển, tường đứng phía sau

        • Khả năng mất ổn định của dạng mặt cắt này có thể là:

        • - Xảy ra trượt phần mái nghiêng phía biển.

        • - Xảy ra trượt phẳng giữa mặt tiếp xúc phần tường đứng và đệm đá.

        • - Lật phần tường đứng về phía cảng.

        • - Trượt tổng thể (nếu nền là đất).

      • Nội dung tính toán ổn định ĐCS hỗn hợp

        • Tùy vào từng loại mắt cắt cụ thể, ta tiến hành phân tích các khả năng gây mất ổn định có thể xảy ra, để sử dụng các phương pháp tính toán ổn định cho từng bộ phận, mặt cắt của ĐCS hỗn hợp ứng với các phương pháp tính toán ổn định cho ĐCS mái nghiêng v...

    • Kết luận chương II

      • Việt Nam là một quốc gia biển, việc xây dựng ĐCS và các khu neo đậu tàu thuyền đáp ứng yêu cầu nằm trong chủ trương và chính sách của Đảng, Nhà nước để hạn chế thiệt hại cho tàu thuyền khai thác hải sản, tính mạng của ngư dân và góp phần phát triển ki...

      • Tính toán ổn định ĐCS là nội dung không thể thiếu trong thiết kế, nó mang cả tính kỹ thuật và kinh tế. Hiện nay ở nước ta đang sử dụng nhiều phương pháp tính ổn định đối với công trình này, mỗi phương pháp đều có điều kiện áp dụng và đặc điểm riêng, k...

      • Những nội dung đã trình bày ở chương này có tính chất tổng quát các phương pháp tính ổn định công trình ĐCS làm cơ sở cho việc lựa chọn phương pháp tính ổn định theo từng dạng mặt cắt ĐCS công trình biển và khu neo đậu tàu thuyền tránh trú bão ở nước ta.

      • CHƯƠNG III: PHÂN TÍCH LỰA CHỌN PHƯƠNG PHÁP TÍNH ỔN ĐỊNH CHO CÁC DẠNG MẶT CẮT ĐCS KHU NEO ĐẬU TÀU THUYỀN TRÁNH TRÚ BÃO

    • Điều kiện làm việc của ĐCS theo các dạng mặt cắt khác nhau

      • Điều kiện làm việc của đê chắn sóng tường đứng

        • Trong điều kiện làm việc bình thường tải trọng tác dụng lên đê chắn sóng tường đứng trọng lực bao gồm tải trọng bản thân, áp lực thủy tĩnh, áp lực sóng và một số tải trọng khác. Với đê chắn sóng được sử dụng như bến neo đậu tàu, ngoài các tải trọng nê...

        • Tải trọng bản thân

        • Tải trọng bản thân của ĐCS bao gồm 2 phần xác định như sau: Trọng lượng của phần kết cấu công trình cao hơn mực nước tĩnh (vị trí tức thời trên mực nước tĩnh) và trọng lượng của phần kết cấu công trình dưới mực nước tĩnh.

        • Áp lực thủy tĩnh

        • Hình 3.1: Áp lực thủy tĩnh tác dụng lên ĐCS tường đứng

        • Áp lực thủy tĩnh bao gồm thành phần nằm ngang và thẳng đứng. Thành phần nằm ngang áp lực nước WR1R, áp lực bùn cát lắng đọng WRbR. Thành phần thẳng đứng áp lực thấm WRtR, áp lực đẩy nổi WRdnR.

        • Các đại lượng và cách tính toán được trình bày chi tiết trong [7].

        • Tải trọng do áp lực sóng

        • Tải trọng sóng là tải trọng cơ bản để tính toán đê chắn sóng. Trên thế giới hiện nay tồn tại hai trường phái sử dụng các thông số sóng khác nhau để tính toán. [1] Trường phái của Nga và các nước Đông Âu dựa trên thông số sóng trung bình: , , T… Trườ...

        • Tải trọng và tác động của sóng lên công trình phụ thuộc vào độ sâu nơi xây dựng công trình đó. Độ sâu khu nước liên quan tới các thống số sau :

        • - : chiều dài trung bình của sóng;

        • - h : chiều cao của sóng tới

        • - dRcrR : độ sâu tới hạn ứng với sóng vỡ lần thứ nhất khi sóng tiến đến gần bờ;

        • - dRcrlR : độ sâu tới hạn ứng với sóng vỡ lần cuối.

          • a, Trường hợp chịu tải trọng sóng nước sâu

        • Khi độ sâu nước đến đáy dRbR > 1,5h và độ sâu nước trên khối lát thềm ở móng công trình dRbrR ≥ 1,25h thì phải tính toán công trình chịu tải trọng của sóng đứng từ phía vùng nước không được che chắn. [3]

        • Hình 3.2: Biểu đồ áp lực sóng đứng tác dụng

        • a, Khi đỉnh sóng tiếp cận công trình; b, Khi đáy sóng tiếp cận công trình.

        • Có thể dùng độ sâu tính toán quy đổi d (m) thay cho độ sâu đến đáy dRbR trong các công thức xác định bề mặt sóng và áp lực sóng.

        • Độ sâu tính toán quy đổi d (m) xác định theo công thức:

        • d = dRfR + kRbrR(dRbR – dRfR) (3-1)

          • Trong đó:

        • - dRfR : độ sâu thềm đá;

        • - dRbR : độ sâu nền đất;

        • - d : độ sâu quy đổi;

        • - kRbrR : hệ số, được xác định theo đồ thị ở phụ lục 3.1

        • Tải trọng sóng được xác định cho 3 trường hợp bất lợi nhất:

        • - Khi độ vượt sóng cao nhất;

        • - Khi lực ngang của sóng tới lớn nhất;

        • - Khi lực ngang của sóng rút lớn nhất.

        • Dao động lên xuống η (m) của bề mặt tự do của sóng (kể từ mực nước lan truyền

        • sóng) phải xác định theo công thức:

        • (3-2)

          • Trong đó:

        • - h : chiều cao sóng tới thiết kế tại chân công trình (m).

        • - : tần số sóng;

        • - : trị số trung bình của chu kỳ sóng, s;

        • - t : thời gian, s;

        • - : số sóng;

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

          • b, Trường hợp chịu tải trọng sóng nước nông

        • Ở vùng nước nông tải trọng sóng là sóng đứng nước nông, tung độ biểu đồ áp lực sóng khi chịu đỉnh sóng và bụng sóng xác định theo bảng ở phụ lục 3.2.

        • Giá trị của các hệ số kR2R, kR3R, kR4R, kR5R, kR8R, kR9R lấy theo biểu đồ phụ lục 3.3.

        • Tải trọng sóng theo hướng ngang PRxR xác định theo diện tích biểu đồ áp lực sóng

        • trong phạm vi chiều cao mặt tường thẳng đứng.

          • c, Tải trọng sóng nhiễu xạ

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

        • Hình 3.3: Tải trọng sóng nhiễu xạ.

        • a) Khi đỉnh sóng tới công trình; b) Khi chân sóng tới công trình

          • Khi đỉnh sóng trùng với điểm giữa phân đoạn công trình.

        • (3-3)

        • ; (3-4)

        • ; (3-5)

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

        • ; (3-6)

        • (3-7)

        • ; (3-8)

          • Trong đó:

        • - hRdifR : chiều cao sóng nhiễu xạ.

        • - kR1R : hệ số lấy theo bảng 3.1.

        • Bảng 3.1: Xác định hệ số kR1

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

        • (3-9)

          • Trong đó:

        • - xRiR : khoảng cách từ tường đến cạnh tương ứng của khối lát thềm, m;

        • - kRbrR : hệ số lấy theo bảng 3.2;

        • - pRfR : áp lực sóng ở độ cao đáy công trình.

        • Bảng 3.2: Giá trị kRbr

          • d, Trường hợp chịu tải trọng sóng vỡ

        • Khi độ sâu nước trên khối lát thềm ở móng công trình dRbrR < 1,25h và độ sâu đến đáy dRb R≥ 1,5h thì công trình được tính toán chịu tải trọng sóng vỡ từ phía vùng nước không được che chắn. Theo tính toán, áp lực sóng vỡ lên công trình thường rất lớn,...

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

        • ;

        • ; (3-10)

        • ; (3-11)

        • Hình 3.4: Tải trọng sóng vỡ.

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

        • (3-12)

          • Trong đó:

        • Bảng 3.3: Hệ số μ

          • e, Trường hợp chịu tải trọng sóng đổ

        • Khi đáy nước trước tường trên suốt một đoạn dài ≥ 0,5 kể từ mép tường trở ra có độ sâu dRbR ≤ dRcrR thì phải tính toán công trình chịu tải trọng sóng đổ từ phía vùng nước không được che chắn. Trong trường hợp này độ cao ηRc,surR (m) của đỉnh sóng đổ ...

        • (3-13)

          • Trong đó:

        • - hRsurR : chiều cao sóng đổ;

        • - dRcrR : độ sâu phân giới.

        • Hình 3.5: Tải trọng sóng đổ.

        • a, Thềm đá trong đất ; b, thềm đá nằm trên đất.

        • Tải trọng nằm ngang PRxcR (kN/m) do sóng đổ tác động được lấy theo diện tích biểu đồ áp lực ngang của sóng. Trong biểu đồ này trị số áp lực p (kPa) tại tung độ z xác định theo công thức:

        • ; (3-14)

        • ; (3-15)

        • ; (3-16)

          • Trong đó:

        • - RsurR : chiều dài trung bình sóng đổ, m.

        • Tải trọng thẳng đứng PRzcR (kN/m) lấy bằng diện tích biểu đồ phản áp lực sóng (với tung độ biểu đồ pR3R) và xác định theo công thức:

        • (3-17)

          • f, Áp lực sóng đứng và sóng đổ theo công thức của Goda (áp dụng với sóng bất quy tắc [3]

        • Tính toán áp lức sóng đứng và sóng đổ theo Goda được thể hiện trên hình 3.6.

        • (3-18)

        • (3-19)

        • với (3-20)

        • (3-21)

        • (3-22)

        • Hình 3.6: Tải trọng sóng đứng theo Goda

          • Trong đó:

        • - β : góc tới của sóng (là góc giữa đỉnh sóng và mặt trước tường)

        • - hRdesignR : chiều cao sóng thiết kế tại vị trí công trình xác định ở trạng thái biển thiết kế. Theo Goda nếu công trình nằm ngoài vùng xáo trộn (ngoài vùng sóng vỡ) thì chiều cao sóng tính toán lấy bằng 1,8HRsR. Nếu nằm bên trong vùng xáo trộn thì ...

        • - HRsR : chiều cao sóng ý nghĩa

        • αR2R=min ; (3-23)

        • - L : chiều dài sóng tại độ sâu HRbR, ứng với sóng đáng kể có chu kì TRsR ≈ 1,1TRmR, với TRmR là chu kì trung bình;

        • - HRbR : độ sâu nước cách tường khoảng 5HRSR;

        • - λR1R, λR2R, λR3R : các hệ số biến đổi phụ thuộc vào loại kết cấu. Với kết cấu tường đứng thông thường, λR1R = λR2R = λR3R = 1;

        • Nhận xét: Hiện nay có nhiều công thức xác định áp lực sóng lên công trình dạng tường đứng, qua phân tích và so sánh có thể thấy công thức Goda có một số ưu điểm:

        • Công thức được áp dụng cho cả sóng đứng và sóng đỗ là 2 loại sóng bất lợi và thường tác động lên công trình dạng tường đứng.

        • Công thức có hệ số β đề cập tới ảnh hưởng của hướng sóng và tuyến công trình, đây cũng là đặc điểm cho người thiết kế lưu ý khi chọn tuyến công trình nhằm giảm bất lợi của hướng sóng.

        • Chiều cao sóng tính toán lấy 1,8HRsR ÷ 2,0HRsR (tùy theo vùng) đã có xét đến ảnh hưởng bất lợi của phạn xạ sóng trước công trình tường đứng và tương đối an toàn cho ổn định công trình.

          • g, Áp lực sóng lên đỉnh nghiêng [3]

        • Với các công trình tường đứng có kết cấu đỉnh là tường nghiêng như hình vẽ :

        • Hình 3.7: áp lực lên tường đứng có kết cấu đỉnh nghiêng

        • Thì áp lực sóng lên công trình được xác định theo các công thức:

        • ; ; (3-24)

        • ; ;

          • Trong đó:

        • (3-25)

        • pR1R, pR2R, pR3R, pRdcR và pRuR tính theo công thức Goda.

        • Nhận xét: Với trường hợp này, thành phần lực thẳng đứng tác dụng lên kết cấu đỉnh nghiêng cũng có tác dụng tăng ổn định về trượt và lật cho công trình.

      • Điều kiện làm việc đê chắn sóng mái nghiêng

        • Trong điều kiện làm việc bình thường tải trọng tác dụng lên đê chắn sóng mái nghiêng bao gồm tải trọng bản thân, áp lực thủy tĩnh và tác động của sóng. Nếu đê chắn sóng được sử dụng như bến neo đậu tàu, ngoài các tải trọng nêu trên cần phải xác định ...

        • Trường hợp đê chắn sóng bố trí ở trong khu vực có động đất, công trình cần được tính toán chịu tải trọng động đất. Các tải trọng tác dụng lên đê chắn sóng mái nghiêng có thể xét đến như sau:

        • Tải trọng bản thân

        • Tải trọng bản thân loại kết cấu này cũng tương tự ĐCS tường đứng gồm 2 phần được xác định như sau: Trọng lượng của phần kết cấu công trình cao hơn mực nước tĩnh (vị trí tức thời trên mực nước tĩnh) và trọng lượng của phần kết cấu công trình dưới mực n...

        • Áp lực thủy tĩnh

        • Hình 3.8: Áp lực thủy tĩnh tác dụng lên ĐCS mái nghiêng

        • Áp lực thủy tỉnh bao gồm thành phần nằm ngang và thẳng đứng. Thành phần nằm ngang áp lực nước WR1R, áp lực bùn cát lắng đọng WRbR. Thành phần thẳng đứng áp lực nước nước WR2R, lực thấm WRtR, áp lực đẩy nổi WRdnR.

        • Các đại lượng và cách tính toán được trình bày chi tiết trong [7].

        • Tác động của sóng lên đê chắn sóng mái nghiêng

        • Sóng biển từ vùng nước sâu (λ – chiều dài sóng) tiến vào bờ, trên đương đê gặp vật cản là tuyến đê chắn sóng mái nghiêng có mái dốc m:

        • 1,5 ≤ m = cotgα ≤5 (α – góc nghiêng đầu đê)

        • Thường gây rất nhiều tác động có hại cho kết cấu đê. Đầu tiên là sóng leo lên mái với nhiều hình dạng mặt sóng khác nhau (hình 3.9), rồi sau đó liên tiếp phá hoại mái ngoài và các bộ phận khác.

        • Hình 3.9: Sự thay đổi mặt sóng khi leo lên mái nghiêng

        • Tùy theo vị trí của đoạn đê mái nghiêng đặt tại vùng nước sâu, vùng nước nông, vùng sóng đổ, vùng mép nước và trong mép nước mà cường độ tác động của sóng khác nhau với cùng một chế độ gió. Các hiện tượng khúc xạ (chiết xạ), nhiễu xạ, giao thoa, phản ...

        • Đã có một số học giả nghiên cứu thực nghiệm các tác động của sóng như: Dzunkovski, Suleikin, Smirnov, Wagner, Lattermann, Yoshimi Goda và tổng kết thành 5 tác động chính của sóng lên kết cấu đê mái nghiêng (bảng 3.4) [1]

        • Bảng 3.4: Các tác động chính của sóng vào mái nghiêng

          • a, Phân bố áp lực sóng trên mái nghiêng

        • Áp lực sóng lên mái nghiêng xảy ra thường xuyên. Phạm vi phân bố lực, cường độ của nó phụ thuộc vào nhiều yếu tố và cả phương pháp thực nghiệm để xác định nó.

        • Hiện nay có nhiều phương pháp xác định áp lực sóng phân bố, trong phạm vi đề tài tác giả chỉ giới thiệu phương pháp tính theo Quy phạm Việt Nam 22-TCN-222-95. Đây là phương pháp của Nga và các nước SNG (cũ) nói chung tính theo phương pháp này cho kết ...

        • PRmaxR= KRsR.KRvR.PRrelR.ρ.g.h (3-26)

          • Trong đó:

        • - ρ : tỉ trọng nước. - g : gia tốc tự do.

        • - h : chiều cao sóng.

        • - Ks : xác định theo công thức sau:

        • - KRvR : hệ số phụ thuộc vào độ thoải của sóng λ/h, xác định theo bảng 3.5.

        • Bảng 3.5: Hệ số KRv

        • - PRrel R: đại lượng đặc trưng cho áp lực phân bố chuẩn, phụ thuộc vào chiều cao sóng h (m) và được tra từ bảng 3.6 như sau:

        • Bảng 3.6: Giá trị PRrelR (kpa)

        • Lấy mốc giá trị PRmaxR tính được tại điểm B, biển đồ áp lực phân bố của sóng vào mái đê được phân bố gần đúng trên hình 3.10 với các khoảng cách:

        • lR1R=0,0125LRα

        • R RlR2R=0,0325LRα

        • R RlR3R=0,0265LRα R(3-27)

        • R RlR4R=0,0675LRα

          • Trong đó:

        • (3-28)

        • Hình 3.10: Biểu đồ áp lực phân bố của sóng lên mái đê

        • Điểm B xảy ra PRmaxR cách mặt nước một đoạn yRBR, có thể xác định yRBR theo công thức thực nghiệm:

        • (3-29)

        • với: (3-30)

        • (3-31)

        • Như vậy có thể thấy điểm chịu tác động PRmaxR trên mái nghiêng phụ thuộc vào mực nước trước công trình và chiều cao sóng.

          • b, Áp lực sóng đẩy nổi

        • Áp lực đẩy nổi của sóng chính là áp lực đẩy từ dưới lên, ngược với áp lực phân bố và luôn luôn ứng với bụng sóng. Lực này ban đầu đẩy các viên vật liệu gia cố như: đá, khối, bê tông, tấm bê tông cốt thép hoặc các khối bê tông cốt thép dị dạng…dịch chu...

        • Hình 3.11: Các biểu đồ áp lực sóng đẩy nổi ứng với các thời điểm

        • a, t=0 b, t=T/2 c, t=T

        • Đặc điểm nổi bật của biểu đồ lực đẩy nổi là di chuyển vị trí ứng với các thời điểm t khác nhau. Trên hình 3.11 là các biểu đồ áp lực đảy nổi của sóng ứng với t=0; t = T và t = T (T chu kì sóng). Điểm có cường độ tối đa của lực đẩy nổi PRmaxR luôn luô...

        • (3-32)

        • - γ : dung trọng nước.

        • - HRkrR : chiều sâu tới hạn (chiều sâu lâm giới) ứng với sóng vỡ cuối cùng.

        • Dưới tác động của sóng, giá trị PRmaxR có vị trí di chuyển lên xuống dọc theo mái đê, có thể phá vỡ kết cấu mặt đê chắn sóng mái nghiêng, cứ như thế tiếp diễn lặp đi, lặp lại, gây ra sụt mái và làm hư hỏng phần thân đê.

        • Cũng như với áp lực phân bố, hiện có rất nhiều phương pháp xác định cường độ PRmaxR của áp lực đẩy nổi. Luận văn xin trình bày phương pháp SNIP 206-03-82 được sử dụng trong quy phạm thiết kế đê chán sóng của Nga và trong Quy phạm 22-TCN-222-95.

        • Về nguyên lí, giống như công thức tính áp lực phân bố (3-26) chỉ có khác đại lượng dặc trưng áp lực chuẩn đẩy nổi PRirelR được tìm theo các đường cong trên hình tại phụ lục 3.4, còn công thức PRimaxR của cường độ áp lực đẩy nổi xác định theo công thức...

        • PRi,maxR= KRsR.KRvR.PRirelR.ρ.g.h (3-33)

        • KRsR, KRvR lấy theo công thức (3-26).

          • c, Lực dội đập của sóng lên mái đê

        • Hiện nay có một số học giả đã khẳng định lực dội đập là trường hợp đặc biệt của áp lực sóng và họ quan niệm lực dội đập vẫn chỉ là áp lực phân bố. Các nghiên cứu đã tổng kết được 4 đặc thù chính của lực dội đập của sóng lên mái công trình gồm:

        • - Xảy ra không có quy luật.

        • - Xuất hiện trong thời gian rất ngắn .

        • - Lực dội đập tác động trong phạm vi diện tích nhỏ, có thể coi như tác động vào một điểm, không trải rộng (hình 3.12)

        • - Trị số các lực dội đập lớn hơn nhiều so với lực phân bố.

        • Hình 3.12: Lực dội đập của sóng lên mái đê

        • Trong thực tế rất khó quan sát, đo đạc được hiện tượng lực dội đập, song qua một số minh chứng thực tế, người ta rút ra công thức để xác định lực dội đập có dạng tổng quát:

        • (3-34)

          • Trong đó:

        • - k : hệ số tổng hợp nhiều yếu tố, từ kết quả của giá trị thực nghiệm (tùy từng tác giả mà hệ số này khác nhau)

        • - VRB R: dùng để xác định áp lực phân bố, song để tính lực dội đấp tốc độ dội xuống điểm B phải lớn.

        • So sánh với PRmaxR của áp lực phân bố, giá trị PRmaxR của lực dội đập có thể lớn hơn 8 ÷ 10 lần. Điều này đủ lí giải mức độ nguy hiểm của lực dội đập gây ra cho mái đê. Trong thiết kế đê chắn sóng mái nghiêng có thể không đưa lực dội đập của sóng vào...

          • d, Sóng leo và rút theo mái

        • Khi sóng tiến vào mái đê, năng lượng toàn phần của sóng được chia thành 3 hướng với năng lượng khác nhau (hình 3.13)

        • Hình 3.13: Sơ đồ phân chia năng lượng khi sóng lep lên mái đê

        • - Năng lượng sóng phản xạ ERtpR quay ngược chiều với hướng sóng vào

        • - Năng lượng tiêu tán ERttR do nhiều nguyên nhân

        • - Năng lượng còn lại là sóng leo ERl

        • (3-35)

        • Tỉ lệ phần năng lượng leo so với năng lượng toàn phần có thể tính theo công thức:

        • (3-36)

        • Phụ thuộc vào năng lượng ERlR sóng len lên được mái cao hay thấp. Nếu mái đê có m=1,5÷5,0 và sóng bị vỡ hoàn toàn có thể xác định được chiều cao sóng leo hRlR bằng công thức gần đúng:

        • (3-37)

          • Trong đó:

        • - m; λ; h : có ý nghĩa như trên.

        • - k = kR1R.kR2

        • - kR1R : hệ số độ nhám.

        • - kR2R : hệ số thấm.

        • Tất cả 3 hệ số: k ; kR1R ; kR2R tra theo bảng tại phụ lục 3.5

        • Chiều cao sóng leo hRlR được xác định chính xác theo công thức:

        • (3-38)

        • Với:

        • - kR1R, kR2 R: tương tự như công thức (3-37)

        • - kRvR : hệ số phụ thuộc vào tốc độ gió v (m/s) ở giai đoạn sóng đã ổn định, tạo ra sóng tính toán ở phía trước đê và được lấy theo bảng 3.7

        • Bảng 3.7: Hệ số kRv

        • - kRβ R: hệ số tính đến sự giảm chiều cao sóng leo, theo công thức:

        • (3-39)

        • - β : góc giữa tia sóng và đường mép nước.

        • - kRpR : hệ số tính đến mức độ không đều của chiều cao sóng leo, xác định theo tần suất đảm bảo P% ở bảng 3.8.

        • Bảng 3. 8: Hệ số kRp

        • - kRlR : hệ số tỉ lệ (tương đối) giữa chiều cao sóng leo hRl, 1%R với chiều cao sóng ứng với tần suất P=1% ở trước đê (hR1%R).

        • (3-40)

        • Hệ số kRlR được tra theo các đồ thị trên hình tại phụ lục 3.6 ứng với hai mái dốc m≤3 và m≥3.

        • Sau khi năng lượng leo tiêu thụ hết, sóng sẻ tụt theo quy luật tự chảy. Chiều cao hRlR càng lớn thì tốc độ tụt càng lớn và góp phần làm xói lở mái đê chắn sóng và bờ biển.

        • Về biểu đồ tốc độ dội của sóng vào mái theo lí thuyết phải là biểu đồ biến thiên liên tục, song thực tế chỉ có thể xây dựng được biểu đồ gãy khúc như thể hiện trên hình 3.14, với xuất phát điểm biết tốc độ cực đại tại điểm B là VRBR rồi lần lượt suy r...

        • Tại điểm Z = -hRlR tốc độ bằng không, tại mực nước tĩnh:

        • (3-41)

        • kR1R, kR2R lấy theo bảng tại phụ lục 3.5.

        • Hình 3.14: Biểu đồ phân bố tốc độ dội của sóng vào mái đê

        • Từ điểm B đến độ sâu Z=HR1R biểu đồ biến thiên tuyến tính.

        • Độ sâu HR1R phụ thuộc vào mái dốc m và các thông số sóng λ và h, xác định theo công thức:

        • (3-42)

        • Từ độ sâu Z≥HR1R tốc độ VRzR tính bằng công thức:

        • (3-43)

        • - n : hệ số phụ thuộc vào độ thoải của sóng và lấy theo bảng 3.9.

        • Bảng 3.9: Hệ số n

          • e, Dòng chảy do sóng ở chân mái đê

        • Tùy theo chiều dài tuyến đê, số lượng và độ cong – lõm các điểm gãy khúc và hướng sóng tiến vào, trên mái và chân đê được hình thành nhiều loại dòng chảy. Qua tổng hợp của một số nghiên cứu, thường xuất hiện ba loại dòng chảy chính:

        • - Dòng tụt theo mái sau khi leo và được gọi là dòng chảy ngang xảy ra liên tục theo chu kì sóng leo – tụt.

        • - Dòng ven theo hướng dọc trục của tuyến đê chắn sóng, chủ yếu phụ thuộc vào chiều dài tuyến đê và hướng gió – sóng tác động. Nếu kết cấu đê là tường đứng trọng lực hoặc nghiêng m>5 phạm vi xảy ra dòng ven . Hướng dòng ven sẻ không đổi đối với một hư...

        • - Dòng quẩn tại các vị trí cong hoặc lõm của tuyến đê hoặc tại gốc đê – phạm vi tiếp nối với bờ.

        • Theo các số liệu thống kê của Lattermann tốc độ V của các dòng chảy này rất khác nhau: V=0 ÷ 20m/s. Khi V=1÷2m/s cũng đã có thể gây xói làm các vật thể rời ở mái và chân đê bị bứt ra khỏi vị trí ban đầu, dẫn đến sạt lở.

        • Một số học giả còn khẳng định: các dòng chảy do sóng đều là các dao động rối, đồng thời tạo ra ứng suất trượt τRoR xác định như sau:

        • (3-44)

          • Trong đó:

        • - ρ : tỉ trọng nước biển.

        • - g : gia tốc tự do.

        • - V : tốc độ dòng chảy.

        • - C : hệ số tốc độ, hay còn gọi là hệ số Manning.

        • (3-45)

        • - M : số hạng Manning;

        • - R : Bán kính thủy lực.

    • Điều kiện xây dựng, khai thác với các ĐCS có dạng mặt cắt khác nhau

      • Đê chắn sóng dạng tường đứng

      • Điều kiện áp dụng

      • Một số tài liệu nghiên cứu và tiêu chuẩn nước ngoài đã kiến nghị, công trình đê chắn sóng loại tường đứng có thể xây dựng:

      • - Trên nền đất đá với mọi độ sâu;

      • - Trên nền đất rời:

      • + So với độ sâu lớn hơn tới hạn (dRbR=1,5h ÷ 2,5h), trong trường hợp này nếu giá trị vận tốc dòng chảy đáy tính theo lí thuyết lớn hơn cho phép, đất nền trước công trình phải được gia cố trên đoạn dự kiến bị xói.

      • + Với độ sâu không lớn hơn 20 ÷ 28m (phụ thuộc vào chiều cao sóng)

      • Điều kiện khai thác

      • Kinh nghiệm thiết kế thi công cho thấy, công trình đê chắn sóng kiểu tường đứng kinh tế hơn công trình đá đổ mái nghiêng do có hình dáng gọn nhẹ giảm được khối lượng các loại vật liệu xây dựng chính là đá và bê tông.

      • Điều kiện cơ bản nhất để thiết kế công trình kiểu tường đứng trọng lực là trong nền móng không bị xói. Do vậy, nền lý tưởng để thiết kế những công trình như vậy trước hết phải kể đến nền đá. Tuy nhiên những loại đất rời (như đất cát, sỏi…) có khả năng...

      • Mặt khác, một trong những yếu tố hạn chế khả năng thi công đê chắn sóng trên nền đất rời là do ứng suất dưới lớp đệm đá trong móng công trình tương đối lớn so với khả năng chịu tải của đất.

      • Vấn đề xây dựng công trình đê chắn sóng tường đứng trên nền đất rời được đề cập đến tại Hội nghị quốc tế về tàu biển lần thứ XVI ở Brussels, Bỉ. Hội nghị đã khuyến nghị chỉ xây dựng tường đứng ở độ sâu lớn hơn độ sâu tới hạn, có nghĩa là lớn hơn 1,2 ÷...

      • Đê chắn sóng dạng mái nghiêng

        • Điều kiện áp dụng

        • Theo các tài liệu nghiên cứu và tiêu chuẩn nước ngoài, cũng như một số nghiên cứu điều kiện thực tế áp dụng, công trình đê chắn sóng loại mái nghiêng được khuyến nghị xây dựng trong các điều kiện sau:

        • - Đê chắn sóng mái nghiêng có thể xây dựng tại các khu vực có địa chất nền không được tốt, hoặc địa chất phức tạp.

        • - Độ sâu công trình không quá 20m.

        • - Công trình có thể tận dụng vật liệu địa phương.

        • Điều kiện khai thác

        • Hiện nay đê chắn sóng mái nghiêng vẫn được ứng dụng nhiều nhất với ưu điểm nổi trội là tận dụng được vật liệu xây dựng tại địa phương (chỉ cần khai thác không cần chế tạo), công tác điều tra cơ bản nền đất ít tốn kém hơn (bao gồm khoan, tham dò lỗ kh...

        • Bên cạnh đó, khả năng tiêu hao năng lượng sóng tương đối tốt, phản xạ sóng giảm (nhất là khi mái dốc có độ nhám cao), cao trình đỉnh đê chắn sóng mái nghiêng cũng thấp hơn so với các loại đê chắn sóng khác. Đê chắn sóng mái nghiêng còn có thế ổn định ...

        • Với những ưu điểm trên, đê chắn sóng mái nghiêng được xem là sự lựa chọn hàng đầu cho các khu tránh trú bão hiện nay ở các địa phương. Tuy nhiên, khi so sánh với những ưu điểm với đê chắn sóng dạng tường đứng có thể thấy rằng, sự phổ biến này một phầ...

        • Tuy nhiên, trong quá trình tính toán đê chắn sóng mái nghiêng, cần đảm bảo lượng vật liệu và có phương án so sánh kinh tế với các phương án khác, vì đê chắn sóng mái nghiêng rất tốn vật liệu (gấp 2 đến 3 lần đê tường đứng với cùng độ sâu). Do không tậ...

        • Ngoài ra, một số hạn chế của đê chắn sóng mái nghiêng liên quan đến mặt cắt đê như chiếm nhiều vào diện tích của cảng, khu neo đậu làm thu hẹp khu nước yên tĩnh; khó khăn khi muốn tận dụng mặt đê mái nghiêng làm đường giao thông, nhất là các cảng có t...

        • Trong quá trình thi công đê chắn sóng mái nghiêng, cần chú ý đến đoạn đê sát cửa cảng phải chuyển đổi từ mặt cắt mái nghiêng sang kết cấu đứng để tăng chiều rộng hữu hiệu cửa cảng. Đối với công trình yêu cầu cao về tiến độ, đê chắn sóng dạng từng đứng...

    • Yêu cầu về ổn định ĐCS khu neo đậu tàu thuyền trú bão

      • Tải trọng tác dụng lên ĐCS khu neo đậu tàu thuyền TTB

        • Ngoài những tải trọng lên ĐCS đã được trình bày ở trên, và những tải trọng đặc biệt như tải trọng do động đất, sóng thần…đối với ĐCS khu neo đậu tàu thuyền cần phải tính toán thêm tác động của tàu khi neo, cập tác dụng lên công trình.

        • Tải trọng do tàu tác động lên công trình gồm ba loại chính: Khi cập bến gây tải trọng va tàu, khi đậu tại bến gây tải trọng neo tàu và tựa tàu do ảnh hưởng của gió và dòng chảy tác động lên tàu.

        • Tải trọng va tàu

        • Tải trọng va tàu hình thành khi tàu bắt đầu tiếp xúc với công trình khi cập bến Tải trọng va tàu gồm thành phần vuông góc và thành phần song song với mặt bến cập tàu. [5], [6]

        • Thành phần vuông góc của tải trọng va phụ thuộc vào:

        • - Động năng cập bến;

        • - Độ lệch tâm khi va chạm.

        • - Các đặc trưng tải trọng – biến dạng của tàu, kết cấu và hệ đệm tàu.

        • Thành phần song song phụ thuộc vào hệ số ma sát giữa hai bề mặt va chạm là tàu và hệ đệm tàu.

        • Động năng cập tàu được xác định theo công thức sau:[5]

          • Trong đó:

        • - D : lượng rẽ nước của tàu tính toán (tấn).

        • - v : thành phần vuông góc với mặt bến cập tàu của tốc độ cập tàu, lấy theo bảng sau:

        • Bảng 3.10: thành phần vuông góc với mặt bến cập tàu của tốc độ cập tàu

        • - ψ : Hệ số dùng để xét đến các yếu tố làm tăng hoặc giảm năng lượng va. Xác định theo bảng tại phụ lục 3.6.

        • Thành phần song song với mép bến của tải trọng va tàu FRuR (KN) được xác định theo công thức sau:

        • FRnR = μ.FRq R(3-46)

          • Trong đó:

        • - μ : Hệ số ma sát, phụ thuộc vào vật liệu lớp mặt của thiết bị đệm tàu.

        • Khi bề mặt bê tông hoặc cao su μ = 0,5;

        • Khi bề mặt là gỗ μ = 0,4.

        • Tải trọng neo tàu

        • Để tính toán tải trọng neo tàu và tải trọng tựa tàu trước hết phải xác định tải trọng do gió và do dòng chảy tác động lên tàu.

          • a, Tải trọng do gió

        • Thành phần ngang và thành phần dọc Wn (KN) của tải trọng gió tác động lên các vật nổi cần được xác định theo công thức sau:

        • - Đối với tàu và bến phao có tàu đang neo đậu:

        • WRgR = 73,6 x 10P-5P ARqR x VRqRP2P x ξ (3-47)

        • WRnR = 49,0 x 10P-5P ARnRP2P x VRnRP2P x ξ (3-48)

        • - Đối với trụ nổi:

        • WRqR = 79,5 x 10P-5P x ARqR x VRqRP2P (3-49)

        • WRgR = 79,5 x 10P-5P x ARnR x VRnRP2 P(3-50)

          • Trong đó:

        • - VRg Rvà ARn R: Diện tích cản gió theo hướng ngang và theo hướng dọc của vật nổi.

        • - VRqR và VRnR : Thành phần ngang và thành phần dọc của tốc độ gió có tần suất đảm bảo 2%, m/s.

        • - ξ : Hệ số lấy theo bảng 3.11, trong đó aRh R là kích thước nằm ngang lớn nhất của mặt cản gió theo ướng dọc của vật nổi.

        • Bảng 3.11: Hệ số ξ

        • Khi xác định tải trọng gió tác động lên tàu đang neo đậu ở bến, diện tích cản của tàu (ARqR, ARnR) phải trừ đi diện tích chán gió tính đổi của bến và các công trình bến ARcg’R (mP2P) được xác định theo công thức sau:

        • AR0 R= (hRbR + αRcgRHRcgR)L (3-51)

          • Trong đó:

        • - hRbR : độ cao mép bến so với mực nước cao nhất, m;

        • - HRcgR : chiều cao trung bình của các vật chắn gió (công trình) trên bến, m.

        • - αRcg R: hệ số tính đến mức độ chắn gió được xác định theo biểu thức:

        • (3-52)

          • Trong đó:

        • - lRcgR : khoảng cách trung bình từ các vật chắn gió đến mép bến, khi lRcgR < HRcgR lấy lRcgR = HRcgR, m.

        • - LRt R: chính là trị số aRhR trong bảng 3.11, tương ứng là chiều dài lớn nhất LRtR, hoặc bề rộng lớn nhất BRtR của tàu; nếu chiều dài bến LRbR ≤ LRtR, thì trong tính toán lấy LRbR, m.

        • - LRcgR : chiều dài hoặc tổng chiều dài các vật chắn gió trong phạm vi L ≤ LRtR, m.

        • Chiều dài vùng chắn gió được lấy theo quy ước:

        • Nếu LRtR > LRbR thì L = LRt

        • Nếu LRtR < LRbR thì L = LRb

        • b, Tải trọng do dòng chảy

        • Thành phần ngang QRωR (KN) và thành phần dọc NRωR (KN) của tải trọng do dòng chảy tác động lên tàu hoặc vật nổi được xác định theo công thức sau:

        • QRωR = 0,59 AR1RVRtRP2 P(3-53)

        • NRωR = 0,59 ARtRVRtRP2 P(3-54)

          • Trong đó:

        • - AR1R và ARtR : tương ứng là diện tích chắn nước theo hướng ngang và hướng dọc của tàu hoặc vật nổi, mP2P.

        • - VRtR và VR1R : tương ứng là thành phần ngang và thành phần dọc của tốc độ dòng chảy với tần suất 2%, m/s.

        • - Tải trọng neo tài được truyền lên kết cấu công trình bến qua các thiết bị neo bố trí trên bến.

        • Hình 3.15: Sơ đồ phân bố tải trọng neo tài trên một bích neo

        • Trên hình 3.15 là sơ đồ phân bố tải trọng neo tài trên một bích neo.

        • Đối với một công trình bến nói chung, tải trọng neo đươc xác định bằng cách phân phối thành phần tải trọng vuông góc mép bến tổng cộng do gió và dòng chảy tác động lên tàu tính toán cho các bích neo làm việc của bến.

        • QRtR = WRqR + QRω R(3-85)

        • Tải trọng tựa tàu

        • Tải trọng tựa tàu phân bố đều theo chiều dài công trình bến trên toàn bộ đoạn tiếp xúc giữa thành tàu và mặt nước bến. Tải trọng phân bố q (kN/m) do tàu đang neo đậu ở bến tựa trên công trình dưới tác động của gió và dòng chảy được xác định theo công ...

        • (3-86)

          • Trong đó:

        • - lRdR : chiều dài đoạn tiếp xúc giữa tàu và công trình bến, m. Tùy theo quan hệ giữa chiều dài bến L và chiều dài đoạn thẳng của thành tàu l, trị số lRdR được lấy như sau:

        • Khi L ≥ l thì lRd R= 1

        • Khi L < 1 thì lRdR = L

      • Yêu cầu về ổn định của ĐCS khu neo đậu tàu thuyền

        • Yêu cầu về ổn định ĐCS khu neo đậu tàu thuyền ngoài các yêu cầu ổn định của một công trình ĐCS đã được trình bày ở trên, ta còn phải xét thêm điều kiện về ổn định khi ĐCS được sử dụng để làm khu neo đậu tàu thuyền. Đối với công trình ĐCS khu neo đậu t...

        • - Mất ổn định công trình khi trượt phẳng và mất ổn định nền công trình khi trượt sâu theo mặt trượt gãy khúc.

        • - Mất ổn định nền công trình và mái dốc gầm bến (đoạn mái dốc hạn chế giữa các trụ) khi trượt sâu theo mặt trượt cung tròn.

        • - Mất ổn định công trình khi lật quanh một mép quay.

        • - Mất ổn định mặt ngàm không hoàn toàn của tường cừ khi quay quanh điểm gắn thanh neo.

        • - Mất ổn định của khổi đất đảm bảo cho việc neo giữ cho kết cấu kiểu tường cừ (trượt sâu).

        • - Mất ổn định của tường neo của bến tường cừ có neo.

        • - Mất ổn định bản neo.

        • - Mất ổn định công trình trọng lực theo phương pháp ép trồi sâu (Gerxevanov).

    • Phân tích lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng tường đứng

      • Hiện nay ở nước ta chưa có quy trình, quy phạm và tiêu chuẩn thiết kế cho công trình loại này. Vì vậy, người thiết kế chủ yếu phải dựa vào 2 tiêu chuẩn chính là:

      • - 14TCN 130-2000 Hướng dẫn thiết kế đê biển.

      • - 22 TCN 207-92 Tiêu chuẩn thiết kế bến cảng biển.

      • Ngoài ra còn dựa vào một số tiêu chuẩn và cách tính toán dịnh trực tiếp của Liên Xô trước đây mà chưa được chỉnh sửa cho phù hợp với điều kiện môi trường biển nước ta.

      • Các nước được xem là cường quốc trong lĩnh vực đê biển như Anh, Mỹ, Hà Lan, Liên Xô (cũ), Trung Quốc, Nhật…đã có các tiêu chuẩn, quy trình, quy phạm riêng cho việc tính toán thiết kế ĐCS dạng này.

      • Qua nghiên cứu, tham khảo một số tài liệu trong và ngoài nước, và các phương pháp tính toán ổn định ĐCS tường đứng đã được trình bày trong mục 2.2 – Tính ổn định cho ĐCS tường đứng tác giả tiến hành xem xét, phân tích và chọn lấy một phương pháp tính ...

      • Phân tích đặc điểm của các phương pháp tính ổn định ĐCS tường đứng

        • Phương pháp Gerxevanov

        • Phương pháp này có một số đặc điểm sau:

        • - Tính theo trạng thái giới hạn và theo sơ đồ trượt phẳng, mặt trượt là mặt tiếp giáp giữa đáy công trình và nền, điểm lật là điểm mép công trình;

        • - Đây là dạng đặc biệt của phương pháp mặt trượt gãy khúc gặp nhau ở điểm cã đé sâu z tương ứng với gốc ( (theo phương pháp ép trồi sâu );

        • - Khi tính toán trượt và lật không xét đến ảnh hưởng của lún. Quá trình tính toán đã xét đến ứng suất lớn nhất và nhỏ nhất giữa mặt tiếp giáp nền công trình và đệm đá, xét đến vấn đề ổn định do xói chân công trình;

        • - Phương pháp này được sử dụng trong tính toán ổn định công trình cảng trọng lực và còn dùng để tính toán lựa chọn giải pháp kết cấu thích hợp. Tuy nhiên trong thực tế tính toán sẽ gặp khó khăn khi phải tính cho nhiều phương án;

        • - Với công trình bến kiểu trọng lực phía dưới cả lớp đệm đá, phía sau có lăng thể giảm tải (nhằm giảm áp lực chủ động của đất và để ngăn đất đắp không bị xói qua khe công trình), biểu đồ áp lực chủ động cũng được xây dựng theo qui định chung với giả t...

        • - Việc xác định ERminR là lực kháng trượt của lăng thể đất ở nền công trình

        • (được tạo do áp lùc bị động và thành phần nằm ngang của phản lực ở nền ) cũng gặp nhiều khó khăn. Một số tác giả đề nghị giải theo phương trình bậc ba;

        • - Chưa đề cập sâu đến tác dụng của sóng lên công trình, tác dụng đẩy nổi do sóng gây ra (mới chỉ xét chung là tác dụng của tải trọng ngang);

        • Với những phân tích trên, trong thực tế phương pháp này thường được dùng đó tính toán các công trình bến trọng lực cho giai đoạn khả thi.

        • Phương pháp tính ổn định theo tiêu chuẩn 22 TCN 207-92

        • Theo phương pháp này có một số đặc điểm sau:

        • - Đây là phương pháp tính dựa trên lý thuyết cân bằng giới hạn theo cả hai trạng thái: trạng thái giới hạn thứ nhất (khả năng chịu tải) và trạng thái giới hạn thứ II (biến dạng và vết nứt);

        • - Quá trình tính toán xét đến khả năng xảy ra cả cung trượt tròn và trượt gấp khúc, khi đánh giá ổn định chung của công trình có kể đến hệ số tin cậy Kn và xét khả năng chịu tải của đất nền, một vấn đề không thể bỏ qua trong thiết kế các công trình nằ...

        • - Lớp đệm là lớp không thể thiếu trong kết cấu công trình trọng lực, trong phương pháp này vai trò của lớp đệm đá được quan tâm trong tính toán ổn định và được xét cả hai trường hợp lớp đệm nằm trên nền và nằm trong nền;

        • - Đề cập đến hệ số ma sát đáy công trình và nền trong tính toán trượt phẳng;

        • - Quá trình tính toán có xét đến tác dông của cả tải trọng lâu dài và tạm thời;

        • - Chưa đề cập sâu đến những đặc điểm tác dụng của sóng lên công trình.

        • Với những đặc điểm nêu trên, phương pháp này có nhiều ưu điểm và rất phù hợp với việc tính toán các công trình kiểu tường bến có kết cấu trọng lực.

        • Theo phương pháp Van de Kreeke

        • Phương pháp này có một số đặc điểm sau:

        • Phương pháp này xét đến đặc điểm áp lực sóng thay đổi theo hàm điều hoà và vai trò của sóng phản xạ, đây là những đặc thù của công trình biển mà 2 phương pháp trước không đề cập đến;

        • Khi tính toán xét sóng tác dụng 1 phía tường đứng, phía bên kia được coi là nước tĩnh. Vấn đề này phù hợp với đặc điểm làm việc của các công trình đê chắn sóng sử dụng kết cấu tường đứng trọng lực;

        • Xét ổn định ngang có đề cập chi tiết đến hệ số ma sát giữa đáy công trình và nền (đã xét đến quan hệ giữa lực ma sát đáy với phản lực của nền theo Culông), và các yếu tố khác của nền như: (, góc ma sát trong.. . Ngoài ra phương pháp này còn đề cập mộ...

        • Khi kiểm tra lật đã kể đến áp lực thuỷ động tức thời dưới đáy công trình do sóng gây ra (đây là thành phần lực tác dụng cần hết sức chú ý khi tính toán thiết kế công trình biển) và đã đề cập đến sự thay đổi phía của tâm lật có thể xảy ra khi bụng són...

        • Quá trình tính toán đã đưa ra công thức xác định chiều rộng của ĐCS theo các điều kiện ổn định, từ đó chọn được bề rộng hợp lý nhất.

      • Lựa chọn phương pháp tính toán ổn định ĐCS tường đứng

        • Nhận xét chung về các phương pháp tính ổn định ĐCS tường đứng

          • a, Các đặc điểm chung:

        • - Hầu hết các phương pháp đều tính theo trạng thái giới hạn.

        • - Các phương pháp nêu trên đều tính theo sơ đồ phẳng.

        • - Trong tính toán đều kiểm tra ổn định trượt, lật.

        • - Trong sơ đồ tính trượt phẳng đều xét mặt phẳng trượt là mặt tiếp giáp giữa đáy và nền công trình.

        • - Trong sơ đồ tính lật đều xét điểm lật là mép chân công trình.

          • b, Các đặc điểm riêng:

        • - Trong quan niệm về điều kiện lực tác dụng lên công trình, phương pháp của Van de Kreeke chỉ xét ngoại lức tác dụng lên công trình chỉ có áp lực sóng (tính với sóng thiết kế), và có giá trị thay đổi theo dạng hàm điều hòa, hướng truyền áp lực theo cả...

        • - Theo 22 TCN 207-92 khi tính ổn định lật chỉ kiểm tra khi điểm đặt hợp lực cách mép lật có chiều dài lớn hơn một phần ba chiều rộng đáy công trình tiếp giáp với nền.

        • Lựa chọn phương pháp tính ổn định ĐCS tường đứng

        • Qua việc phân tích đặc điểm của các phương pháp tính toán ổn định vừa nêu trên, dựa vào điều kiện tự nhiên của biển Việt Nam và đặc điểm làm việc của các kết cấu công trình, tác giả đề nghị:

        • Sử dụng tiêu chuẩn 22 TCN 207-92 cho việc tính toán ổn định các công trình bến có kết cấu trọng lực là rất phù hợp;

        • Nên sử dụng phương pháp Van de Kreeke cho việc tính toán ĐCS có dạng kết cấu tường đứng và được xây dựng bằng Caisson.

    • Phân tích lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng mái nghiêng

      • Qua nghiên cứu, tham khảo một số tài liệu trong và ngoài nước, và các phương pháp tính toán ổn định ĐCS mái nghiêng đã được trình bày trong mục 2.3 – Tính ổn định cho ĐCS mái nghiêng tác giả tiến hành xem xét, phân tích và kiến nghị phương pháp tính t...

      • Phân tích đặc điểm các phương pháp tính ổn định cho ĐCS mái nghiêng

        • Phương pháp phân thỏi (14TCN 130-2002)

        • Đến nay phương pháp phân thỏi được công nhận là phương pháp số để phân tích tính toán trượt đất với đất được coi là vật thể cứng - dẻo lý tưởng tuân theo Định luật Coulomb. Nếu sử dụng phương pháp này, người kỹ sư phải giả thiết trước vị trí và hình d...

        • Hai hạn chế cơ bản của phương pháp này là:

        • - Bỏ qua mối quan hệ ứng suất biến dạng của đất.

        • - Kết quả tìm được phụ thuộc rất nhiều vào kinh nghiệm của kỹ sư. Bởi vì giải bài toán ổn định mái nghiêng bằng phương pháp này là một quá trình thử-sai với giả thiết là vị trí và hình dạng mặt trượt phải được đưa vào từ đầu.

        • Tuy nhiên, vì tính đơn giản và khả năng tính toán ổn định tương đối chính xác, phương pháp này hiện nay vẫn được sử dụng rộng rãi nhất để tính toán ổn định công trình thủy nói chung và ĐCS mái nghiêng nói riêng.

        • Phương pháp cân bằng giới hạn tổng quát

        • Đặc điểm của phương pháp này là lăng thể trượt được rời rạc hóa thành các khối con, trong đó mặt đáy của các khối con là các mặt trượt, đồng thời mặt giữa của các khối cũng là mặt trượt. Điều đó có nghĩa là điều kiện trượt thỏa mãn trên cả mặt đáy và ...

        • Bảng 3.12 so sánh dưới đây cho ta cái nhìn khá tổng thể về hệ số an toàn của các phương pháp tính toán ổn định cân bằng giới hạn thông dụng (đều tính với mặt cắt mẫu hình 3.16)

        • Kết quả chỉ ra rằng phương pháp Fellenit đưa ra hệ số an toàn trong phạm vi từ Fsmed và Fsmin, phương pháp Bishop đưa ra hệ số an toàn lớn hơn Fsmed một ít, các phương pháp khác (Janbu và Morgenstern - Price) đưa ra hệ số an toàn lớn hơn Fsmed vì nhữn...

        • Phương pháp cân bằng giới hạn tổng quát - GLEM cho thấy những ưu điểm nhất định so với các phương pháp cân bằng giới hạn khác. Đây không phải là một phương pháp mới, tuy nhiên việc ứng dụng phương pháp này vào tính toán ổn định ĐCS mái nghiêng là chưa...

        • Phương pháp phần tử hữu hạn

        • Phương pháp phần tử hữu hạn (finite element method - FEM) là một phương pháp phân tích trạng thái ứng suất, khác với các phương pháp cân bằng ứng suất trình bày ở trên. Đặc điểm của phương pháp phần tử hữu hạn là các điều kiện cân bằng ứng suất, biến ...

        • Nếu như quan niệm rằng mặt trượt tiềm tàng là tập hợp những điểm có biến dạng cắt lớn tại đó tỷ số giữa cường độ chịu cắt và ứng suất cắt là nhỏ nhất thì việc sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để tìm kiếm những điểm này là hoàn toàn khả thi.

        • Hạn chế của phương pháp phần tử hữu hạn đó là nếu như số liệu đầu vào không phản ánh trung thực sự ứng xử của đất thì kết quả biến dạng tính toán được là không chính xác. Bên cạnh đó việc xác định các thông số, chỉ tiêu của đất phức tạp hơn, đòi hỏi t...

        • Tuy nhiên cùng với sự phát triển của máy tính điện tử, hiện nay phương pháp này đang ngày càng được áp dụng rộng rãi trong công tác tính toán ổn định công trình thủy nói chung và ĐCS mái nghiêng nói riêng với các phần mềm thông dụng như Geo-Slope, Plaxi…

      • Lựa chọn phương pháp tính ổn định cho ĐCS mái nghiêng

        • Qua việc phân tích đặc điểm của các phương pháp tính toán ổn định vừa nêu trên, dựa vào điều kiện tự nhiên của biển Việt Nam và đặc điểm làm việc của các kết cấu công trình, tác giả đề nghị:

        • - Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để tính toán ổn định ĐCS mái nghiêng với các công trình có công tác xác định thông số, tiêu chí của đất, môi trường thuận lợi.

        • - Đối với những công trình do đặc thù mà công tác xác định các thông số, tiêu chí của đất, môi trường gặp nhiều khó khăn và có thể thiếu tính chính xác, khuyến nghị sử dụng phương pháp phân thỏi theo TCN 14 TCN 130-2002 để tính toán ổn định ĐCS mái ng...

    • Kết luận chương III

      • Cùng với yêu cầu về xây dựng các công trình ĐCS cho các khu cảng, neo đậu tàu thuyền tránh trú bão ngày càng lớn, việc lựa chọn được phương pháp tính toán ổn định hợp lý, giảm thiểu hư hại, tăng thời gian sử dụng công trình với loại hình công trình nà...

      • Sử dụng phương pháp tính toán phù hợp không những đảm bảo an toàn cho công trình, mà còn giảm thiểu được khối lượng, chi phí đầu tư không cần thiết vì không những xây dựng ĐCS thường tốn kém và sửa chữa, duy tu trong quá trình khai thác cũng rất khó k...

      • Hiện nay có nhiều phương pháp tính toán ổn định cho ĐCS, tuy nhiên việc lựa chọn phương pháp phù hợp để tính toán không đơn giản do chưa có tiêu chuẩn, quy phạm tính toán ổn định ĐCS với từng dạng mặt cắt cụ thể. Vì vậy, yêu cầu người thiết kế phải có...

      • Trong phần nội dung chương III đã trình bày ở trên, tác giả đã cố gắng phân tích tương đối chi tiết về điều kiện áp dụng, ưu nhược điểm từng phương pháp nhằm kiến nghị phương pháp tính toán ổn định ĐCS với các dạng mặt cắt khác nhau. Để kiểm chứng nhữ...

      • CHƯƠNG IV: ỨNG DỤNG TÍNH TOÁN KHU NEO ĐẬU TRÁNH TRÚ BÃO NHẬT LỆ

    • Giới thiệu công trình và điều kiện tự nhiên

      • Tổng quan khu neo đậu TTB cho tàu cá Nhật Lệ

        • a, Tiềm năng phát triển kinh tế thủy sản [11]

        • Quảng Bình là tỉnh duyên hải Bắc Trung bộ, phía Bắc giáp tỉnh Hà Tĩnh, phía Nam giáp tỉnh Quảng Trị, phía Tây giáp CHDCND Lào và phía Đông là biển Đông. Phạm vi hoạt động kinh tế thuỷ sản bao gồm vùng ven bờ, thềm lục địa và vùng đặc quyền kinh tế. Ti...

        • Quảng Bình có 116,04 km bờ biển, với 5 cửa sông là cửa Roòn, cửa Gianh, cửa Dinh, cửa Lý Hoà và cửa Nhật Lệ là nguồn cung cấp phù du sinh vật cho việc phát triển nguồn lợi thuỷ sản. Có 5 hòn đảo là Hòn La, Hòn Gió, Hòn Nồm, Hòn Cỏ và Hòn Vũng Chùa tạo...

        • Biển Quảng Bình nằm ở cửa vịnh Bắc Bộ, vùng có độ sâu lớn nhất và là nơi hội tụ của các đàn cá vào mùa trú đông. Diện tích ngư trường của tỉnh ( 20.000 kmP2P, trữ lượng khoảng 99.000 tấn và rất đa dạng về chủng loại, với khoảng 1.000 loài cá, chủ yếu ...

          • b, Hiện trạng và chiến lược phát triển ngành thủy sản

          • Quy mô ngành

        • Số liệu thống kê năm 2008, toàn tỉnh có trên 4.000 phương tiện đánh bắt các loại với tổng công suất đẩy > 100.000CV. Đội tàu đánh bắt xa bờ hiện có trên 1.400 chiếc chiếm 34% tổng số tàu cá, thu hút 25.650 lao động làm nghề cá. Sản lượng khai thác và ...

          • Khu vực bắc Quảng Bình (chiếm tỷ trọng lớn về quy mô đánh cá)

        • - Huyện Quảng Trạch có 1.290 tàu thuyền đánh bắt hải sản, chiếm 37,4% lượng tầu cả tỉnh, với tổng công suất 42.100CV.

          • Khu vực vùng trung Quảng Bình

        • - Huyện Bố Trạch có 990 tàu thuyền đánh bắt hải sản, chiếm 28,7% lượng tầu cả tỉnh với tổng công suất 38.700CV.

          • Khu vực Nam Quảng Bình chiếm tỷ trọng rất lớn về quy mô đánh cá gồm các Huyện và Thành phố Đồng Hới :

        • - Huyện Lệ Thuỷ tổng số 779 tầu.

        • - Huyện Quảng Ninh có 558 tầu thuyền đánh cá lớn nhỏ.

        • - Thành phố Đồng Hới (gồm các phường xã Hải Thành, Hải Đình,Phú Hải, Bảo Ninh, Quang Phú tổng số tàu thuyền 566 tàu thuyền)

        • - Ngoài ra hàng năm còn có từ 300-500 tàu thuyền các tỉnh bạn đến khai thác ở vùng biển Nam. Quảng Bình.

          • Hướng phát triển chiến lược

        • Chiến lược phát triển kinh tế thuỷ sản đến năm 2020 đề ra mục tiêu đưa ngành thủy sản phát triển lớn hơn và giữ vững vị trí là ngành kinh tế mũi nhọn.

        • - Phát triển đồng bộ ngành Thuỷ sản trên cả 3 lĩnh vực đánh bắt, nuôi trồng và chế biến, để tăng nhanh sản lượng, mở rộng quy mô xuất khẩu và hỗ trợ các ngành công nghiệp khác. Thúc đẩy nhanh quá trình công nghiệp hoá, hiện đại hoá ngành thuỷ sản.

        • - Phát triển năng lực đánh bắt bằng cách tăng công suất thuyền máy, chuyển dịch cơ cấu đánh bắt theo hướng vươn khơi, sử dụng hình thức kiêm nghề để khai thác quanh năm... Phát triển dịch vụ đảm bảo hậu cần cho tàu thuyền đánh bắt xa bờ như: xây dựng ...

          • c, Những hạn chế, khó khăn

        • Ngoài những tiềm năng và thuận lợi sẵn có, hiện ngành thủy sản Quảng Bình cũng gặp khá nhiều khó khăn, hạn chế ảnh hưởng đến sự phát triển của ngành.

        • - Hiện chỉ có một số bến cá đang được đầu tư xây dựng, còn lại chủ yếu là các bến tự nhiên. Có 02 cảng cá đã xây dựng là, cảng cá sông Gianh - Bố Trạch và cảng cá Nhật Lệ - Thành phố Đồng Hới đều cần được nâng cấp mới phù hợp với yêu cầu phát triển.

        • - Các cơ sở cung cấp dịch vụ hậu cần nghề cá hiện đầu tư phân tán, quy mô nhỏ, chất lượng dịch thấp.

        • - Hệ thống các khu neo đậu tránh trú bão, thiết bị báo bão, trang bị hàng hải, trang bị an toàn cho người và tầu các chưa được đầu tư đúng mức, nên hàng năm đều có thiệt hại lớn về người và phương tiện của ngư dân.

          • a, Ảnh hưởng của bão lũ đến công tác đánh bắt thủy hải sản

        • Nước ta nằm trong khu vực ảnh hưởng của bão nhiệt đới. Hàng năm có từ 13-15 cơn bão và áp thấp nhiệt đới hình thành từ Tây Thái Bình Duơng và Biển Đông. Trong đó có 6-7 cơn bão đổ bộ trực tiếp vào nước ta. Mùa bão Quảng Bình từ tháng 8 đến tháng 11, b...

        • Do đặc điểm địa hình Quảng Bình, các sông thường ngắn và dốc, vào mùa gió bão thường có lũ lụt cường suất lớn. Tại các cửa sông lưu tốc dòng chảy mạnh, kết hợp với sóng lớn nên phương tiện đánh bắt thuỷ sản khi vào cửa rất khó khăn.

          • b, Sự cần thiết phải đầu tư xây dựng khu tránh trú bão Nhật Lệ

        • Ngư trường Quảng Bình là một trong số các ngư trường có mật độ phương tiện khai thác thuỷ sản cao. Hàng năm vào mùa mưa bão thường có khoảng 800 -1200 tàu thuyền của Quảng Bình và các tỉnh bạn vào sông Nhật Lệ neo đậu tránh gió, bão. Do chưa có công t...

        • Sông Nhật Lệ hiện từ lâu đã là nơi tầu thuyền nghề cá, tập kết tiếp nhận dịch vụ và neo trú gió bão. Ngư dân phía nam Quảng Bình và Trung bộ cũng thường chọn nơi này để trú ẩn khi có bão.

        • Quyết định 1394/2011/QĐ-TTg ngày 9/8/2011 của Thủ tướng Chính phủ “Phê duyệt điều chỉnh Quy hoạch khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá đến năm 2020, định hướng đến năm 2030”. Theo quy hoạch tỉnh Quảng Bình sẽ được có 3 khu neo đậu tránh trú bão gồm: c...

        • Mục tiêu, nhiệm vụ của khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá Nhật Lệ

          • a, Mục tiêu của dự án

        • Xây dựng một khu neo đậu tránh trú bão cho tầu thuyền và phương tiện nghề cá hoạt động trên vùng biển phía Nam Quảng Bình nhằm hạn chế thiệt hại cho người và phương tiện nghề cá, kết hợp với các cảng cá, các công trình hạ tầng kỹ thuật và dịch vụ hậu ...

          • b, Nhiệm vụ của dự án

        • - Nhiệm vụ chính: là khu neo đậu tránh trú bão cho 600 tầu thuyền và phương tiện nghề cá hoạt động trên vùng biển Quảng Bình và lân cận nhằm hạn chế thiệt hại cho người và phương tiện nghề cá.

        • - Nhiệm vụ kết hợp: Cung cấp dịch vụ hậu cần cho tầu cá nhằm nâng cao hiệu quả sử dụng công trình, đáp ứng yêu cầu khai thác hỗ trợ trước mắt cho cảng cá Nhật Lệ (đã quá tải) và quy hoạch thay thế cho cảng cá Nhật Lệ trong tương lai.

        • Quy mô dự án khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá Nhật Lệ

        • Theo quyết định số 1394/2011/QĐ-TTg ngày 9/8/2011 của Thủ tướng chính phủ, Khu neo đậu tránh trú bão Nhật Lệ có khả năng đáp ứng neo đậu đồng thời cho 600 tầu thuyền nghề cá các loại (công suất đến 300 CV) của tỉnh Quảng Bình và các địa phương khác đá...

        • Dự kiến cơ cấu các loại tầu thuyền vào neo đậu tránh trú bão tại khu vực Nhật Lệ bao gồm:

        • - Loại tầu có công suất từ 150( 300 CV : 30 - 50 chiếc

        • - Loại tầu có công suất từ 90( < 150 CV : 250 - 300 chiếc

        • - Loại tầu có công suất <90 CV : 150 - 250 chiếc

        • Bao gồm các hạng mục sau:

        • - Đê chắn sóng, ngăn cát với chiều dài tuyến khoảng 1100m.

        • - Trụ neo tàu (liền bờ và độc lập) để neo cập cho khoảng 600 tàu công suất đến 300CV.

        • - Kè bảo vệ bờ với chiều dài tuyến khoảng 1300m.

        • - Khu hậu cần nghề cá bao gồm các hạng mục: Nhà quản lý, đường vận hành và các công trình dịch vụ hậu cần kèm theo.

      • Điều kiện tự nhiên khu neo đậu TTB cho tàu cá Nhật Lệ

        • Đặc điểm khí tượng

          • a) Đặc điểm khí hậu khu vực dự án

        • Theo tài liệu của Tổng cục khí tượng thủy văn tại trạm Đồng Hới cho thấy tỉnh Quảng Bình mang tính chất khí hậu nhiệt đới gió mùa, có sự phân hoá sâu sắc của địa hình và chịu ảnh hưởng khí hậu chuyển tiếp giữa miền Bắc và miền Nam nước ta. Với đặc điể...

          • b) Nhiệt độ không khí

        • Nhiệt độ trung bình năm của Quảng Bình là 25PoPC – 26PoPC, tăng dần từ Bắc vào Nam, từ Tây sang Đông. Mùa khô nóng kéo dài 170 ngày từ 18 tháng 3 đến 3 tháng 10, nhiệt độ trung bình trên 25PoPC. Ba tháng nóng nhất là tháng 7, 8 , 9, nhiệt độ đạt cực đ...

          • c) Độ ẩm không khí

        • Độ ẩm tuyệt đối trung bình theo các tháng trong năm phân bố không đều. Độ ẩm tương đối trung bình năm từ 83% - 84%. Độ ẩm cao nhất xuất hiện vào các tháng cuối đông: tháng 11, 12, 1. Độ ẩm thấp nhất vào những ngày có gió tây nam khô nóng, trị số tuyệt...

          • d) Mưa

        • Tổng lượng mưa trung bình hàng năm từ (2.000÷2.300) mm/năm, lượng mưa phân bố không đều giữa các vùng và các tháng trong năm, vùng Bắc Quảng Bình từ Đèo Ngang đến sông Gianh, lượng mưa chỉ đạt (1.700÷2.000) mm, các vùng khác, lượng mưa cao hơn: Tuyên ...

        • Về thời gian, mưa tập trung vào 3 tháng: 9, 10, 11, đặc biệt là tháng 10 có lượng mưa cao nhất, chiếm gần 30% tổng lượng mưa cả năm. So với các tỉnh phía Bắc, mùa mưa đến muộn hơn, cực đại vào tháng 10.

          • e) Gió, bão

        • Theo tài liệu quan trắc gió ở đây diễn biến khá phức tạp. Trong năm hướng gió chủ đạo thay đổi nhiều. Những tháng đầu năm và cuối năm gió mạnh ở các hướng Đông và Đông bắc. Từ tháng V đến tháng X gió mạnh xuất hiện ở các hướng Tây bắc và Tây Nam.

        • Bảng 4.1: Vận tốc gió lớn nhất theo các hướng

        • Khí hậu của Quảng Bình nhìn chung khắc nghiệt. Mùa mưa trùng với mùa bão. Tần suất bão nhiều nhất là vào tháng IX (37%). Bão thường xuất hiện từ tháng VII và kết thúc vào tháng XI.

        • Điều kiện thuỷ hải văn khu vực công trình

          • a) Đặc điểm thủy văn sông Nhật Lệ khu vực dự án

        • Sử dụng tài liệu quan trắc của trạm thuỷ văn Đồng Hới nằm ở bờ tả sông Nhật Lệ, cách khu vực xây dựng khu neo đậu Cửa Phú về hạ lưu khoảng 7 km.

        • Thuỷ triều khu vực Cửa Nhật Lệ thuộc chế độ bán nhật triều không đều, hầu hết các ngày trong tháng đều có hai lần nước lớn và hai lần nước ròng, nhưng chênh lệch độ cao của hai lần nước ròng khá rõ rệt. Thời gian triều dâng và thời gian triều rút của...

        • Biên độ triều kỳ nước cường từ (1,2÷1,5) m; kỳ nước kém từ (0,8÷1,0) m.

        • Ngoài ảnh hưởng thủy thủy triều từ ngoài biển, chế độ mực nước sông Nhật Lệ (khu vực Cửa Phú) còn chịu ảnh hưởng mạnh của chế độ lũ lừ các sông thượng nguồn dồn về (ảnh hưởng mạnh nhất trong các tháng IX đến tháng XI).

        • Các mực nước đặc trưng tại trạm thủy văn Đồng Hới (hệ cao độ Nhà nước):

        • - Mực nước cao nhất (HRmaxR): + 2,24 m (năm 1983)

        • - Mực nước thấp nhất (HRminR): - 1,08 m (năm 1996)

        • - Mực nước trung Bình (HRtbR): + 0,10 m (năm 1996)

        • Kết quả tính toán thủy văn cho thấy giữa trạm đo mực nước tự lập vị trí xây dựng khu neo đậu tại thôn Cửa Phú và trạm thủy văn Đồng Hới có sự tương quan chặt chẽ, theo phương trình sau:

        • Từ cao độ mực nước của trạm thủy văn Đồng Hới và phương trình tương quan mực nước nêu trên tính toán được các giá trị mực nước tại khu vực Cửa Phú.

        • Cao độ mực nước của trạm thủy văn Đồng Hới và trạm đo tự lập tại Cửa Phú ứng với các tần suất cơ bản được thể hiện trong các bảng biểu phụ lục kèm theo.

          • b, Điều kiện sóng tại khu vực công trình

        • Theo kết quả khảo sát và tính toán của tư vấn thiết kế Công ty CPTV Thiết kế giao thông thủy TEDI WECCO khi có bão công trình chịu tác động mạnh của sóng hướng từ Tây sang Đông, chiều dài đà gió 5 km, chiều cao sóng thiết kế tại công trình h = 0,25 m.

        • Bảng 4.2: Bảng tra tần suất mực nước trạm thủy văn Đồng Hới các năm điển hình

        • Bảng 4.3: Bảng tra tần suất mực nước trạm quan trắc tự lập Cửa Phú các năm điển hình

        • Hình 4.1: Biểu đồ mực nước đỉnh triều – chân triều ngày trạm thủy văn Đồng Hới năm 2009

        • Hình 4.2: Đường tần suất lũy tích mực nước giớ trạm Đồng Hới năm 2009

        • Hình 4.3: Đường quá trình mực nước H(t) trạm thủy văn Đồng Hới và trạm tự lập Cửa Phú

        • Bảng 4.4: Mực nước cao nhất và thấp nhất năm trạm thủy văn Đồng Hới

        • (từ 1964 đến 2009)

        • Điều kiện địa hình

        • Nằm bên bờ hữu sông Nhật Lệ, thuộc khu vực thôn Cửa Phú, xã Bảo Ninh, thành phố Đồng Hới, cách cửa biển 2,5 km. Xã Bảo Ninh được xem như một bán đảo với phần đất liền một mặt là sông Nhật Lệ, một mặt là biển rất thuận lợi để xây dựng khu neo đậu tránh...

        • Công trình tránh trú bão cho tàu cá Nhật Lệ chạy dọc theo bờ sông Nhật Lệ, chiều dài khoảng 1100m. Khu vực này phía bên trong là đồi cát khá cao, phía ngoài là bãi đất ven sông, có một số đầm tôm của dân địa phương

        • Điều kiện địa chất công trình

        • Địa tầng trong khu vực khảo sát rất phức tạp. Kết hợp kết quả khảo sát hiện trường và kết quả thí nghiệm trong phòng, dựa trên cách phân chia địa tầng có thể chia địa tầng từ trên xuống dưới được trình bày tại phụ lục 4.1.

          • Nhận xét:

        • Từ kết quả khảo sát trong phụ lục 4.1, ta thấy địa tầng khu vực khảo sát rất phức tạp, bao gồm 19 đơn nguyên địa chất với thành phần và tính chất cơ lý khác nhau trong đó:

        • - Lớp 1: có bề dày mỏng.

        • - Lớp 4a, 4b là các lớp đất rất yếu có diện phân bố tương đối rộng và bề dày thay đổi từ trung bình đến lớn. Tại LK5 bề dày lớp 4b chưa xác định đến độ sâu 32,0 m.

        • - Lớp 4c và 7 là 2 lớp đất yếu.

        • - Lớp 2a, 3a, 3d là các lớp có sức chịu tải nhỏ.

        • - Lớp 3b, 4a, 5a và 8 là lớp có sức chịu tải trung bình.

        • - Lớp 5b và 6b là các lớp đất tốt.

        • - Lớp 3c là lớp cát hạt vừa kết cấu chặt đến rất chặt là các lớp có sức chịu tải cao.

        • - Lớp 9, 10, 11 là các lớp đá: cuội lẫn dắm sạn kết, sét bột kết và đá phiến sét có thể sử dụng làm tầng chịu lực cho công trình.

    • Giải pháp thiết kế ĐCS, ngăn cát

      • Chọn tuyến đê

        • Tuyến đê thẳng, đảm bảo tiêu thoát lũ, tác dụng mạnh nhất của sóng và dòng chảy.

      • Tính chọn kích thước cơ bản của mặt cắt ngang ĐCS mái nghiêng

        • Để đảm bảo cho tầu thuyền neo đậu an toàn trong khu neo đậu tránh trú bão và tránh sa bồi cho khu nước, dự kiến xây dựng đê ngăn lũ, chắn cát sóng quanh khu vực neo đậu.

        • Cao trình đỉnh đê

        • Cao độ đỉnh đê được xác định tuỳ thuộc vào yêu cầu che chắn sóng của khu nước, vào loại hình kết cấu đê, chiều rộng đỉnh đê và các khối gia cố trên mái đê phía khu nước cần bảo vệ.

        • - Theo 14TCN 130-2002

        • Theo tiêu chuẩn ngành 14TCN 130-2002: “Hướng dẫn thiết kế đê biển - Bộ NN&PTNT” cao trình đỉnh đê được xác định theo công thức:

        • ZRđR = ZRtpR+HRndR+HRslR+a (4-1)

        • Trong đó:

        • - ZRđ R: Cao trình đỉnh đê thiết kế (m)

        • - ZRtp R: Mực nước biển tính toán

        • - HRnd R: Chiều cao nước dâng do bão (m)

        • - HRsl R: Chiều cao sóng leo (m)

          • Xác định mực nước biển tính toán (ZRtpR)

        • Mực nước biển tính toán là mực nước tính toán theo tần suất bảo đảm tại vị trí công trình. Mực nước ứng với tần suất bảo đảm mực nước cao nhất năm P 5% tại Cửa Phú (được tính từ tương quan mực nước với trạm thủy văn Đồng Hới).

        • ZRtpR = 2,45m.

          • Xác định chiều cao nước dâng do bão HRndR (m):

        • Vị trí công trình nằm trong vùng biển có vĩ độ 18P0PN - 17P0PN. Theo tiêu chuẩn ngành 14TCN 130-2002 “Hướng dẫn thiết kế đê biển - Bộ NN&PTNT” chiều cao nước dâng do bão cho đê cấp III được lấy với tần suất P = 20%. Chiều cao nước dâng tra ở phụ lục C...

        • Bảng 4.5: Chiều cao nước dâng do bão vùng bờ biển 20P0PN-21P0PN

        • Căn cứ vào bảng trên ứng với tần suất 20% chọn mực nước dâng:

        • HRnd R= 0,95 m

          • Xác định chiều cao sóng leo HRslR (m):

        • Theo tính toán của tư vấn TEDI WECCO, HRslR của khu vực này vào mùa bão có thể lên đến 0,4 m. Ta chọn HRslR theo tính toán của tư vấn, HRslR=0,4 (m)

          • Trị số gia tăng độ cao an toàn a:

        • Theo tiêu chuẩn ngành 14TCN 130-2002 đối với đê cấp III lấy:

        • a = 0,3(m)

        • Cao trình đỉnh đê:

        • ZRđR = 2,45+0,95+0,4+0,3 = 4,1 (m)

        • - Theo tiêu chuẩn Nhật Bản: thiết kế khu neo đậu và cảng [25]

        • ZRđR = MNCTK + h + 0,6.HRw

        • Với HRwR là chiều cao sóng thiết kế. Theo quy phạm 14TCN 130-2002, ta có HRwR = 0,9 (ứng với H < 5m và tốc độ gió trung bình 15 ÷ 20 m/s)

        • ZRđR = 2,45 + 0,95 + 0,6.0,9 = 3,82(m) (4-2)

        • Ngoài ra, tác giả còn tính toán dựa trên rất nhiều Tiêu chuẩn thiết kế của Trung Quốc, Anh, Mỹ…và cho các kết quả tính toán đều nhỏ hơn khá nhiều so với 14TCN 130-2002. Nguyên nhân chủ yếu là khi tính toán theo 14 TCN 130-2002 ta sử dụng công thức cho...

        • Đối với ĐCS khu neo đậu tàu thuyền và với kết cấu được sử dụng (đá hộc) việc để sóng tràn qua 1 phần không ảnh hưởng đến ổn định cũng như các yêu cầu khác. Việc tính toán theo 14 TCN 130-2002 theo tác giả cao trình đỉnh ĐCS khá lớn, tuy nhiên trong “b...

        • Bên cạnh đó, đê chắn sóng, ngăn cát có chiều dài không lớn (1100m), để khai thác sử dụng ĐCS phục vụ cho việc đi lại cung cấp dịch vụ hậu cần (nước, lương thực, xăng dầu…) và vận chuyển ngư cụ.

        • Kiến nghị chọn HRđR = 4,1 (m) theo tính toán cao trình đỉnh đê chắn sóng theo tiêu chuẩn sóng leo 14TCN 130-200.

        • Chiều rộng đỉnh đê

        • Chiều rộng đỉnh đê B (m) được chọn theo hai yêu cầu chính:

        • - Đảm bảo ổn định bao gồm ổn định tổng thể, ổn định cục bộ của mái và các bộ phận khác.

        • - Sử dụng mặt đê, xe cộ đi lại, bốc xếp hàng hoá, bố trí các công trình phụ trợ của bể cảng, làm công tác dịch vụ hậu cần.

        • Chọn B =5(m).

        • Chọn mái dốc m

        • - Hệ số mái dốc ĐCS xác định thông qua tính toán ổn định và điều kiện thi công, vật liệu thực tế. Vật liệu thi công ĐCS là đá hộc nên có hệ số ổn định cao, ta chọn mái ĐCS cả 2 phía m=1,5. Kết cấu ĐCS là đá hộc đổ, mái lát đá hộc dày 40cm.

        • Hình 4.5: Mặt cắt ĐCS khu neo đậu TTB Nhật Lệ

    • Tính toán ổn định ĐCS

      • Như phân tích ở chương III, ĐCS Nhật Lệ là đê mái nghiêng, kết cấu đá hộc đổ, nền đất cát, khả năng mất ổn định có thể xảy ra là trượt sâu theo cung trượt tròn, trượt mái đê.

      • Theo nội dung phần 3.5 Phân tích lựa chọn phương pháp tính ổn định ĐCS mái nghiêng, tác giả kiểm tra ổn định bằng 2 phương pháp:

      • - Theo phương pháp phân thỏi (trượt cung tròn) trong 14TCN 130-2002.

      • - Theo phương pháp phần tử hữu hạn (sử dụng phần mềm Geo-Slope/Fellanius).

      • Theo 14TCN 130-2002

        • - Sử dụng phương pháp trượt cung tròn để tính trượt sâu cho mái nghiêng. Dùng phương pháp tổng ứng lực để tính toán.

        • Hình 4.6: Sơ đồ tính toán ổn định trượt sâu

        • Kiểm tra ổn định theo công thức sau:

        • ≥ [K] (4-3)

        • Trong đó:

        • - kRctR : hệ số an toàn chống trượt

        • - [K] = 1,15 đối với công trình cấp III

        • - MRrR : mômen chống trượt

        • (4-4)

        • - MRtR : mômen gây trượt

        • (4-5)

        • - lRi R: chiều dài cung tròn dải thứ i;

        • - αRi R: góc giữa tiếp tuyến tại trung điểm cung trượt i với đường nằm ngang (góc αRiR mang giá trị dương khi tiếp tuyến tại trung điểm cung trượt i quay theo chiều ngược chiều kim đồng hồ về đường nằm ngang)

        • - R : bán kính cung trượt;

        • - CRi R: lực dính của đất;

        • - xRiR : khoảng cách nằm ngang từ trọng tâm của nguyên tố chia nhỏ thứ i tới tâm trượt.

        • - H : ngoại lực tối đa theo phương ngang tác động lên khối vật liệu đê ở trong cung trượt.

        • - a: cánh tay đòn của ngoại lực H đối với tâm trượt O.

        • - φRi R: góc ma sát trong của lớp đất thứ i;

        • - WRiR’: tổng trọng lượng hữu hiệu của nguyên tố chia nhỏ thứ i.

        • - WRiR: trọng lượng của dải đất thứ i, WRiR = γRiR.bRiR.hRiR

        • - γRiR: trọng lượng thể tích trung bình của dải đất thứ i. Dải đất nằm dưới mực nước tính toán thì dùng trọng lượng thể tích đẩy nổi, dải đất nằm trên mực nước tính toán thì dùng trọng lượng thể tích tự nhiên.

        • + bRiR.hRiR = SRiR: diện tích dải đất thứ i

        • Tâm trượt O ban đầu có thể lấy gần đúng theo phương pháp của Grisin như sau: Tại trung điểm I của mái đê kẻ một đường vuông góc với mái và một đường thẳng đứng. Hai đường này tạo ra góc θ. Tiếp tục vẽ đường phân giác của góc θ. Tâm O ban đầu được chọn...

        • + Nằm trên đường phân giác của góc θ.

        • + Nằm phía trên cao trình đỉnh đê một đoạn: ΔH = (0,2 ÷ 0,5) H với H là chiều cao đê.

        • Ta tính toán với các tâm trượt O khác nhau để so sánh chọn ra cung trượt nguy hiểm nhất có hệ số KRminR. Sau khi tính toán ta tìm được tâm O và cung trượt cho giá trị KRminR như hình 4.7.

        • Hình 4.7: Sơ đồ tính ổn định ĐCS

        • Các bước tính toán được trình bày chi tiết trong [7], [1]

        • Bảng tổng hợp kết quả tính toán trong bảng 4.7

        • Từ bảng 4.7 ta có kết quả sau:

        • + Mô men chống trượt : MRrR = 431,49 Tm.

        • + Mô men gây trượt : MRtR = 272,06 Tm.

        • 1,42 > 1,15 (thỏa mãn).

        • Kết luận: đê chắn sóng đảm bảo điều kiện ổn định trượt sâu.

      • Theo phương pháp phần tử hữu hạn

        • Tác giả sử dụng phần mềm Geo-Slope tính toán theo phương pháp Fellenius để tính toán ổn định.

        • Kết quả tính toán như sau:

        • Hình 4.8: Sơ đồ tính toán ổn định trượt bằng phần mềm Geo-Slope/Fellenius

        • Theo kết quả tính toán của chương trình Geo-slope hệ số KRminR=1,397.

        • Kết luận: đê chắn sóng đảm bảo điều kiện ổn định trượt sâu.

      • Tính toán ổn định trượt ngang

        • Điều kiện ổn định trượt:

        • nRcR.n.mRđR.E ≤ g.f (4-6)

          • Trong đó:

        • - E : tổng lực đẩy ngang tác dụng lên công trình,

        • - f : hệ số ma sát theo mặt phẳng trượt, f = 0,5

        • - g : tổng lực đứng tác dụng lên đáy công trình,

        • - nRc R: hệ số tổ hợp tải trọng, nRcR= 1

        • - n : hệ số vượt tải, n = 1,25

        • - mRđ R: hệ số điều kiện làm việc bổ sung, mRđR=1

        • - m : hệ số điều kiện làm việc, m=1

        • - kn : hệ số tin cậy, đối với công trình đê chắn sóng mái nghiêng của ta là công trình cấp III nên ta lấy kRnR = 1,15

        • a,. Tác dụng của sóng lên mặt nghiêng:

        • Tính toán ổn định cho 1 m dài của đê:

        • Áp lực sóng tính toán lớn nhất pRd R(KPa) xác định theo công thức sau [2]

        • pRd R= kRs RkRt RpRtcl R(g HRsR (4-7)

        • Trong đó:

        • - kRsR: hệ số xác định theo công thức:

        • - kRtR: hệ số lấy theo bảng E-1 (14TCN 130-2002)

        • kRtR = 1,35 ứng với

        • - PRtclR: trị số lớn nhất của áp lực sóng tương đối trên mặt dốc tại điểm 2 (hình 4.9) lấy theo bảng E-2 trong [2].

        • PRtcl R= 3,7

        • Hình 4.9: Sơ đồ tính áp lực sóng.

        • Tung độ ZR2R(m) của điểm 2 (điểm đặt của áp lực sóng tính toán lớn nhất PRdR) được xác định theo công thức:

        • (4-8)

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

        • = 0,37 (4-9)

        • = 0,23 (4-10)

        • = 0,106 (4-11)

        • Áp lực sóng tính toán lớn nhất :

        • pRd R= kRs RkRt RpRtcl R(g HRsR T/mP2P

        • Trên các đoạn mái dốc nằm cao hơn hoặc thấp hơn điểm 2 (hình 4.9) phải lấy các tung độ P (KPa) của biểu đồ áp lực sóng ở các khoảng cách như sau:

        • P = 0,4pRdR = 4,98 T/mP2P tại 0,11m

        • 0,24 m

        • P = 0,1pRd R= 1,244 T/mP2P R Rtại 0,29 m

        • 0,07 m

        • Trong đó: = 8,96 m

        • Áp lực sóng chiếu lên phương ngang : 6,58 T

        • Áp lực sóng chiếu lên phương đứng : 10,55 T

        • b, Tác dụng của trọng lượng bản thân:

        • Trọng lượng của đá hộc đắp đê: 58,06x2,4 = 139 T

        • Trọng lượng của lõi cát đắp đê: 27,85x1,45 = 40 T

        • Trọng lượng bản thân GR4R: 179 T

        • c, Áp lực đẩy nổi:

        • Áp lực đấy nổi Acsimet được tính bằng phần thể tích mà đê chắn sóng chiếm chỗ của nước, diện tích mặt cắt ngang:

        • Tính với trường hợp bất lợp đê ngập nước: S = 85,91 mP3

        • Dung trọng riêng của nước biển γRnbR=1,025 T/mP3

        • (T)

        • Hình 4.10: Sơ đồ tính ổn định trượt ngang

        • Tổng ngoại lực theo phương đứng:

        • g = 10,55 + 179 – 88 = 101, 55 T

        • Tổng ngoại lực theo phương ngang:

        • 6,58 T

        • ( nRcR.n.mRđR.E =1x1,25x1x6,58= 8,225T ≤ g.f = x101,55x 0,5 = 44,15T

        • Thoả mãn điều kiện ổn định (công thức 4-6).

        • Kết luận: vậy công trình đảm bảo điều kiện ổn định.

    • Một số nội dung tổ chức thi công xây dựng công trình

      • Trình tự thi công các hạng mục chính khu neo đậu Nhật Lệ

        • - Chuẩn bị mặt bằng công trường

        • - Thi công nạo vét khu đậu tàu, khu nước và tôn tạo làm bãi khu dịch vụ hậu cần nghề cá.

        • - Thi công ĐCS, ngăn cát kết hợp neo đậu tầu loại 1, đê kết hợp neo đậu tầu loại 2. Các trụ neo tầu loại 1 được thi công đồng bộ với tuyến đê.

        • - Thi công trụ neo tầu loại 2.

        • - Thi công kè bảo vệ bờ.

        • - Thi công các hạng mục thuộc khu dịch vụ hầu cần nghề cá.

      • Biện pháp thi công các hạng mục công trình chính

        • a, Thi công ĐCS, ngăn cát

        • - Đào hố móng tạo chân đê

        • Sử dụng máy đào trên bờ đối với những phần nằm trong tầm với của máy đào, đối với những phần công trình mà tầm với của máy đào không đủ thì sử dụng xà lan có máy đào để thi công.

          • - Thi công phần chân đê và khối đá bao

        • Đá hộc được mua tại mỏ đá. Đá được vận chuyển đến công trường bằng ô tô đi qua cầu Nhật Lệ hoặc đi lên từ Quảng Ninh.

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

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

          • - Thi công phần tầng lọc ngược và lõi đê và trụ neo tàu loại 1

        • Do chiều dài phân đoạn đê lớn nên ta phải phân ra thành các phân đoạn, đảm bảo độ đồng đều để tránh hiện tượng xói cục bộ. Sau khi thi công xong phần đá bọc lõi cát, tiến hành thi công phần lõi cát. Phần đá lõi đê đổ bằng sàn phao thi công đối với nhữ...

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

        • Cùng với thi công lõi đê, tiến hành song song thi công trụ neo tàu loại 1 trên thân ĐCS.

          • - Thi công lớp đá lát khan

        • Lựa chọn đá hộc có hình dạng và kích thước phù hợp để lát mái đê, tạo được độ phẳng cần thiết, thi công kết hợp cả cơ giới và thủ công.

          • - Thi công lớp bê tông M200 mặt đê

        • Sau khi đắp xong cơ bản phần lõi và lát mái đê, chừa lại đúng kích thước của lớp bê tông M200 mặt đê, tiến hành đổ bê tông lớp mặt đê, lưu ý phải có lớp bê tông lót và bạt xác rắn để đảm bảo chất lượng bê tông.

          • b, Thi công trụ neo liền bờ (trụ neo loại 2)

        • - Chuẩn bị mặt bằng; định vị cọc thử.

        • - Đóng cọc thử (bằng giá búa trên cạn) và thi công các cấu kiện BT đúc sẵn.

        • - Thi công đóng cọc đại trà (bằng giá búa trên cạn)

        • - Gông đầu cọc, đập đầu cọc;

        • - Nạo vét gầm trụ neo;

        • - Thi công lăng thể đá gầm trụ neo, tầng lọc ngược và đổ bê tông bản đáy.

        • - Lắp dựng vòi voi.

        • - Đổ bê tông tường mặt và gờ chắn xe.

        • - Lấp cát sau trụ neo liền bờ.

        • - Lắp ráp hoàn thiện các đường ống (nếu có), đệm tàu, bích neo, thiết bị kỹ thuật.

        • - Thu dọn mặt bằng công trường để nghiệm thu, bàn giao hạng mục.

          • c, Thi công nạo vét

        • Thi công nạo vét khu nước bao gồm cả khu trụ neo liền bờ, neo đậu tàu, được thực hiện cùng một đợt. Thiết bị sử dụng nạo vét bằng cần trục lắp ngoạm hoặc máy đào bốc lên ô tô chở đi đổ bằng đường bộ.

        • Đất cát sau nạo vét được đổ vào vị trí san lấp thuộc mặt bằng dự án. Phần khối lượng đất nạo vét còn lại sẽ được vận chuyển ra vị trí bãi đổ đã được thỏa thuận (khu Cửa Phú có vị trí đổ đất tại bãi Bàu Đá tại thôn Cửa Phú, nằm ở phía Bắc, Nam đường ra...

        • - Chuẩn bị mặt bằng công trường, làm các trục đường tạm theo trục dọc và trục ngang khu neo đậu.

        • - Di chuyển phương tiện, thiết bị đến công trường.

        • - Định vị tuyến nạo vét.

        • - Nạo vét bằng cần trục lắp ngoạm hoặc máy đào, bốc chở đi đổ bằng ô tô.

        • - Kiểm tra cao độ đáy nạo vét bằng các máy đo sâu, máy toàn đạc theo quy trình thi công và nghiệm thu công tác nạo vét hiện hành.

          • d, Thi công kè bảo vệ bờ

        • Công tác thi công kè bờ được chia theo từng phân đoạn có kết cấu tương tự, trình tự thi công gồm tương tự phần ĐCS:

        • - Đào đất tạo hố móng chân kè bờ.

        • - Thả đá hộc lăng thể chân khay.

        • - Rải vải địa kỹ thuật, cố định bằng các cọc ghim.

        • - Đắp cát sau thân kè.

        • - Làm lớp đá hộc lát khan dày 30 cm.

        • - Trong quá trình thi công cần chú ý các điểm :

        • - Theo dõi độ ổn định của lăng thể chân khay trước khi lát mái kè bờ.

        • - Xử lý vị trí liên kết, giáp nối với tường chắn đất đúng yêu cầu thiết kế.

        • Thi công đồng thời các cửa thoát nước của công trình thoát nước và xử lý nước thải của khu dịch vụ hậu cần.

        • Các vị trí giáp nối với cọc trụ neo loại II, đầu kè... phải được chú ý đặc biệt.

          • e, Thi công các công trình mạng kỹ thuật và kiến trúc

        • Thi công các công trình loại này nói chung không phức tạp, sẽ được chỉ dẫn trong hồ sơ thiết kế chi tiết. Cần chú ý thi công phần nền móng và điểm đấu nối cấp, thoát nước, cấp điện đúng quy định để tránh phải phá dỡ, sửa chữa.

      • Một số lưu ý trong quá trình thi công

        • Để tiến hành các công việc một cách hợp lý dưới dây là một số lưu ý cần quan tâm:

        • - Khảo sát kỹ lưỡng và thận trọng: phải tiến hành khảo sát hiện trường trước và trong quá trình thi công.

        • - Một trong những khảo sát quan trọng nhất là kiểm tra đặc tính địa chất với các khoảng cách sát hơn so với những khảo sát đã thực hiện. Kết quả khảo sát địa chất bổ sung sẽ được phản ánh trong thiết kế kỹ thuật chi tiết và trong khi thi công, sao cho...

        • - Tiến hành thi công đúng trình tự và tiến độ theo quy định của tư vấn thiết kế và tuân thủ mọi quy trình thi công và nghiệm thu đã được nhà nước ban hành.

        • - Khi lên kế hoạch các lên biện pháp thi công, cần chú ý đầy đủ tới an toàn của người lao động và công trình ở cả trên bờ lẫn dưới nước. Kiểm tra an toàn trong suốt quá trình thực hiện, cho đến khi hoàn thành các công trình.

        • - Cần thực hiện tất cả các bước hợp lý để bảo vệ môi trường vị trí thi công xây dựng, tránh gây thiệt hại hay ảnh hưởng đến cư dân liền kề công trình và tài sản công cộng.

      • Tiến độ thi công

        • Trong bước lập dự án đầu tư lập tiến độ tổng hợp dự án và tiến độ thi công các gói thầu xây dựng và lắp đặt thiết bị. Trong bước thiết kế BVTC sẽ thiết lập tiến độ thi công chi tiết các công việc thực hiện, theo mỗi các hạng mục công trình. Trong đó. ...

        • Để chuẩn bị một tiến độ thi công thích hợp, các nhà thầu cần phải kiểm tra toàn diện các hồ sơ về các điều kiện tự nhiên tại khu vực như sóng, gió, dòng chảy, chế độ mưa... và phải tính đến các yếu tố này khi lên tiến độ.

        • Các công việc thi công phải được lập kế hoạch một cách cẩn thận để tránh hoặc ít nhất giảm thiểu những thiệt hại do sóng và gió mạnh đối với các thiết bị hay kết cấu đang được thi công trong suốt thời kỳ mưa bão.

        • Thời gian triển khai công tác thiết kế, thi công toàn dự án dự kiến là 24 tháng và bắt đầu khởi công vào Quý III năm 2011.

      • Các yêu cầu về bảo vệ môi trường, an toàn, phòng chống cháy nổ trong quá trình thi công

        • - Nhà thầu phải có các biện pháp và phương tiện hữu hiệu đảm bảo an toàn cho người, thiết bị và công trình trong suốt quá trình thi công.

        • - Nhà thầu chịu trách nhiệm pháp lý trước nhà nước cùng các phí tổn về việc để xảy ra tai nạn trên công trường.

        • - Tại những vị trí nguy hiểm, Nhà thầu phải có các biển báo, cắm cờ, rào chắn, đèn ban đêm. Khi cần thiết phải liên hệ đến sự hỗ trợ của các cơ quan chức năng quản lý trật tư, an toàn liên quan, đặc biệt là an toàn giao thông.

        • - Nhà thầu cần có biện pháp đảm bảo vệ sinh và giảm thiểu các tác động gây ô nhiễm đến môi trường trong quá trình thi công, đặc biệt là giảm thiểu ô nhiễm do bụi, tiếng ồn, các chất thải, phòng chống cháy nổ.

        • - Nhà thầu phải niêm yết và bảo quản các thông báo về địa điểm, số điện thoại của các dịch vụ cấp cứu gần nhất ở những nơi dễ thấy trên công trường theo yêu cầu của GSV. Nhà thầu phải báo ngay với GSV, TVGS, Chủ đầu tư về bất kỳ một tai nạn hay những...

    • Kết luận chương IV

      • Với 116,04 km bờ biển Quảng Bình có ưu thế lớn để phát triển kinh tế biển, đánh bắt xa bờ, đưa ngành thủy hải sản thành nền kinh tế mũi nhọn. Tuy nhiên, thiên tai bão lũ thường xuyên xảy ra ảnh hưởng rất nhiều đến cuộc sống của nhân dân trong tỉnh.

      • Xã Bảo Ninh là phần đất liền nhô ra chạy song song với sông Nhật Lệ gần 8 km giống như một bán đảo, đây là điệu kiện rất thuận lợi để xây dựng khu neo đậu tránh trú bão kết hợp khu hậu cần nghề cá nhằm bảo vệ tàu thuyền, tính mạng con người trong mùa...

      • Việc đề xuất giải pháp xây dựng khu neo đậu tránh trú bão Nhật Lệ kết hợp khu dịch vụ nghề cá nằm trong chủ trương của Chính phủ đồng thời đáp ứng nhu cầu, nguyện vọng thiết thực của nhân dân trong tỉnh.

      • KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

    • I. Kết luận

      • Việc xây dựng các khu neo đậu đảm bảo an toàn cho tàu thuyền mỗi khi có gió bão là phù hợp với chủ trương của Nhà nước, giảm thiệt hại cho tàu thuyền của ngư dân khi đã vào khu neo đậu. Ở những khu neo đậu không lợi dụng được điều kiện thuận lợi che c...

      • Hiện nay có rất nhiều phương pháp tính toán ổn định ĐCS khác nhau, mỗi phương pháp tính toán được áp dụng cho các trường hợp khác nhau, phụ thuộc vào hình dạng mặt cắt, điều kiện tự nhiên...Ở nước ta hiện nay chưa có quy phạm, tiêu chuẩn hướng dẫn tín...

      • Trên cơ sở nghiên cứu, phân tích các phương pháp tính toán ổn định ĐCS cho các dạng mặt cắt khác nhau, luận văn đề xuất phương pháp tính toán ổn định ĐCS cho các dạng mặt cắt cụ thể:

      • - Đối với ĐCS dạng tường đứng có kết cấu dạng Caisson (thùng chìm) kiến nghị sử dụng phương pháp tính toán ổn định của Van der Kreeke.

      • - Đối với ĐCS dạng từng đứng trong các công trình bến, cảng kiến nghị tính toán ổn định theo tiêu chuẩn trong 22 TCN 207-92 Tiêu chuẩn thiết kế bến cảng biển.

      • - Đối với đê chắn sóng dạng mái nghiêng kiến nghị sử dụng phương pháp Phần tử hữu hạn (FEM) để tính toán ổn định trong điều kiện xác định thông số, tiêu chí của đất, môi trường thuận lợi và đầy đủ. Đối với những công trình do đặc thù mà công tác xác đ...

      • - Đối với ĐCS dạng hỗn hợp tùy theo hình dạng mặt cắt và điều kiện làm việc để áp dụng tính toán ổn định theo các phương pháp tính toán ổn định cho ĐCS dạng mái nghiêng và tường đứng ở trên. Khuyến nghị sử dụng phương pháp Phần tử hữu hạn để tính toán...

    • II. Tồn tại và kiến nghị

      • Luận văn chưa có điều kiện thực hiện những thí nghiệm mô hình, phân tích chính xác và đối chiếu kết quả cho từng phương pháp tính toán cụ thể, nhằm tìm ra các nguyên nhân gây mất ổn định, trên cơ sở đó đề xuất sửa đổi, bổ sung một số hệ số để công thứ...

      • Trong quá trình thực hiện luận văn, do điều kiện thời gian và khuôn khổ luận văn, tác giả không thể trình bày được đầy đủ các phương pháp tính toán ổn định, nhất là các phương pháp tính toán mới được ứng dụng trong thời gian gần đây. Bên cạnh đó, do m...

      • Tác giả kiến nghị nên có những nghiên cứu sâu hơn về ổn định của ĐCS hợp với tham khảo các tiêu chuẩn, tài liệu của các nước có nhiều kinh nghiệm xây dựng công trình biển Mỹ, Nhật, Hà Lan, Anh…để xây dựng tiêu chuẩn về thiết kế các công trình biển nói...

  • Phụ lục

    • PHỤ LỤC

    • 3.1 Đồ thị các hệ số của kRbr

    • Phụ lục 3.2: Giá trị áp lực sóng p

    • Phụ lục 3.3 Biểu đồ xác định các hệ số k

    • Phụ lục 3.4 Đồ thị xác định PRi, l

    • Phụ lục 3.5: Các hệ số k ; k1 ; k2

    • Phụ lục 3.6 Đồ thị xác định hệ số kl của công thức (3-44)

    • hình a: cho m ≤ 3

    • hình b: cho m >3

    • Phụ lục 3.7 Hệ số ψ

    • Phụ lục 4.1 Phân chia địa tầng từ trên xuống dưới khu neo đậu tránh trú bão Nhật Lệ

    • 1) ULớp số 1U: Bùn cát pha màu xám đen

    • Lớp 1 bắt gặp ở các lỗ khoan dưới nước (LK1 ữ LK4). Lớp này nằm trên bề mặt, có bề dày từ 0,1 m đến 0.3 m.

    • Do bề dày lớp mỏng nên không lấy mẫu thí nghiệm lớp này.

    • 2) ULớp số 2aU: Cát hạt vừa màu xám trắng kết cấu kém chặt.

    • Lớp số 2a bắt gặp ở các lỗ khoan dưới nước (LK1 ữ LK4). Lớp này nằm dưới lớp 1, có bề dày từ 2,3 m đến 7,1 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ 5 đến 9.

    • Cường độ chịu tải quy ước R’ = 1,5 kG/cm2

    • 3) ULớp số 2bU: Cát hạt vừa màu xám trắng kết cấu chặt vừa

    • Lớp số 2b chỉ gặp tại lỗ khoan LK3. Lớp này nằm dưới lớp số 2a. Cao độ mặt lớp -8,50 m, cao độ đáy lớp -13,50 m, bề dày lớp 5,0 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ 16 đến 21.

    • Cường độ chịu tải quy ước R’ = 2.5 kG/cm2

    • 4) ULớp số 3aU: Cát hạt vừa màu xám vàng kết cấu kém chặt

    • Lớp số 2 bắt gặp tại các lỗ khoan trên cạn LK5 ( LK8, LK10. Lớp này nằm trên bề mặt có bề dày từ 5,5 m đến 10,0 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ 4 đến 8.

    • Cường độ chịu tải quy ước R’ = 1,5 kG/cm2

    • 5) ULớp số 3bU: Cát hạt vừa màu xám vàng kết cấu chặt vừa

    • Lớp số 3b bắt gặp ở các lỗ khoan LK5, LK9 và LK10. Lớp này nằm trên mặt và dưới lớp 3a, có bề dày từ 2,5 m đến 7,0 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ 12 đến 18.

    • Cường độ chịu tải quy ước R’ = 2,5 kG/cm2

    • 6) ULớp số 3cU: Cát hạt vừa màu xám vàng kết cấu từ chặt đến rất chặt.

    • Lớp số 3c gặp tại các lỗ khoan LK5, LK8 và LK10. Lớp này nằm dưới các lớp 3a và 3b, có bề dày từ 4,9 m đến 20,1 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị NR30 Rthay đổi từ 32 đến 77.

    • Cường độ chịu tải quy ước RP’ P= 4.0 kG/cmP2

    • 7) ULớp số 3dU: Cát hạt vừa lẫn vỏ sò vỏ hến màu xám đen kết cấu kém chặt

    • Lớp số 3d chỉ gặp ở lỗ khoan LK9. Lớp này nằm dưới lớp 3b, có cao độ mặt lớp -4,30 m, cao độ đáy lớp -8,70 m, bề dày 4,4 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ 8 đến 9.

    • Cường độ chịu tải quy ước R’ = 1,5 kG/cm2

    • 8) ULớp số 4aU: Bùn sét màu xám xanh.

    • Lớp số 4a bắt gặp ở các lỗ khoan LK2 và LK6. Lớp này nằm dưới các lớp 2a và 3a, có bề dày từ 1,0 m đến 1,8 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ 2 đến 3.

    • Cường độ chịu tải quy ước R’ < 1,0 kG/cm2

    • 9) ULớp số 4bU: Sét màu xám xanh lẫn vỏ sò, vỏ hến trạng thái dẻo chảy đến chảy.

    • Lớp số 4b gặp ở các lỗ khoan LK1, LK2, LK5 ( LK7 và LK10. Lớp này nằm dưới các lớp 2a, 3a, 3c và 4a, có bề dày từ 2,5 m đến 15,8 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ 1 đến 8.

    • Cường độ chịu tải quy ước R’ < 1,0 kG/cm2

    • 10) ULớp 4cU: Sét pha màu xám xanh trạng thái dẻo mềm.

    • Lớp 4c chỉ gặp ở lỗ khoan LK6. Lớp này nằm dưới lớp 4b, có cao độ mặt lớp -14,68 m, cao độ đáy lớp -16,18 m, bề dày 1,5 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 = 7.

    • Cường độ chịu tải quy ước R’ < 1,0 kG/cm2

    • 11) ULớp số 5aU: Sét lẫn sạn màu nâu đỏ, xám vàng trạng thái dẻo cứng.

    • Lớp 5a chỉ gặp ở lỗ khoan LK3. Lớp này nằm dưới lớp 2b, có cao độ mặt lớp -13,5m, cao độ đáy lớp -16,2 m, bề dày 2,7 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 = 14.

    • Cường độ chịu tải quy ước R’ = 2,0 kG/cm2

    • 12) ULớp số 5bU: Sét lẫn sạn màu xám vàng trạng thái nửa cứng.

    • Lớp 5b chỉ gặp ở lỗ khoan LK2. Lớp này nằm dưới lớp 4b, có cao độ mặt lớp -13,8m, cao độ đáy lớp -17,3 m, bề dày 3,5 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị NR30R thay đổi từ 16 đến 19.

    • Cường độ chịu tải quy ước RP’P = 2.5 kG/cmP2

    • 13) ULớp số 6aU: Sét pha lẫn sạn màu xám vàng, nâu đỏ trạng thái dẻo cứng.

    • Lớp 6a chỉ gặp ở lỗ khoan LK4. Lớp này nằm dưới lớp 2a, có cao độ mặt lớp -4,7m, cao độ đáy lớp -11,6 m, bề dày 6,9 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị NR30R thay đổi từ 9 đến 16.

    • Cường độ chịu tải quy ước RP’P = 2.0 kG/cmP2

    • 14 ) ULớp số 6bU: Sét pha lẫn sạn màu xám vàng, nâu đỏ trạng thái nửa cứng.

    • Lớp số 6b bắt gặp ở các lỗ khoan LK4, LK6 và LK7.

    • Lớp này nằm dưới lớp 4c, 4b và 6a, có bề dày từ 3,9 m đến 6,6 m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị NR30R thay đổi từ 16 đến 25.

    • Cường độ chịu tải quy ước RP’P = 3.,3 kG/cmP2

    • 15) ULớp số 7U: Sét pha màu xám vàng, vàng trạng thái dẻo mềm.

    • Lớp số 7 gặp ở các lỗ khoan LK3, LK4 và LK9. Lớp này nằm dưới lớp 3d, 5a và 6b, có bề dày từ 1,5 m đến 3,3 m. Cao độ mặt lớp, cao độ đáy lớp và bề dày lớp chi tiết của từng lỗ khoan được thể hiện dưới đây:

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị NR30R thay đổi từ 6 đến 13.

    • Cường độ chịu tải quy ước RP’P < 1,0 kG/cmP2

    • 16) ULớp số 8U: Cát pha màu xám vàng, nâu đỏ, trạng thái dẻo.

    • Lớp số 8 chỉ gặp ở lỗ khoan LK10. Lớp này nằm dưới lớp 4b, có cao độ mặt lớp -8,0 m, cao độ đáy lớp -13,3 m, bề dày lớp 5,3m.

    • Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị NR30R thay đổi từ 10 đến 20.

    • Cường độ chịu tải quy ước RP’P = 1,0 kG/cmP2

    • 17) ULớp số 9U: Đá cuội kết xen lẫn cát sạn kết màu xám vàng. Đá cứng chắc.

    • Lớp số 10 gặp ở các lỗ khoan LK6, LK7 và LK10. Lớp này nằm dưới lớp 6b và 8, bề dày lớp đã khoan vào từ 1,0 m đến 2,2 m.

    • Cường độ kháng nén khi khô: 57,35 (kG/cmP2P)

    • Cường độ kháng nén khi bão hòa: 33,53 (kG/cmP2P)

    • Hệ số hóa mềm: 0.59

    • 18) ULớp số 10U: Sét bột kết màu xám xanh, xám vàng, phong hóa nứt nẻ trung bình.

    • Đá cứng vừa TCR = 40%, RQD = 20%.

    • Lớp số 9 chỉ gặp ở lỗ khoan LK8. Lớp này nằm dưới lớp 3c, có cao độ mặt lớp -9,3 m, bề dày lớp đã khoan vào 2,2m.

    • Cường độ kháng nén khi khô: 37,55 (kG/cmP2P)

    • Cường độ kháng nén khi bão hòa: 21,05 (kG/cmP2P)

    • Hệ số hóa mềm: 0,56.

    • 19) ULớp số 11U: Đá phiến sét màu xám vàng, xám xanh. Đá cứng chắc, phong hóa trung bình, ít nứt nẻ. TCR = 60%, RQD = 30%.

    • Lớp số 11 gặp ở các lỗ khoan LK1 ( LK4, và LK9. Lớp này nằm dưới lớp 4b và 7, bề dày lớp đã khoan vào từ 4,8 m đến 6,3 m.

    • Cường độ kháng nén khi khô: 33,65 (kG/cmP2P)

    • Cường độ kháng nén khi bão hòa: 14,98 (kG/cmP2P)

    • Hệ số hóa mềm: 0.49.

  • Tài liệu tham khảo

    • TÀI LIỆU THAM KHẢO

Nội dung

LỜI CẢM ƠN Xin cảm ơn Trường ĐHTL thầy Khoa Cơng trình đào tạo hướng dẫn tác giả suốt trình học cao học, cán thư viện trường giúp đỡ tác giả trình tìm kiếm tài liệu để thực luận văn Tác giả luận văn xin chân thành cảm ơn giáo viên hướng dẫn TS.Nguyễn Trung Anh, NGND.GS.TS Lê Kim Truyền tận tình bảo, hướng dẫn tác giả chun mơn suốt q trình nghiên cứu Xin cảm ơn tới quan: Công ty CPTV Thiết kế giao thông thủy TEDI WECCO, sở Nông nghiệp PTNT tỉnh Quảng Bình giúp đỡ tác giả q trình thực địa cơng trình, thu thập tài liệu Tác giả xin chân thành cảm ơn Ban QLDA Đầu tư xây dựng Ngành NN & PTNT tạo điều kiện cho tác giả trình học thực luận văn Cuối tác giả xin chân thành cảm ơn gia đình, bạn bè đồng nghiệp nhiệt tình giúp đỡ động viên để tác giả hoàn thành luận văn này! Hà Nội, ngày 27 tháng 02 năm 2012 Tác giả Trần Hoài Nam LỜI CAM ĐOAN Tôi xin cam đoan đề tài luận văn: “Nghiên cứu lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng theo dạng mặt cắt khác nhau, phục vụ xây dựng khu neo đậu tàu thuyền trú bão” kết nghiên cứu Những kết nghiên cứu, thí nghiệm khơng chép từ nguồn thông tin khác Nếu vi phạm xin hồn tồn chịu trách nhiệm, chịu hình thức kỷ luật Nhà trường Hà Nội, ngày 27 tháng 02 năm 2012 Tác giả Trần Hoài Nam MỤC LỤC MỞ ĐẦU T T CHƯƠNG I: MỘT SỐ VẤN ĐỀ LIÊN QUAN ĐÊ CHẮN SĨNG CƠNG T TRÌNH BIỂN .3 T 1.1 Giới thiệu chung đê chắn sóng (ĐCS) T T T T 1.1.1 Đặt vấn đề T T T T 1.1.2 Phân loại đê chắn sóng .3 T T T T 1.1.2.1 Phân loại vị trí đê chắn sóng mặt T T T T 1.1.2.2 Phân loại theo tương quan với mực nước .4 T T T T 1.1.2.3 Phân loại theo cơng dụng đê chắn sóng T T T T 1.1.2.4 Phân loại theo hình dạng mặt cắt ngang đê chắn sóng T T T T 1.2 Các dạng mặt cắt đê chắn sóng cơng trình biển T T T T 1.2.1 Các dạng mặt cắt ĐCS mái nghiêng T T T T 1.2.2 Đê chắn sóng tường đứng T T T T 1.2.3 Đê chắn sóng dạng hỗn hợp 10 T T T T 1.2.4 Đê chắn sóng cừ, cọc .11 T T T T 1.2.5 Đê chắn sóng có kết cấu đặc biệt 12 T T T T 1.3 Nội dung liên quan đến tính tốn thiết kế đê chắn sóng 12 T T T T 1.3.1 Chọn tuyến ĐCS 12 T T T T 1.3.2 Thiết kế mặt cắt kết cấu ĐCS 12 T T T T 1.3.2.1 Cao trình đỉnh đê 12 T T T T 1.3.2.2 Thiết kế mặt cắt ngang ĐCS .13 T T T T 1.3.3 Tác động môi trường lên ĐCS 14 T T T T 1.3.4 Tính tốn ổn định ĐCS 14 T T T T 1.4 Một số hư hỏng đê chắn sóng vấn đề ổn định 15 T T T T 1.4.1 Một số hư hỏng ĐCS thường gặp 15 T T T T 1.4.1.1 Hư hỏng đê chắn sóng tường đứng 15 T T T T 1.4.1.2 Hư hỏng đê chắn sóng mái nghiêng 15 T T T T 1.4.2 Vấn đề ổn định ĐCS 16 T T T T 1.5 Đê chắn sóng khu neo đậu tàu thuyền trú bão .17 T T T T 1.5.1 Tiêu chí xây dựng khu neo đậu tàu thuyền tránh trú bão .17 T T T T 1.5.1.1 Yêu cầu địa điểm xây dựng khu neo đậu tránh trú bão 17 T T T T 1.5.1.2 Yêu cầu kỹ thuật khu tránh trú bão 18 T T T T 1.5.2 Tiềm trạng khu neo đậu tàu thuyền TTB nước ta 19 T T T T 1.5.2.1 Tiềm xây dựng khu neo đậu tàu thuyền TTB 19 T T T T 1.5.2.2 Chủ trương xây dựng khu neo đậu tàu thuyền TTB 19 T T T T 1.5.2.3 Tình hình xây dựng khu neo đậu tàu thuyền TTB nước ta 20 T T T T 1.5.3 Một số vấn đề khu neo đậu tàu thuyền TTB ĐCS 21 T T T T 1.6 Kết luận chương I .22 T T T T CHƯƠNG II: CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TỐN ỔN ĐỊNH CHO ĐÊ T CHẮN SÓNG 23 T 2.1 Giới thiệu số phương pháp tính tốn ổn định cho đê chắn sóng .23 T T T T 2.1.1 Sự phát triển phương pháp tính tốn cơng trình 23 T T T T 2.1.2 Các phương pháp tính ổn định cơng trình 23 T T T T 2.1.2.1 Phương pháp tính theo trạng thái giới hạn 23 T T T T 2.1.2.2 Phương pháp ứng suất cho phép 25 T T T T 2.1.2.3 Phương pháp tính theo hệ số an tồn 25 T T T T 2.1.2.4 Phương pháp tính theo độ tin cậy 25 T T T T 2.2 Tính ổn định cho đê chắn sóng dạng tường đứng .27 T T T T 2.2.1 Đặt vấn đề 27 T T T T 2.2.2 Tính tốn ổn định theo tiêu chuẩn 22-TCN-207-92 .27 T T T T 2.2.2.1 Đặc điểm tính tốn 27 T T T T 2.2.2.2 Đánh giá ổn định của cơng trình 28 T T T T 2.2.3 Tính tốn ổn định theo đề tài cấp Bộ mã số 96-34-10 35 T T T T 2.2.3.1 Tính tốn ổn định cơng trình .35 T T T T 2.2.3.2 Xói chân cơng trình .36 T T T T 2.2.3.3 Điều kiện ổn định lún .36 T T T T 2.2.4 Phương pháp tính Van de Kreeke (1963) [14] 37 T T T T 2.2.4.1 Tính tốn ổn định trượt phẳng .37 T T T T 2.2.4.2 Ổn định lật 41 T T T T 2.3 Tính ổn định cho đê chắn sóng mái nghiêng 43 T T T T 2.3.1 Yêu cầu chung tính tốn ổn định đê chắn sóng mái nghiêng 43 T T T T 2.3.1.1 Nguyên tắc chung 43 T T T T 2.3.1.2 Công thức tổng quát tính ổn định 43 T T T T 2.3.2 Tính tốn ổn định ĐCS mái nghiêng theo phương pháp phân thỏi (14 TCN T T T 130-2002) 44 T 2.3.2.1 Phương pháp xác định mặt trượt nguy hiểm .45 T T T T 2.3.2.2 Phương pháp xác định hệ số an toàn K .48 T T T T 2.3.3 Tính toán ổn định ĐCS mái theo phương pháp cân giới hạn tổng quát T T T GLEM T 51 2.3.4 Tính toán ổn định ĐCS mái theo phương pháp phần tử hữu hạn FEM 54 T T T T 2.3.5 Tính tốn ổn định trượt phẳng đê chắn sóng mái nghiêng 54 T T T T 2.4 Tính ổn định cho đê chắn sóng hỗn hợp 55 T T T T 2.4.1 Các dạng mặt cắt khả ổn định 55 T T T T 2.4.2 Nội dung tính tốn ổn định ĐCS hỗn hợp .56 T T T T 2.5 Kết luận chương II 56 T T T T CHƯƠNG III: PHÂN TÍCH LỰA CHỌN PHƯƠNG PHÁP TÍNH ỔN ĐỊNH T CHO CÁC DẠNG MẶT CẮT ĐCS KHU NEO ĐẬU TÀU THUYỀN TRÁNH TRÚ BÃO 58 T 3.1 Điều kiện làm việc ĐCS theo dạng mặt cắt khác 58 T T T T 3.1.1 Điều kiện làm việc đê chắn sóng tường đứng 58 T T T T 3.1.1.1 Tải trọng thân .58 T T T T 3.1.1.2 Áp lực thủy tĩnh 58 T T T T 3.1.1.3 Tải trọng áp lực sóng 58 T T T T 3.1.2 Điều kiện làm việc đê chắn sóng mái nghiêng 66 T T T T 3.1.2.1 Tải trọng thân .66 T T T T 3.1.2.2 Áp lực thủy tĩnh 67 T T T T 3.1.2.3 Tác động sóng lên đê chắn sóng mái nghiêng 67 T T T T 3.2 Điều kiện xây dựng, khai thác với ĐCS có dạng mặt cắt khác 77 T T T T 3.2.1 Đê chắn sóng dạng tường đứng .77 T T T T 3.2.1.1 Điều kiện áp dụng .77 T T T T 3.2.1.2 Điều kiện khai thác 77 T T T T 3.2.2 Đê chắn sóng dạng mái nghiêng 78 T T T T 3.2.2.1 Điều kiện áp dụng .78 T T T T 3.2.2.2 Điều kiện khai thác 78 T T T T 3.3 Yêu cầu ổn định ĐCS khu neo đậu tàu thuyền trú bão 79 T T T T 3.3.1 Tải trọng tác dụng lên ĐCS khu neo đậu tàu thuyền TTB 79 T T T T 3.3.1.1 Tải trọng va tàu 79 T T T T 3.3.1.2 Tải trọng neo tàu 80 T T T T 3.3.1.3 Tải trọng tựa tàu 82 T T T T 3.3.2 Yêu cầu ổn định ĐCS khu neo đậu tàu thuyền 83 T T T T 3.4 Phân tích lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng tường đứng 83 T T T T 3.4.1 Phân tích đặc điểm phương pháp tính ổn định ĐCS tường đứng .84 T T T T 3.4.1.1 Phương pháp Gerxevanov 84 T T T T 3.4.1.2 Phương pháp tính ổn định theo tiêu chuẩn 22 TCN 207-92 .85 T T T T 3.4.1.3 Theo phương pháp Van de Kreeke 85 T T T T 3.4.2 Lựa chọn phương pháp tính tốn ổn định ĐCS tường đứng 86 T T T T 3.4.2.1 Nhận xét chung phương pháp tính ổn định ĐCS tường đứng 86 T T T T 3.4.2.2 Lựa chọn phương pháp tính ổn định ĐCS tường đứng .86 T T T T 3.5 Phân tích lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng mái nghiêng 87 T T T T 3.5.1 Phân tích đặc điểm phương pháp tính ổn định cho ĐCS mái nghiêng 87 T T T T 3.5.1.1 Phương pháp phân thỏi (14TCN 130-2002) .87 T T T T 3.5.1.2 Phương pháp cân giới hạn tổng quát 87 T T T T 3.5.1.3 Phương pháp phần tử hữu hạn 88 T T T T 3.5.2 Lựa chọn phương pháp tính ổn định cho ĐCS mái nghiêng 89 T T T T 3.6 Kết luận chương III 89 T T T T CHƯƠNG IV: ỨNG DỤNG TÍNH TỐN KHU NEO ĐẬU TRÁNH TRÚ T BÃO NHẬT LỆ .91 T 4.1 Giới thiệu cơng trình điều kiện tự nhiên 91 T T T T 4.1.1 Tổng quan khu neo đậu TTB cho tàu cá Nhật Lệ 91 T T T T 4.1.1.1 Tiềm chiến lược phát triển kinh tế thuỷ sản Quảng Bình 91 T T T T 4.1.1.2 Hoạt động bão lũ cần thiết đầu tư xây dựng khu tránh trú bão 93 T T T T 4.1.1.3 Mục tiêu, nhiệm vụ khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá Nhật Lệ 94 T T T T 4.1.1.4 Quy mô dự án khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá Nhật Lệ 94 T T T T 4.1.2 Điều kiện tự nhiên khu neo đậu TTB cho tàu cá Nhật Lệ .95 T T T T 4.1.2.1 Đặc điểm khí tượng .95 T T T T 4.1.2.2 Điều kiện thuỷ hải văn khu vực cơng trình 96 T T T T 4.1.2.3 Điều kiện địa hình .101 T T T T 4.1.2.4 Điều kiện địa chất cơng trình 101 T T T T 4.2 Giải pháp thiết kế ĐCS, ngăn cát 101 T T T T 4.2.1 Chọn tuyến đê 101 T T T T 4.2.2 Tính chọn kích thước mặt cắt ngang ĐCS mái nghiêng 102 T T T T 4.2.2.1 Cao trình đỉnh đê .103 T T T T 4.2.2.2 Chiều rộng đỉnh đê 104 T T T T 4.2.2.3 Chọn mái dốc m 105 T T T T 4.3 Tính toán ổn định ĐCS 105 T T T T 4.3.1 Theo 14TCN 130-2002 105 T T T T 4.3.2 Theo phương pháp phần tử hữu hạn 109 T T T T 4.3.3 Tính tốn ổn định trượt ngang .109 T T T T 4.4 Một số nội dung tổ chức thi cơng xây dựng cơng trình 112 T T T T 4.4.1 Trình tự thi cơng hạng mục khu neo đậu Nhật Lệ .112 T T T T 4.4.2 Biện pháp thi công hạng mục cơng trình .113 T T T T 4.4.3 Một số lưu ý q trình thi cơng 115 T T T T 4.4.4 Tiến độ thi công 116 T T T T 4.4.5 Các yêu cầu bảo vệ môi trường, an tồn, phịng chống cháy nổ q T T T trình thi cơng 116 T 4.5 Kết luận chương IV .117 T T T T KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 118 T T I Kết luận 118 T T II Tồn kiến nghị 119 T T 1 MỞ ĐẦU Tính cấp thiết đề tài Với yêu cầu phát triển kinh tế biển, hàng năm phải xây dựng nhiều cơng trình biển, cơng trình bảo vệ bờ: cơng trình cảng biển khu vực ven bờ, cảng nằm vùng hải đảo, cơng trình an ninh quốc phòng, cảng cá, khu neo đậu tàu thuyền trú bão….Chỉ riêng việc đáp ứng nhu cầu cấp bách bảo vệ tàu thuyền khai thác hải sản biển có bão, giảm thiệt hại tài sản tính mạng ngư dân tỉnh ven biển nước ta, ngày 9/8/2011 Thủ tướng Chính phủ ban hành Quyết định số 1349/QĐ-TTg Phê duyệt điều chỉnh Quy hoạch khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá đến năm 2020, định hướng đến năm 2030 Theo nước có 100 khu neo đậu trú bão, số khu có quy mơ cấp vùng đảm bảo an toàn cho hàng ngàn tàu loại Đê chắn sóng hạng mục quan trọng cơng trình biển, để bảo vệ khu vực cơng trình tạo vùng nước “yên tĩnh’’ phía sau Đê chắn sóng thường làm việc điều kiện bất lợi sóng gió, chiều sâu cột nước, điều kiện điều kiện hải văn Đê chắn sóng thường có dạng mặt cắt chính: dạng mái nghiêng, dạng tường đứng, dạng hỗn hợp Mỗi loại có điều kiện ứng dụng, điều kiện làm việc khác (về cơng trình, áp lực sóng, khả trượt, lật….) Một nội dung quan trọng tính tốn thiết kế đê chắn sóng tính tốn ổn định điều kiện bất lợi Hiện nước ta tính tốn ổn định cho loại cơng trình theo tiêu chuẩn, quy phạm hành như: Tiêu chuẩn 14TCN 130-2002, Hướng dẫn thiết kế đê biển, Quy phạm tải trọng lực tác dụng lên cơng trình (do sóng tầu) Bộ Nông nghiệp &PTNT, Tiêu chuẩn 22TCN 207-95 Bộ Giao thông vận tải, tham khảo Tiêu chuẩn kỹ thuật cơng trình cảng, đường thuỷ Nhật Bản…phương pháp tính ổn định dạng mặt cắt giống nhau, chưa xem xét đầy đủ đặc điểm làm việc, điều kiện xây dựng khai thác nên đơi tính tốn thiết kế chưa phù hợp thiếu đầy đủ an tồn cho loại cơng trình Để góp phần cho cơng tác thiết kế đê chắn sóng cơng trình, nội dung nghiên cứu đề tài: “Nghiên cứu lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng theo dạng mặt cắt khác nhau, phục vụ xây dựng khu neo đậu tàu thuyền trú bão” mang tính thực tiễn nhằm đáp ứng xây dựng khu neo đậu tàu thuyền trú bão quan tâm nước ta có tính khoa học, góp phần cho chun ngành xây dựng cơng trình biển Mục đích đề tài Trên sở nghiên cứu, luận văn đề xuất phương pháp tính tốn ổn định phù hợp dạng mặt cắt khác đê chắn sóng, tập trung cho mặt cắt thường sử dụng dạng mái nghiêng tường đứng, nhằm phục vụ việc xây dựng đê chắn sóng khu neo đậu tàu thuyền trú bão nước ta Đối tượng nghiên cứu: Đối tượng nghiên cứu đê chắn sóng khu neo đậu tàu thuyền trú bão Cách tiếp cận phương pháp thực - Phương pháp nghiên cứu: + Phương pháp lý thuyết + Phương pháp tổng hợp, phân tích đánh giá + Tham khảo kinh nghiệm chuyên gia - Các tiếp cận: + Tiếp cận qua nghiên cứu, tài liệu công bố + Tiếp cận qua cơng trình thực tế + Qua nguồn thơng tin khác Kết dự kiến đạt - Nêu tổng quan phương pháp tính tốn ổn định cho đê chắn sóng cơng trình biển; - Dựa đặc điểm điều kiện làm việc điều kiện áp dụng, phân tích lựa chọn phương pháp tính tốn ổn định phù hợp cho đê chắn sóng có dạng mặt cắt khác nhau, tập trung cho dạng mặt cắt đê mái nghiêng đê dạng tường đứng, phục vụ xây dựng khu neo đậu tàu thuyền trú bão nước ta - Ứng dụng tính tốn phục vụ cho xây dựng đê chắn sóng khu neo đậu tàu thuyền tránh trú bão Nhật Lệ - Quảng Bình 118 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ I Kết luận Việc xây dựng khu neo đậu đảm bảo an tồn cho tàu thuyền có gió bão phù hợp với chủ trương Nhà nước, giảm thiệt hại cho tàu thuyền ngư dân vào khu neo đậu Ở khu neo đậu không lợi dụng điều kiện thuận lợi che chắn địa hình đê chắn sóng có vai trị quan trọng, tạo vùng nước an tồn cho tàu thuyền neo đậu tránh tác hại sóng, gió, dịng chảy Hiện có nhiều phương pháp tính tốn ổn định ĐCS khác nhau, phương pháp tính tốn áp dụng cho trường hợp khác nhau, phụ thuộc vào hình dạng mặt cắt, điều kiện tự nhiên Ở nước ta chưa có quy phạm, tiêu chuẩn hướng dẫn tính tốn ổn định ĐCS, nhu cầu xây dựng ĐCS ngày lớn Việc lựa chọn phương pháp tính tốn ổn định ĐCS phù hợp quan trọng, lựa chọn phương pháp tính tốn khơng phù hợp gây lãng phí (trong trường hợp thiên an toàn) gây hư hại, thời gian khai thác ngắn (trường hợp ổn định) điều kiện tu, sửa chữa ĐCS tốn Trên sở nghiên cứu, phân tích phương pháp tính tốn ổn định ĐCS cho dạng mặt cắt khác nhau, luận văn đề xuất phương pháp tính tốn ổn định ĐCS cho dạng mặt cắt cụ thể: - Đối với ĐCS dạng tường đứng có kết cấu dạng Caisson (thùng chìm) kiến nghị sử dụng phương pháp tính tốn ổn định Van der Kreeke - Đối với ĐCS dạng đứng cơng trình bến, cảng kiến nghị tính tốn ổn định theo tiêu chuẩn 22 TCN 207-92 Tiêu chuẩn thiết kế bến cảng biển - Đối với đê chắn sóng dạng mái nghiêng kiến nghị sử dụng phương pháp Phần tử hữu hạn (FEM) để tính tốn ổn định điều kiện xác định thơng số, tiêu chí đất, môi trường thuận lợi đầy đủ Đối với cơng trình đặc thù mà cơng tác xác định thơng số, tiêu chí đất, mơi trường gặp nhiều khó khăn thiếu tính xác, khuyến nghị sử dụng phương pháp phân thỏi theo TCN 14 TCN 130-2002 để tính tốn ổn định - Đối với ĐCS dạng hỗn hợp tùy theo hình dạng mặt cắt điều kiện làm việc để áp dụng tính tốn ổn định theo phương pháp tính tốn ổn định cho ĐCS dạng 119 mái nghiêng tường đứng Khuyến nghị sử dụng phương pháp Phần tử hữu hạn để tính tốn có đủ thơng số, tiêu đất, môi trường II Tồn kiến nghị Luận văn chưa có điều kiện thực thí nghiệm mơ hình, phân tích xác đối chiếu kết cho phương pháp tính tốn cụ thể, nhằm tìm nguyên nhân gây ổn định, sở đề xuất sửa đổi, bổ sung số hệ số để cơng thức tính toán ổn định phù hợp với điều kiện làm việc cơng trình Trong q trình thực luận văn, điều kiện thời gian khuôn khổ luận văn, tác giả khơng thể trình bày đầy đủ phương pháp tính tốn ổn định, phương pháp tính tốn ứng dụng thời gian gần Bên cạnh đó, mặt cắt ĐCS đa dạng với nhiều loại kết cấu khác nhau, nên tác giả khơng đề cập trường hợp tính toán ổn định mặt cắt ĐCS hỗn hợp; ĐCS cọc, cừ hay dạng kết cấu đặc biệt khác Tác giả kiến nghị nên có nghiên cứu sâu ổn định ĐCS hợp với tham khảo tiêu chuẩn, tài liệu nước có nhiều kinh nghiệm xây dựng cơng trình biển Mỹ, Nhật, Hà Lan, Anh…để xây dựng tiêu chuẩn thiết kế cơng trình biển nói chung ĐCS nói riêng phục vụ phát triển kinh tế biển đảm bảo an toàn hiệu quả./ PHỤ LỤC 3.1 Đồ thị hệ số k br R Phụ lục 3.2: Giá trị áp lực sóng p Stt điểm Độ sâu z điểm (m) Trị số áp lực p (kPa) Khi đỉnh sóng tiếp cận cơng trình -η c p1 = p = k ρgh 0,25d p = k ρgh 0,5d p = k ρgh d p = k ρgh R R R R R R R R R R R R R R R R R R R Khi chân sóng tiếp cận cơng trình p6 = ηt p = -ρgη t 0,5d p = -k ρgh d p = -k ρgh R R R R R R R R R R R R Phụ lục 3.3 Biểu đồ xác định hệ số k 0,5 0,7 0,2 0,3 0,1 1,5 α Pi(x) 1,0 X1 ) (B1 -X (B1 -X Pimax ) 0,5 0,1 X/λ B/ λ X m MNT Pi, rel Pi, rel 0,2 0,3 Phụ lục 3.4 Đồ thị xác định P i, l R Phụ lục 3.5: Các hệ số k ; k1 ; k2 Đặc trưng mái đê (loại gia cố) k1 k2 k = k k - Bằng bê tông asphalt nhẵn mặt 1 - Bằng mái bê tông thủy công phẳng mặt với diện 0,9 0,9 0,90 0,90 200 ÷ 100 0,95 0,80 0,80 50 0,90 0,75 0,70 20 0,80 0,70 0,60 10 0,75 0,65 0,45 0,70 0,60 0,35 R R R R R tích khe nối ≤ 5% - Mái đê thấm nước cấu tạo cát, dăm, sỏi, đá hộc khối bê tông mà tỉ số chiều cao sóng h (m) so với đường kính trung bình khối đó: ≥500 Phụ lục 3.6 Đồ thị xác định hệ số kl công thức (3-44) a) Kl λs hs λ h 50(30) 40(25) 30(21) 25(19) 2,5 20(16) 1,8 15(13) 1,6 1,4 10(9,7) 1,2 7(7) 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,7 1,0 hình a: cho m ≤ 3 m b) Kl 2,5 1,8 1,6 1,4 1,2 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 λs hs 0,3 λ h 50(30) 40(25) 30(21) 25(19) 20(16) 0,2 15(13) 10(9,7) 0,1 7(7) 10 hình b: cho m >3 20 30 m Phụ lục 3.7 Hệ số ψ Kết cấu cơng trình bến Hệ số ψ Tàu biển Tàu sông 0,50 0,30 - Bền liền bờ cọc có mái dóc gầm bến 0,55 0,40 - Bến nhô, trụ cập tàu 0,65 0,45 - Trụ cập tàu đầu bến trụ quay tàu 1,60 - Bến liền bờ có mặt trước dạng tường kín (các loại bến trọng lực, bến cọc ống đường kính lớn, bến cừ, bến bệ cọc có cừ trước) Phụ lục 4.1 Phân chia địa tầng từ xuống khu neo đậu tránh trú bão Nhật Lệ Lớp số 1: Bùn cát pha màu xám đen 1) U U Lớp bắt gặp lỗ khoan nước (LK1 ữ LK4) Lớp nằm bề mặt, có bề dày từ 0,1 m đến 0.3 m Do bề dày lớp mỏng nên không lấy mẫu thí nghiệm lớp 2) Lớp số 2a: Cát hạt vừa màu xám trắng kết cấu chặt U U Lớp số 2a bắt gặp lỗ khoan nước (LK1 ữ LK4) Lớp nằm lớp 1, có bề dày từ 2,3 m đến 7,1 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ đến Cường độ chịu tải quy ước R’ = 1,5 kG/cm2 3) Lớp số 2b: Cát hạt vừa màu xám trắng kết cấu chặt vừa U U Lớp số 2b gặp lỗ khoan LK3 Lớp nằm lớp số 2a Cao độ mặt lớp -8,50 m, cao độ đáy lớp -13,50 m, bề dày lớp 5,0 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ 16 đến 21 Cường độ chịu tải quy ước R’ = 2.5 kG/cm2 4) Lớp số 3a: Cát hạt vừa màu xám vàng kết cấu chặt U U Lớp số bắt gặp lỗ khoan cạn LK5 ÷ LK8, LK10 Lớp nằm bề mặt có bề dày từ 5,5 m đến 10,0 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ đến Cường độ chịu tải quy ước R’ = 1,5 kG/cm2 5) Lớp số 3b: Cát hạt vừa màu xám vàng kết cấu chặt vừa U U Lớp số 3b bắt gặp lỗ khoan LK5, LK9 LK10 Lớp nằm mặt lớp 3a, có bề dày từ 2,5 m đến 7,0 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ 12 đến 18 Cường độ chịu tải quy ước R’ = 2,5 kG/cm2 Lớp số 3c: Cát hạt vừa màu xám vàng kết cấu từ chặt đến chặt 6) U U Lớp số 3c gặp lỗ khoan LK5, LK8 LK10 Lớp nằm lớp 3a 3b, có bề dày từ 4,9 m đến 20,1 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N 30 thay đổi từ 32 đến 77 R R Cường độ chịu tải quy ước R = 4.0 kG/cm ’ P P P Lớp số 3d: Cát hạt vừa lẫn vỏ sò vỏ hến màu xám đen kết cấu chặt 7) U U Lớp số 3d gặp lỗ khoan LK9 Lớp nằm lớp 3b, có cao độ mặt lớp -4,30 m, cao độ đáy lớp -8,70 m, bề dày 4,4 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ đến Cường độ chịu tải quy ước R’ = 1,5 kG/cm2 Lớp số 4a: Bùn sét màu xám xanh 8) U U Lớp số 4a bắt gặp lỗ khoan LK2 LK6 Lớp nằm lớp 2a 3a, có bề dày từ 1,0 m đến 1,8 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ đến Cường độ chịu tải quy ước R’ < 1,0 kG/cm2 Lớp số 4b: Sét màu xám xanh lẫn vỏ sò, vỏ hến trạng thái dẻo chảy đến 9) U U chảy Lớp số 4b gặp lỗ khoan LK1, LK2, LK5 ÷ LK7 LK10 Lớp nằm lớp 2a, 3a, 3c 4a, có bề dày từ 2,5 m đến 15,8 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 thay đổi từ đến Cường độ chịu tải quy ước R’ < 1,0 kG/cm2 10) Lớp 4c: Sét pha màu xám xanh trạng thái dẻo mềm U U Lớp 4c gặp lỗ khoan LK6 Lớp nằm lớp 4b, có cao độ mặt lớp 14,68 m, cao độ đáy lớp -16,18 m, bề dày 1,5 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 = Cường độ chịu tải quy ước R’ < 1,0 kG/cm2 11) Lớp số 5a: Sét lẫn sạn màu nâu đỏ, xám vàng trạng thái dẻo cứng U U Lớp 5a gặp lỗ khoan LK3 Lớp nằm lớp 2b, có cao độ mặt lớp -13,5m, cao độ đáy lớp -16,2 m, bề dày 2,7 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N30 = 14 Cường độ chịu tải quy ước R’ = 2,0 kG/cm2 Lớp số 5b: Sét lẫn sạn màu xám vàng trạng thái nửa cứng 12) U U Lớp 5b gặp lỗ khoan LK2 Lớp nằm lớp 4b, có cao độ mặt lớp -13,8m, cao độ đáy lớp -17,3 m, bề dày 3,5 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N 30 thay đổi từ 16 đến 19 R R Cường độ chịu tải quy ước R’ = 2.5 kG/cm2 P P P Lớp số 6a: Sét pha lẫn sạn màu xám vàng, nâu đỏ trạng thái dẻo cứng 13) U U Lớp 6a gặp lỗ khoan LK4 Lớp nằm lớp 2a, có cao độ mặt lớp 4,7m, cao độ đáy lớp -11,6 m, bề dày 6,9 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N 30 thay đổi từ đến 16 R R Cường độ chịu tải quy ước R = 2.0 kG/cm ’ P P P 14 ) Lớp số 6b: Sét pha lẫn sạn màu xám vàng, nâu đỏ trạng thái nửa cứng U U Lớp số 6b bắt gặp lỗ khoan LK4, LK6 LK7 Lớp nằm lớp 4c, 4b 6a, có bề dày từ 3,9 m đến 6,6 m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N 30 thay đổi từ 16 đến 25 R R Cường độ chịu tải quy ước R = 3.,3 kG/cm ’ P P P Lớp số 7: Sét pha màu xám vàng, vàng trạng thái dẻo mềm 15) U U Lớp số gặp lỗ khoan LK3, LK4 LK9 Lớp nằm lớp 3d, 5a 6b, có bề dày từ 1,5 m đến 3,3 m Cao độ mặt lớp, cao độ đáy lớp bề dày lớp chi tiết lỗ khoan thể đây: Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N 30 thay đổi từ đến 13 R R Cường độ chịu tải quy ước R’ < 1,0 kG/cm2 P P P Lớp số 8: Cát pha màu xám vàng, nâu đỏ, trạng thái dẻo 16) U U Lớp số gặp lỗ khoan LK10 Lớp nằm lớp 4b, có cao độ mặt lớp -8,0 m, cao độ đáy lớp -13,3 m, bề dày lớp 5,3m Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) cho giá trị N 30 thay đổi từ 10 đến 20 R R Cường độ chịu tải quy ước R’ = 1,0 kG/cm2 P P P 17) Lớp số 9: Đá cuội kết xen lẫn cát sạn kết màu xám vàng Đá cứng U U Lớp số 10 gặp lỗ khoan LK6, LK7 LK10 Lớp nằm lớp 6b 8, bề dày lớp khoan vào từ 1,0 m đến 2,2 m Cường độ kháng nén khơ: Cường độ kháng nén bão hịa: Hệ số hóa mềm: 57,35 (kG/cm2) P P 33,53 (kG/cm ) P P 0.59 18) Lớp số 10: Sét bột kết màu xám xanh, xám vàng, phong hóa nứt nẻ trung U U bình Đá cứng vừa TCR = 40%, RQD = 20% Lớp số gặp lỗ khoan LK8 Lớp nằm lớp 3c, có cao độ mặt lớp 9,3 m, bề dày lớp khoan vào 2,2m Cường độ kháng nén khô: Cường độ kháng nén bão hòa: 37,55 (kG/cm2) P 21,05 (kG/cm ) P Hệ số hóa mềm: 19) P P 0,56 Lớp số 11: Đá phiến sét màu xám vàng, xám xanh Đá cứng chắc, phong U U hóa trung bình, nứt nẻ TCR = 60%, RQD = 30% Lớp số 11 gặp lỗ khoan LK1 ÷ LK4, LK9 Lớp nằm lớp 4b 7, bề dày lớp khoan vào từ 4,8 m đến 6,3 m Cường độ kháng nén khơ: 33,65 (kG/cm2) Cường độ kháng nén bão hịa: 14,98 (kG/cm2) Hệ số hóa mềm: P P 0.49 P P TÀI LIỆU THAM KHẢO Tiếng Việt Phạm Văn Giáp, Nguyễn Hữu Đẩu, Nguyễn Ngọc Huệ, Đinh Đình Trường (2000), Bể cảng đê chắn sóng, Nxb Xây dựng, Hà Nội Bộ NN&PTNT (2002), Tiêu chuẩn ngành: Hướng dẫn thiết kế đê biển 14 TCN 130-2002, Hà Nội Đào Văn Tuấn (2005), Cơng trình bảo vệ bờ biển đê chắn sóng, Đại học Hàng Hải Lương Phương Hậu, Hồng Xn Lượng, Nguyễn Xỹ Ni, Lương Giang Vũ (2001), Cơng trình bảo vệ bờ biển hải đảo Nxb Xây dựng, Hà Nội Phạm Văn Giáp, Nguyễn Hữu Đẩu, Nguyễn Ngọc Huệ, Cơng trình bến cảng, NXB Xây dựng Bộ GTVT, 22 TCN 222-95, Tải trọng tác động sóng tàu lên cơng trình thủy Ngơ Trí Viềng, Nguyễn Chiến, Nguyễn Văn Mạo, Nguyễn Văn Hạnh, Nguyễn Cảnh Thái, Thủy công tập Lương Phương Hợp, Đê chắn sóng số vấn đề thiết kế đê chắn sóng dạng mái nghiêng, TVTK* Số 3&4-20008 Phạm Thu Hương, giảng: Đê chắn sóng mái nghiêng, khoa kỹ thuật bờ biển, Trường đại học Thuỷ Lợi 10 Trí Quang, viết: Một số quy tắc cần tuân thủ để giảm thiệt hại tài sản tàu đánh cá mùa mưa bão, Cổng thông tin điện tử Bộ Nông nghiệp Phát triển Nông thôn (27/7/2010) 11 Công ty CPTV Thiết kế giao thông thủy TEDI WECCO, Hồ sơ thiết kế Dự án khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá Nhật Lệ (bước lập dự án đầu tư) 12 Nguyễn Trung Anh, Vấn đề tiêu giảm sóng cho việc xây dựng đê chắn sóng khu neo đậu tàu thuyền tránh trú bão Việt Nam, tạp chí Hàng hải 7/2010 13 Bộ GTVT, 22 TCN 207-92 Tiêu chuẩn thiết kế bến cảng biển 14 Nguyễn Trung Anh, Lựa chọn phương pháp tính tốn ổn định cho đê chắn sóng tường đứng dạng thùng chìm, chuyên đề tiến sĩ, 9/2003 15 24 Tiêu chuẩn BSi, BS 6349: Part 7: 1991: Chỉ dẫn thiết kế thi công đê chắn sóng, Nguyễn Hữu Đẩu dịch Nxb Xây dựng, Hà Nội (2001) 16 Nguyễn Trung Anh (2007), Nghiên cứu số tham số thiết kế thùng chìm có buồng tiêu sóng, Luận án tiến sĩ, Hà Nội 17 Nguyễn Cảnh Thái, Lương Thị Thanh Hương Nghiên cứu xác định mặt trượt nguy hiểm tính tốn ổn định mái dốc 18 Bộ NN&PTNT, Dự thảo Quy chuẩn thiết kế đê biển, 2009 19 Quyết định số 1349/QĐ-TTg ngày 9/8/2011 Phê duyệt điều chỉnh Quy hoạch khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá đến năm 2020, định hướng đến năm 2030 20 Bộ Thuỷ Sản, QĐ Số: 27/2005/QĐ-BTS việc ban hành tiêu chí khu neo đậu tránh trú bão cho tàu cá 21 Nguyễn Thế Hùng, Chuyên đề phương pháp tính, Đà Nẵng T Tiếng Anh 22 Kim, J Y., Lee, S Y (1997): “An impoved search strategy for critical slip surface using finite element stress fields” J Computer and Geotechnics, Vol 21 No pp 295-312 23 Barbara Zanuttigh1 and Jentsje W van der Meer, Wave reflection from coastal structures 24 Yamagami, T., Ueta, Y (1988): “Search for critical slip line in finite element stress field by dynamic programming” , Proc 6th Int Conf on Numerical Method in Geomechanics, pp 1335-1339 25 Technical Standards and Commentaries for Port and Harbour Facilities in Japan, Japan 26 H.T.V Pham & D.G Fredlund – 2003, The application of dynamic T T1 T1 T1 programming to slope stability analysis", Canadian Geotechnical Journal T1 27 T Sokolovsky, V.V (1960) – Static of soil media - London , Butterworth’s Scientific Publications 28 Enoki, N.Yagi, R.Yatabe, E Ichimoto (1990) – Generalized slice method for slope stability analysis, Soils and Foundations – Japanese Soc Of Soil Mech And Found Engng.,30 ... luận văn: ? ?Nghiên cứu lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng theo dạng mặt cắt khác nhau, phục vụ xây dựng khu neo đậu tàu thuyền trú bão? ?? kết nghiên cứu Những kết nghiên cứu, thí nghiệm... phần cho cơng tác thiết kế đê chắn sóng cơng trình, nội dung nghiên cứu đề tài: ? ?Nghiên cứu lựa chọn phương pháp tính ổn định cho đê chắn sóng theo dạng mặt cắt khác nhau, phục vụ xây dựng khu neo. .. tốn ổn định phù hợp cho đê chắn sóng có dạng mặt cắt khác nhau, tập trung cho dạng mặt cắt đê mái nghiêng đê dạng tường đứng, phục vụ xây dựng khu neo đậu tàu thuyền trú bão nước ta - Ứng dụng tính

Ngày đăng: 25/06/2021, 14:14

TÀI LIỆU CÙNG NGƯỜI DÙNG

TÀI LIỆU LIÊN QUAN

w