Một số kết quả tính toán kết cấu lớp gia cố mái đê biển sử dụng vật liệu hỗn hợp asphalt chèn trong đá hộc tại đê biển Cồn Tròn – Hải Thịnh – Hải Hậu – Nam Định

KHOA HỌC CÔNG NG HỆ<br /> <br /> MỘ T SỐ KẾT QUẢ TÍN H TOÁN KẾT CẤU LỚ P GIA CỐ MÁ I Đ Ê BIỂN<br /> SỬ D ỤN G VẬ T LIỆU HỖN HỢ P AS PHALT C HÈN TRONG ĐÁ HỘC<br /> TẠI Đ Ê B IỂN CỒN TRÒN - HẢI THỊNH – HẢI HẬU – NA M ĐỊN H<br /> <br /> PGS.TS. Nguyễn Thanh Bằng<br /> Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam<br /> ThS. Nguyễn Mạnh Trư ờng<br /> Viện Bơm và Thiết bị Thủ y lợi - Viện KHTLVN<br /> KS. Vũ Xuân Thủy<br /> Chi cục Quản lý Đê đ iều & PCLB tỉnh Nam Định<br /> <br /> Tóm tắt: Bà i báo giới th iệu ph ương pháp và m ột số kết quả tính toán kết cấu lớp g ia cố m ái đê<br /> biển sử dụng vật liệu aspha lt chèn trong đá hộ c tạ i đoạn đê Cồn Tròn – Hải Thịnh – Hải Hậu –<br /> Nam Định.<br /> Từ khóa: Vậ t liệu hỗ n hợp asp halt chèn trong đá hộc, đê biển H ải Thịnh, lớp bảo vệ đê biển.<br /> Summ ary: This paper p resents method and results of caculations fully g routing mortar sea dike<br /> revetm ent structure, which is used in Con Tron – Hai Thinh – Hai Hau – Nam Dinh sea d ike.<br /> Key word s: fully gro uting m ortar, H ai Thinh sea dike, revetm ent.<br /> <br /> *<br /> I. ĐẶT VẤN ĐỀ Đã có nh iều giải ph áp được n gh iên cứu, ứn g<br /> Đê biển Hải Thịnh – Hải Hậu – Nam Định là dụn g để bảo v ệ đê biển thôn g qua ch ươn g<br /> m ột trong nh ững tuyến đê biển xun g y ếu bậc trình kho a học côn g n ghệ ph ục v ụ xây dựn g<br /> nhất Việt Nam với nh iều k hu vực biển lấn, đê biển và các dự án đầu tư nh ư: các giải<br /> m ực n ước trên bãi p hía trước đê sâu, mái đê pháp trồng cây chắn són g tại n hữn g v ùn g<br /> phía biển tiếp x úc tr ực diện v ới biển do v ậy biển có bãi nhằm làm giảm tác động của<br /> các tác động t ừ biển như sóng, gió, dòng v en sóng trực tiếp tác độn g lên đê biển ; cố kết<br /> có ảnh h ưởn g trực tiếp đến an toàn của đê, đất đắp đê bằn g phụ gia con solid, neo giữ<br /> thực tế nh ữn g năm vừa qua đã có r ất nhiều đất; kè p há són g bằn g các khố i bê tôn g dị<br /> đo ạn tại k hu v ực này bị vỡ, sạt lở bởi, lún sụt hình, bảo v ệ m ái đê bằn g các khối bê tôn g<br /> bởi tác động của sóng do bão, tác động của liên k ết mản g, v,v.. Tuy vậy v ẫn còn nhiều v ị<br /> dò ng ven bờ do gió m ùa đôn g bắc gây ra. trí trên tuyến đê Hải Thịnh hiện nay hiện<br /> Điển h ình là năm 20 05 các cơn bão số 2 , số tượn g lún sụt, sạt mái, các k hối bê tôn g bảo<br /> 6, số 7 với sức gió m ạnh cấp 11 , cấp 12, giật vệ m ái bị x âm thực v à bị tách r ời nh au r a<br /> trên cấp 12 lại đổ bộ vào đúng thời điểm vẫn xảy ra, ảnh hưởn g n ghiêm trọn g đến an<br /> m ực nước triều cao, thời gian bão kéo dài toàn của đê.<br /> gây sóng leo tràn qua m ặt đê làm sạt lở mái Để k hắc ph ục hiện tượng trên, tron g kh uôn<br /> đê phía đồn g v à phía biển tại đê biển Hải khổ đề tài n gh iên cứu cấp Quốc gia “Nghiên<br /> Hậu, Giao Thuỷ (Nam Định), gây thiệt hại cứu ứng dụ ng vật liệu hỗn h ợp đ ể g ia cố đ ê<br /> nghiêm trọng về hoa màu, thủy sản, làm biển ch ịu đ ược nước tràn qua do sóng, triều<br /> nhiễm mặn hàng trăm h a đất nông nghiệp, ... cường, bão và nước b iển dâng”, Nhóm tác<br /> giả đề xuất ứng dụn g vật liệu hỗn hợp<br /> asphalt chèn trong đá hộc để sửa ch ữa gia cố<br /> <br /> <br /> TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔ NG NGHỆ THỦY LỢI 1<br />  KHOA HỌC CÔNG NG HỆ<br /> <br /> các kh u v ực này , với nh ững ưu điểm như khả<br /> năng chốn g xâm thực trong môi trườn g n ước<br /> biển tốt hơn nhiều, k hả năn g biến dạn g, đàn<br /> hồi tốt, có thể thích ứn g m ột cách mềm dẻo<br /> với nh ữn g biến dạn g, lún sụt của nền đê và<br /> thân đê, h ạn ch ế được n hữn g lún sụt, xói lở<br /> cục bộ của đê biển , độ bền và tuổi thọ cao,<br /> khoản g 50-7 0 năm (Th ực tế ở Hà Lan có<br /> nhữn g công trình x ây dựn g từ nhữn g năm<br /> 1950 đến nay vẫn còn tồn tại), v.v ….<br /> Bài báo giới thiệu p hươn g ph áp và một số<br /> kết quả tính toán kết cấu lớp gia cố mái đê Hình 1. Vị trí đoạn đê thử nghiệm<br /> biển sử dụn g vật liệu asph alt chèn trong đá công nghệ nghiên cứu<br /> hộc tại đo ạn đê Cồn Tròn – Hải Thịnh – Hải 2. Hiện trạn g côn g trình.<br /> Hậu – Nam Định.<br /> Kết cấu đê : Mái đê phía biển được gia cố<br /> II. KẾT Q UẢ TÍNH TO ÁN KẾT CẤU LỚ P bằng các tấm lát m ái bê tông M20 dày 23cm ,<br /> BẢO VỆ MÁI ĐÊ BIỂN SỬ DỤNG VẬT chân khay được gia cố bằn g các ông buy<br /> LIỆU ASPH ALT C HÈN TRO NG ĐÁ HỘC đườn g kính 1m , m ặt đê ở cao trình +5,00 gia<br /> cố bằng bê tông cốt thép M25, dày 20cm , m ái<br /> II.1. Vị trí và hiện trạng, và yêu cầu sửa<br /> đê phía đồn g được phân ô bằn g đá xây v à<br /> chữa công trình<br /> trồng cỏ.<br /> 1. Vị trí công trình: khu vực sửa chữa nâng<br /> Theo điều tra, khảo sát: lớp gia cố bị bon g, xô,<br /> cấp từ K21+003 – K21+058 thuộc đê Cồn<br /> lún sụt, các v ật liệu trong m ái kè bị sóng lôi r a<br /> Tròn – Hải Thịnh – Hải Hậu (Hình 1).<br /> ngoài, cấu kiện bị són g và vật liệu dưới chân<br /> m ài mòn gây h ư hại đến kết cấu lớp gia cố gây<br /> m ất ổn định mái đê đặc biệt là khu v ực từ cao<br /> trình -0,5 đến +2,1, nếu khôn g sửa chữa k ịp<br /> thời sẽ gây m ất ổn định đê.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 2 TẠP C HÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI<br />  KHOA HỌC CÔNG NG HỆ<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> a) ảnh chụp tháng 3/2014 b) ảnh chụp tháng 11/2014<br /> Hình 4. Hư hỏng ở đê Cồn tròn Hải Thịnh<br /> 3. Yêu cầu sửa ch ữa, nân g cấp. biển Nam Định như sau:<br /> Thay thế lớp cấu k iện bê tôn g lục giác cũ Bảng 1: Mực nước cao nhất ứng với các<br /> trên m ái đê ph ía biển đã bị hư hỏn g bằng m ức bảo đảm P%:<br /> lớp gia cố m ới sử dụn g vật liệu hỗ n hợp<br /> asphalt chèn tr on g đá hộc. Phạm vi từ Mức bảo P=1% P=5% P=10%<br /> K2 1+003 – K21 +058, và t ừ cao tr ình -0, 5 đảm (P%)<br /> đến +2,1m . Mực nước 2,42 2,29 2,21<br /> II.2. Xác định các điều kiện biên tính toán. (m)<br /> 1. Xác định cao trình đỉnh đê thiết kế.<br /> Tuyến đê hiện tại trước đây được nân g cấp 3. Xác định chiều cao nước dâng do bão Hnd (m):<br /> theo tiêu ch uẩn 14TCN 130-2002 trong “ Vị trí dự án qua địa bàn h uy ện Hải Hậu<br /> 0 0<br /> chươn g trình củn g cố n ân g cấp đê biển từ nằm tro n g v ùn g biển có vĩ độ 2 0 N - 2 1 N.<br /> Quản g Ninh đến Quản g Nam, do vậy trong Theo tiêu chuẩn ngành 14T CN 13 0- 200 2<br /> trường hợp sửa chữa này áp dụng côn g thức “Hướng dẫn th iết kế đê biển - Bộ<br /> tính cao trình đỉnh đê theo 14TCN 130-2002. NN& PT NT” chiều cao n ước dâng do bão<br /> Zđ = Z tp+Hnd +Hsl +a (1) cho đê cấp III được lấy với tần suất P =<br /> 20% . Ch iều cao n ước dân g tr a ở p h ụ lục C<br /> Trong đó :<br /> bản g C- 3.<br /> Zđ - Cao trình đỉnh đê thiết kế (m );<br /> Bảng 2: C hiều cao nước dâng do bão vùng<br /> Ztp- Mực n ước biển tính toán; 0 0<br /> bờ biển 20 N-21 N<br /> Hnd - Chiều cao nước dân g do bão (m );<br /> Mức bảo 35 28 17 8 3 0<br /> Hsl - Chiều cao sóng leo (m).<br /> đảm<br /> 2. Xác định m ực nước b iển tính toá n. (P%)<br /> Mực nước biển tính toán là m ực nước tính Chi ều 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 > 2, 5 0<br /> toán theo tần suất bảo đảm tại vị trí côn g trình, cao nước<br /> được xác định trên cơ sở phân tích tần suất dâng<br /> m ực nước biển cao nhất năm. Mực nước biển<br /> cao nhất ứng với các m ức bảo đảm khu vực<br /> <br /> <br /> TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔ NG NGHỆ THỦY LỢI 3<br />  KHOA HỌC CÔNG NG HỆ<br /> <br /> Căn cứ v ào bản g trên ứng với tần suất 20% phương pháp Bresthneider dựa trên giả thiết là<br /> chọn mực nước dâng: sóng sinh ra do gió trong kh u vực trong điều<br /> Hnd = 1.35m kiện bão thiết kế phù hợp kh u vực chịu ảnh<br /> hưởn g trực tiếp trên hướng gió thổi.<br /> 4. Xác định chiều cao só ng leo Hsl (m)<br /> gHs gh<br /> Theo tiêu ch uẩn n gành 14TCN 130-2002, 2<br />  0 .283 tanh[ 0 .53( ] 0 .75<br /> chiều cao són g leo lên mái đê trong trường W W2<br /> (3)<br /> hợp m ái dốc m = 1,5 đến 5 được xác định như 0 .0125 ( gD / W 2 )0.42<br /> tanh<br /> sau: tanh[ 0.530 ( gh / W 2 )0.75 ]<br /> K  K wK P gTp gh<br /> Hsl  H s xL s (2)  2 .1 ,2 tanh[ 0 .83( 2<br /> ] 0 .375<br /> W W<br /> 1  m2 (4)<br /> 0 .077 ( gD / W ) 0.25<br /> 2<br /> Trong đó : tanh<br /> tanh[ 0 .833( gh / W 2 )0.375 ]<br /> - K∆: Hệ số nhám tấm lát của mái đê gia cố.<br /> Với hình thức gia cố mái nh ư đồ án thiết kế → Trong đó :<br /> chọn K∆ = 0.55.<br /> Hs - Ch iều cao són g tính toán (m);<br /> - Kw: Hệ số kinh nghiệm tra bảng D-2. Hệ số<br /> Tp - Chu kỳ đỉnh sóng tính toán (s) ;<br /> phụ thuộ c vận tốc gió ( w) và chiều sâu m ực<br /> nước trước đê. D - Đà gió thiết kế (m)<br /> Với gió bão cấp 10 có vận tốc W = 24,4- 5 x1011 <br /> 28,4→ ch ọn Wtt=28,4m/s. D=<br /> w<br /> - Theo tiêu ch uẩn ngành 14TCN 130-2002 với<br /> Trong đó :<br /> công trình cấp III tần suất m ực nước tính toán<br /> -5<br /> lấy với P = 5% = ( +2.29). Với cao độ trung v: Hệ số nhớt độn g học của khôn g khí v =10<br /> 2<br /> bình m ặt bãi trước đê: ( +0.50). (m /s)<br /> Chiều sâu cột nước tính toán trước đê: W: Vận tốc gió tính toán; W = 28.4 m /s<br /> h=(2,29+1,35 – 0,50)=3.14m → D= 176.056(km)<br /> (có kể đến ch iều cao nước dân g do gió). Tra Thay số vào các côn g thức (3) và (4) tính<br /> bản g Kw = 1,295 được:<br /> - Kp: Hệ số tính đổi tần suất tích luỹ của chiều Hs= 1,18 m;<br /> cao sóng leo (tần suất luỹ tích chiều cao sóng<br /> leo lấy 2%). Kp=1,94. Tp= 5,088 s;<br /> <br /> - m : hệ số mái dốc phía biển, m = 4 Ls= 23,8 m.<br /> <br /> - Hs: Chiều cao tr ung bìn h của són g tr ước (Tra bản g B- 6 tiêu chuẩn n ghành 14TCN<br /> đê (m ) 130-2002).<br /> <br /> - Ls: Chiều dài sóng trước đê (m ) Chiều cao sóng trun g bình trước đê :<br /> Tính toán Hs và Ls theo ph ươn g ph áp Hs= 1,53 → = 0,71m<br /> Bresthneider : Thay số vào côn g thức (2) ta có:<br /> Theo tiêu chuẩn n gành 14TCN 130-2004<br /> <br /> 4 TẠP C HÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI<br />  KHOA HỌC CÔNG NG HỆ<br /> <br /> 8 3<br /> Hsl = 1,26m. m ô đun ph ản lực nền đê là S = 3 .1 0 (N/m )<br /> Thay vào công thức (1) ta có : (ta có chiều dày bê tôn g asphalt h = 0,1 5<br /> m . Vì đoạn thử n gh iệm sử dụn g hỗn hợp<br /> Cao trình đỉnh đê thiết kế Zđ = 2,29 +1,35<br /> asphalt chèn trong đá hộc nên chọ n<br /> +1,26 +0,3= 5,2m .<br /> h = 0,3m ).<br /> II.3. Tính toán kết cấu lớp gia cố mái đê<br /> Theo t hốn g k ê của Hà Lan với độ dày bê<br /> phía biển bằng vật liệu asphalt chèn trong<br /> tông asph alt 0,3m chịu được ch iều cao<br /> đá hộc<br /> són g tại m ặt đê là 3m . Vì vậy v ới ch iều dày<br /> 1. Tính toán chiều dà y lớp p hủ. đá lát kh an 0,3m được chèn kín vữa asp halt<br /> Sử dụng biểu đồ hình 3 v ới m = 1:4 ; Hs = sẽ đảm bảo an toàn dưới tác dụn g són g<br /> 1,1 8m ; th eo ph ụ lục B3[3 ] ; đất đắp thân đê thiết kế.<br /> Hải Hậu là loại đất cát đầm nện tốt chọn<br /> 0.8 0.8 0.8<br /> bÒdÇy lí p phñ (m)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> m¸ i 1:3 m¸ i 1:2/1:4 m¸ i 1:6<br /> 0.6 0.6 0.6<br /> <br /> <br /> Hs(m) Hs(m) Hs(m)<br /> 0.4 0.4 0.4<br /> <br /> 6<br /> 6<br /> 0.2 5 0.2 0.2 6<br /> 5 5<br /> 4 4<br /> 3 4<br /> 3 3<br /> 2 2 2<br /> 0 0 0<br /> 10 7 10 8 10 9 10 7 10 8 10 9 10 7 10 8 10 9<br /> t nÒn (N/m 3)<br /> modun ph¶n lùc mÆ<br /> <br /> Hình 3. Biểu đồ quan hệ g iữa mô đun phản lực nền và chiều dày lớp phủ [5]<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 4. Kết cấu mái đê gia cố bằng vậ t liệu hỗn hợp a sphalt chèn trong đá hộc.<br /> <br /> 2. Tính toán áp lực đẩy nổi, trư ợt Mực nước thiết kế lớn nhất khi có són g bão<br /> a. Xác định áp lực đẩ y nổi gây tràn, sau m ột khoảng thời gian m ực nước<br /> biển rút dần, m ực nước n gầm trong thân đê<br /> <br /> TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔ NG NGHỆ THỦY LỢI 5<br />  KHOA HỌC CÔNG NG HỆ<br /> <br /> gây ra áp lực đẩy nổ i. Từ cao trình 2,1 đến 4,7 cố asphalt [5]<br /> m ái đê được gia cố cấu kiện bê tông lục lăng<br /> có khả năng thoát nước tốt. Từ cao trình 2,1<br /> trở xuống m ục n ước triều thấp nhất cần được b. Kiểm tra chiều dày thiết kế đảm bảo tiêu<br /> xác định áp lực đảy nổi đối với lớp gia cố thử chuẩn trượt<br /> nghiệm, là loại vật liệu khôn g thấm. Ở vị trí áp lực đẩy nổi lớn nhất<br /> Áp lực đẩy nổi lớn nh ất  wo theo sơ đồ hình 5 h<br />  w0 f<br /> được x ác định theo công thức:  a g ( f cos   sin  ) (6)<br />  w0  wg ( p  h cos ) (5 ) Trong đó :<br /> Trong đó : h - Chiều dày lớp gia cố (m );<br />  wo = Áp lực đẩy nổi lớn nhất (N/m ); 2<br />  w0 2<br /> - Áp lực đẩy nổi lớn nhất (N/m ) theo kết<br />  w = Khối lượn g riên g của nước,  w = 1024 quả tính ở công thức (5)  w 0 =4676 (N/m );<br /> 2<br /> <br /> <br /> <br /> (kg/m );<br /> 3 f - Hệ số ma sát;<br /> g – Gia tốc trọng trường, g=9,81 m/s<br /> 2  - Góc ma sát giữa đá hộ c chèn asph alt và<br /> đất, chọn  =40<br /> 0<br /> p = độ chênh m ực n ước cao nhất tạo áp lực<br /> đẩy nổi. độ chênh m ực n ước chính là kho ảng  - Góc ma sát trong của đất; theo báo cáo<br /> chênh cao trình giữa 2 hàng ốn g tiêu n ước liền khoan địa ch ất tháng 5/2014 [4], lớp 1 là đất<br /> o<br /> nhau, với kho ản g cách các ống trên m ặt đê là thân đê có  = 21 21’;<br /> 1m đặt so le, mái đê m =4 thì khoản g ch ênh<br /> nên f  tan , f =tan 40 = 0,839<br /> 0<br /> cao sẽ là: p=0,17m.<br /> h = chiều dày lớp gia cố (m ), h = 0,3m ;  a- Khối lượng riên g của v ật liệu gia cố  a =<br />  - góc n ghiêng mái phía biển,  =14 , cos 0<br /> 2300 (kg/m ) ;<br /> 3<br /> <br />  = co s140 =0,97 2<br /> g - Gia tốc trọng trườn g (m /s );<br /> Thay số vào (5) ta có:  - Góc nghiên g của m ái đê ( độ), với m=4 có<br />  w0  1024 9,81 (0,17  0,3  0,97) = 4 6 7 6 0 0<br />  =14 , sin 14 =0,242.<br /> 2 2<br /> (N/m ); g = Gia tốc trọng trường (m/s );<br /> Thay số liệu vào côn g thức (6)<br /> w0 f 46760,839<br />   0,30m<br />  a g( f cossin) 23009,81(0,8390,970,242)<br /> <br /> P<br /> h Vậy với độ dày lớp gia cố thử ngh iệm h=0,3m<br /> sẽ khôn g bị trượt.<br /> c. Kiểm tra chiều dày th iết kế đảm bảo tiêu<br />  wo<br /> chuẩn đẩy nổi<br /> Để lớp gia cố khôn g bị đẩy nổ i, trong trườn g<br /> hợp không có kết cấu chân đỡ (bất lợi nhất),<br /> Hình 5 . Sơ đồ áp lực đẩy nổi d ưới đáy lớp gia tiêu chuẩn khôn g bị đẩy nổ i là :<br /> <br /> <br /> 6 TẠP C HÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI<br />  KHOA HỌC CÔNG NG HỆ<br /> <br />  w0 đê, có ch iều cao sóng, tốc độ truy ền són g và<br /> h các thông số của són g thay đổi.<br />  a .g . cos  (7)<br /> - Vùn g II là vùn g chịu ảnh hưởng của cấu trúc<br /> Trong đó :<br /> đê, sóng bị vỡ v à đổ vào m ái đê tạo áp lực lớn<br />  w 0 - Lực đẩy nổ i lớn nh ất (N) =4676 N/m2 lên lớp gia cố.<br />  - Góc nghiên g của mái đê, với m =4 có - Vùng III là v ùng sự ch uyển động của khối<br />  =14 0co s  = 0,970 nước do són g đổ vào, trong tức thời khôn g tiêu<br /> 2 thoát kịp, tạo áp lực đẩy n gược lớp gia cố. Vì<br /> g=9.81 m /s<br /> lớp gia cố bằn g đá hộc chèn vữa asphalt, do<br /> a - Khối lượng riên g của v ật liệu lớp gia cố sức dính kết tốt và tính dẻo, tính đàn hồi tốt<br /> a = 2300k g/m3 nên chún g chỉ bị đẩy cong cục bộ nếu thiết kế<br /> chiều dày đủ ổn định, chống trượt và áp lực<br /> Thay vào công thức (7) : đẩy nổi. Ảnh hưởng ph ần sóng dộ i như hình 7.<br />  w0 4676<br /> h   0,21<br /> a .g . cos  2300  9,81 0,97<br /> Vậy v ới độ dày lớp gia cố thử n ghiệm h=0,3m<br /> m ái đê sẽ không bị đẩy nổi.<br /> 4. Kiểm tra an toàn lớp gia cố khi chịu tác<br /> động sóng dội vào<br /> a. Cơ chế ph á hoại do sóng đổ vào lớp gia cố<br /> m ái đê<br /> Khi sóng dội vào mái đê, khối n ước của sóng<br /> với tốc độ lớn qua khe hở lớp gia cố tạo thành<br /> m ột khối nước tức thời đẩy lớp gia cố cong lên<br /> Hình 7. Sơ đồ tính toán kiểm tra tá c động<br /> cục bộ (hình 6). của sóng dội [6]<br /> b. Tính toán kiểm tra<br /> Tốc độ són g dộ i vào lớp gia cố thườn g rất lớn,<br /> được tính theo côn g thức (8)<br /> <br /> 2 2<br /> V p   2 / 3<br />  1 2<br /> H b <br /> 2 g 2<br /> <br /> Vp  g122 H b  2 / 3 (8)<br /> <br /> Trong đó :<br /> Hình 6. Biến dạng lớp gia cố bằng đá hộ c Vp - tốc độ són g v ỡ trên m ái trực tiếp vào lớp<br /> chèn trong vữa aspha lt<br /> gia cố (m /s) ;<br /> H s = Hb - Chiều cao sóng vỡ trên mái đê (m),<br /> Trong hình 6:<br /> với m ái dốc đê Nam Định, m =4 và đặc điểm<br /> - Vùn g I là vùng chuyển tiếp từ sóng ngoài bờ địa hình bãi ch ân đê loại sóng vỡ trên m ái đê<br /> tiến vào m ái đê, ph ụ thuộc địa hình bãi trước<br /> <br /> TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔ NG NGHỆ THỦY LỢI 7<br />  KHOA HỌC CÔNG NG HỆ<br /> <br /> dạn g Sur ging có Hs =0,77m ; H bLs<br /> m   wg   9 ,81  1020 <br /> 2<br />  - Chỉ số sóng vỡ,  = 2,5;<br /> 0 ,77  21 ,51<br /> x  82826 N / m<br /> 1 - Hệ số ổn định lớp gia cố loại mái nh ẵn, 2<br /> chọn 1 =0,6;<br /> Ls – Chiều dài bước són g (m), Ls =21,51 m ;<br /> db -Chiều sâu ảnh hưởn g của bụng són g (m), w - khối lượng r iên g n ước biển,<br /> xem hình 7;<br />  w  1020 kg / m 3<br /> <br /> db  H s  2 / 3  0,77  2,52 / 3  1,032 m ;<br /> T hay các thông số vào côn g thức (10) ta có :<br /> hb -Tổng chiều cao ảnh hưởn g áp lực sóng, mV p2 2<br /> 82826  2,1<br /> xem hình 7; N= F    182831 N / m<br /> 2 2<br /> hb  Hs  db  0,77  1,032  1,80 ; dL s<br /> G   as g  V as   as g   2300  9 ,81 <br /> 2- Hệ số ổn định lớp gia cố khi chịu tác động 2<br /> 0 ,3  21 ,51<br /> tổng chiều cao ảnh hưởng áp lực sóng x  190725 N / m<br /> 2<br /> hb 1,80<br /> 2    1,74 d – chiều dày lớp gia cô, d =0,3m<br /> db 1,032<br /> as -Khối lượn g riêng của v ật liệu gia cố bằn g<br /> T hay các thôn g số vào (8) Ta được asphalt (kg/m )<br /> 3<br /> <br /> Vp  9 ,81  0,6 2  1,74  0,77  2,5 2 / 3 = 2,1 T heo công thức (9) :<br /> m /s G  N  190725 N/m >182831 N/m<br /> * Kiểm tra theo cân bằn g lực Kết luận 1 : Với lực do sóng đổ vào mái đê,<br /> lớp gia cố khôn g bị đẩy con g cục bộ.<br /> Lớp gia cố khôn g bị đẩy con g khi:<br /> * Kiểm tra theo tiêu ch uẩn của Hà Lan [6]<br /> G F N (9)<br /> Côn g thức thực hành xác định tiêu ch uẩn lớp<br /> T rong đó : gia cố bằng đá asph alt không bị đẩy con g do<br /> G – T rọng lượn g lớp gia cố trong phạm vi tác động của són g tạo khối nước dư khôn g tiêu<br /> són g dội trên 1m dài đê ( N/m ): thoát kịp.<br /> N – Phản lực đẩy ngược lớp gia cố;  Hs<br />  (11)<br /> F - Lực của khối són g dội vào lớp gia cố,tính  2/ 3<br /> z d<br /> cho 1m dài đê (N/m); T rong đó :<br /> 2<br /> mV p  z - chỉ số vỡ đối với sóng tác dụng trên đá cắm<br /> N= F  (10)<br /> 2<br /> 1,25Tz<br /> Vp – T ốc độ són g đổ vào lớp gia cố (m /s); Vp  z  tan  (12)<br /> Hb<br /> =2,1m /s<br /> m – T rọng lượng nước của khối són g tính cho Tz - Chu kỳ són g (s) ; Tz  5,132s<br /> 1m dài đê dộ i vào lớp gia cố tron g phạm vi  - gó c n ghiêng m ái đê, với m =4 thì<br /> són g tác độn g (N/m), gần đúng: tan  =1/4<br /> Hb – Độ cao són g vỡ Hb = 0,77m<br /> T hay các thông số vào côn g thức (12) ta có<br /> <br /> <br /> 8 TẠP C HÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI<br />  KHOA HỌC CÔNG NG HỆ<br /> <br /> 1,25Tz 1 1,25  5,132 gia cố không bị đẩy cong do sóng đổ vào mái.<br />  z  tan     1,83 Để đảm bảo an toàn hơn, lớp gia cố vẫn nên<br /> Hb 4 0,77<br /> đặt cấu tạo thêm ống thoát nước.<br />  - Hệ số ổn định tổng thể<br /> Qua các kết quả tính toán ổn định của lớp gia<br /> Vp cố dưới tác độn g của áp lực đẩy nổi, trượt, són g<br />   dội cho thấy lớp gia cố đê biển lựa chọn bằn g<br /> gH s  0z ,25<br /> vật asphalt chèn trong đá hộc với chiều dày<br /> 2,1 2,1 30cm trong trường hợp này đảm bảo an toàn.<br />    0,657<br /> 9,81 0,77  1,83 0 , 25<br /> 2,75  1,163 Kết quả ứn g dụng thực tế tại hiện trườn g sẽ<br /> được cun g cấp trên những côn g bố tiếp theo.<br />  -T ỷ trọng vật lệu lớp gia cố,<br /> III. KẾT LUẬN<br />   n<br />   as  1,2 Sử dụng vật liệu hỗn hợp asph alt chèn trong đá<br /> n<br /> hộc để gia cố, sủa chữa, tu bổ mái đê là giải<br /> d - Chiều dày lớp gia cố, ở đây d =0,3m pháp côn g n ghệ đã và đan g được ứn g dụng ở<br /> T hay các thông số vào công thức (4) ta có: nhiều nước tiên tiến trên thế giới như Anh,<br /> 0,567 0,77 Đức, Mỹ, Hà lan, v,v … v ới những ưu điểm<br /> <  0,379