Datn thiet ke dap pha song

Đồ án tốt nghiệp kỹ sư 1 Ngành: Kỹ thuật biển
Sinh viên: Hà Trường Giang http://www.ebook.edu.vn Lớp: 45B
CHƯƠNG I : GIỚI THIỆU CHUNG
1.1. Giới thiệu khu vực nghiên cứu.
Quảng Ngãi là tỉnh cực nam của Trung Trung Bộ, phía Bắc tiếp giáp với
Quảng Nam, phía Nam tiếp giáp với Bình Định, phía Tây Nam tiếp giáp với
Kontum và tiếp giáp với biển Đông về phía Đông
Lãnh thổ của tỉnh trải dài theo hướng bắc – nam trong khoảng 100 km với
chiều ngang theo hướng đông – tây hơn 60 km, ứng với tọa độ địa lý từ 14032’ đến
15025’ vĩ tuyến bắc và từ 1080
06’ tới 1090
04’ kinh tuyến đông.
Ở ba phía Bắc,Tây, Nam, Quảng Ngãi giáp các tỉnh thuộc Duyên hải Nam
Trung Bộ và Tây Nguyên ,phía Bắc là tỉnh Quảng Nam với đường ranh giới chung
khoảng 60 km, phía Tây giáp các tỉnh Gia Lai, Kon Tum trên chiều dài 142 km dựa
lưng vào dãy Trường Sơn, phía nam liền kề tỉnh Bình Định với độ dài 70 km.
Về phía đông, Quảng Nam nằm dọc bờ biển với chiều dài khoảng 130 km.
Toàn tỉnh có diện tích tự nhiện là 5.131,51 km2, chiếm hơn 1,55% diện tích
cả nước với số dân 1.295.000 người (năm 2006), bằng gần 1,54% dân số nước ta.
Giống như hầu hết các tỉnh miền Trung, địa hình đồi núi chiếm tới gần 2/3
lãnh thổ của tỉnh Quảng Ngãi. Địa hình phân hóa rõ rệt theo chiều Đông - Tây và
tạo thành 2 vùng: vùng đồng bằng ven biển ở phía Đông và vùng núi rộng lớn chạy
dọc phía Tây với những đỉnh nhô cao trên 1.000 m.
Bờ Biển Quảng Ngãi dài 130 km chia thành 3 đoạn :
- Đoạn 1 từ mũi Nam Trân đến mũi Ba Làng An
- Đoạn 2 từ mũi Ba Làng An đến mũi Sa Huỳnh
- Đoạn 3 từ mũi Sa Huỳnh đến mũi Kim Bồng
Bờ biển Quảng Ngãi với 6 cửa sông thuận lợi cho việc tàu thuyền cập bến:
- Cửa Sa Cần ở phía Đông Bắc huyện Bình Sơn. Phía Bắc có vũng Dung
Quất ( kế hoạch tại đây xây dựng thành khu công nghiệp phức hợp và cảng biển lớn
nhất miền Trung - Khu kinh tế Dung Quất, đây cũng là nơi Nhà máy lọc dầu số 1
của Việt Nam được xây dựng).
- Cửa Sa Kỳ nằm lọt giữa phía Đông Nam huyện Bình Sơn và phía Đông
Bắc huyện Sơn Tịnh, giữa hai xã Bình Châu và Tịnh Kỳ, có lạch ngầm sâu dài
khoảng hơn 1km được xây dựng thành một cảng biển của tỉnh.

- Cửa Cổ Luỹ (Cửa Đại) là nơi hai con Sông Trà Khúc và Sông Vệ đổ về.
Cửa biển hẹp nhưng có vũng sâu, tàu từ 50 tấn đến 70 tấn có thể ra vào được, trước
đây là cửa biển chính của tỉnh.
- Cửa Lở nằm giữa hai xã Nghĩa An (Tư Nghĩa) và Đức Lợi (Mộ Đức). Cửa
biển hẹp và cạn.
- Cửa Mỹ Á ở phía Đông Bắc huyện Đức Phổ, cửa biển hẹp tàu thuyền khó
đậu.
- Cửa Sa Huỳnh ở phía Đông Nam huyện Đức Phổ cửa biển hẹp
Với đường bờ biển dài 130 km, Quảng Ngãi có nhiều thuận lợi trong việc
thiết lập các mối liên hệ với các tỉnh trong nước và quốc tế án ngữ trên tuyến giao
thông huyết mạch Bắc – Nam,
1.2. Xác định vấn đề.
Từ điều kiện địa lý thuận lợi đó mà chính phủ đã quyết định xây dựng khu
công nghiệp Dung Quất với trung tâm là khu cảng nằm trong vịnh Dung Quất gắn
liền với nhà máy lọc dầu đầu tiên của Việt Nam nhằm biến nơi đây thành 1 trong 3
khu công nghiệp lớn nhất cả nước. Việc xây dựng cảng nước sâu Dung Quất với
công suất hàng chục triệu tấn/năm sẽ là một yếu tố tạo vùng quan trọng thu hút các
ngành sản xuất công nghiệp như lọc, hoá dầu, hoá chất, luyện kim, cơ khí... Cảng
Dung Quất gắn với đường 24 sẽ là một yếu tố có ý nghĩa quan trọng đối với phát
triển kinh tế - xã hội tại miền Trung và Tây Nguyên. Giai đoạn 1996 - 2000 tập
trung xây dựng một cảng chuyên dùng dầu công suất 14 triệu tấn/năm để tiếp nhận
tàu nhập dầu thô với công suất 80000 - 100000 DWT, tàu xuất sản phẩm dầu công
suất khoảng 30.000 DWT. Hình thành một khu bến tổng hợp để nhận các nguyên
vật liệu, thiết bị... phục vụ cho việc xây dựng cảng Dung Quất.
Cùng với việc xây dựng cầu bến, đường ống, kho bãi và các cơ sở hạ tầng
khác phục vụ cảng, cần thiết phải xây dựng một tuyến đê chắn sóng phía Bắc vịnh
dài khoảng 2 km nhằm tạo khu nước lặng bảo vệ cảng tránh được tác động của sóng
gió trong điều kiện bình thường cũng như trong điều kiện thời tiết xấu.
1.3. Mục tiêu và phạm vi nghiên cứu của đồ án.
Từ những yêu cầu đặt ra trong việc xây dựng khu cảng phải cần thiết xây
dựng đê chắn sóng nhằm đảm bảo cho cảng có thể hoạt động bình thường.
Vậy mục đích của đồ án này là ta phải bố trí , thiết kế tuyến đê chắn sóng
cho cảng Dung Quất.
1.4. Phương pháp thực hiện.

Để hoàn thành được nhiêm vụ của đồ án trên ta cần tiến hành thực hiện các
bước sau.
- Thu thập, điều tra, xử lí số liệu về địa hình, số liệu về điều kiện thủy hải
văn, khí tượng, địa chất và dân sinh kinh tế vùng.
- Xác định tầm quan trọng của công trình
- Xử lý số liệu thu thập được để tính toán điều kiện biên. Từ đó đề xuất các
phương án thiết kế và chọn ra phương án tối ưu.
- Tiến hành thiết kế theo phương án đã chọn

CHƯƠNG II : ĐIỀU KIỆN ĐỊA LÝ TỰ NHIÊN
2.1. Vị trí địa lí và đặc điểm địa hình khu vực xây dựng công trình.
2.1.1. Vị trí địa lí.
Cảng Tổng hợp Dung Quất được xây dựng tại vịnh Dung Quất thuộc xã Bình
Thuận - huyện Bình Sơn - tỉnh Quảng Ngãi, cách thành phố Đà Nẵng 100 Km về
phía Nam và cách Thị xã Quảng Ngãi 40 Km về phía Bắc.
2.1.2. Đặc điểm địa hình.
Đặc điểm địa hình vịnh Dung Quất là đường đẳng sâu có dạng rẻ quạt không
song song với bờ, cao độ tự nhiên từ -4.00 đến -17.00 (Theo hệ Hải Đồ). Cách bờ
khoảng 400m xuất hiện dải đá ngầm nằm tại cao độ khoảng -4.00m (Theo hệ Hải
Đồ). Đây là vịnh tự nhiên tương đối kín, có độ sâu thích hợp cho việc xây dựng
cảng nước sâu.
Toàn khu vịnh Dung Quất khá rộng, ước tính từ cửa sông Trà Bồng tới mũi
Văn Ca dài khoảng 5 km, chiều rộng vịnh khoảng 3 km. Đặc điểm địa hình vịnh
Dung Quất là đường đẳng sâu có dạng rẻ quạt không song song với bờ, cao độ tự
nhiên từ -4,0 m đến -17,0 m (Theo hệ Hải Đồ) và phần diện tích khu nước có chiều
sâu lớn hơn 12m chiếm khoảng 30%. Đây là vịnh tự nhiên tương đối kín, chỉ có
hướng Bắc là tiếp giáp với biển thoáng, vịnh có độ sâu thích hợp cho việc xây dựng
cảng nước sâu.
Khu vực khảo sát thuộc địa phận xã Bình Thuận huyện Bình Sơn tỉnh
Quảng Ngãi. Địa hình đáy biển phức tạp, khu vực ven bờ có nhiều bãi đá mồ côi.
Phần trên cạn có những tảng đá to, đồi cát, núi đá có cây cối rậm rạp.
2.2. Điều kiện khí tượng.
2.2.1.Chế độ mưa.
Theo số liệu quan trắc tại các trạm đặt tại Quảng Ngãi (từ năm 1977 đến năm 2001)
có 2 mùa rõ rệt:
• Mùa khô từ tháng 1 ~ 8

• Mùa mưa từ tháng 9 ~ 12
Lượng mưa lớn nhất thường tập trung vào các tháng 10 và 11. Tháng 2, 3 và 4 là
những tháng có lượng mưa nhỏ. Các tháng 10, 11 và 12 là những tháng có nhiều
ngày mưa nhất, trung bình có 21 ngày.
Tháng 3 và 4 là những tháng có số ngày mưa ít nhất trung bình có 6 ngày.
Số ngày mưa trung bình trong nhiều năm 157 ngày.
Tổng lượng mưa trung bình trong nhiều năm đo được: 2.312,6 mm.
Lượng mưa trong ngày lớn nhất đo được: 429,2 mm.
- Tổng lượng mưa trung bình nhiều năm là 2437,7 mm.
- Lượng mưa ngày lớn nhất là 429,2 mm (19/11/1987).
- Số ngày mưa trung bình năm là 155,2 ngày; tháng 10 có lượng mưa trung
bình lớn nhất trong năm là 654,2mm, tháng 4 có lượng mưa nhỏ nhất trong
năm là 33,9mm; tháng 11 có số ngày mưa lớn nhất là 21,7 ngày, tháng 3 có
số ngày mưa nhỏ nhất là 5,6 ngày.
- Năm 1999 là năm có tổng lượng mưa lớn nhất là 3947,6 mm với số ngày
mưa là 171 ngày. Lượng mưa lớn tập trung vào các tháng 10, 11, 12.
2.2.2. Chế độ gió.
Hiện nay có nhiều nguồn số liệu khác nhau về chế độ gió tại khu vực Dung
Quất. Trong báo cáo này sử dụng tài liệu gió tại trạm khí tượng Quảng Ngãi với
chuỗi số liệu liên tục 25 năm (1976~2001).
Nhìn chung gió tại Quảng Ngãi không mạnh. Trong năm gió lặng chiếm
49.5%. Gió tốc độ từ 1 đến 4m/s chiếm 45,3%.
Hướng gió thịnh hành trong năm là gió hướng Bắc, Tây Bắc, Đông và Đông Nam.

N
NE
E
SE
S
SW
W
NW
>15
10 - 15(m/s)
5 - 9(m/s)
1 - 4(m/s)
LÆng
Hình 2 - 1. Hoa gió Quãng Ngãi
Gió thịnh hành theo hướng Bắc và Tây Bắc thường xẩy ra vào tháng 10, 11
và 12. Gió theo hướng Đông và Đông Nam tập trung từ tháng 3 đến tháng 8. Trong
tháng 2 và tháng 9 gió xuất hiện theo nhiều hướng.
Tốc độ gió lớn nhất trong nhiều năm đo được là 28m/s theo hướng Đông
Đông Bắc.
Hình 2 – 2: Hướng gió chính
2.2.3. Bão.

Quảng Ngãi là tỉnh chịu ảnh hưởng nhiều của bão, có năm phải chịu tới 4, 5
cơn bão như các năm 1984 và 1998. Theo thống kê từ năm 1993 đến năm 2000
trung bình hàng năm ở khu vực Tây - Bắc Thái Bình Dương có đến 32 cơn bão và
áp thấp nhiệt đới. Trong đó có 12 cơn bão và áp thấp nhiệt đới xuất hiện ở khu vực
Biển Đông, có 6 cơn bão và áp thấp nhiệt đới ảnh hưởng trực tiếp đến Việt Nam.
Khu vực Trung Trung Bộ và phía Nam tần suất bão trong mấy năm gần đây gia tăng
đáng kể. Đặc biệt năm 1995 có tới 7 cơn bão và 4 áp thấp nhiệt đới ảnh hưởng trực
tiếp đến nước ta gây nhiều thiệt hại nghiêm trọng. Thời gian ảnh hưởng của mỗi đợt
tính trung bình vào khoảng 5 đến 6 ngày. Như vậy hàng năm có từ 30 đến 58 ngày
chịu ảnh hưởng của gió mùa và bão. Tốc độ gió lớn nhất đo được là 42 m/s (Bảng
III.4). Theo tiêu chuẩn Việt Nam về số liệu khí tượng “TCVN 4088-85” thì gió có
tần suất 2% tại khu vực Dung Quất là 44 m/s.
Bảng 2 – 1: Thống kê các cơn bão đổ bộ hoặc ảnh hưởng tới Quảng Ngãi
Năm Ngày tháng Tên bão Vmax (m/s)
1975 4/11 - 17.0
1977 4/9 - 17
22/9 - 12.0
1979
14/10 - 30
24/3 - 12
1982
6/9 - 30
25/6 SARAH 15
1983
8/10 HERBERT 25
10/6 VERNON 20
12/10 SUSAN 20
7/11 AGNES 42
1984
8/11 - 30
1985 15/10 CECIL 40
11/10 DOM 20
21/10 GEORGIA 251986
11/11 HERBERT 20
1987 5/9 ATNĐ

10/10 - 17
1988
12/11 SKIP 20
24/5 SECIL 30
26/5 ATNĐ 101989
22/11 IRVING 22
18/9 ED 35
18/10 LOJA 221990
16/11 MIKE 32
23/10 ANGELA 22
1992
28/10 COLLEEN 25
28/8 WINONA 20
1993
23/11 KYLE 35
1995 1/11 ZACK 40
1996 22/10 BERTH 10
1997 25/9 ZITA 20
11/11 CHIP 12
20/11 DAWN 14
26/11 ELVIS 16
1998
14/12 FAITH 16
1999 16/12 NONAME 9
12/11 UNGLINH 21
2001
9/12 KASIKI 16
2.3. Điều kiện thủy hải văn.
2.3.1. Mực nước biển.
Dựa vào mực nước thu thập nhiều năm (1977-2004) của trạm Qui Nhơn đã
tính và vẽ tần suất lũy tích mực nước giờ, đỉnh triều, chân triều, trung bình .
Bảng 2- 2: Bảng thống kê mực nước tương ứng với các tần suất luỹ tích trạm
Qui Nhơn (cm)
P% 1 3 5 10 50 75 90 95 97 99
Hđỉnh 261 251 248 233 205 195 179 175 165 160
Hgiờ 239 220 217 203 161 133 114 97 91 73
Htb 203 195 185 181 158 147 140 133 130 125

Hchân 170 160 155 147 112 97 77 69 60 52
Theo tài liệu mực nước cao nhất nhiều năm (1976-2004) xây dựng đường tần
suất lý luận cho kết quả mực nước ứng với các tần suất như sau (cm):
Bảng 2 – 3: Bảng thống kê mực nước tương ứng với các tần suất luỹ tích
P% 1 3 5 10 50 75 90 95 97 99
H 309 296 290 281 258 249 244 241 240 238
Dựa trên tài liệu quan trắc mực nước đồng thời của hai trạm Qui Nhơn và
trạm Dung Quất từ 15h ngày 13/1/2006 đến 9h ngày 20/1/2006 để xây dựng phương
trình tương quan mực nước giờ.
Phương trình tương quan: y = 0.91x + 4 (cm);
Hệ số tương quan: R = 0.98
Trong đó: - y : mực nước trạm Dung Quất
- x : mực nước trạm Qui Nhơn
Cao độ 2 trạm theo hệ hải đồ khu vực.
Dựa vào số liệu quan trắc mực nước tại 2 trạm Qui Nhơn và Dung Quất (do
Công ty TVXD cảng đường thủy quan trắc) trong thời gian 1 năm từ tháng 1/1998
đến tháng 1/1999 để xây dựng tương quan và có các phương trình tương quan như
sau:
+ Tương quan mực nước giờ: y = 0.9478x + 1(cm) ; R = 0.97
+ Tương quan mực nước đỉnh triều y = 0.9955x - 10(cm) ; R = 0.96
+ Tương quan mực nước chân triều y = 0.9799x - 3(cm) ; R = 0.97
+ Tương quan mực nước trung bình y = 1.071x - 17(cm) ; R = 0.97
Trong đó: y : Mực nước trạm Dung Quất
x : Mực nước trạm Qui Nhơn
Từ các phương trình trên tính được mực nước ứng với các tần suất của trạm
Dung Quất theo hệ Hải đồ khu vực.
Bảng 2-4: Mực nước ứng với các tần suất luỹ tích trạm Dung Quất theo hệ Hải đồ
(cm)
P% 1 3 5 10 50 75 90 95 97 99
Hđỉnh 250 240 237 222 194 184 168 164 154 149

Hgiờ 228 210 207 194 154 127 109 93 88 70
Htb 200 192 181 177 152 140 133 125 122 117
H chân 164 154 149 141 107 92 72 65 56 48
Bảng 2 - 5: Mực nước ứng với các tần suất lý luận tại Dung Quất (cm)
P% 1 3 5 10 50 75 90 95 97 99
H 298 285 278 269 247 238 233 230 229 227
Mực nước cao nhất quan trắc được tại Qui Nhơn là 296 cm tương ứng có mực
nước tại Dung Quất là 285 cm. Mực nước thấp nhất tại Qui Nhơn là 27 cm tương
ứng có mực nước tại Dung Quất là 23 cm.
2.3.2. Mực nước dâng.
Theo “Phân viện cơ học biển viện cơ học Việt Nam” thì ở Việt Nam, qua phân
tích 100 cơn bão có số liệu sau:
Cứ 2 cơn bão đổ bộ, thì có một cơn gây nước dâng > 1.0m.
Thời gian tồn tại nước dâng từ 12 đến 30 giờ, thời gian duy trì đỉnh nước dâng
từ 2 đến 3 giờ. Khi thiết kế công trình bảo vệ bờ ta phải quan tâm đến nước dâng vì
nó sẽ quyết định rất lớn đến qui mô công trình. Theo bản đồ nước dâng thì tại khu
vực Dung Quất đã có nước dâng 1.4 m và có thể xảy ra nước dâng 1.6 m. (Hình 4)
2.3.3. Dòng chảy.
Số liệu đo hướng và tốc độ dòng chảy khu vực ngang cửa sông Mới cho thấy
vận tốc tuy không giống nhau nhưng hướng dòng chảy: hướng chính là Tây Bắc,
Bắc và Đông Bắc. Tốc độ dòng chảy mặt lớn nhất quan trắc được tại vịnh là
0,93m/s và tốc độ dòng chảy đáy lớn nhất quan trắc được là 0,89m/s.
- Kết quả đo dòng chảy hai mùa tại 5 thủy trực ở Dung Quất năm 1998. Mùa
khô từ 26/3/98 đến 10/4/98; mùa mưa từ 16/9/98 đến 1/10/98 cho thấy tốc
độ dòng chảy lớn nhất đo được là 0.53m/s hướng Đông Đông Nam ngày
28/9/98 tại thủy trực 4.
- Kết quả đo dòng chảy tại 3 thủy trực từ 19/4 đến 21/4/2002 và 24/4 đến
26/4/2002 có tốc độ dòng chảy lớn nhất là 0.49m/s hướng Tây Bắc vào 20h
ngày 20/4/2002 (thủy trực 2).

Bảng 2 – 6:Tọa độ của 3 thủy trực (theo hệ toạ độ VN 2000-KTTT 1080
):
Thủy trực N E
I 1705278.9 583038.8
II 1702185.3 582679.9
III 1702864.2 583566.8
- Kết quả đo dòng chảy từ 7h ngày 18/1/2006 đến 7h ngày 20/1/2006 cho thấy
dòng chảy trong khu nước trước bến rất nhỏ với tốc độ quan trắc lớn nhất
là 0.18m/s. Vị trí thuỷ trực đo thuỷ văn có toạ độ theo hệ VN-2000 kinh
tuyến trung tâm 108o
là 1704333N, 585678E.
2.3.4. Lưu lượng nước và hàm lượng phù sa các sông đổ vào vịnh Dung Quất.
Sông Trà Bồng là một con sông lớn của tỉnh Quảng Ngãi và được bắt nguồn
từ miền Đông Bắc tỉnh. Sông Mới là một con sông nhỏ bắt nguồn từ hồ Cái Bầu và
sông Cầu, lưu lượng dòng chảy trong mùa khô không đáng kể.
Kết quả quan trắc lưu tốc và tính lưu lượng qua cửa hai con sông vào tháng 5 và 6
năm 1997
Bảng 2 – 7: Kết quả tính lưu lượng lớn nhất
Sông Trà Bồng Sông MớiThời gian
quan trắc + Qmax(m3
/s) - Qmax(m3
/s) + Qmax(m3
/s) - Qmax(m3
/s)
Triều cường
5~7/6,1997
347 305 17 26
Triều T.bình
15~17/5/1997
228 249 6 20
Về mùa lũ do ảnh hưởng của toàn bộ lưu vực dòng chảy trong sông Trà
Bồng đạt mức 1,0m/s ÷ 1,5m/s, lượng bùn cát lơ lửng trung bình của sông chảy ra
biển là 16,5 kg/s độ đục trung bình trong mùa lũ vào khoảng 114g/m3
.
Kết quả đo độ đục của nước biển tại vịnh Dung Quất do TEDI thực hiện
trong thời gian quan trắc tháng 11 năm 1995 cho thấy hàm lượng phù sa lớn nhất đo
được là 0,110g/l. Cũng theo kết quả đo độ đục tại các thuỷ trực TT1, TT2, TT3 vào
đợt tháng 4/2002 cho thấy hàm lượng phù sa lớn nhất đo được là 0,130g/l
Theo ước tính của JICA về phù sa của hai sông Trà Bồng và sông Mới như
Bảng dưới

Bảng 2 – 8: Lượng phù sa của các sông
Tên sông
Chiều dài sông
(km)
Diện tích lưu vực
(km2
)
Khối lượng phù sa trung
bình (m3
/ngày)
Trà Bồng
Mới
60
7
760
19
25 ~ 100
4 ~ 18
2.3.5. Khối lượng bùn cát lơ lửng.
Theo số liệu đo đạc về dòng chảy và độ đục trong vịnh Dung Quất tính cân
bằng bùn cát trong thời gian quan trắc trên mặt cắt ngang vịnh đến đường đẳng sâu -
5,0m cho thấy lượng bùn cát vận chuyển vào và lắng đọng trong khu vực vịnh cao
nhất vào khoảng 502.300 T/năm, ít nhất vào khoảng 175.000T/năm. Tính bình quân
lượng bùn cát lơ lửng chuyển vào khu nước cảng khoảng 340.000T/năm tương
đương 200.000 ÷ 250.000m3
/năm.
Qua các kết quả tính toán trên cho thấy, nếu không làm kè chắn cát thì hàng
năm lượng bùn cát di chuyển vào vịnh Dung Quất tối thiểu là 500.000m3
. Nếu nạo
vét khu nước của cảng tới -14.0m thì hàng năm khối lượng cát sụt vào khu nước
khoảng 200.000m3
. Như vậy tổng lượng bùn cát hàng năm bồi vào khu cảng khi ch-
ưa có đê khoảng 700.000m3
.
2.3.6. Sóng.
Sóng quan trắc
Số liệu sóng quan trắc là 58% các con sóng diễn ra từ hướng Đông Bắc, 14%
từ hướng Bắc, 14% từ hướng Tây Bắc và 13% là biển lặng. Chiều cao sóng lớn hơn
2m và nhỏ hơn 3,5m chỉ xảy ra một lần theo hướng Đông Bắc và Tây Bắc.
Số liệu sóng hướng Đông Bắc thu được từ thiết bị đo sóng tự ghi tại Kỳ Hà
(cách Hải đăng Kỳ Hà 3,2km về phía Đông Bắc, ở độ sâu 12m) trong Bảng III.11.
Bảng 2 – 9: Số liệu đo sóng
Gió do cơn
bão
Kinh độ
Đông, vĩ độ
Bắc
Thời gian
đo
Chiều cao
sóng Hmax
(m)
Chiều cao
sóng H1/3
(m)
Chu kỳ T1/3
(s)
Fritz 24~25/4/’97 7,9 5,1 8,7
Linda
1080
42’44,9”
150
30’6,5” 1~2/11/’97 6,8 4,2 9,8
2.4. Điều kiện địa chất công trình.
2.4.1. Cấp động đất.

Theo bản đồ phân vùng động đất khu vực nghiên cứu thuộc phân vùng động đất
cấp 7.
2.4.2. Địa tầng.
Địa tầng khu vực khảo sát được phân thành các lớp đất đá từ trên xuống dưới
như sau:
- Lớp 1: Bùn sét, màu xám xanh. Lớp này nằm phủ trên bề mặt địa hình, gặp tại
các lỗ khoan B1, B2, B3, B4, BS3, BS4, KB5. Lớp có chiều dày thay đổi từ
0.40m (B1, B2) đến 4.40m (BS3).
Một số chỉ tiêu cơ lý của lớp như bảng sau.
Bảng2 - 10: Bảng các chỉ tiêu cơ lý lớp 1
TT Chỉ tiêu
Ký
hiệu
Đơn vị
Giá trị trung
bình
1 Độ ẩm tự nhiên W % 89.24
2
Khối lượng thể tích tự
nhiên
γw g/cm3
1.47
3 Khối lượng thể tích khô γD g/cm3
0.78
4
Khối lượng riêng hạt (tỷ
trọng)
Δ g/cm3
2.71
5 Hệ số rỗng tự nhiên ε - 2.474
6 Độ rỗng n % 71.21
7 Độ bão hòa G % 97.75
8 Giới hạn chảy WT % 70.96
9 Giới hạn dẻo WP % 35.67
10 Chỉ số dẻo Wn % 35.29
11 Độ sệt B - 1.52

12 Hệ số cố kết CV 10-3
cm2
/s 0.68
13 Hệ số nén aV
10-1
cm2
/KG
2.27
14 Hệ số thấm K 10-7
cm/s 0.55
15 Chỉ số nén Cc - 0.76
16
Thí
nghiệm
cố kết
áp lực tiền cố
kết
Pc KG/cm2
0.29
- Lớp 2: Cát bụi lẫn sạn, màu xám xanh. Lớp này cũng phủ trên bề mặt địa
hình nhưng ở khu vực không tồn tại lớp 1. Lớp có chiều dày nhỏ, mỏng nhất
được xác định là 0.60m ở lỗ khoan BS4, lớn nhất là 1.8m ở lỗ khoan BS1.
Bảng 2 - 11: Các chỉ tiêu vật lý lớp 2
TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị trung
bình
1 Khối lượng riêng hạt (tỷ
trọng)
Δ g/cm3
2.66
2 Hệ số rỗng lớn nhất εmax - 1.412
3 Hệ số rỗng nhỏ nhất εmin - 0.625
4 Góc nghỉ khi khô αk độ 33o
20’
5 Góc nghỉ khi bão hòa αw độ 27o
45’
- Lớp 3: Bùn sét màu xám xanh, xám tro. Lớp này không bắt gặp ở các lỗ khoan
khu vực bãi B1, B2, B3 và càng ra xa bờ chiều dày của lớp có xu hướng tăng dần,
lớn nhất là 21.5 m tại BS2.
Bảng 2 – 12: Các chỉ tiêu cơ lý lớp 3
TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị
Giá trị
tiêu
chuẩn
Trạng
thái giới
hạn 1
Trạng
thái
giới
hạn 2

2 Khối lượng thể tích tự
nhiên
γw g/cm3
1.52 1.51 1.51
3 Khối lượng thể tích
khô
γD g/cm3
0.87
4 Khối lượng riêng hạt
(tỷ trọng)
Δ g/cm3
2.71
6 Độ rỗng n % 67.90
11 Độ sệt B - 1.34
12 Góc nội ma sát ϕ độ 30
09’ 20
56’ 30
01'
13 Lực dính đơn vị C KG/cm2
0.094 0.090 0.091
14 Hệ số nén lún a1-2 cm2
/KG 0.252
15 Hệ số cố
kết
CV 10-3
cm2
/s
0.759
16 Hệ số
nén
aV 10-1
cm2
/KG
2.151
17
Thí
nghiệm
cố kết
Hệ số
thấm
KV 10-7
cm/s
0.593

18
Chỉ số
nén
Cc - 0.827
19
áp lực
tiền cố
kết
Pc kG/cm2
0.595
- KN1. Chiều dày của lớp nhỏ nhất 0.5m ở lỗ khoan KB2 và
- Lớp 4: Là lớp đất rời nằm phủ trên lớp đá granít phong hóa. Dựa vào thành phần
hạt, chia lớp 4 thành 2 phụ lớp 4a và 4b.
 Phụ lớp 4a: Cát thô lẫn sỏi sạn. Phụ lớp này phân bố không liên tục và có
chiều dày khá mỏng, gặp tại các lỗ khoan B1, B2, B3, KB2, KB4, lớn nhất
5.3m ở KN1.
Bảng 2 - 13: Các chỉ tiêu vật lý phụ lớp 4a
bình
1 Khối lượng riêng hạt (tỷ
trọng)
Δ g/cm3
2.66
54’
17’
 Phụ lớp 4b: Cát nhỏ màu xám xanh. Phụ lớp này chỉ gặp tại lỗ khoan BS5
với chiều dày 0.80m.
Chỉ tiêu thí nghiệm trong phòng của 1 mẫu thuộc phụ lớp như bảng sau.
Bảng 2 – 14: Các chỉ tiêu vật lý phụ lớp 4b
TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị
Giá trị trung
bình
1
Khối lượng riêng hạt (tỷ
trọng)
Δ g/cm3
2.66

25’
40’
- Lớp 5: Sét pha lẫn sạn, màu loang lổ, dẻo cứng-nửa cứng (sản phẩm đá granite
phong hóa hoàn toàn). Bắt gặp lớp 5 tại tất cả các vị trí lỗ khoan, cao độ mặt lớp
cũng như chiều dày thay đổi mạnh, 14 B2 lớp dày tới 14.1m.
Do mức độ phong hóa khác nhau nên đất trong lớp này không đồng nhất, hầu hết
có trạng thái dẻo cứng – nửa cứng nhưng đôi chỗ có trạng thái dẻo mềm hoặc
cứng, đặc biệt, tại 2 lỗ khoan KB1 và BS4 còn bắt gặp phần đá granít chưa
phong hóa hết có chiều dày tương ứng là 0.5m và 1.1m.
Các chỉ tiêu cơ lý của lớp như trong bảng 3.5 dưới đây.
Bảng 2 - 15: Các chỉ tiêu vật lý lớp 5
2 Khối lượng thể tích tự nhiên γw g/cm3
1.93
3 Khối lượng thể tích khô γD g/cm3
1.55
4 Khối lượng riêng hạt (tỷ Δ g/cm3
2.70
6 Độ rỗng n % 42.59
11 Độ sệt B - 0.25
12 Góc nội ma sát ϕ độ 190
00’
13 Lực dính đơn vị C KG/cm2
0.20
14 Hệ số nén lún a1-2 cm2
/KG 0.033
15 Hệ số cố kết CV 10-3
cm2
/s 3.38
16 Hệ số nén aV 10-1
0.51
17 Hệ số thấm KV 10-7
cm/s 0.99
18
Thí
nghiệm
cố kết
Chỉ số nén cc - 0.20

19 áp lực tiền cố Pc kG/cm2
0.61
- Lớp 6: Đá granít phong hóa nhẹ – tươi, màu xám đốm đen, độ cứng cấp 6-7
(theo thang Mohs). Đây là lớp dưới cùng trong giới hạn chiều sâu thăm dò và
tất cả các lỗ khoan đều kết thúc trong lớp này. Cao độ mặt lớp thay đổi mạnh, từ
-8.7m (B1) đến -31.95 (BS2).
Bảng 2 – 14: Các chỉ tiêu vật lý lớp 6
1 Khối lượng thể tích (dung γw g/cm3
2.60
2 Khối lượng riêng hạt (tỷ Δ g/cm3
2.73
3 Cường độ kháng nén khi RK KG/cm2
768.8
4 Cường độ kháng nén khi Rbh KG/cm2
695.4
5 Hệ số hóa mềm k - 0.90

CHƯƠNG III : TÍNH TOÁN THUỶ HẢI VĂN
3.1. Xác định cấp công trình.
Công trình đê chắn sóng được phân cấp dựa vào chiều cao sóng tính toán của
tần suất h1% tại chân công trình chỗ có độ sâu lớn nhất dọc theo tuyến đê chính
Ngoài ra đê chắn sóng còn được phân cấp độ sâu đặt công trình
Cấp I nếu như độ sâu H >20 m
Cấp II nếu như độ sâu H< 20m
Dựa vào bình đồ tổng thể độ sâu lớn nhất đặt công trình đê chắn song ở cảng
Dung Quất là 17m vì thế công trình đê chắn song thuộc công trình cấp II
3.2. Tính tham số gió.
Dựa vào các bảng thống kê bão đã được giới thiệu trong bảng 2 – 1.
3.2.1. Giá trị vận tốc Vgió do bão 2% với chu kỳ lặp 50 năm cho công trình cấp II.
Ta có bảng liệt kê các cơn bão đổ bộ vào tỉnh Quảng Ngãi được thống kê
như sau:
Xác định lượng ngẫu nhiên theo chu kỳ lặp theo luật phân bố weibull
Hàm xác suất lũy tích Weibull có dạng:
β
)(
1)()( ∂
−
−
−=<=
bx
exxFxF (3.1)
Trong đó: α gọi là hệ số tỷ lệ , b là hệ số vị trí, còn β là hệ số hình dạng.
Số liệu vận tốc gió trong bão quan trắc được tại vùng biển Dung Quất theo
cấp gió là 16 giá trị
Xác suất không vượt quá F(x) theo:
1
1)()(
+
−=<=
N
i
HiHFxF (3.2)
Trong đó: i là vị trí của số liệu trong chuỗi theo thứ tự sắp xếp từ lớn đến nhỏ(i=1
ứng với số lớn nhất)
Tính toán phân bố weibull với giá trị β=1.8 Ta có bảng sau:

Bảng 3 - 1:số liệu vận tốc gió tính toán theo phân bố weibull
H F (H<Hs) 1-F(x) 1/(1-F(x)) ln(1/(1-
F(x)))
ln(1/(1-
F(x)))^1/beta
42 0.97 0.023 43 3.7612 2.0875
40 0.95 0.048 20.5 3.0204 1.8480
40 0.93 0.073 13.6 2.6149 1.7057
35 0.89 0.111 9 2.1972 1.5485
35 0.86 0.139 7.2 1.9741 1.4591
30 0.81 0.193 5.17 1.6422 1.3173
30 0.77 0.226 4.43 1.4881 1.2471
30 0.74 0.258 3.87 1.3545 1.1836
25 0.65 0.346 2.89 1.0609 1.0333
25 0.62 0.385 2.6 0.9555 0.9750
25 0.58 0.423 2.36 0.8602 0.9197
21 0.45 0.545 1.83 0.6061 0.7571
20 0.38 0.619 1.62 0.4796 0.6648
20 0.33 0.667 1.5 0.4055 0.6056
17 0.17 0.833 1.2 0.1823 0.3884
Ta vẽ được đường tần suất weibull
Phân bố Weibull
y = 16.337x + 9.6779
R2
= 0.9787
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0 0.5 1 1.5 2 2.5
Giảm biến Weibull X
v(m/s)
Hình 3 – 1: Đồ thị phân bố weibull

Công trình đê chắn sóng Dung Quất là công trình cấp II do đó giá trị vận tốc
gió sẽ được tra với tần suất 2% ứng với chu kỳ lặp 50 năm trên đường weibull
Ta có quan hệ giữa chu kỳ lặp(Tr) với hàm tích lũy weibull như sau:
Tr=
)(1 xF
t
−
(năm) 3.3)
Số liệu quan trắc được là số liệu cực hạn trong 1 năm do đó
Tr=
)(1
1
xF−
(năm) (3.4)
Từ đó ta có: Ln(Tr)=Xβ
(3.5)
Với: Tr=50(năm) và β=1 ta có X=2.13
Tra trên đồ thị weibull ta có:V=45 (m/s).
Tốc độ gió tính toán ở độ cao 10m trên mặt nước được xác định theo công thức:
Vw = kβ* kt * Vt (3.6)
Trong đó:
Vt – là tốc độ gió đo ở độ cao 10m trên mặt đất, lấy trung bình trong khoảng
thời gian 109 và với tần suất 2%, Vt = 45 m/s;
kβ - hệ số tính lại tốc độ gió đo được bằng máy đo gió, xác định theo công
thức:
kβ = 0,675 +
tV
5,4
= 0,675 +
45
5,4
= 0.775 < 1.
kt – hệ số tính đổi tốc độ gió sang điều kiện mặt nước, lấy theo bảng 3 tiêu chuẩn
22TCN222-95. Nó phụ thuộc vào tốc độ gió và loại địa hình.
Bảng 3 - 2:Bảng tra giá trị Kt theo địa hình
Giá trị Kt khi địa hình
thuộc loại
Tốc độ gió
Vt(m/s)
A B C
10 1.1 1.3 1.47
15 1.1 1.28 1.44
20 1.09 1.26 1.42
25 1.09 1.25 1.39
30 1.09 1.24 1.38
35 1.09 1.22 1.36
40 1.08 1.21 1.34
Trong đó:

A - Địa hình trống trải ( bờ biển, đồng cỏ, rừng thưa, đồng bằng );
B - Địa hình thành phố kể cả ngoại ô,các vùng rừng rậm và các vùng địa
hình tương tự có các chướng ngại vật phân bố đều,với chiều cao của chướng ngại
cao hơn 10 m so với mặt đất;
C - Địa hình thành phố với các nhà cao hơn 25 m.
Ở đây công trình của ta không được che chắn. nên có thể lấy theo địa hình
nhóm A
Dựa vào bảng trên và ngoại suy với địa hình loại A và vận tốc gió Vt =
45(m/s) ta được Kt = 1,08
Vậy Vw= 0.775*1.08*45= 37.7 (m/s).
3.2.2. Xác định đà gió.
Khi xác định sơ bộ các thông số sóng thì giá trị trung bình của đà gió(m) đối
với một tốc độ gió tính toán Vw(m/s) cho trước có thể tính theo công thức sau:
Lm = kvis*
wV
ν
(2-7)
Trong đó:
kvis – hệ số, lấy bằng 5.1011
;
ν - hệ số nhớt động học của không khí, lấy bằng 10 5−
(m2
/s).
Thay số ta có: Lm = 5.1011
*
7.37
10 5−
= 132626(m) = 132.626(km).
Ta cần kiểm tra điều kiện của đà gió có thỏa mãn với Lm cho phép, theo bảng
trang 82-22TCN222-95 ta có:
Bảng 3 - 3: Đà gió cho phép.
Tốc độ gió Vw m/s. 40 34.96 30
Giá trị đà gió lớn nhất Lmax.10
3−
, m.
200 320 600
Giá trị đà gió lớn nhất Lmax.10
3−
, m.
200 320 600
Với Lm = 132.626(km ) < Lmax = 320(km) nên đà gió ứng với Vw thỏa mãn
điều kiện.

3.2.4. Hướng gió tính toán của cơn bão.
Theo biểu đồ hoa gió Dung Quất ,. Hướng gió thịnh hành trong năm là gió
hướng Bắc, Tây Bắc, Đông và Đông Nam
3.3. Tính toán tham số sóng khởi điểm.
Dựa vào số liệu sóng quan trắc ở trạm Kỳ Hà ,tiến hành vẽ đường tần suất
weibull với β=2 ta có
Hình 3 – 2: Đồ thị phân bố weibull
Công trình đê chắn song Dung Quất thuộc công trình cấp II với tần suất 2%
tra trên đồ thị ta có giá trị sóng cực trị Hs=9,86(m).
Chu kỳ đỉnh phổ sóng lấy theo công thức kinh nghiệm :
Tp=3,94.Hs
0,376
=9,32(s)
Chiều dài sóng ở nước sâu: L0=
π2
* 2
Tg
=135,6(m).
3.4 Mực nước tính toán.
3.4.1 Mực nước trung bình :
MNTB = 1m ( theo tài liệu đo đạc của TeDiport)
3.4.2. Nước dâng do gió.
Ta sử dụng công thức tính nước dâng như sau:

ΔS=( 2
2
cos
)/(2
h
g
FUC waw
+φ
ρρ
)0.5
–h (1*)
Trong đó:
ΔS: chiều cao nước dâng tính toán
Cw: hệ số thực nghiệm, Cw=0.8*10-3
÷3∗10−3
Ta lấy hệ sô Cw= 1.5*10−3
ρa: trọng lượng riêng của không khí, ρa ≈1.21 kg/m3
ρw: trọng lượng riêng của nước
U: vận tốc gió thiết kế ở độ cao 10(m) so với mặt nước (m/s) =45(m/s)
F: đà gió thiết kế (km) =132.626(km)
h : chiều sâu trung bình của vùng nước trước đê =15m
φ : góc giữa hướng gió và pháp tuyến của tuyến đê là
3.4.3. Nước dâng do gió theo hướng Bắc.
Tương ứng với góc φ=900
thay vào công thức (1*) ta tính được ΔS1 =
2.94m
3.4.4. Nước dâng do gió theo hướng Đông Bắc.
Tương ứng với góc φ=450
thay vào công thức (1*) ta tính được ΔS2= 1.44m
3.4.5. Mực nước thiết kế.
MNTK = MNTB + ΔS+ Htr + ΔΗt
Trong đó:
Htr là biên độ triều thiên văn (khu vực Quảng Ngãi có biên độ triều 1m)
ΔΗι là mực nước biển dâng trong 50 năm (có thể lấy bằng 2.5cm)
3.4.6. Mực nước thiết kế theo hướng Bắc.
MNTK = MNTB + ΔS+ Htr + ΔΗι= 1+2.94+1+0.025= 4.965 (μ)( so với cao
độ hải đồ)
2.4.3.2. Mực nước thiết kế theo hướng Đông Bắc.
MNTK = MNTB + ΔS+ Htr + ΔΗι=1+1.44+1+0.025=3.465 (m)( so với cao
độ hải đồ)
2.5. Tính toán thông số sóng.
Từ biểu đồ hoa gió và hoa sóng khu vực Dung Quất ta nhận thấy hướng sóng chủ
đạo theo hướng chính là hướng Bắc và Đông Bắc.
Với tần suất 2% ta đã xác định được giá trị Hs =9.86 với chu kỳ 9.32s
Chiều dài sóng ở nước sâu: L0=
π2
* 2
Tg
=135,6(m).

(Số liệu trên được lấy theo số liệu thống kê bão ứng với tần suất 2% ở khu vực cảng
Kỳ Hà ) và trong năm 1998 TeDiport đã thống kê giá trị sóng trong bão tại độ sâu
26m thuộc khu vực cảng Dung Quất đã có những con sóng cao 9.81m vì thế ta có
thể lấy số liệu trên để tính toán
2.5.1. Tính Sóng khúc Xạ.
Trong việc tính toán song khúc xạ ta có thể sử dụng phần mềm Cress . nhưng
vì phần mềm Cress luôn coi các đường đẳng sâu là trơn, song song với đường bờ. vì
thế để đạt tính chính xác cao hơn ta có thể dung phần mềm Cress để tính song tại
các đường đẳng sâu.
2.5.1.1. Tính song khúc xạ theo hướng Bắc.
Số liệu đầu vào
MNTK= 4.965m
Hs = 9.86m
T = 9.32s
Hướng song là hướng Bắc hợp với phương pháp tuyến của đường đẳng sâu 17
một góc là:
với Tia 1 : α=28 0
với tia 2 : α= 380
với tia 3 : α= 370
Với α là góc của tia song với pháp tuyến của đường đẳng sâu thứ i.
Hi là chiều cao song tại đường đẳng sâu thứ i
Sử dụng phần mềm Cress tính toán với các đường đẳng sâu 17 ,16, 15,14,13,12,11,
10, 8 với 3 tia khác nhau để đảm bảo tính chính xác hơn.
Bảng 3-4 kết quả tính toán sóng khúc xạ theo hướng Bắc
STT Tia 1 Tia 2 Tia 3 Đường đẳng sâu
α(0
) Hi(m) α(0
) Hi(m) α(0
) Hi(m)
1 28 8.78 38 8.59 37 8.61 17(m)
2 21 7.93 35 7.56 47 7.27 16(m)
3 26 7.11 14 6.87 15 6.6 15(m)
4 14 6.47 12 6.26 5 6.03 14(m)
5 28 5.78 25 5.62 24 5.42 13(m)
6 19 5.25 23 5.07 21 4.91 12(m)
7 12 4.81 15 4.64 26 4.42 11(m)
8 23 4.36 20 4.23 24 4 10(m)

9 11 4.06 11 3.94 21 3.68 8(m)
2.5.1.1. Tính sóng khúc xạ theo hướng Đông Bắc.
Số liệu đầu vào :
MNTK= 3.465m
Hs = 9.86m
T = 9.32s
Hướng song tới là hướng Đông Bắc hợp với phương pháp tuyến của đường đẳng
sâu 17 một góc là:
với Tia 1 : α=14 0
với tia 2 : α= 140
với tia 3 : α= 100
Tương tự sử dụng phần mềm Cress tính toán với các đường đẳng sâu 17 ,16,
15,14,13,12,11, 10, 8 với 3 tia khác nhau .
Bảng 3-5: Kết quả tính toán sóng khúc xạ theo hướng Đông Bắc:
STT
Tia 1 Tia 2 Tia 3 Đường đẳng sâu
α(0
) Hi(m) α(0
) Hi(m) α(0
) Hi(m)
1 14 8.91 14 8.91 10 8.94 17(m)
2 15 8.06 8 8.13 12 8.14 16(m)
3 5 7.37 20 7.35 3 7.45 15(m)
4 16 6.7 15 6.69 33 6.58 14(m)
5 6 6.15 33 5.91 38 5.72 13(m)
6 7 5.66 17 5.4 27 5.14 12(m)
7 8 5.23 25 4.89 17 4.72 11(m)
8 26 4.74 28 4.41 21 4.33 10(m)
9 12 4.47 6 4.43 16 4 8(m)
2.5.2. Biên sóng đổ.
2.5.2.1. Độ sâu sóng đổ.
khi sóng đi từ vùng nước sâu vào vùng nước nông do năng lượng không đổi
mà bị thay đổi bởi độ dốc đáy hay hiệu ứng nước nông sẽ sinh ra hiện tượng sóng
vỡ ta có công thức quan hệ của chiều cao sóng nước sâu và chiều cao sóng nước
nông như công thức dưới đây

KSH=
Hs
Hv
=
)
2.sinh
2
1.(.tanh
1
kh
kh
hk +
(Trang 134 GT Cơ Sở Kỹ Thuật Bờ Biển)
Trong đó :Hv là độ cao sóng tại điểm sóng vỡ
h là chiều sâu nước tại điểm sóng vỡ
Mặt khác
h
Hv
=0,55÷ 0.65 ( theo taì liệu đánh giá chỉ số song vỡ của bờ biển Việt
Nam……)
Bảng 3-6 : kết quả thử dần để tìm ra độ sâu sóng vỡ
h Hv Hv/h
20.465 10.2933 0.50297
19.465 10.3381 0.53111
18.465 10.3903 0.5627
17.465 10.4517 0.59844
16.465 10.5243 0.63919
15.465 10.6109 0.68612
14.465 10.715 0.74075
13.465 10.8412 0.80514
11.465 11.1856 0.97563
Vậy tại độ sâu h = 18.465m thì song đổ. ứng với đường đồng mức 15
2.5.2.2. Chiều cao sóng đổ.
Bảng 3-7: Bảng tính toán chiều cao sóng đổ theo hướng Bắc
1 α(0
) Hdm) α(0
) Hđ(m) α(0
) Hd(m)
2 26 7.11 14 6.87 15 6.6 15(m)
Bảng 3-8: Bảng tính toán chiều cao sóng đổ theo hướng Đông Bắc
1 α(0
) Hdm) α(0
) Hđ(m) α(0
) Hd(m)
2 5 7.37 20 7.35 3 7.45 15(m)
Với α là góc của tia song với pháp tuyến của đường đẳng sâu 15m
Hd là chiều cao song đổ tại đường đẳng sâu 15m

2.6. Tổng hợp điều kiện biên.
Bảng 3-9: tổng hợp điều kiện biên theo hướng Đông Bắc
Điều kiện biên M.C đầu đập
D1
M.C thân đập
D2
M.C gốc đập
D3
Độ sâu ( m) 15 16 8
MNTK (m) 3.465 3.465 3.465
Chiều cao song (m) 7.45 8.13 4.47
Chu kỳ song TK (s) 9.32 9.32 9.32
Độ sâu vị trí song vỡ
(m)
18.465
Bảng 3-10: tổng hợp điều kiện biên theo hướng Bắc
D1
M.C thân đập
D2
M.C gốc đập
D3
Độ sâu ( m) 15 16 8
MNTK (m) 4.965 4.965 4.965
Chiều cao song (m) 7.11 7.93 4.06
Chu kỳ song TK (s) 9.32 9.32 9.32
(m)
19.965

CHƯƠNG IV : XÁC ĐỊNH TUYẾN ĐÊ CHẮN SÓNG
4.1. Các phương án vị trí đê chắn sóng Dung Quất.
Để công trình đê chắn song của ta đạt hiệu quả cao nhất thì việc lựa chọn
tuyến đê cần phải đạt được những yêu cầu sau :
- Chiều dài tuyến đê cần đạt đến vùng sóng đổ.
- Chiều cao sóng nhiễu xạ ở đầu đập là nhỏ nhất
- Diện tích vùng nước lặng sau đập là lớn nhất
- Đảm bảo luồng tàu ra vào cảng hợp lý
- Khối lượng công trình hợp lý nhất
4.1.1. Phương án thứ nhất.
Trong phương án này hệ thống đê chắn sóng của ta gồm 2 tuyến đê :
- Tuyến đê phụ L1 phía Tây. Có chiều dài 1100m nối liền với đê chắn cát.và
vươn tới đường đẳng sâu 13.
- Tuyến đê chính L2 phía bắc có chiều dài 1600m có nhiệm vụ chắn song theo
hướng Bắc và Đông Bắc. chạy thẳng từ mũi Văn Ca tới đường đẳng sâu (-15m)
vuông góc với hướng Đông.
4.1.2. Phương án thứ 2.
Trong phương án này hệ thống đê chắn song của ta cũng vẫn bao gồm 2
tuyến đê
- Tuyến đê phụ L1 phía Tây. Có chiều dài 1100m nối liền với đê chắn cát.và
vươn tới đường đẳng sâu 13
- tuyến đê chính L3 phía Bắc gồm 2 đoạn :
+đoạn 1 gốc đập :
chạy từ mũi Văn Ca tới đường đẳng sâu (-14m) hợp với hướng Đông góc 16*
có chiều dài 560m
+ đoạn 2 phần thân đập và đầu đập. hợp với hướng Bắc 1 góc 68* có chiều dài
1130m vươn tới đường đẳng sâu (-15m)

4.2. Chọn phương án vị trí đê chắn sóng Dung Quất.
4.2.1. Xác định sóng nhiễu xạ ở sau công trình.
Hiện tưọng nhiễu xạ xảy ra khi song đi từ vùng nước sâu vào vùng nước
nông được che chắn bởi đảo chắn hoặc công chình chắn sóng. Làm cho hướng song
bị thay đổi, kết hợp với hiện tượng phản xạ mà sinh ra hiện tượng nhiễu xạ.
Đối với công trình đập chắn sóng thì việc xác định hiện tượng nhiễu xạ có ý
nghĩ rất quan trọng. ngoài việc dựa vào chiều cao song nhiễu xạ để xác định vật liệu
gia cố mái phía trong của đê thì việc xác định song nhiễu xạ còn được sử dụng để
tính ổn định của đê.
Vì hướng song chủ đạo của ta là hướng Đông Bắc và hướng Bắc. nên ta chỉ
cần xác định song nhiễu xạ do đập chính gây ra mà có thể bỏ qua hiện tượng nhiễu
xạ do đập phụ hướng Tây gây ra.
Việc xác định song nhiễu xạ ta có thể sử dụng phần mềm Cress để tính toán
cho từng vị trí trong cảng. từ đó tìm được chiều cao sóng nhiễu xạ tai các vị trí
trong cảng như sau:
4.2.1.1. tính toán sóng nhiễu xạ theo hướng Bắc cho phương án thứ nhất.
Sử dụng phần mềm Cress để tính toán chiều cao sóng nhiễu xạ trong cảng do
sóng hướng Bắc truyền tới tại các vị trí tính toán với các số liệu đầu vào như sau:
Góc α(0
) = 95
Độ sâu nước h = 19.965 m
chiều cao sóng tới : Hs = 7.11m
chu kỳ sóng : Ts = 9.32 (s)
Bảng 4-1:kêt quả tính toán sóng nhiễu xạ do sóng hướng Bắc gây ra
Vị trí X (m) Y (m) Hnx(m)
1 100 50 2.23
2 100 100 1.73
3 100 150 138
4 100 200 0.96
5 100 250 0.97
6 100 300 0.95
7 100 350 0.91
8 100 400 0.82
9 100 450 0.78
10 100 500 0.73
11 100 550 0.65
12 100 600 0.64
13 100 650 0.63
14 100 700 0.61

15 100 750 0.6
16 100 800 0.58
17 100 850 0.57
18 100 900 0.55
19 100 950 0.54
20 100 1000 0.52
Với ( Xi , Yi) là toạ độ của điểm thứ I mà tại đó ta tính toán chiều cao sóng
nhiễu xạ
Hnx là chiều cao sóng nhiễu xạ tại những điểm mà ta xét.
4.2.1.2. Tính toán sóng nhiễu xạ theo hướng Đông Bắc cho phương án thứ
nhất.
Sử dụng phần mềm Cress để tính toán chiều cao sóng nhiễu xạ qua đập chắn
sóng do sóng hướng Đông Bắc truyền tới tại các vị trí tính toán với các số liệu đầu
vào như sau:
Góc α(0
) = 130
Bảng 4-2: kêt quả tính toán sóng nhiễu xạ do sóng hướng Đông Bắc gây ra
Vị trí X (m) Y (m) Hnx (m)
1 100 50 1.62
2 100 100 1.33
3 100 150 1.13
4 100 200 0.95
5 100 250 0.88
6 100 300 0.81
7 100 350 0.75
8 100 400 0.68
9 100 450 0.64
10 100 500 0.59
11 100 550 0.54
12 100 600 0.53
13 100 650 0.52
14 100 700 0.51
15 100 750 0.5
16 100 800 0.49
17 100 850 0.48
18 100 900 0.46
19 100 950 0.45
20 100 1000 0.44

Với ( Xi , Yi) là toạ độ của điểm thứ I mà tại đó ta tính toán chiều cao sóng nhiễu
xạ
Hnx là chiều cao sóng nhiễu xạ tại những điểm mà ta xét
4.2.1.3. Tính toán sóng nhiễu xạ theo hướng Bắc cho phương án thứ hai.
Góc α(0
) = 117
Bảng 4-3: Kết quả tính toán sóng nhiễu xạ do sóng hướng Bắc gây ra
Vị trí X (m) Y (m) Hnx (m)
1 100 50 1.74
2 100 100 1.39
3 100 150 1.16
4 100 200 0.98
5 100 250 0.91
6 100 300 0.85
7 100 350 0.79
8 100 400 0.73
9 100 450 0.68
10 100 500 0.63
11 100 550 0.57
12 100 600 0.56
13 100 650 0.55
14 100 700 0.54
15 100 750 0.52
16 100 800 0.51
17 100 850 0.5
18 100 900 0.49
19 100 950 0.47
20 100 1000 0.46
Với ( Xi , Yi) là toạ độ của điểm thứ I mà tại đó ta tính toán chiều cao sóng
nhiễu xạ

Hnx là chiều cao sóng nhiễu xạ tại những điểm mà ta xét
4.2.1.4. Tính toán sóng nhiễu xạ theo hướng Đông Bắc cho phương án thứ hai.
Góc α(0
) = 117
Bảng 4-4: kêt quả tính toán sóng nhiễu xạ do sóng hướng Đông Bắc gây ra
Vị trí X (m) Y (m) Hnx
(m)
1 100 50 1.42
2 100 100 1.19
3 100 150 1.02
4 100 200 0.88
5 100 250 0.82
6 100 300 0.76
7 100 350 0.71
8 100 400 0.64
9 100 450 0.59
10 100 500 0.55
11 100 550 0.57
12 100 600 0.52
13 100 650 0.5
14 100 700 0.47
15 100 750 0.46
16 100 800 0.45
17 100 850 0.43
18 100 900 0.42
19 100 950 0.41
20 100 1000 0.39

4.3. So sánh và lựa chọn vị trí tuyến đê.
Việc lựa chọn tuyến đê về nguyên tắc cần phải tuân theo các chỉ tiêu về vấn
đề kinh tế và kỹ thuật. tuy nhiên với khối lượng của đồ án tốt nghiệp ta không thể
xem xét hết mọi khía cạnh . vì thế việc lựa chọn tuyến đê ta chỉ có thể xác định
bằng cách lý luận định tính với việc phân tích ưu nhược điểm cơ bản của 2 phương
pháp trên:
4.3.1. Phương pháp thứ nhất.
Ưu điểm :
- tuyến đê L2 ngắn hơn chiều dài tuyến đê L3 vì thế nên tiết kiêm được chi phí
xây dưng.
- phần chân đập được xây dựng tại độ sâu nhỏ hơn. Vì thế tiêt kiêm được chi phí
xây dựng
- Từ bình đồ ta thấy vì tuyến đê L2 nằm sâu hơn trong vịnh nên sóng nên tải
trọng do sóng tác động lên gốc đập sẽ nhỏ hơn.
Nhựoc điểm :
- Vì đê chắn sóng của ta có nhiệm vụ chính là chắn sóng đến từ 2 hướng sóng chủ
đạo là Bắc và Đông Bắc. nên tuyến đê L2 của ta chịu tác động của tải trọng
sóng lên thân đập và đầu đập sẽ lớn hơn.
- Chiều cao sóng nhiễu xạ trong cảng theo tính toán cũng lớn hơn
- Vì tuyến đê L2 nằm sâu hơn trong vịnh nên diện tích của cảng cũng nhỏ hơn.
4.3.2. Phương pháp thứ hai.
Ưu điểm :
- Tuyến đê L3 nằm lui ở phía ngoài vịnh nên cho diện tích sử dụng của cảng lớn
hơn tuyến đê L2
- Góc sóng tới của 2 hướng sóng chủ đạo Bắc và Đông Bắc hợp với tuyến đê L3
nhỏ hơn so với tuyến đê L2 nên tải trọng sóng tác động tới phần thân đập và
đầu đập sẽ nhỏ hơn so với tuyến đê L2
- Cũng do góc sóng tới của 2 hường sóng chủ đạo Bắc và Đông Bắc so với tuyến
đê L3 nhỏ hơn so với tuyến đê L2 nên chiều cao sóng nhiễu xạ theo tính toán
cũng nhỏ hơn

Nhược điểm:
- Tuyến đê L3 có chiều dài lớn hơn tuyến đê L2 nên chi phí xây dựng lớn hơn
việc xây dựng tuyến đê L2
- Phần gốc đập của tuyến đê L3 nằm ở độ sâu lớn hơn và không được che chắn
như phần gốc đập của tuyến đê L2 nên sẽ chịu tác động của tải trọng sóng lớn
hơn.
- Vì việc bố trí tuyến đê L3 bị gẫy khúc nên sẽ khó khăn hơn trong việc phóng
tuyến và định vị tuyến ngoài công trường trong quá trình thi công.
4.3.3. Lựa chọn giải pháp bố trí tuyến đê.
Từ những yêu cầu kỹ thuật , kinh tế , chiến lược phát triển cảng Dung Quất em đề
xuất xây dựng tuyến đê chắn sóng theo phương án thứ nhất.
4.4. Các phương án thiết kế hình dạng mặt cắt đê chắn sóng Dung Quất.
Đê chắn sóng có nhiều hình dạng tuy vậy trên thế giới đê chắn sóng được
xây dựng chủ yếu có 3 loại đó là: đê chắn sóng mái nghiêng , đê chắn sóng dạng
tường đứng , đê chắn sóng dạng hỗn hợp( là sự kết hợp của đê mái nghiêng và đê
dạng tường đứng)
4.4.1. Đê chắn sóng mái nghiêng.
Đê chắn sóng mái nghiêng được sử dụng ở những nơi có địa chất không cần tốt
lắm, độ sâu không quá 20m.
Đê chắn sóng mái nghiêng được ứng dụng rộng rãi nhằm ứng dụng được các vật
liệu sẵn có, tại chỗ: đá, bê tông...Ngoài ra đê chắn sóng mái nghiêng còn ứng dụng
ngoài khối bê tông có hình thù kì dị nhằm tiêu hao năng lượng sóng và liên kết với
nhau.
Đê mái nghiêng có các ưu nhược điểm sau:
Ưu điểm:
Tận dụng được vật liệu địa phương;
Tiêu hao năng lượng sóng tốt, sóng phản xạ ít, nhất là mái nghiêng có độ nhám cao;
Thế ổn định tổng thể khá vững chắc vì là các vật liệu rời. Nếu nó xảy ra mất ổn định
cục bộ. Do đó đê mái nghiêng thích hợp với hầu hết các loại nền đất;
Cao trình đỉnh đê mái nghiêng thấp hơn so với đê tường đứng;
Công tác điều tra cơ bản nền đất ít tốn kém hơn (lỗ khoan thưa và nông);
Công nghệ thi công đơn giản có thể kết hợp hiện đại và thủ công.
Nhược điểm:
Tốn vật liệu gấp hai, ba lần so với tường đứng ở cùng một độ sâu;
Không thể sử dụng mép ngoài để neo cập tàu;
Khi muốn làm đường giao thông trên mặt đê phải dùng các khối bê tông đỉnh;

Tốc độ thi công chậm so với tường đứng ở cùng độ sâu.
Dựa vào đặc điểm vật liệu và đặc thù cấu tạo, kết cấu đê chắn sóng mái nghiêng
được phân loại thành:
Đê mái nghiêng bằng đá
Đê mái nghiêng với khối bêtông gia cố hình hộp;
Đê mái nghiêng với các khối bêtông phức hình
4.4.2. Đê trọng lực tường đứng.
Kinh nghiệm thiết kế và thi công cho thấy công trình đê chắn sóng kiểu
tường đứng kinh tế hơn công trình đá đổ mái nghiêng do có hình dạng gọn nhẹ,
giảm được khối lượng các vật liệu xây dựng như đá và bê tông. Điều kiện cơ bản
nhất để áp dụng công trình kiểu tường đứng trọng lực là nền móng phải tốt. Đất nền
lý tưởng cho công trình này là nền đá. Tuy nhiên với loại đất có khả năng chịu tải
tương đối tốt thì cũng có thể làm nền móng cho công trình trọng lực: đất, cát, sỏi.
Tuy nhiên phải có biện pháp gia cố chống xói lở ở đáy .
Như vậy, công trình đê chắn sóng loại tường đứng có thể xác định theo các điều
kiện sau:
Trên nền đất đá mọi độ sâu.
Trên nền đất rời với các điều kiện sau:
+ Với độ sâu lớn hơn 1,5÷2,5 lần chiều cao sóng tính toán thì đất nền trước công
trình phải được gia cố tại các vị trí được dự kiến sẽ bị xói;
+ Với độ sâu không quá 20÷28m (khi đó áp lực của công trình lên nền đất ở giới
hạn cho phép).
4.4.3. Đê chắn sóng hỗn hợp.
Là đê kết hợp giữa hai kết cấu đê mái nghiêng và tường đứng.
Thường được xây dựng ở độ sâu rất lớn d > 20 m.
Đê chắn sóng dạng hỗn hợp có 2 cách bố trí như sau: có thể bố trí phần tường đứng
phía trên. phần mái nghiêng phía dưới hoắc phần tuờng đứng phía dưới ,phần mái
nghiêng phía trên.
Phần dưới là mái nghiêng có vai trò là lớp đệm, cao trình lớp đệm lấy sao cho
không gây ra sóng vỡ trước công trình đảm bảo phần tường đứng không bị tác dụng
xung lực.

Để có thể lựa chọn được loại hình kết cấu đê chắn sóng hợp lý (hợp lý theo chỉ
tiêu kinh tế - kĩ thuật) cần phải xem xét, phân tích đồng thời nhiều yếu tố như: điều
kiện về địa hình, địa chất, chế độ sóng tại vị trí xây dựng đê...từ việc nhận định về
tầm quan trọng của công trình, điều kiện địa chất của khu vực xây dựng đê chắn
sóng Dung Quất mà ta quyêt định lựa chọn 2 hình thức thiết kế là: đê chắn sóng mái
nghiêng và đê chắn sóng dạng hỗn hợp
CHƯƠNG V : THIẾT KẾ SƠ BỘ
5.A. Đê chắn sóng mái nghiêng.
5.A.1. Xác định cao trình đỉnh đê.
Việc xác định cao trình đỉnh của đê chắn sóng tuỳ thuộc vào tầm quan trọng
của công trình này , mục đích sử dụng của nó. Vì công trình của ta nhằm phục vụ
cho việc bảo vệ cảng nên khi xác định cao trình đỉnh đê ta cần quan tâm tới lưu
lượng tràn qua đỉnh và chiều cao sóng truyền qua thân công trình nhằm đảm bảo
cho việc hoạt động trong cảng vẫn diễn ra, trong trường hợp xuất hiện thời tiết quá
xấu thì có thể là nơi neo đậu của tàu thuyền.
Trong việc tính toán cao trình đỉnh ta coi như đập chắn sóng của ta là không thấm
từ những điều kiện sóng đã xác định được ở chương 3
Bảng 5-1: tổng hợp điều kiện biên theo hướng Đông Bắc
D1
M.C thân đập
D2
M.C gốc đập
D3
Độ sâu ( m) 15 16 8
MNTK (m) 3.465 3.465 3.465
Chiều cao song (m) 7.45 8.13 4.47
Chu kỳ song TK (s) 9.32 9.32 9.32
(m)
18.465
5.A.1.1. Xác định cao trình đỉnh đê chắn sóng mái nghiêng dựa vào tiêu chuẩn
sóng tràn.
Áp dụng công thức của Owen trong tiêu chuẩn CEM VI-5 pp.19-33

msTgH
q
0
=a*exp(-b
s
c
H
R
π2
0mS
rγ
1
) (5.1)
Trong đó a,b là các giá trị tra trong bảng VI-5-8 với hệ số mái 1:1,5 ta có
a=0,01;b=20
q: lưu lượng tràn cho phép đối với đê mái nghiêng có gia cố đỉnh là 100 lit/m/s
Hs: chiều cao sóng thiết kế trước chân công trình
Rc: Độ vượt cao của cao trình đỉnh đê trên mực nước thiết kế
γr: Hệ số nhám bề mặt, với terapod 2 lớp ta chọn hệ số γρ=0.38
Thay số vào công thức (4.4 ) ta có :
q = 7.44* exp( -0.634*Rc)
Thay các giá trị vào công thức (5.1) dùng phép tính thử dần ta sẽ xác định được Rc.
Bảng 5-2:Kết quả tính toán Rc theo tiêu chuẩn sóng tràn
Rc (m) Q (l/m/s)
6 0.166212
6.1 0.156008
6.2 0.146431
6.3 0.137441
6.4 0.129004
6.5 0.121084
6.6 0.113651
6.7 0.106674
6.8 0.100125
Vậy ứng với lưu lượng tràn là 100lit/m/s thì độ vượt không Rc =6.8(m)
∇đỉnh đê = MNTK+ Rc = 3.465 + 6.8= 10.265 (m)
5.A.1.2. Xác định cao trình đỉnh đê chắn sóng mái nghiêng dựa vào tiêu chuẩn
sóng truyền.
Vì đê chắn sóng Dung Quất có nhiệm vụ chính là bảo vệ khu cảng phía
trong được an toàn dưới mọi thời tiết xấu. nếu như trong trường hợp bão đổ bộ vào
khu vực quá lớn. khiến hoạt động trong cảng không thể hoạt động được thì cảng sẽ
được sử dụng để neo đậu tàu thuyền tránh bão. từ yêu cầu đặt ra như vậy mà khi
tính toán đến cao trính đỉnh đê ta phải xem xét đến chiều cao sóng truyền vào trong

cảng. thông thường chiều cao sóng trong cảng thường không vượt quá 0.8 (m) để
tàu thuyền có thể neo đậu được
Xác định hệ số sóng truyền qua đê.
tΚ = 22
ttto Κ+Κ =
i
t
Η
Η Τ
(sổ tay kỹ thuật biển) (5.2)
Với tΚ là hệ số truyền sóng qua công trình
toΚ là hệ số truyền sóng do hiện tượng sóng tràn qua công trình
ttΚ là hệ số truyền sóng qua thân của công trình vì ta coi đập chắn sóng là
không thấm nên hệ số ttΚ = 0
Từ đây ta có tΚ = toΚ
Xác định hệ số sóng truyền qua đê do hiện tượng sóng tràn.
Xác định hệ số sóng leo :
Lo
Hi
θ
ξ
tan
= (giáo trình CSKTBB) (5.3)
Với :tanθ là độ dốc mái đê . (cotgθ = 1.5 chọn ở trên )
Hi chiều cao sóng tới trước chân công trình Hi = 8.13 m
Lo chiều dài sóng nước sâu Lo = 135 m
Thay số vào ta có ξ = 2.72
Vậy chiều cao sóng leo lên công trình là :
Hu = iΗ *ξ * rγ (giáo trình CSKTB) (5.4)
Với rγ là hệ số chiết giảm của mái đê ( đối với mái Tetrapo ta chọn rγ =0.38)
Suy ra chiều cao sóng leo lên công trình là :
uΗ = 8.13*2.72*0.38 = 8.4m
Hệ số sóng truyền :
)1(*
u
c
to
R
C
Η
−=Κ ( sổ tay CTBVBVII – trang 7-62) (5.5)
Với Rc là độ vượt không của đỉnh đê so với mực nước thiết kế.
Khi 2.3≤
h
B
thì C = 0.51 – 0.11*( )
h
B
(5.6)
h là chiều cao của đập ,( h = 16 + 3.465+ Rc ) (5.7)
B là chiều rộng đỉnh đập ( ta chọn B = 10m )
Thay ( 5.6) và ( 5.7) vào công thức ( 5.5) ta được:
)1(*)]
465.19
(*11.051.0[
u
c
c
t
R
R Η
−
+
Β
−=Κ ( 5.8)

Thay các giá trị B và uΗ vào công thức (5.8) dùng phương pháp thử dần ta được
Bảng 5-3 : kết quả tính toán Rc theo tiêu chuẩn sóng truyền
Rc(m) KΤ
3 0.30563
3.5 0.280376
4 0.254977
4.5 0.229443
5 0.203781
5.5 0.177999
6 0.152104
6.5 0.126104
7 0.100003
7.5 0.073808
8 0.047523
8.5 0.021153
Từ bảng kết quả trên ta thấy ứng với giá trị Rc = 7.5(m) thì tΚ = 0.074 khi đó chiều
cao sóng truyền qua công trình là Hto = Kt * Hi = 0.074*8.13 =0.6(m)
Hto = 0.6 (m) < 0.8 (m) thỏa mãn điều kiện chiều cao sóng trong cảng.
Vậy độ vượt không Rc = 7.5m
Vậy cao trình đỉnh đê là : ∇đỉnh đê = MNTK+ Rc = 3.465 + 7.5 = 10.965(m)
Từ 2 phương pháp tính cao trình đỉnh của đê chắn sóng ta thấy giá trị cao trình đỉnh
tính toán được ở phương pháp tính sóng truyền qua công trình cho kết quả lớn hơn.
Như vậy để thiên về giải pháp an toàn ta chọn cao trình đỉnh được tính toán theo
phương pháp nay.
Vậy cao trình đỉnh đê là : ∇đỉnh đê = MNTK+ Rc = 3.465 + 7.5 =
10.965(m)≈11(m)
5.A.2. Xác định kích thước cơ bản cho từng phân đoạn.
5.A.2.1. Khối phủ mặt.
5.A.2.1.1. Trọng lượng khối phủ.
Việc xác định trọng lượng khối phủ mái được xác định theo hai công thức cơ
bản của Husson và của Van Der Meer

Ta chọn kết cấu khối phủ gia cố hai mái và khối phủ đỉnh là tetrapod và được
xếp tự do 2 lớp. Khi tính toán vật liệu gia cố mái ngoài thì ta tính với tham số sóng
mặt ngoài đê( tham số sóng vùng sóng đổ), khi tính toán vật liệu gia cố mái trong ta
tính với tham số sóng mặt trong đê( tham số sóng nhiễu xạ).
Áp dụng theo công thức của Husson:
3
3
.
. .
B SD
B
D
H
G
K ctg
γ
γ γ
α
γ
=
⎛ ⎞−
⎜ ⎟
⎝ ⎠
(5.9) ( giáo trình CTBVB )
Trong đó:
G – Trọng lượng khối phủ;T
Kd - Hệ số tra bảng (4.10); ta lấy Kd = 7 đối với phần thân đê .
Kd = 5 đối với phần đầu đê
HSD – Chiều cao sóng thiết kế, lấy HSD theo bảng tính toán sóng (bảng 25)
Bγ - Trọng lượng riêng của vật liệu khối phủ ( với cáu kiện tetrapot ta lấy
2450=bγ (kg/ m3
)
γ - Trọng lượng riêng của nước; ( = 1025 kg/ m3
)
Ctg α - hệ số mái dốc ( đã chọn ở phần trên Ctg α = 1.5)
Tuy nhiên hiện nay công thức Hudson ít được sử dụng. Công thức này có nhiều hạn
chế đó là:
Công thức này không đề cập đến tính chu kỳ sóng.
Không đề cập đến tính thấm nước
Không đề cập đến số lượng các con sóng.
Định nghĩa độ hư hỏng không rõ ràng
Công thức vander meer đã khắc phục phần nào những hạn chế nêu trên.
Do đó ta sẽ tính trọng lượng khối phủ mái theo Vander meer cho Tetrapods hai lớp
phủ.
Áp dụng theo công thức của Van Der Meer cho mái phủ Tetrapods 2 lớp như
sau:
Theo CEM bảng VI-5-30 công thức Vander meer là:
Ns=
ΔnD
Hs
=(3.75Nod
0.5
/Nz
0.25
+0.85)Som
-0.2 ( 5.10)
Trong đó Hs: chiều cao sóng đáng kể trước chân công trình
Dn: đường kính khối phủ
Δ= sρ / wρ -1= 1.39

Nod: số khối bị dịch chuyển trong bề rộng dải Dn
Ta chọn Nod =0,5 ( do yếu tố kinh tế cũng như yêu cầu bảo vệ an toàn của
mái đê )
Nz: số sóng, (số con sóng ảnh hưởng đến công trình. ở Việt Nam thời gian
tác động của một cơn bão thường từ 4 đến 6h . với chu kì sóng thiết kế của ta là
9.32s ) ta chọn Nz=2300 con sóng.
Som: độ dốc sóng Som=
m
s
L
H
0
Thay số vào công thức ( 5.10) ta có bảng kết quả đối với mái phía ngoài của đê như
sau
Bảng 5-4: khối lượng phủ mái ngoài:
STT Đầu đê Thân đê Gốc đê
Hs(m) 7.45 8.13 4.47
Dn(m) 2.3 2.55 1.25
W (T) 30 41 5
Tính toán vật liệu phủ mái trong ta có thể áp dụng công thức tính toán của
Van Der Meer đối với sóng nhiễu xạ. tuy nhiên do địa chất của khu vực xây dựng
công trình là tương đối yếu. vì vậy để đảm bảo tính ổn định cho công trình ta sẽ lấy
khối lượng phủ mái trong như mái ngoài. ( phần này sẽ được làm dõ hơn trong phần
thiết kế chi tiết)
Trọng lượng khối tetrapod phủ đỉnh đê lấy bằng trọng lượng khối phủ mái ngoài đê.
Đối với Tetrapod ta xếp 2 lớp theo sơ đồ sau:
Hình 5-1:Sơ đồ mặt đứng xếp khối Tetrapod trên mặt đê.

Hình 5-2: Sơ đồ mặt bằng xếp khối Tetrapod trên mặt đê
5.A.2.1.2. Chiều dày khối phủ( cho khối Tetrapod).
Chiều dày khối phủ và lớp lót được xác định theo công thức sau:
1/3
a
W
. .
W
r n KΔ
⎛ ⎞
= ⎜ ⎟
⎝ ⎠
(5.11)
Trong đó:
n – Số lớp, n = 2;
KΔ - Hệ số, tra bảng (5.11);
W – Trọng lượng khối phủ ( bảng 5.10)
Wa – Khối lượng riêng của khối phủ ( lấy bằng 2.45T/m3)
Bảng 5-5: Giá trị KΔ và P
Khối phủ n Cách đặt KΔ P
Đá nhẵn 2 Tự do 1,02 38
Đá tròn 2 Tự do 1,00 37
Đá tròn ≥ 3 Tự do 1,00 40
Đá khối CN 2 Sắp xếp 27
Đá Hỗn hợp Tự do 37
Khối lập phương 2 Tự do 1,10 47
Tetrapod 2 Tự do 1,04 50
Tribar 3 Tự do 1,02 54
Tribar 1 Sắp xếp 1,13 47
Dolos 2 Tự do 0,94 56
Core-loc Thể tích 1 Tự do 1,51 60

Khối phủ n Cách đặt KΔ P
<5m3
Core-loc 5<Thể tích
<12 m3
63
Core-loc 12<TT<22
m3
64
Accropod Thể
tích<5m3
57
Accropod 5<Thể
tích<12 m3
59
Accropod 12<TT<22
m3
1 Tự do 1,51
62
Thay số vào công thức 5.11 ta có kết quả tính toán cho bởi bảng sau.
Bảng 5-6: Chiều dày khối phủ mái
Vị trí Đầu đê
Thân đê
Gốc đê
Trọng lượng khối phủ mái. W ( tấn) 30 41 5
Trọng lượng riêng khối phủ mái Wa (T/m3) 2.45 2.45 2.45
Số lớp xếp n 2 2 2
Hệ số KΔ 1.04 1.04 1.04
Chiều dày lớp phủ : r (m) 4.8 5.4 2.65
Ta có hình dạng và kích thước khối TeTrapodr như sau :

Kích thước cơ bản của khối tetrapod.
Kích thước cơ bản của khối (m)W
(T)
V
(m3
) H A B C D E F G I J K L
5 2.08 1.95224 0.6 0.29 0.93 0.92 0.50 1.26 0.42 1.18 0.59 2.13 2.34
30 12.50
3.54746
1.1 0.54 1.69 1.67 0.90 2.28 0.76 2.15 1.07 3.87 4.26
41 17.08
3.93675
1.3 0.59 1.88 1.85 1.00 2.54 0.85 2.39 1.19 4.29 4.73
5.A.2.1.3. Giới hạn chân lớp phủ chính.
Khi độ sâu nước lớn hơn 1,5H thì giới hạn dưới của lớp phủ thứ nhất được
kéo dài xuống mực nước thấp nhất một khoảng bằng H. Trong trường hợp độ sâu
nước nhỏ hơn 1,5H thì lớp phủ chính được kéo dài đến tận chân khay.
Tuy nhiên trong trường hợp đê chắn sóng Dung Quất thiên về phương án an
toàn, ta sẽ kéo dài lớp phủ chính tới tận chân khay
5.A.3 Lớp lót.
+Trọng lượng lớp lót.
Lớp lót được tính toán để đảm bảo ổn định trong quá trình khai thác và trong
quá trình thi công.Cần đảm bảo kích thước để không bị sóng moi qua khe giữa các
khối phủ và gây lún sụt cho lớp phủ và trong thời gian thi công không bị sóng quấn
đi khi chưa có khối phủ che chở.
+trọng lượng lớp lót thứ nhất là W 1l = W/10
+ trọng lượng lớp lót thứ hai là W 2l = W/200
Bảng 5-7: Trọng lượng lớp lót

Vị trí Đầu đê Thân đê Gốc đê
W 1l (tấn) 3 4.1 0.5
W 2l (tấn) 0.15 0.205 0.025
+Chiều dày lớp lót được xác định theo công thức sau:
1/3
a
W
. .
W
r n KΔ
⎛ ⎞
= ⎜ ⎟
⎝ ⎠
(5.12)
Trong đó:
n – Số lớp, n = 2;
KΔ - Hệ số, tra bảng (31) ở đây ta lấy KΔ = 1
W – Trọng lượng lớp lót; ( theo bảng 34)
Wa – Khối lượng riêng của lớp lót.( ta lấy bằng 2.6T/m3)
Bảng 5-8: chiều dày lớp lót
r1 (m) 2.1 2.3 1.2
r2 (m) 0.8 0.86 0.43
5.A.4. Tính toán chân khay.
Chân khay được đưa vào để giữ lớp phủ chính và chống xói. Chân khay
thường được làm bằng đá đổ tuy nhiên trong một số trường hợp phải dùng bằng
khối bê tông do kích thước lớn.
Chiều rộng chân khay sao cho chứa được tối thiểu 4 khối gia cố lớn;
Cao trình chân khay tạo với chiều rộng thành một khối đảm bảo ổn định cho
vật liệu gia cố;
Chân khay có thể được thi công trước hay sau khi có lớp phủ chính. Đối với
khối Tribar được sắp xếp và đá xếp thì chân khay là khối tựa và phải đảm bảo thi
công trước. Trong trường hợp thi công sau thì chiều cao chân khay phải đảm bảo
chắn đủ 1/2 chiều cao của khối phủ tiếp giáp với chân khay;
Tại nơi nước rất nông khối phủ chính được kéo dài thêm 1 hoặc 2 hàng để
làm chân khay.
Tại nơi nước sâu vừa có thể dùng các viên đá có kích thước bé hơn so với
khối trên lớp phủ chính..
Tại nơi nước sâu chân khay có thể nằm ở khoảng cách tương đối lớn hơn so
với đáy biển..

Đối với đáy biển có độ dốc hoặc bề mặt trơn, nếu tại chân công trình có sóng
đổ thì chân khay có thể bị mất ổn định. Để giữ cho chân khay khỏi bị trượt cần phải
tạo rãnh hoặc các thanh neo để giữ cho chân khay khỏi bị trượt.
Trong trường hợp chân khay nằm trên đất nền có thể bị xói thì độ sâu bảo vệ
của chân khay phải được xác định có tính đến phần dự phòng khả năng xói.
5.A.4.1. Cao trình đỉnh chân khay.
Hình 5-3 sơ đồ tính cao trình chân khay
Chọn hệ số mái chân khay là m = 2
Cao trình đỉnh chân khay so với đáy biển : dựa vào quan hệ hình học ta tính được
cao trình đỉnh chân khay là :
Hck = r1 + [ r/sin( αα +1 )]*sin( 1α ) (5.13)
Với r1 là chiều dày lớp lót thứ nhất (m)
r là chiều dày lớp phủ (m)
1α là góc nghiêng của chân khay
α là góc nghiêng của đê chắn sóng
Thay số vào công thức (5.13) ta được cao trình đỉnh của chân khay so với đáy
biển Bảng 5-9: chiều cao của chân khay
Hck 4.6(m) 5.1(m) 2.6(m)

5.A.4.2. Trọng lượng viên đá chân khay.
Trọng lượng viên đá chân khay được xác định theo đồ thị hình VI-5-45 CEM
Hình 5-4 Đồ thị xác định kích thước viên đá chân khay
Trọng lượng viên đá chân khay được xác định theo đồ thị thông qua tỉ số hb/hρ
để tìm ra được Ns
3
.
Trong đó:
n
s
D
H
N
⋅Δ
= (5.14)
Ns – chỉ số ổn định thiết kế cho nền đá đổ và bảo vệ chân
H – Chiều cao sóng tại chân công trình;
hs - Chiều cao từ đáy đến MNTTK;
hb - Chiều cao từ thềm chống xói đến MNTTK
sρ - trọng lượng riêng của đá lấy bằng 2.6 T/m3
wρ - trọng lượng riêng của nước biển lấy bằng 1.025 T/m3
+Đoạn đầu đê:

Với: hs = 16.465 (m)
hb = 12.865 (m)
H s = 7.45 (m)
Vậy hb/hs = 0,78
Tra đồ thị ta có : Ns
3
= 60
n
s
D
H
N
⋅Δ
= =3
60
Với Δ=
w
s
ρ
ρ
- 1 = 1.54
Suy ra Dn=
Δ*9,3
H
=
54.1*9,3
45.7
= 1.24 (m)
Vậy ta có:
ns DW 3
⋅= ρ ; TW 96.4=
Ta chọn sơ bộ chiều rộng của chân khay là: B = 4* Dn= 4*1.24= 4.96 ≈5(m.)
+Đoạn thân đê:
Với: hs = 16.465(m)
hb = 11.365(m)
H s = 8.13 (m)
Vậy hb/hρ = 0,69
3
= 47
n
s
D
H
N
⋅Δ
= =3
47
Dn=
Δ*61,3
H
=
54.1*61,3
13.8
=1.46 (m)
Vậy ta có:
ns DW 3
⋅= ρ ; TW 1.8=
Bề rộng chân khay :B=1,46*4=5.84(m)
+Đoạn gốc đê:
Với: hs = 9.465(m)
hb = 6.865(m)
H s = 4.47 (m)
Vậy hb/hs = 0.7
3
= 30
n
s
D
H
N
⋅Δ
= =3
40 = 3.42

Dn=
Δ*42,3
H
=
54.1*42,3
47,4
=0.85(m)
Vậy ta có:
ns DW 3
⋅= ρ ; TW 6.1=
Bề rộng chân khay :B=3.4(m)
Bảng 5-10: Bảng tổng hợp vật liệu kết cấu chân khay
Trọng lương
viên đá W(T)
4.96 8.1 1.6
Bề rộng chân
khay B(m)
5 5.84 3.4
5.A.4.3. Kiểm tra ổn định chân khay.
Để kiểm tra ổn định chân khay, ta kiểm tra cho đoạn thân đê vì tại đây khối
lượng lớn nhất, chiều cao sóng lớn nhất . Nếu chân khay tại đây bị mất ổn định thì
ta cần kiểm tra cho các đoạn tiếp theo.
Kiểm tra điều kiện ổn định khối lượng chân khay:
Gọi Wgc – khối lượng lớp phủ
Wck – khối lượng chân khay.
- Lực giữ: k. Wck.fms;
Trong đó:
k – hệ số dự phòng lấy bằng 0,8;
fms – hệ số ma sát.
- Lực gây trượt: Wgc.(sin;- fms.cos;) cos;;
Trong đó:
Wgcsin;- lực kéo trên mái dốc;
Wgc fms.cos;- lực cản trên mái dốc;
Vậy điều kiện ổn định trượt là:
Wgc.(sin;- fms.cos;) cos;≤ 0,8 Wck.fms
Để tính toán ổn định ta cắt 1 (m) dài theo chiều dọc thân đê.
Thiên về an toàn ta tính chân thềm đủ ổn định cho lớp gia cố mặt xuống tận
đáy công trình.
Diện tích mái nghiêng đê được phủ bằng tetrapod của 1 m dài đê là:
S=1.
sin( )
H
α
(5.15)

Trong đó:
H - Chiều cao từ đỉnh đê đến tận chân khay( tại đoạn thân của công trình
thì chiều cao của đê tính từ đáy biển lên tới đỉnh đê là 26.965m vậy
H= 21.865m)
α - Góc nghiêng của mái dốc so với phương ngang
Số khối được sắp xếp trên một đơn vị diện tích (CEM VI-5-22)
A
Na
= 3/2
))(
100
1(.
W
WP
Kn
a
−Δ (5.16)
Trong đó:
Na – Số lượng khối phủ trên một đơn vị diện tích A
A – Diện tích trung bình của lớp phủ mái ( tính vuông góc với độ dày), (m2
)
n – Số lớp khối phủ, n=2;
P – Hệ số rỗng (%), tra bảng (31) ta có P=50%;
ΔK - Hệ số, tra bảng (31) ΔK =1.04;
Ta có S=1.
sin( )
H
α
=20.865/sin(33,70
)=37.6(m2
)
Vì tải trọng của khối phủ mái ảnh hưởng đến chân khay do cả phần nằm trên
mặt nước và phần nằm dưới nước gây ra . mặt khác lại ảnh hưởng của lực đẩy nổi vì
thế khi tính toán để đảm bảo an toàn hơn cho phần chân khay ta phải tính toán trong
trường hợp phần mái nằm trên mặt nước có diện tích lớn nhất. để đảm bảo lực tác
động lên phần chân khay là lớn nhât.
Diện tích của các khối tetrapod nằm trên khô lớn nhất là:
S1=1*
)7,33sin(
7.096.10
0
−
=18,5(m2
)
Với 10.96 (m) là cao trình đỉnh đế so với cao độ hải đồ
Và 0.7 (m) là mực nước ứng với tần suất tích lũy P = 99% tại trạm Dung Quất theo
hệ hải đồ. ( bảng 3)
Thay S1 vào công thức (5.16) ta có
Số khối phủ nằm trên khô là:
N1=2.9 (khối)
Vậy diện tích của khối tetrapod nằm dưới nước là:
S2=37.6-18,5=19.1(m2
)
Thay S2 vào công thức (5.16) ta có
Số khối phủ nằm dưới nước là:

N2=3.03 (khối)
Trọng lượng của khối phủ nằm trên khô là:
W1=2.9*41=119(T)
Trọng lượng của khối phủ nằm dưới nước: ( đã xét đến ảnh hưởng của lực đẩy nổi)
W2=3.03*Dn
3
* ( Bγ -γ ) =3.03*2.553
*1.425 = 72( T)
Vậy Wgc= W1+ W2=191(T)
Thể tích chân khay là:
V=1* 8.2*
2
2*86.52*2*8,2 +
=32.1(m3
)
Trọng lượng chân khay là:
Wck=V*( Bγ -γ ) = 32.1*1.425= 45.74 (T)
Vậy ta có ổn định chân khay như sau:
Wgc.(sin;- fms.cos;).cos;≤ 0,8.Wck.fms
191*(sin(33,70
)-0,6*cos(33,70
))*cos(33,70
) ≤0,8*45.74*0,6
8.85< 22 ( thỏa mãn điều kiện).
Vậy chân khay ổn định.
5.A.5. Lớp lõi.
Theo sổ tay kỹ thuật biển đê chắn sóng mái nghiêng có 2 lớp lót thì
Wlõi/Wlớp phủ ≤
6000
1
4000
1
÷
Ta chọn Wlõi/Wlớp phủ =1/4000
Kết quả thành lập ở bảng tính sau:
Bảng 5-11: trọng lượng viên đá lớp lõi
Vị trí
Trọng lượng lớp
phủ(T)
lõi(T)
Đầu đê 30 0.0075
Thân đê 41 0.01025
Gốc đê 5 0.00125
Chọn trọng lượng viên đá lớp lõi =0.01025(T) = 10.25(Kg) cho toàn bộ tuyến đê
Vậy Dn=(
ρ
lõiW
)1/3
=0,16 (m)= 16 (cm)
5.A.6. Bề rộng đỉnh đê.
Chiều rộng đỉnh đê phải thỏa mãn điều kiện thi công và ổn định của khối
phủ, điều kiện khai thác.

Theo điều kiện thi công để các phương tiện có thể đi lại trên mặt đê cần thỏa
mãn điều kiện tối thiểu. Trong từng trường hợp dùng các phương tiện nổi thì chiều
rộng đê không cần xét đến điều kiện thi công.
Theo điều kiện ổn định do sóng tràn bề rộng tối thiểu bằng 3 lần khối phủ
(thường bằng 4 lần) và xác định theo công thức sau:
B=
1/3
a
w
. .
w
n KΔ
⎛ ⎞
⎜ ⎟
⎝ ⎠
(5.17)
Trong đó:
B – Bề rộng đê;
n - Số khối phủ ta chọn bằng 4
KΔ - Hệ số tra bảng
W – Khối lượng khối phủ;
Wa – Khối lượng riêng của khối phủ.
Kết quả tính toán chiều rộng đỉnh đê được lập thành bảng tính sau:
Bảng 5-12: Bề rộng đỉnh đê
Vị trí
Trọng lượng khối
phủ (T)
Bề rộng đỉnh đê
(m)
Đầu đê 30 9.6
Thân đê 41 10.6
Gốc đê 5 5.3
5.A.7. Tính toán lớp thềm dùng để chống xói chân khay.
Trong các điều kiện của sóng nước nông, chân của đê chắn sóng có thể chịu tác
động của sóng vỡ. Các vận tốc nước cao và đảo chiều građien thuỷ lực có thể gây ra
xói đáy biển (trừ đá) và lún ở chân công trình. Những nhược điểm ở trên có thể
được khắc phục bằng cách là tạo một thềm lọc dưới chân.
Lớp lót có kích thước Wđay =
60004000
WW
÷ ( theo CEM-VI-5-116) ta chọn
Wđay =
4000
W
Kết quả thành lập ở bảng tính sau;
Bảng 5-13: trọng lượng viên đá thềm chống xói
Vị trí
phủ(T)
lõi(T)
Đầu đê 30 0.0075

Thân đê 41 0.01025
Gốc đê 5 0.00125
Theo CEM thì chiều dài của nó từ chân khay ra ngoài khoảng 1,5 (m)
Chiều dày lớp lót thường lấy bằng 1.5m
5.A.8. Tính toán đầu đê mở rộng.
5.A.8.1. Các yếu tố gây mất ổn định đầu đê.
Nếu với cùng tác động của sóng thì yêu cầu ổn định vật liệu đầu đê cao hơn
thân đê. Các nguyên nhân gây mất ổn định đầu đê là:
Các khối phủ trong hình nón đầu đê liên kết kém hơn thân đê;
Vận tốc tràn trên phần hình nón có giá trị lớn, đôi khi tăng lên do có sóng
khúc xạ;
Các khối phủ ở phía sau chịu tác động cùng chiều với phương trượt. Trên
hình sau đây cho thấy vùng nguy hiểm tại đầu đê:
Hình 5.5 Sơ đồ đầu đê.
Đối với chân khay tại đầu đê cũng bị ảnh hưởng mạnh với sóng nước nông
và chân khay có thể bị trượt do xói chân.
5.A.8.2. Kích thước, cấu tạo đầu đê.
Độ ổn định của đầu đê có thể tăng lên bằng cách tăng hệ số mái dốc, tăng
kích thước đầu đê.

Cao trình đỉnh đầu đê có thể lấy cao bằng với cao trình thân đê nhưng ở đê
chắn sóng ta lấy bằng cao trình thân đê.
Bề rộng đỉnh đê có thể rộng hơn bề rộng thân đê và chiều dài lấy theo kinh
nghiệm như sau:
Bd=(1,5÷2).Bt
Ld=(2÷2.5).Bd
Mặt khác diện tích đầu đê phải đủ rộng để bố trí các công trình: tín hiệu, nhà
đèn, trạm kiểm soát, trạm dịch vụ và các công trình phụ trợ khác của cảng.
Trong trường hợp này ta chọn Bđ=1,5Bt và lđ=2Bđ, mái dốc đầu đê là 1:3 để
tăng ổn định đầu đê.
Kết quả tính toán kích thước đầu đê được lập thành bảng tính.
Bảng 5-14: Kích thước đoạn mở rộng đầu đê.
Hệ số mái dốc đầu đê Bề rộng đầu đê(m) Chiều dài đầu đê(m)
3.00 16 32

5.B. Thiết kế sơ bộ đê chắn sóng tường đứng thùng chìm.
5.B.1. Kết cấu thùng chìm.
Thùng chìm là những pôngtông bằng BTCT được chế tạo trên bờ và chuyển
đến vị trí công trình và đánh chìm sau đó được lấp đầy bằng BT hoặc cuội sỏi &
cát, đá dăm.
Kết cấu thùng chìm có ưu thế cho phép giải phóng đá hoặc cát sỏi để di
chuyển đến vị trí khác, vỏ thùng chìm được chế tạo tại bãi chuyên dụng hạ thuỷ và
kéo đến vị trí xây dựng, sau khi đổ cát đá vào thùng các khoang được đậy bằng tấm
BTCT dày từ 0,4 ÷0,5 m để vật liệu không trôi ra ngoài các khe hở giữa tường
thùng và các tấm BT được đổ BT.
Vật liệu hợp lý nhất để đổ vào thùng là cát lẫn đá dăm do kinh phí thấp và
công nghệ thi công đơn giản. Hơn nữa thời gian cần thiết để lấp đầy cát và đá dăm ít
hơn nhiều so với việc đổ BT, đây chính là lợi thế lớn khi thi công ở vùng biển hở.
Tuy nhiên việc lấp đầy bằng vật liệu rời có nhược điểm là khi tường mỏng bị vỡ cát
sẽ trôi ra ngoài và sau đó thùng sẽ bị phá huỷ hoàn toàn.
Để khắc phục nhược điểm trên các khoang ngoài theo chiều dọc và khoang
ngoài theo chiều ngang được làm rộng 1m đổ đầy BT các khoang còn lại sẽ được đổ
hỗn hợp cát và đá dăm. Tiết diện ngang của thùng chìm có thể là hình thang, hình
chữ nhật và có mẩu conxon ở đáy.
C¸t, ®¸ d¨m
BiÓn
BiÓn C¶ng
C¶ng
Hình 5.6 Một số kết cấu thùng chìm có dạng như sau:

Hình 5-7 Một kết cấu thùng chìm điển hình.
Để các thùng chìm luôn độc lập với nhau khoảng cách giữa chúng lấy bằng
từ 20 ÷25 cm điều này hoàn toàn phù hợp với trường hợp phải thay thế các thùng bị
hỏng mặt khác không được lớn quá để tránh trường hợp khi có sóng tạo thành dòng
nước xói mạnh trôi đá dưới đáy thùng.
Trong các khoang của thùng bố trí các lỗ van lấy nước với diện tích từ
0,015÷0,1 m2
, ở khoang đầu và khoang cuối của thùng không bố trí các van lấy
nước.
Chiều dày của tường và đáy thùng được xác định với việc tính toán với các
tổ hợp tải trọng bất lợi nhất. Đối với vách ngăn tính theo điều kiện mở rộng vết nứt
đến 0,1mm.
Bố trí cốt thép được xác định theo tính toán: sơ bộ có thể lấy chiều dày đáy
là từ 0,4÷0,45m, chiều dày tường ngoài từ 0,25÷0,3m, chiều dày vách ngăn lấy
bằng 0,15÷0,2m trong trường hợp vật liệu hỗn hợp là cát và đá dăm. Trường hợp sử
dụng vật liệu rời để lấp khoang bên ngoài thì chiều dày của tường ngoài phải lớn
hơn 0,5÷0,6m, đôi khi đến 0,8m.
Thi công đê chắn sóng bằng thùng chìm có các ưu điểm sau :
- Không đòi hỏi cần cẩu có sức nâng lớn, giảm khối lượng công tác của thợ
lặn, thời gian thi công phần dưới nước rút ngắn nhiều so với khối xếp:
- Kết cấu thùng chìm còn có ưu thế là giải phóng đá, sỏi hay cát để di chuyển
đến vị trí khác. thông thường với thùng chìm được chế tạo trên bãi chuyên dụng sau
đó hạ thuỷ và kéo đến vị trí xây dựng. Tuy nhiên cần phải lưu ý là giá thành 1m dài
công trình bằng thùng chìm có thể cao hơn giá thành công trình của khối xếp do
phải tính đến chi phí xây dựng bãi và thiết bị hạ thuỷ.

5.B.2. Kết cấu sơ bộ từng phân đoạn.
Mặt cắt ngang đê tường đứng thùng chìm.
Mặt cắt ngang đê tường đứng thùng chìm gồm 2 phần chính là kết cấu tường
đứng với bề rộng thoả mãn yêu cầu kĩ thuật và lớp đệm đá.
Bề rộng tường đứng được xác định thoả mãn về yêu cầu ổn định trượt, lật dưới tác
dụng của tải trọng sóng.
Cao trình của lớp đệm đá phải nằm ở độ sâu > 1,25 lần chiều cao sóng tại
chân công trình. Tránh trường hợp tạo ra sóng vỡ trước mặt công trình, chiều dày
lớp đệm đá phải đảm bảo yêu cầu về mặt cấu tạo và phân tán lực sao cho nền đất có
khả năng chịu tải.
PhÝa ngoµi biÓn PhÝa trong
§Öm ®¸
h®®
d
d
d
d
b
f
br
§Ønh ®ª
Hình 5.8. Mặt cắt ngang đê tường đứng.
Trên cơ sở đó ta chọn cao trình thềm đá nằm trong đất nền.
Các đặc trưng của mặt cắt ngang phải được xác định cho từng phân đoạn.
5.B.3. Mặt cắt dọc đê tường đứng thùng chìm.
Thông thường đê chắn sóng được thi công ở độ sâu tự nhiên nhưng nền
móng đã được sơ bộ chuẩn bị. Các lớp đệm đá phải được làm phẳng, cao trình của
lớp đệm đá phải thoả mãn điều kiện kỹ thuật.
Cao trình của lớp đệm đá phải nằm ở độ sâu >1,25 chiều cao sóng thiết kế tại
chân công trình. Tránh trường hợp tạo sóng vỡ trước mặt công trình, chiều dày lớp
đệm đá phải đảm bảo yêu cầu kỹ thụât về mặt cấu tạo và phân tán lực sao cho nền
đất có khả năng chịu tải.
Đê chắn sóng theo chiều dọc trên mặt bằng thường có hình dạng gẫy góc và
có thể chia làm 3 phần: gốc đê, thân đê, đầu đê. Mỗi phần có thể có giải pháp cấu
tạo khác nhau, ngay trên cùng một đoạn thân đê cũng có thể có nhiều giải pháp kết
cấu và kích thước kết cấu khác nhau.

Phần gốc đê được bố trí sâu vào trong bờ một đoạn bằng 1,5 lần chiều cao
sóng. Đường bờ trên các đoạn đó phải gia cố ở bề mặt, biện pháp này nhằm bảo vệ
gối khỏi sự phá hoại của sóng.
Do sự chênh lệch của cao trình đường bờ dọc theo chiều dài đê là tương đối
lớn, do đó ĐCS có thể được thiết kế theo dạng bậc thang, chiều cao kết cấu phụ
thuộc vào độ dốc đáy và kết cấu công trình. Trong trường hợp công trình dạng khối
xếp thì chiều cao mỗi bậc bằng một hàng khối xếp.
Đê được bố trí trên các nền đất có cấu tạo địa chất không đều nên độ lún sẽ
khác nhau. Mặt khác các phân đoạn có chiều cao khác nhau cũng gây ra độ lún khác
nhau chính vì vậy cho nên toàn bộ công trình theo chiều dọc cũng phải chia làm các
phân đoạn dài từ 25÷45m. Các phân đoạn này cách nhau bởi khe lún thẳng đứng.
Khi chiều cao của lớp đệm đá cao hơn 2m thì phân đoạn lún thường lấy bằng 25m.
Khi chiều cao lớp đệm < 2m thì phân đoạn lún < 45m. Bề rộng khe lún không vượt
quá 5 cm. Phần đầu và thân đê cũng chia thành các khe lún thẳng đứng.
5.B.4. Xác định cao trình đỉnh đê.
Tương tự như xác định cao trình đỉnh của đê chắn song mái nghiêng. Ta vẫn
sử dụng 2 phương pháp tính là
+ xác định cao trình đỉnh theo tiêu chuẩn song leo
+ xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn song tràn
5.B.4.1. Xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn sóng tràn.
Franco xây dựng lên công thức tính lưu lượng tràn cho tường đứng thấm và
không thấm, sóng không vỡ, đỉnh sóng ngắn và dài
3
sgH
q
= 0,082exp(-3
βγγ ss
c
H
R 1
) (5.18)
Trong đó :
q : lưu lượng tràn (m3
/s/m) ta vẫn lấy bằng 100l/m/s ( để so sánh với cao trình
đỉnh đê mái nghiêng)
Hs: chiều cao sóng trước chân công trình ( tra trong bảng 25)
Rc: độ vượt không của đỉnh đê trên mực nước thiết kế
γβ, γσ: là các hệ số triết giảm
Góc sóng tới công trình=80
vậy theo Franco thì γβ=0,83
γσ : hệ số phụ thuộc vào hình dạng mặt tường. Với tường phẳng không thấm
thì
γσ =1

Từ công thức 5.18 ta có
Q = 0,082exp(-3
βγγ ss
c
H
R 1
) * sgH 3
= 5.954exp(-0.445Rc )
Tiến hành tính toán bằng phương pháp thử dần khi đã khống chế được giá trị
q ta sẽ tính được khoảng vượt không Rc.
Bảng 5-15: Tính toán chiều cao vượt không Rc theo tiêu chuẩn sóng tràn
Rc (m) q (m3)
5 0.643433
5.5 0.515078
6 0.412328
6.5 0.330075
7 0.26423
7.5 0.21152
8 0.169325
8.5 0.135547
9 0.108507
9.5 0.086862
10 0.069534
10.5 0.055663
11 0.044559
Từ kết quả thử dần ta thấy với Rc = 9 (m) thì lưu lượng tràn q = 100l/m/s
Do đó cao trình đỉnh đê là : =Δ Rc+MNTK=9+ 3.465 = 12.465 (m)
5B.4.2. Xác định cao trình đỉnh đê theo tiêu chuẩn sóng truyền.
Chiều cao sóng truyền qua đê chắn sóng
tΚ = 22
ttto Κ+Κ =
i
t
Η
Η Τ
(SPM II- T7-80- CT7-19)
Khi tính toán đến cao trính đỉnh đê ta phải xem xét đến chiều cao sóng
truyền vào trong cảng. thông thường chiều cao sóng trong cảng thường không vượt
quá 0.8 (m) để tàu thuyền có thể neo đậu được
Với tΚ là hệ số truyền sóng qua công trình
toΚ là hệ số truyền sóng do hiện tượng sóng tràn qua công trình
ttΚ là hệ số truyền sóng qua thân của công trình vì ta coi đập chắn sóng là
không thấm nên hệ số ttΚ = 0
Từ đây ta có tΚ = toΚ

Datn thiet ke dap pha song

Recommandé

Recommandé

Contenu connexe

Tendances

Tendances (20)

Similaire à Datn thiet ke dap pha song

Similaire à Datn thiet ke dap pha song (20)

Plus de Nguyen Thanh Luan

Plus de Nguyen Thanh Luan (20)

Datn thiet ke dap pha song