CHƯƠNG 6 MÔ TẢ CƠ CHẾ XẢY RA SỰ CỐ ĐỐI VỚI HỆ THỐNG CÔNG TRÌNH PHÒNG CHỐNG LŨ VÀ HỆ THỐNG CÔNG TRÌNH BẢO VỆ BỜ BIỂN
6.5 Mất ổn định cấu kiện bảo vệ mái 81
Dưới tác dụng của điều kiện biên thủy động lực học, kết cấu bảo vệ mái đê (kè) có thể bị mất ổn định. Một trong những nguyên nhân chính gây nên cơ chế phá hoại này là do tác động của sóng. Hàm tin cậy chung cho trường hợp này được định nghĩa như sau:
Z = (Hs/ D) R - (Hs/ D) S (17) Trong đó: (Hs/ D) R (1): Đặc trưng không thứ nguyên của sức chịu tải.
(Hs/ D) S (2): Đặc trưng không thứ nguyên của tải.
là tỉ trọng của vật liệu; D là đường kính đặc trưng viên đá hoặc chiều dày cấu kiện.
Có nhiều phương pháp xác định các đặc trưng không thứ nguyên trên (tham khảo trong giáo trình Thiết kế công trình bảo vệ bờ, Sổ tay hướng dẫn sử dụng vật liệu đá trong thiết kế thi công công trình thủy công, CEM...). Trong bài giảng này giới thiệu các hàm tin cậy xây dựng dựa trên các tiêu chuẩn của Hudson, Van der Meer và Pilarczyk, được sử dụng trong Tiêu chuẩn Thiết kế đê biển của Việt Nam, trong phân tích ổn định cấu kiệu bảo vệ mái.
Công thức Hudson có dạng:
H s
Dn 50 K D cot g (10a)
s, n là trọng lượng đơn vị thể tích của vật liệu sử dụng và nước
HS là chiều cao sóng thiết kế
KD là hệ số ổn định, phụ thuộc vào vật liệu/kiểu cấu kiện sử dụng là lớp ngoài của kè, xác định theo bảng 5.13
Bảng 5.13 Hệ số ổn định theo dùng với công thức Hudson, Theo TCVN.
Loại vật liệu/kiểu cấu kiện
Phương thức thi công/liên kết
KD
Đá Thả/Rải ngẫu nhiên theo
2 lớp
3
Đá Lát lát khan 4
Bê tông Xếp độc lập 3.5
Bê tông Liên kết tự chèn 5 to 6
(Tham khảo thêm Tiêu chuẩn thiết kế đê biển Việt Nam, 2002)
Công thức Pilarczyk, K.W (Tham khảo thêm Tiêu chuẩn thiết kế đê biển Việt Nam, 2002)
Công thức Pilarczyk sử dụng trong Tiêu chuẩn thiết kế đê biển Việt Nam có dạng:
HWRU/CE Project - TU Delft
82 82 D
trong đó:
H s
u b 50 op
HS là chiều cao sóng thiết kế, xác định bằng H1/3 là số sóng vỡ:
tan H s
Ls
là hệ số ổn định phụ thuộc vào hình dạng và phương thức thi công, loại liên kết
= 3 đối với lớp ngoài sử dụng vật liệu đá (đá đổ trên mái dốc tự nhiên)
= 4 ÷ 4,5 đối với cấu kiện đúc sẵn lát khan
= 5 đối với cấu kiện đúc sẵn lát khan trên nền vải địa kỹ thuật (bề mặt nhẵn), đất sét.
= 6 đối với cấu kiện Basalton, tăng cường liên kết ma sát bằng cốt liệu thô (đá răm)
= 8 đối với cấu kiện tự chèn trên nền thích hợp
Tiêu chuẩn Pilarczyk này có thể áp dụng được cho nhiều loại kết cấu bảo vệ mái (kè) khác nhau bằng cách lựa chọn áp dụng các hệ số phù hợp (xem thêm Pilarczyk et al, Dikes & Revetments, 1995)
u = hệ thống tăng cường ổn định hệ thống, xác định theo kinh nghiệm và thực nghiệm ( u = 1,0 đối với đá tự nhiên, u > 1 đối với các hệ thống khác),
b là số mũ trong công thức; có giá trị 0,5 đối với đá tự nhiên và nhận giá trị trong khoảng 0,5 ÷ 1,0 cho các loại khác (xem thêm Pilarczyk et al, Dikes & Revetments, 1995).
Công thức Van de Meer: Tiêu chuẩn Van der Meer được phân biệt áp dụng cho hai điều kiện sóng khác nhau: Điều kiện nước sâu và Điều kiện nước nông
Điều kiện nước sâu: thường áp dụng cho các công trình xa bờ, đặt trong điều kiện nước sâu
Đối với sóng cuộn:
H s
6.2P0.18 S 0.2 0.5
(14) Dn50
Đối với sóng trào:
N m
0.2 H s
1.0P 0.13 S
cot an 0.5 (15) Dn50 N m
Điều kiện nước nông
Đối với sóng cuộn (plunging waves):
0.2 H 2%
8.7 P 0.18 S 0.5
(14b) Dn50 N m
Đối với sóng trào (surging waves):
0.2 H 2%
1.4P 0.13 S
cot an 0.5 (15b)
Dn50 Trong đó:
N m
P: hệ số thấm biểu kiến, có thể nhận các giá trị từ 0,1 đến 0,4 tùy theo tính thấm của nền kè
S: là mức độ hư hỏng thiết kế, Ý nghĩa vật lý của S là số diện tích đơn vị kích thước cạnh D50 có tổng diện tích bằng diện tích vùng mái kè bị xói, hay S là số cấu kiện lập phương cạnh D50 đặt vừa vùng mái bị xói trên chiều dài đơn vị D50. Nếu độ dốc mái nằm từ 1 đến 4 thì S = 3 (xem thêm chi tiết tại Jan Van de Meer, 1993).
N: số con sóng tính toán, khuyến nghị sử dụng 7500 con sóng để đạt gần đến trạng thái cân bằng về phân bố hình dạng mặt cắt ngang kè (về mặt kinh tế).
Ngoài các cơ chế phá hoại nêu trên, có thể tiến hành xây dựng hàm độ tin cậy cho rất nhiều cơ chế phá hoại khác căn cứ vào các tiêu chuẩn theo phương pháp tất định (thiết kế truyền thống, xuất phát từ điều kiện an toàn của một cơ chế, hay một kiểu sự cố bất kỳ nào). Các cơ chế phổ biển khác thường gặp đối với đê, kè biển là như hư hỏng kết cấu bảo vệ chân công trình; Xói lở thân đê do hư hỏng kết cấu bảo vệ ngoài (có thể mái trong hoặc mái ngoài đê, mái trong đê không được bảo vệ, hoặc được bảo vệ bằng trồng cỏ, phủ bê tông Asphalt, phủ bằng đá lát trên tầng lọc…); và cơ chế xói lở đụn cát/đê cát tự nhiên.
Câu hỏi cuối chương:
Câu 1: Trình bày các cơ chế phá hỏng chủ yếu xay ra đối với đê biển Việt Nam. Theo anh/chị cơ chế hư hỏng nào chiếm tỉ lệ lớn nhất, tại sao?
Câu 2: Lập sơ đò cây sụ cố cho các cơ chế phả đẫ hỏng nêu ở câu 1.
Tài liệu tham khảo
6-1) Vrouwenvelder, A.C.W.M., et al., Theoriehandleiding PC-RING, Deel A:
Mechanismenbeschrijving, (Theory manual PC-RING Part A: Description of Mechanisms, in Dutch), Delft, TNO Bouw 98-CON-1430, 1999.
HWRU/CE Project - TU Delft
84 84 6-2) SOBEK Technical Reference Guide, Version 1.10, Delft Hydraulics & Ministry of Transport, Public Works and Water management, 1996
6-3) Bretschneider, Ch.L., Generation of windwaves over shallow bottom, Technical Memorandum No. 51, Beach Erosion Board, Office of the Chief of Engineers, 1954 6-4) Young, I.R. and L.A. Verhagen, The growth of fetch limited waves in water of finite depth, Coastal Engineering 29 (1996), Elsevier Science B.V., December 1996 6-5) Meer van der, J.W., Golfoploop en golfoverslag bij dijken (Wave runup on and overtopping of dikes, in Dutch), Delft Hydraulics / Waterloopkundig Laboratorium, H2458/H3051, 1997
6-6) CIRIA Report 116, 1987
6-7) Verruijt, A., Geotechniek, (Soil mechanics, lecture notes, in Dutch), TU Delft.
6-8) Manual MPROSTAB, Grondmechanica Delft, 1994.
6-9) Meer van der, M. Th., and W. Meermans, Stabiliteitsfactor en kans op afschuiven van grondlichamen, (Stability factor and probability of slip of soil bodies, In Dutch), Technische Hogeschool Delft, Afdeling der Civiele Techniek, Vakgroep Waterbouwkunde, 1984.
6-10) Calle, E.O.F., and J. Weijers, Technical rapport for a check on the mechanism of piping, (Technisch rapport voor contriole op het mechanisme piping, In Dutch), Delft, TAW, 1994.
6-11) Sellmeijer, J.B., On the mechanism of piping under impervious structures, Thesis TU Delft, Faculty of Civil Engineering, 1988.
Phụ lục 6-A
Hệ số giảm tổng hợp , cho thấy ảnh hưởng của cơ đê, mặt nhám ngoài (mặt dốc và góc sóng tới. Phụ lục 6-C trình bày chi tiết hơn về hệ số giảm tổng hợp).
HWRU/CE Project - TU Delft
86 86 Phụ lục 6-B
Phụ lục 6-C
HWRU-CE project - TUDelft 88 88 CHƯƠNG 7 – PHÂN BỐ CỦA CÁC BIẾN NGẪU NHIÊN ẢNH HƯỞNG ĐẾN XÁC SUẤT XẢY RA SỰ CỐ
Trong Chương 6 đã đề cập đến phương pháp xây dựng các cơ chế phá hỏng có thể xảy ra đối với đê biển nói riêng và công trình biển nói chung. Bao gồm:
Cơ chế sóng tràn Cơ chế chảy tràn Cơ chế trượt
Cơ chế đẩy trồi/xói ngầm
Cơ chế xói thân đê do hư hỏng kết cấu bảo vệ mái đê Đẩy trồi/xói ngầm công trình thuỷ công
Hư hỏng thiết bị đóng mở cửa van/sai sót trong điều hành đóng mở Cơ chế xói mòn đụn cát.
Các cơ chế trên đều có thể xây dựng được các hàm tin cậy tương ứng. Sau khi có các hàm tin cậy, công việc quan trọng tiếp theo là tìm các hàm phân bố xác suất phù hợp với các biến ngẫu nhiên liên quan. Chương này sẽ giả quyết vấn đề đó bằng cách trình bày đặc điểm của các biến ngẫu nhiên (loại phân bố và thông số thống kê) trong hàm tin cậy. Mỗi biến ngẫu nhiên riêng biệt sẽ được mô tả và sử dụng bằng một hàm mật độ phân bố xác suất gần đúng.
Các cụm từ viết tắt sau đây dùng để biểu diễn ký hiệu cho các hàm phân bố xác suất thống kê:
exp = exponential gum = Gumbel log = lognormal
nor = normal (Gaussian) par = Pareto
wei = Weibull
Mật độ xác suất của các hàm phân bố được cung cấp thêm trong phụ lục cuối chương này. Trong môn học này mô tả các hàm phân bố thông qua các thông số thống kê đặc trưng như độ lớn đặc trưng của biến sử dụng là thông số kỳ vọng toán học hay trị số trung bỡnh thống kờ, à , mức độ dao động giỏ trị của biến thể hiện bằng thụng số độ lệch chuẩn , hay hệ số biển đổi V = / à .
7.1 Sự phân bố theo không gian và thời gian
Các đặc trưng thống kê của một biến không hoàn toàn được mô tả chính xác thông qua định nghĩa bởi dạng phân bố và các thông số của nó. Do đó, cần phải xem xét thêm đến đặc tính về sự phân bố theo không gian và thời gian. Giá trị xem xét của biến ngẫu
nhiên tại vị trí x và thời điểm t không giống giá trị của nó tại vị trí và thời điểm khác.
Mối quan hệ giữa điểm đang xét với điểm khác của cùng một biến ngẫu nhiên có thể ít liên hệ hơn nếu khoảng cách hay thời gian giữa điểm đang xem xét đến điểm đó đủ lớn.
Mối quan hệ này được mô tả chủ yếu thông qua hàm tương quan. Dạng tổng quát của hệ số tương quan trong trường ngẫu nhiên (bài toán 1 chiều) có dạng:
Hình 7.1 Dạng tổng quát của hàm tương quan không gian.
Trong đó:
x là hằng số tương quan,
dx là hệ số tương quan khoảng cách
Đối với quá trình vật lý (sự biến đổi ngẫu nhiên theo thời gian) thường được biểu diễn theo mô hình Ferry Borges-Castanheta dưới dạng rời rạc trong khoảng thời gian t và hệ số tương quan t. Hình 7.2 trình bày khái quát quy trình này.
Tóm tắt:
Phần lớn các biến ngẫu nhiên (trường hay quy trình) được mô tả bởi:
Loại phân phối Giá trị trung bình
Độ lệch chuẩn và sai số quân phương V
Hàm tương quan phân bố không gian với thông số dx và x Hàm tương quan phân bố thời gian với thông số t và t
HWRU-CE project - TUDelft 90 90 Giá trị trung bình tuỳ theo từng trường hợp, chẳng hạn khi xét đến chiều cao đỉnh đê.
Khi đó người ta dùng các giá trị “nom” = nominal hay sử dụng giá trị chỉ định thiết kế trong bảng.
Nhiều khi sự dao động về không gian và/hoặc thời gian không được quan tâm đúng mức. Chúng được chọn giá trị dx = and x = 1.0, trong bảng các giá trị này là dx = -- và x =_.
Hình 7.2 Mô hình Ferry Borges – Castanheta đối với dao động theo thời gian.
7.2 Các thông số của biên địa kỹ thuật
Xem xét các thông số độ bền coi là biến ngẫu nhiên trong bài toán địa kỹ thuật như lực dính đơn vị, c’, và góc nghỉ tự nhiên, tan( ’), khi đó cần phải xem xét phân bố của các biến ngẫu nhiên này là phân bố trong không gian 3 chiều. Hàm tương quan thường dùng có dạng như sau:
Trong đó:
rx = khoảng cách theo phương ngang giữa 2 điểm rz = khoảng cách theo phương thẳng đứng giữa 2 điểm dx = tương quan khoảng cách theo phương ngang dz = tương quan khoảng cách theo phương thẳng đứng
= tỉ số dao động
Tại Hà Lan, theo kinh nghiệm tỉ số dao động thô đối với đất: dx = 30 – 70m và dz = 0.25 - 0.5 m.
f
Tỉ số dao động, , là kết quả phép chia giữa sự biến đổi theo phương ngang tại một điểm với tổng các biến đổi trong trường xem xét. Hình 7.3 tóm tắt một mô hình kết hợp xác định các hệ số tương quan không gian.
Hình 7.3 Ví dụ về kiểu biến đổi theo không gian của lực dính đơn vị trong lớp đất sét.
Trên hình biểu diễn một mặt cắt ngang của lớp đất nền, ví dụ như dọc theo trục đê. Tại vị trí có tọa độ x1, x2, và x3 tiến hành thí nghiệm xác định lực dính đơn vị c. Kết quả được ghi lại theo từng tọa độ tương ứng với từng chiều sâu lớp lấy mẫu c(x1, z); c(x2, z), c(x3, z). Các giá trị thu được dao động quanh giá trị trung bình thống kê tương ứng tại mỗi vị trí. Tổng bình phương các giá trị dao động được thể hiện thông qua sai số quân phương 2f. Trị số trung bình thống kê dao động quanh giá trị trung bình của nó theo chiều dài đê, c. Sai số quân phương của tham số này là 2c Khi đó tổng sai số quân phương xác định được là:
2
c = 2f+ 2c
Tỉ số dao động được xác định theo: = 2 / 2c
Nếu chọn =1, tức là 2c=0. Trong trường hợp này mô hình suy giảm về mô hình một chiều thường được sử dụng trong các tài liệu hướng dẫn hiện hành. Kết quả của mô hình này là xác định trị trung bình của cả khu vực chỉ dựa vào trung bình thống kê theo phương thẳng đứng. Thực tế đã phản ánh hạn chế về tính không chính xác của mô hình này. Thường hệ số nằm trong khoảng 0,5 đến 1,0.