Đồ án Thiết kế hồ chứa Sông Dinh 3 – Phương án 1

.85 12.20 7.59 11.05 0.71 34.92 2.77 84.67 0.0075 0.0068 25.17 85.1 11-11 3.220 90.16 13.11 8.75 11.97 0.93 34.44 2.62 83.86 0.0093 0.0084 34.94 120.0 4.3.2.3 Kiểm tra khả năng xâm thực: Với mặt cắt cuối dốc ứng với từng cấp lưu lượng ta có kết quả như sau: Bảng 4.14: Kết quả tổng hợp tính đường mặt nước trên dốc Q (m3/s) 250 500 524.4 1000 1181.63 hcd (m) 0.924 1.590 1.669 2.814 3.22 Vmax (m/s) 9.66 11.21 11.22 12.69 13.11 Vật liệu bê tông M200 có [VKX] = 18,6 (m/s). Ta thấy Vmax < [V]cp. Vậy dốc nước làm việc đảm bảo an toàn, không bị xâm thực. 4.3.3 Tính toán thủy lực kênh tháo hạ lưu: Kênh có tác dụng nối tiếp, đưa dòng chảy từ hố xói về lòng suối tự nhiên. Kênh hạ lưu có các thông số sau: i = 0,001; mặt cắt hình thang; m = 1,5; n = 0,03; Bk = Bd. Lập quan hệ giữa lưu lượng Q và cao trình mực nước trong kênh. Ta giả thiết các cấp lưu lượng Q: 250; 500; 524,4; 1000; 1181,63 (m3/s). Xác định độ sâu dòng chảy h trong kênh theo phương pháp lợi nhất về thuỷ Tính Tra bảng phụ lục 8-1 (Bảng tra thuỷ lực) ®Rln Ta có Þ tra bảng phụ lục 8-3 Ta được ® h = Bảng 4.15: Bảng Kết quả tính toán thủy lực kênh hạ lưu TT Q(m3/s) f(Rln)  Rln(m) bk(m) b/Rln h/Rln h (m) Zh(m) 1 250 0.00107 3.43 28 8.16327 1 3.43 29.93 2 500 0.00053 4.47 28 6.26398 1.15 5.1405 31.6405 3 524.4 0.00051 4.54 28 6.1674 1.16 5.2664 31.7664 4 1000 0.00027 5.57 28 5.02693 1.28 7.1296 33.6296 5 1181.63 0.00023 6.11 28 4.58265 1.34 8.1874 34.6874 4.3.4. Tính toán tiêu năng bằng mũi phun. 4.3.4.1. Mục đích: Để tránh trường hợp lượng nước xả qua tràn lớn, đổ về hạ lưu có thể gây xói lở, cuốn trôi chân công trình dẫn đến hư hỏng công trình. Ta phải áp dụng biện pháp tiêu năng dòng chảy để đảm bảo cho hạ lưu công trình được an toàn. 4.3.4.2. Phương pháp tính: Do địa chất tuyến tràn và hạ lưu là đá gốc nên công trình phương pháp tiêu năng thích hợp là tiêu năng bằng mũi phun. Chọn phương pháp tính toán mũi phun theo “ Quy trình tính toán thuỷ lực công trình xả kiểu hở và xói lòng dẫn bằng đá do dòng phun ” (14TCN 81- 90). 4.3.4.3. Trường hợp và nội dung tính toán: a. Tính toán với các cấp lưu lượng Q: 250; 500; 524,4; 1000; 1181,63 (m3/s). Mũi phun tiêu năng với độ dốc ngược có tác dụng phóng dòng nước lên cao, làm tiêu hao bớt năng lượng dòng chảy trong không khí trước khi đổ xuống hạ lưu. Vì vậy cần tìm góc a hợp lý, góc a thường chọn theo kinh nghiệm a = (10¸15)0 - Chọn độ dốc mũi phun: im = - 0,27 ® a = 150 - Chọn chiều dài mũi phun: Lm = 5 (m) - Lấy gần đúng độ sâu dòng chảy trên mũi phun bằng độ sâu cuối dốc: hH = hcd. Tương ứng ta có VH = Vcd (m/s) - Kênh hạ lưu có các thông số sau: + Cao trình đáy: Zđ = 26,5 (m) + Mái dốc: m = 1,5 + BK = Bd + Độ nhám lòng sông: n = 0,017 + Độ dốc lòng kênh: i = 0,001 - Cao trình mực nước hạ lưu (Zh) tương ứng với từng cấp lưu lượng. - Chiều dài phóng xa của luồng chảy khi ra khỏi mũi phun đến mực nước hạ lưu: Trong đó: Ka: Hệ số xét đến ảnh hưởng hàm khí và tách dòng khi phóng xa; nếu > 35 thì Ka = 0,8 ÷ 0,9; nếu< (30-35) thì Ka = 1. Zo: Chênh lệch mực nước thượng hạ lưu có xét tới lưu tốc tới gần Zo = MNLTK – Zh; MNLTK = 49,43 m. ZH: Chênh lệch mực nước thượng lưu với đầu mũi phun j: Hệ số lưu tốc có kể đến tổn thất cột nước trên toàn tuyến; . - Ta có Ñcuối dốc = Ñđầu dốc - iL = 34,3 (m) - Ñmũiphun= Ñcuối dốc+ imLm = 34,3 + 0,27*5 = 35,65 (m) Vậy cao trình phun: Zm = 35,65 (m) ® ZH = 49,43 – 35,65 = 13,78 (m) ® - Ta có: ; FrH là hệ số Frút tại mặt cắt dòng chảy ra khỏi mũi phun a: Góc hợp bởi phương nằm ngang với chiều véc tơ vận tốc trung bình ở mặt cắt ra mũi phun. - i = 0,27 = tga ® sina = 0.26 ® sin2a = 0,5 - Đường kính tương đương của đá nền lấy trung bình d = 2(m); - Ứng với mỗi cấp lưu lượng Q ta tính: ; B = 28 m - ® - Tính: và Với T là chênh lệch mực nước thượng và đáy hạ lưu; T = 49,18 – 26,5 = 22,68 m. Kết quả tính toán ghi ở bảng 4.16 Bảng 4.16: Kết quả tính toán tiêu năng. Q (m3/s) ZH (m) Z0 (m) Zh (m) Zm (m) hH (m) VH(m/s) FrH Ka L (m) hKCN (m) n Hkht(m) T (m) 250 13.78 20.33 29.93 35.65 0.924 9.66 0.587 10.295 1 13.37 6.105 0.327 5.51 22.68 0.18 4.118 500 13.78 19.13 31.641 35.65 1.59 11.21 0.682 8.056 1 14.91 9.691 0.519 8.29 22.68 0.12 2.736 542.4 13.78 19.01 31.766 35.65 1.669 11.22 0.682 7.689 1 14.80 10.231 0.548 8.68 22.68 0.11 2.611 1000 13.78 17.69 33.63 35.65 2.814 12.69 0.772 5.834 1 15.75 15.384 0.824 12.25 22.68 0.08 1.851 1181.63 13.78 17.04 34.687 35.65 3.22 13.11 0.797 5.441 1 15.55 17.194 0.921 13.45 22.68 0.07 1.687 Từ kết quả tính toán trên ta thấy ứng với các cấp lưu lượng đều thoả mãn các điều kiện nêu trong điều 4.2 của 14TCN 81 - 90 là: 0.05 £ £ 0.75 ;1 £ £ 30; FrH < 200. Vậy chiều sâu xói lòng dẫn được tính theo công thức: Với h là độ sâu nước trung bình ở hạ lưu ứng với các cấp lưu lượng; h = Zh - Zđ Cao trình đáy hố xói: Zx = Zh - t Khoảng cách từ điểm cuối của mũi phun đến hõm xói sâu nhất ở lòng dẫn hạ lưu được tính theo công thức: Trong đó: a1 : Góc đổ của luồng chảy vào mặt nước hạ lưu. Theo 14TCN81-90; tga1= a: Chiều cao mũi phun so với đáy lòng dẫn hạ lưu: a = Zm - Zđ = 35,65 – 26,5 = 9,15m hH - là độ sâu dòng chảy trung bình trêm mũi phun VH - là vận tốc dòng chảy ở đầu mũi phun a - Là góc nghiêng được chọn như trên; a = 150 ® cosa = 0,97; tga = 0,27 Chiều sâu dx = Zđ - Zx Hình 4.5: Minh hoạ tiêu năng hố xói b. Vẽ đương bao hố xói: Mục đích của việc vẽ đường bao hố xói là để xác định mức độ hố xói lan vào chân dốc để có biện pháp xử lý thích đáng. Cách xác định: ứng với mỗi cấp lưu lượng xả qua tràn cho ta một cặp giá trị L1 và t khác nhau. Từ các giá trị L1 và t khác nhau ta vẽ được các điểm ngoài cùng của các hố xói, nối các điểm đó ta được đường bao hố xói. Kết quả tính toán để vẽ đường bao hố xói được thể hiện trong bảng 4.17 Hình 4.6: Minh hoạ đường bao hố xói Bảng 4.17: Kết quả tính toán đường bao hố xói. Q (m3/s) L (m) FrH Zh (m) Zđ (m) h (m) d (m) h/d hH (m) VH (m/s) a (m) cos tgα tgα1 t (m) L1 (m) ZX (m) dx (m) (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) (13) (14) (15) (16) (17) (18) 250 13.30 10.166 29.097 26.5 2.60 1 2.6 0.928 9.62 9.15 0.97 0.27 1.285 3.39 15.95 25.70 0.80 500 14.75 7.844 30.296 26.5 3.80 1 3.8 1.607 11.12 9.15 0.97 0.27 1.052 5.36 19.85 24.94 1.56 542.4 14.80 7.689 30.423 26.5 3.92 1 3.92 1.669 11.22 9.15 0.97 0.27 1.036 5.53 20.14 24.89 1.61 1000 17.53 7.385 31.744 26.5 5.24 1 5.24 2.602 13.73 9.15 0.97 0.27 0.803 9.01 28.75 22.74 3.76 1181.6 17.52 7.017 32.395 26.5 5.90 1 5.9 2.958 14.27 9.15 0.97 0.27 0.744 10.16 31.19 22.23 4.27 4. 4 CẤU TẠO CÁC BỘ PHẬN. 4.4.1. Kênh dẫn thượng lưu Kênh dẫn thượng lưu có mặt cắt hình thang, mở rộng dần dùng để dẫn nước từ hồ chứa vào ngưỡng tràn, các thông số của kênh dẫn như sau: - Hệ số mái kênh: m = 1, độ dốc kênh: i = 0. - Cao trình đáy kênh: +38,5 m. 4.4.2. Tường cánh thượng lưu Tường cánh thượng lưu có tác dụng hướng dòng chảy vào ngưỡng tràn ổn định, thuận dòng. Nó có cấu tạo dạng tường phản áp bảo vệ mái đất ở hai bên. Tường cánh thượng lưu là tường trọng lực, đổ liền với bản đáy, độ cao tường tăng dần từ đáy lên đỉnh. Vật liệu làm tường là bê tông cốt thép M200. Các thông số của tường: Chiều dài: L = 37,7 m. Chiều dày bản đáy: t = 0,8 m. 4.4.3. Ngưỡng tràn 4.4.3.1. Trụ pin Để tiện cho việc bố trí cửa van và cầu công tác, ta chia đập làm 3 khoang mỗi khoang rộng 8 m. Ngăn cách giữa các khoang là các trụ pin có bề dày 2,0 m, hai đầu trụ pin lượn tròn giúp cho dòng chảy được thuận hơn. Phía thượng lưu của trụ pin bố trí khe phai để phục vụ việc sửa chữa cửa van, khích thước khe phai (0,4x0,4) m. Trụ pin được làm bằng bê tông cốt thép M200 dày 2,0 m Đỉnh trụ pin lấy ngang với cao trình đỉnh đập = +51 m. 4.4.3.2 Cầu giao thông Cao trình mặt cầu giao thông bằng cao trình đỉnh đập, cầu giao thông được bố trí phía cuối ngưỡng tràn để không cản trở việc thao tác van và phai. Kết cấu cầu gồm bản mặt, dầm dọc, dầm ngang và các trụ cầu. 4.4.3.3. Cầu thả phai Đươc bố trí trước cửa van. Trên cầu thả phai bố trí đường ray cho cần cẩu thả phai. 4.4.3.4. Cửa van a. Kích thước cửa van Để giảm lực đóng mở cửa van và tăng khả năng điều tiết lưu lượng ta sử dụng cửa van hình cung. Cửa van hình cung là loại cửa van có bản chắn nước cong mặt trụ. Sau tấm chắn nước là hệ thống dầm tựa vào càng, chân càng tựa vào trục quay gắn vào trụ. Chuyển động khi nâng hạ cửa van là chuyển động quay. Ta có cấu tạo cửa van như sau: - Chiều rộng cửa van: Bv = 8 m. - Chiều cao cửa van: Hv = Htràn + 0,53 = 10,93 + 0,53 = 11,46 m. - Bán kính cong cửa van: R = (1,2÷1,5).Ht = (1,2÷1,5).11,46 = (13,75 ÷ 17,19). Chọn R = 14 m. b. Trọng lượng cửa van Trọng lượng cửa van bằng thép có thể xác định sơ bộ theo công thức do A.R.Bêrêzinkin đề nghị: (N) Trong đó: F là diện tích bản chắn nước (m2). Diện tích bản chắn nước của 1 cửa van: Trong đó: a - góc tại tâm cung bản chắn nước a = 430. R - bán kính của cửa van cung R = 14 m. Bv - bề rộng cửa van, Bv =8 m. Thay số vào công thức ta được: F = 84 m2. Vậy trọng lượng 1 cửa van: Điểm đặt trọng tâm cửa van nằm trên đường phân giác của góc ở tâm bản mặt và cách tâm bản mặt một đoạn l0 = 0,8.R = 0,8.14 = 11,2m. Khoảng cách theo phương ngang từ Gv đến tâm O là: l3 = l0.cos10,4 (m). 4.4.3.5. Dốc nước Dốc nước ngay sau ngưỡng tràn có các thông số thiết kế sau: Mặt cắt dốc nước là mặt cắt hình chữ nhật. Chiều dài dốc nước: Ld = 120m, chiều rộng dốc nước Bd = 28m Độ dốc của đáy dốc nước: id = 0,035 Cao trình đầu dốc: +38,5 m, cao trình cuối dốc: +34,3 m. - Lớp lót bản đáy là bê tông M100 dày 0,1 m. - Chiều dày bản đáy dốc nước: t = 0,8 m. 4.4.3.6. Kênh hạ lưu Kênh dẫn hạ lưu có mặt cắt hình thang, có các thông số sau: Hệ số mái kênh: m = 1,5 Bề rộng đáy kênh: Bk = 32 m Cao trình đáy đầu kênh: +26,5m 4.5. TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH NGƯỠNG TRÀN. Hình 4.7: Sơ đồ các lực tác dụng lên ngưỡng tràn 4.5.1.Trường hợp tính toán. Thượng lưu là MNDBT, cửa van đóng hoàn toàn (tổ hợp tải trọng cơ bản). Thượng lưu là MNLTK, cửa van mở hoàn toàn (tổ hợp tải trọng cơ bản). Thượng lưu là MNDBT, cửa van đóng, có động đất (tổ hợp tải trọng đặc biệt). Trong đồ án này, ta chỉ xét ổn định trượt của tràn trong trường hợp 1 và 3. 4.5.2. Số liệu tính toán. - MNDBT = 45m. - Cột nước trước tràn; Ht = 9,5 m. - Chiều dài (theo chiều dòng chảy): L = 27,8m, chiều rộng (hướng trục đập): 30m. - Bán kính cửa van: R = 14m. - Bê tông M200 có dung trọng: γ = 2,5(T/m3). 4.5.3. Phương pháp tính toán. Theo TCXDVN 285 – 2002 ta có điều kiện ổn định về chống trượt, lật là: Hoặc đưa về công thức: K = Trong đó: - nc; Hệ số tổ hựp tải trọng, với: + Tổ hợp lực cơ bản: nc = 1,0. + Tổ hợp lực đặc biệt: nc = 0,9. - Ntt: Giá trị tính toán của các lực gây trượt. - R: Giá trị tính toán của các lực chống trượt giới hạn. - Kn: Hệ số độ tin cậy, với công trình cấp III: Kn = 1,15. - m: Hệ số điều kiện làm việc, m = 1. 4.4.4. Tính toán cho các trường hợp. 4.4.4.1. Xác định các lực tác dụng lên tràn: Ta tiến hành xác định các lực tác dụng lên tràn trong cả hai trường hợp bao gồm: áp lực thủy tĩnh, áp lực sóng, áp lực thấm, áp lực đất, áp lực thủy tĩnh đẩy ngược, trọng lượng tràn và các thiết bị bố trí trên tràn, áp lực cột nước lên tràn (trường hợp 1) và xác định thêm các lực tăng thêm do có động đất cấp 7 (trường hợp 3). Áp lực thủy tĩnh: Áp lực nước ngang ở thượng lưu được xác định như sau: Điểm đặt lực W1 nằm cách đáy một khoảng bằng: - Áp lực nước thẳng đứng ở thượng lưu: (T) - Áp lực nước ngang ở hạ lưu được xác định theo như sau: (T) Áp lực sóng: Trị số áp lực sóng lớn nhất tác dụng lên mặt đập: Trong đó: +: Chiều cao cột nước trước tràn. + h: Chiều cao sóng ứng với mức đảm bảo tương ứng 1%, h =1,1 m. + Kd: Hệ số, tra theo đồ thị Hình 3-7d (Giáo trình Thủy công tập 1) ta có: Kd = 0,23. (T) Mômen lớn nhất đối với chân đập tràn do sóng gây ra là: Với: Km là hệ số tra ở đồ thị Hình 3-7e (Giáo trình thủy công tập 1) ta có: Km = 0,23. (T.m) Điểm đặt cách đáy một khoảng bằng: (m). Áp lực thấm: Do chênh lệch cột nước thượng hạ lưu nên phát sinh dòng thấm từ thượng lưu về hạ lưu công trình gây nên áp lực thấm ở đáy công trình. Biểu đồ lực thấm đẩy ngược coi như gần đúng có dạng tam giác với giá trị lớn nhất được tính theo công thức: Trong đó: + H: Cột nước thấm. H = 9,5(m) + B: Chiều rộng tràn kể cả trụ biên và trụ pin. B = BTr + 2.d +2d’ B = 24 + 2.2 + 2.1 = 30 (m). (T). Điểm đặt của áp lực thấm cách mép hạ lưu đập một khoảng là: 18,53(m). Áp lực đất: Do tràn được đặt trên nền đá, mặt tiếp xúc giữa tràn và nền đá có biên dạng thẳng đứng nên áp lực đất thượng hạ lưu hầu như không. Vì vậy, ta sẽ không tính toán áp lực đất thượng hạ lưu lên tràn. Áp lực thủy tĩnh đẩy ngược: Wdn = gn.L.h2.B Wdn =1.27,8.3.30= 2502 (T). Điểm đặt của Wdn cách mép hạ lưu đập một khoảng là: 13,9 m. Trọng lượng bản thân ngưỡng tràn: G = gb.FTr.B G = 2,5.83,4.30= 6255 (T) Trọng lượng cửa van: Trọng lượng cửa van là: Gcv = 3.Gv = 3.38,145 =114,44 (T) Trong đó: Gv: Trọng lượng một cửa van, đã tính ở mục 4.4.3.5. Trọng lượng trụ pin và trụ biên: Gtp = (3.Fp.dtp + 2.Fb.dtb).gb Trong đó: + Fp và Fb: Diện tích trụ pin và trụ biên. Fp = Fb = 370,48 (m2). + dtp và dtb: Chiều dày trung bình của trụ pin và trụ biên. dtp = 2 (m); dtb = 1(m) Þ Gtp = 370,48.(2.2 + 2.1).2,4 = 5334,9 (T) Trọng lượng cầu công tác: Gcct = Vcct. gbt Trong đó: Vcct là thể tích cầu công tác Vcct = F1.l1 + F2. l2 F1 - diện tích mặt cắt ngang cầu công tác tại vị trí trụ pin (F1 = 0,85 m2). F2 - diện tích mặt cắt ngang cầu công tác tại vị trí khoang tràn (F2 = 0,45 m2). Vcct = 0,85.4+ 0,45.24 = 14,2 (m3) Gcct = 14,2.2,4 = 34,08 (T) Trọng lượng cầu giao thông: Ggt = gb.Fgt.B Ggt = 2,4.1,8.30 = 129,6(T) Trọng lượng câu thả phai: Gp=gb.Fp.B =2,4.0,5.30 = 36 (T) Lực quán tính động đất: Fđ = kc.a.Gct Trong đó: + kc: Hệ số động đất, ứng với động đất cấp 7: kc = 0,025. + a: Hệ số đặc trưng động đất =1+0,5=1,5 h1, h2: Là khoảng cách từ điểm tính toán và từ trọng tâm công trình đến nền, lấy h1 = h2. + Gct: Trọng lượng công trình. Þ Fđ = 0,025.1,5.14086,52 = 528,24 (T) Điểm đặt của lực quán tính động đất: đặt tại trọng tâm mặt cắt tính toán (xem đặt tại trọng tâm tràn), và có chiều từ thượng lưu về hạ lưu. Áp lực nước tăng thêm khi có động đất: Điểm đặt Wd1cách đáy 5m, Wd2 cách đáy 1m. Bảng 4.12. Kết quả xác định các lực tác dụng lên tràn. TT Lực Trị số lực (T) lO(m) MO lb Mcl Mgl Pi Qi n Pitt Qitt m (T.m) m (T.m) (T.m) (+) (+) (+) (+) 1 G 6255 0.95 5942 0.00 0 13.90 82597 2 Gtp 5334.9 0.95 5068 0.00 0 13.90 70447 3 Ggt 129.6 0.95 123 11.00 -1354 24.90 148 4 Gcct 34.08 0.95 32 7.50 243 6.40 39 5 Gcv 114.44 0.80 92 2.30 211 11.60 103 6 Gp 36 0.95 34 4.90 -168 18.80 53 7 W1 1354 1.00 1354 3.17 4291 3.17 4291 8 W1’ 2527.44 1.00 2527 8.20 -20725 22.10 55856 9 W2 -135 1.00 -135 1.00 -135 1.00 135 10 Ws 76.28 1.00 76 4.98 380 4.98 380 11 Wth -3961.5 1.00 -3962 4.63 18342 18.53 73407 12 Wdn -2502 1.00 -2502 0.00 0 13.90 34778 13 Fđ 528.24 1.10 581 2.72 1580 2.72 1580 14 Wd1 84.38 1.10 93 5.00 464 5.00 464 15 Wd2 -3.38 1.10 -4 1.00 -4 1.00 4 Tr. hợp 1 7356 1295 1084 209379 112856 Tr. hợp 3 7356 1965 3125 209383 114900 4.4.4.2. Kiểm tra ứng suất nền: Ứng suất nền được tính theo công thức: Trong đó: + e: Độ lệch tâm của hợp lực thẳng đứng với điểm giữa của mặt cắt. e được xác định theo công thức: + M0: Tổng mô men các lực đối với trọng tâm tính toán (M0>0 là mô men quay theo chiều kim đồng hồ). + : Tổng các lưc thẳng đứng tác dụng lên đáy móng. + B: Chiều rộng đáy tràn tại mặt cắt tính toán. + F: Diện tích đáy tràn; F=30.27,8=834m2 Do công trình đặt trên nền đá rắn chắc nên lấy [] = 50(T/m2) Bảng 4.13. Kết quả kiểm tra điều kiện nền. Trường hợp e max min [] Kiểm tra (m) (T/m2) (T/m2) (T/m2) Trường hợp 1 0.147 9.063 8.576 50 Thỏa mãn Trường hợp 3 0.425 9.522 8.117 50 Thỏa mãn 4.4.4.3. Kiểm tra ổn định tràn: 4.4.4.3.1.Kiểm tra ổn định trượt: Theo TCXDVN 285 : 2002, điều kiện về ổn định chống trượt của đập tràn là: Trong đó: + R: Giá trị tính toán của các lực chống trượt. R = åPitt.tgj + F.c Với: - tgj: Hệ số ma sát giữa nền đá và tràn bê tông, tgj1 = 0,31. - c: Lực dính bão hòa của đất nền, c = 1,5T/m2. - F: Diện tích đáy tràn. F = 834(m2) + Ntt: Giá trị tính toán của các lực gây trượt. + K: Hệ số ổn định chống trượt của công trình. + [K]: Hệ số ổn định trượt cho phép. + nc: Hệ số tổ hợp tải trọng. Theo TCXDVN 285 : 2002 với tổ hợp tải trọng cơ bản: nc = 1. Tổ hợp tải trọng đặc biệt: nc = 0,90 + kn: Hệ số đảm bảo được xét theo quy mô, nhiệm vụ của công trình. Theo TCXDVN 285 - 2002, với công trình cấp III: kn= 1,15. + m: Hệ số điều kiện làm việc. Theo Phụ lục B - TCXDVN 285 - 2002, với công trình có mặt trượt đi qua mặt tiếp xúc giữa bê tông và đá thì ta tìm được: m = 0,95. Thay các giá trị vừa tính được ở trên vào công thức (4-32), ta có kết quả tính toán hệ số ổn định trượt phẳng của tràn trong các trường hợp là: Bảng 4.14. Kết quả tính toán hệ số ổn định trượt của tràn. Trường hợp [K] R K Trường hợp 1 1,21 3531.23 2.73 Trường hợp 3 1,09 3531.23 1.15 Vậy tràn đảm bảo điều kiện ổn định trượt trong mọi trường hợp làm việc. 4.5.4.3.2. Kiểm tra ổn định lật: Công thức tính hệ số ổn định lật là: Trong đó: + Mcl: Tổng mô men chống lật đối với điểm đang xét (KNm) + Mgl: Tổng mô men gây lật đối với điểm đang xét (KNm) Ta xét ổn định lật của tràn với điểm B ở chân hạ lưu tràn. Bảng 4.11 Kết quả tính toán hệ số ổn định lật của tràn. Trường hợp [K] Kl Trường hợp 1 1,21 1.855 Trường hợp 3 1,09 1.822 Vậy, trong các trường hợp tính toán, tràn đều đảm bảo các điều kiện về ổn định và ứng suất nền. CHƯƠNG 5. THIẾT KẾ ĐẬP CHÍNH 5.1. KÍCH THƯỚC CƠ BẢN CỦA ĐẬP 5.1.1. Chọn loại đập Qua khảo sát về điều kiện địa hình, địa mạo, địa chất khu vực xây dựng công trình, vật liệu địa phương, điều kiện thi công và các điều kiện kinh tế khác thì thấy trữ lượng vật liệu đất khá lớn, có đủ tiêu chuẩn để đắp đập. Do đó ta chọn hình thức đập là đập đất đồng chất. Loại đập này có ưu điểm là đảm bảo các yêu cầu kỹ thuật, tiện lợi trong thi công và rẻ tiền. Đất đắp đập có các chỉ tiêu cơ lý sau: - Góc ma sát trong: φbh = 14,080 ; φω = 14,90. - Lực dính đơn vị: Cbh = 3,3 (T/m2) ; Cω = 3,6 (T/m2). - Hệ số thấm: K = 2.10-5(cm/s). - Dung trọng khô thiết kế: γtk = 1,63 (T/m3). - Độ ẩm: W = 20,3% - Dung trọng ướt: γω = γk(1+W) = 1,63.(1+0.203) = 1,96(T/m3). - Dung trọng bão hòa: γbh = γk + n.γn + Hệ số rỗng: . + Độ rỗng của đất: . γbh = 1,63 + 0,3899.1 = 2,02 T/m3. 5.1.2. Xác định kích thước cơ bản của đập. 5.1.2.1. Xác định cao trình đỉnh đập Theo 14 TCN 157-2005, cao trình đỉnh đập được lấy bằng giá trị lớn trong các giá trị sau: Z= MNDBT ++ h + a Z= MNLTK + + hsl’ + a’ Z3 = MNLKT + a’’ Trong đó: ,- Độ dềnh do gió ứng với gió tính toán lớn nhất và gió bình quân lớn nhất. h; h’- Chiều cao sóng leo ứng với gió tính toán lớn nhất và gió bình quân lớn nhất. a, a’, a’’- Độ vượt cao an toàn, theo 14 TCN 157-2005 với công trình cấp III ta có: a = 0,7m ; a’ = 0,5m ; a’’ = 0,2m. MNDBT = 45m; MNLTK = 49,43 m; MNLKT = 50,00 m. Theo kết quả tính toán ở §3.3 ta xác định được cao trình đỉnh đập như sau: Z1 = +51,08 m ; Z2 = +50,76 m ; Z3 = +50,47 m. Vậy chọn tính cao trình đỉnh đập theo lũ thiết kế, Z = 51,08 m. Để phòng lún theo thời gian chọn độ lún dự phòng S = 1% chiều cao đập. Vậy cao trình đỉnh đập thiết kế là: Zđỉnh = 51,08 + 0,01.(51,08 – 23,77) = 51,35 m. Chọn Zđỉnh = 52 m. Chiều cao lớn nhất đập: H = Zđỉnh - Zđáy = 52 – 23,77 = 28,23 m. 5.1.2.2. Tường chắn sóng và đỉnh đập Cao trình đỉnh tường chắn bằng cao trình đỉnh đập khi chưa xây tường. Chiều cao tường (tính đến mặt đập hoàn thành) chọn là 1 m. Như vậy cao trình đỉnh tường và đỉnh phần đập đất của phương án chọn là: Z đỉnh tường = 52 m; Z đỉnh đập = 52 - 1 = 51 m. Kết cấu tường: Bê tông cốt thép M200. Chiều dày tường t = 0,3 m; Chiều rộng bản đáy B = 1,0 m; chiều dày bản đáy d = 0,3m. Bề rộng đỉnh đập chọn b = 6,0m. Mặt đập làm dốc về 2 phía để thoát nước mặt, độ dốc i = 0,03. Bề mặt đỉnh đập được gia cố bằng bê tông M200. 5.1.2.3. Mái đập và cơ đập a. Mái đập: Theo " Thiết kế đập đất của Nguyễn Xuân Trường " thì hệ số mái m đươc chọn theo công thức kinh nghiệm sau: + Mái thượng lưu: mtl = 0,05.H + 2,0 + Mái hạ lưu: mhl = 0,05H + 1,5 Trong đó H là chiều cao đập H= Z- Zdáy = 51 – 23,77 = 27,23m. mtl = 3,36 ; mhl = 2,86. Từ đó ta chọn mái như sau: - Mái thượng lưu: Trên cơ: m1 = 3,0; Dưới cơ m1’ = 3,5. - Mái hạ lưu: Trên cơ: m2 = 2,75; Dưới cơ m2’ = 3,0. b. Cơ đập: Đối với đập cao trên 10m, cơ đập có tác dụng tăng thêm ổn định cho đập, thoát nước trên mái dốc, phục vụ cho quá trình thi công và sửa chữa, quản lý và kiểm tra trong thời gian khai thác công trình. Vậy ta chọn bề rộng cơ là B = 3m. - Cơ thượng lưu: Ở mái thượng lưu, việc bố trí cơ đập phụ thuộc vào điều kiện thi công và hình thức bảo vệ mái, nên bố trí cơ đập ở giới hạn dưới của lớp gia cố chính để tạo thành gối đỡ cần thiết, tăng tính ổn định. Theo tiêu chuẩn 14 TCN 157- 2005 thì đối với đập cấp III trở lên cao trình cơ thượng lưu được tính như sau: MNC – 2,5 = 39 – 2,5 = +36,5 m. - Cơ hạ lưu: Chọn cao trình cơ hạ lưu là: +40 m. 5.1.2.4. Thiết bị thoát nước thân đập: Ở đây chia ra làm 2 đoạn: đó là đoạn lòng sông và đoạn sườn đồi. a. Đoạn lòng sông: Do vật liệu đá tương đối sẵn có ở địa phương và hình thức đập là đập đất nên ta chọn thoát nước kiểu lăng trụ có mặt cắt ngang hình thang. Cấu tạo của lăng trụ như sau: + Cao trình đỉnh lăng trụ thoát nước là: +32 m. + Chiều cao của lăng trụ: h = 32 - 23,77 = 8,23m. + Bề rộng đỉnh lăng trụ là: Blt = 2 m. + Hệ số mái thượng lưu là 1,5 và hệ số mái hạ lưu là 2,0. Nối tiếp thân đập với lăng trụ thoát nước cần đảm bảo độ bền thấm tiếp xúc bằng cách đặt tầng lọc ngược theo mái trong của lăng trụ. b. Đoạn sườn đồi: Để tạo điều kiện cho dòng thấm thoát ra dễ dàng ta sử dụng thoat nước kiểu áp mái. Loại này phủ trực tiếp lên chân mái đập, cao hơn điểm ra của đường bão hoà 0,5 ÷ 1 m (Ta sẽ xác định sau khi tính toán thấm). 5.1.2.5.Thiết bị chống thấm cho đập a.Chống thấm cho đập Do đất đắp đập có hệ số thấm nhỏ (2.10-5 cm/s) nên không cần có thiết bị chống thấm cho đập. b.Chống thấm nền đập Đoạn ở giữa lòng sông là lớp tàn tích chiều dày 3 ÷ 4m, có hệ số thấm khá lớn K = 9,8.10-3 cm/s. Việc làm đập trên nền đất thấm nước như vậy rất nguy hiểm và do chiều dày không quá lớn nên ta bóc bỏ hoàn toàn lớp tàn tích ở giữa lòng sông để lộ ra lớp đá gốc tương đối cứng. Thay vào đó là lớp đất đắp đập có hệ số thấm nhỏ (2*10-5 cm/s), do đó ta không cần có thiết bị chống thấm cho nền. Ở sườn đồi ta thấy, sau khi bóc bỏ lớp mỏng pha tàn tích và đới phong hoá mãnh liệt thì đập được gối trực tiếp lên đá gốc phong hoá vừa tương đối cứng chắc nên không cần xử lý chống thấm. 5.2. TÍNH THẤM QUA ĐẬP VÀ NỀN 5.2.1. Mục đích Mục đích của việc tính thấm qua đập nhằm giải quyết các vấn đề sau: - Xác định được tổng lượng thấm qua thân đập, từ đó đánh giá được mức độ tổn thất thấm trong việc tính toán cân bằng nước trong hồ chứa, trên cơ sở đó quyết định hình thức chống thấm hợp lý . - Xác định vị trí đường bão hoà trong thân đập, từ đó sẽ tìm được áp lực thấm dùng trong tính toán ổn định mái đập . - Xác định građien thấm (hoặc lưu tốc thấm) của dòng chảy trong thân đập, nhất là ở chỗ dòng thấm thoát ra ở hạ lưu để kiểm tra hiện tượng xói ngầm, chảy đất và xác định kích thước của tầng lọc ngược. 5.2.2.Các trường hợp tính toán Khi thiết kế đập ta cần tính thấm với các trường hợp khác nhau như: - Trường hợp 1: Thượng lưu ở MNDBT, hạ lưu tương ứng ở mực nước thấp nhất có thể xảy ra, tính với các mặt cắt khác nhau để xác định tổng lưu lượng thấm. - Trường hợp 2: Thượng lưu ở MNLTK, hạ lưu tương ứng ở mực nước lớn nhất có thể xảy ra, tính với mắt cắt lòng sông để phục vụ kiểm tra ổn định. - Trường hợp 3: Thượng lưu là MNLKT, hạ lưu là mực nước tương ứng, tính cho mặt cắt lòng sông. - Trường hợp 4: Trường hợp thiết bị chống thấm bị hỏng. - Trường hợp 5: Thượng lưu mực nước rút đột ngột. Trong đồ án này giới hạn việc tính thấm cho hai trường hợp 1, 2 và tính trường hợp 3 để xác định đường bão hòa phục vụ cho việc tính ổn định với Kmin tương ứng. 5.2.3. Các mặt cắt tính toán Do địa hình thay đổi nên tại các vị trí khác nhau của đập mặt cắt đập có kích thước khác nhau.