BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
BỘ NÔNG NGHIỆP & PTNT
TRƢỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI LÊ THỊ HƢƠNG GIANG NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ ỔN ĐỊNH VÀ HIỆU QUẢ TIÊU GIẢM
SÓNG TRÀN CỦA KHỐI PHỦ RAKUNA IV CHO ĐÊ CHẮN
SÓNG ĐÁ ĐỔ MÁI NGHIÊNG
Chuyên ngành: Xây dựng công trình thủy
Mã số chuyên ngành: 62-58-40-01


Luận án sẽ được bảo vệ trước Hội đồng chấm luận án họp tại vào lúc … giờ …. ngày … tháng … năm …. Có thể tìm hiểu luận án tại các thư viện:
- Thư viện Quốc Gia
- Thư viện Trường Đại học Thủy lợi
1

MỞ ĐẦU
1. Tính cấp thiết của đề tài
Hầu hết các công trình đê chắn sóng và bảo vệ bờ ở Việt Nam hiện nay đều sử
dụng các dạng khối phủ truyền thống có tính năng ổn định thấp như Tetrapod.
Trong bối cảnh hội nhập và chiến lược quốc gia về tăng trưởng kinh tế biển thì
việc nghiên cứu áp dụng các dạng cấu kiện tiêu sóng mới, có tính năng ổn định
tốt đem lại hiệu quả kinh tế kỹ thuật cao và phù hợp với điều kiện ở nước ta là
hết sức cần thiết. Nằm trong xu thế phát triển chung của công tác nghiên cứu
phòng chống thiên tai và bảo vệ bờ biển trên thế giới, khối phủ RAKUNA IV là
dạng kết cấu mới của Nhật Bản được phát minh vào năm 2007. Hiện nay việc
đánh giá các tính năng ổn định của RAKUNA IV trong các điều kiện thủy lực
và kết cấu công trình khác nhau đang thu hút được nhiều mối quan tâm nghiên
cứu ở một số quốc gia như Nhật Bản, Việt Nam, Hàn Quốc Tuy vậy, hiện vẫn
chưa có nghiên cứu nào về sự ổn định và tính năng tiêu giảm sóng tràn của khối
phủ RAKUNA IV khi đê cho phép sóng tràn. Xuất phát từ những lý do nêu trên
tác giả chọn đề tài “Nghiên cứu đánh giá ổn định và hiệu quả tiêu giảm sóng

tràn;
- Xác định được hiệu quả và đặc tính tiêu giảm sóng tràn của khối phủ
RAKUNA IV thông qua hệ số chiết giảm γ
r
(Công thức 3.8) và sự liên hệ của
nó với số Iribaren 
m1,0
;
- Lý giải được bản chất vật lý của hiệu ứng "đệm nước" ảnh hưởng đến tính
năng tiêu giảm sóng tràn của mái khối phủ.
7. Cấu trúc của luận án
Ngoài phần mở đầu, kết luận và kiến nghị, luận án gồm 4 chương:
Chƣơng 1: Tổng quan nghiên cứu về ổn định và hiệu quả giảm sóng tràn của
khối phủ;
Chƣơng 2: Nghiên cứu trên mô hình vật lý về ổn định thủy lực của khối phủ
RAKUNA IV khi có sóng tràn;
Chƣơng 3: Nghiên cứu sự ổn định và tính năng giảm sóng tràn của khối phủ
3

RAKUNA IV;
Chƣơng 4: Ứng dụng kết quả nghiên cứu thiết kế lớp phủ đê chắn sóng cảng
Nghi Sơn - Thanh Hóa.
CHƢƠNG 1 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU VỀ ỔN ĐỊNH VÀ HIỆU
QUẢ GIẢM SÓNG TRÀN CỦA KHỐI PHỦ
1.1 Sơ lƣợc lịch sử phát triển và phân loại khối phủ
1.1.1 Sơ lược lịch sử phát triển khối phủ
Trước những năm 1950, khối phủ dùng cho đê chắn sóng đá đổ mái nghiêng là
các khối đá hộc hoặc khối bê tông hình hộp. Sau năm 1950, một số trung tâm
thí nghiệm thủy lực trên thế giới đã nghiên cứu và sáng chế ra những loại khối
phủ mới có hệ số ổn định cao hơn nhằm giảm trọng lượng khối phủ và hạ giá

Phần lớn các cảng nước sâu và cảng đảo nằm xa đất liền ở nước ta đều có
hệ thống đê chắn sóng bảo vệ bể cảng và chủ yếu sử dụng khối phủ truyền
thống Tetrapod. Loại khối phủ này có tính ổn định thấp nhưng vẫn được sử
dụng rộng rãi trong thiết kế và thi công các công trình đê chắn sóng bởi ưu
điểm cơ bản là dễ chế tạo và không mất phí tác quyền (Hình 1.1 và Hình 1.2).
Chỉ có một số ít công trình đã sử dụng cấu kiện Accropode đó là: Cảng Chân
Mây, cảng Dung Quất, cảng Kê Gà (Hình 1.3).

5

1.3 Tổng quan nghiên cứu ổn định thủy lực của khối phủ
Iribarren (1938) đã đặt nền móng cho việc nghiên cứu ổn định thủy lực của
khối phủ. Sau đó, Hudson (1959) đưa ra công thức tính toán ổn định cho viên
đá dưới tác động của sóng đều, trong đó ổn định của viên đá được miêu tả
thông qua hệ số ổn định K
d
. SPM (1977) và SPM (1984) đã mở rộng công thức
Hudson thành dạng tổng quát áp dụng cho khối phủ nói chung với sóng ngẫu
nhiên. Ưu điểm của công thức Hudson là đơn giản, dễ sử dụng nhưng chưa đề
cập đến độ thấm của lõi đê, chu kì sóng, thời gian bão Để khắc phục nhược
điểm của Hudson, Van der Meer (1988) đã tiến hành thí nghiệm với sóng ngẫu
nhiên và đề xuất công thức thực nghiệm tính ổn định cho đá và một số loại khối
phủ dị hình khác. Ngoài ra còn có một số học giả khác cũng nghiên cứu ổn
định của khối phủ dị hình trong điều kiện áp dụng nhất định như Burcharth
(1992), Hanzawa (1996), Với khối phủ RAKUNA thì Mase và nnk (2011)
đã nghiên cứu tính năng ổn định của khối này cho đê chắn sóng hỗn hợp
ngang. Tuấn và nnk (2012) lại nghiên cứu đánh giá ổn định của khối cho đê
đá đổ mái nghiêng. Tuy nhiên, các công trình nghiên cứu này đều đề cập đến
ổn định của khối phủ trong trường hợp không có sóng tràn. Khi đê có sóng tràn
thì một phần năng lượng sóng sẽ chuyển qua đỉnh đê và mái phía sau làm cho


(1.6)
Nhìn chung, có hai tham số chi phối cơ bản đến sóng tràn đó là hệ số chiết giảm
sóng tràn do độ nhám mái đê γ
r
và chiều cao lưu không tương đối R
c
/H
m0
.
1.4.2 Tính năng tiêu giảm sóng tràn của khối phủ thông qua hệ số chiết
giảm sóng tràn γ
r

Mức độ chiết giảm sóng tràn của khối phủ được phản ánh thông qua hệ số chiết
giảm tổng hợp 
r
. Nói chung, hệ số này phụ thuộc phức tạp vào hình dạng (độ
nhám) của mỗi loại khối phủ cũng như độ rỗng của chúng. Đã có khá nhiều
nghiên cứu về hệ số chiết giảm sóng tràn γ
r
cho các loại khối phủ khác nhau và
đã được đưa vào TAW (2002) và EurOtop (2007). Nhằm đánh giá chính xác
hơn về ảnh hưởng của độ nhám khối phủ tới sóng tràn, Bruce và nnk (2009) đã
tiến hành các thí nghiệm tỉ lệ nhỏ cho 13 loại khối khác nhau. Kết quả cho thấy
hệ số chiết giảm sóng tràn γ
r
không phải là một hằng số mà tăng tuyến tính
theo số Iribarren 
m1,0

công thức tính ổn định khối phủ cho đê mái nghiêng mà điển hình là công thức
Hudson (1958, 1959) và Van der Meer (1988). Với khối phủ RAKUNA IV, đã có
một số công trình nghiên cứu về ổn định và điển hình là nghiên cứu của Tuấn
(2012) về ổn định của khối phủ này khi đê không có sóng tràn. Ở luận án này, tác
giả kế thừa công thức của Tuấn (2012) để tiếp tục nghiên cứu ổn định của khối
phủ RAKUNA IV khi đê có sóng tràn bằng mô hình vật lý máng sóng.
Cơ sở khoa học quan trọng khi nghiên cứu các vấn đề bằng mô hình vật lý đó
là phép phân tích thứ nguyên theo định luật PI - BUCKINGHAM. Từ đó thiết
lập hàm số chung biểu thị mối liên hệ giữa các tham số cơ bản ảnh hưởng đến
ổn định khối phủ khi có sóng tràn:
8






od c
s om
m0
z
NR
F N , ,s , 0
H
N
(2.11)
2.3 Cơ sở khoa học xác định tính năng chiết giảm sóng tràn
Hiện nay tồn tại nhiều phương pháp tính toán lưu lượng sóng tràn trung bình
cho đê chắn sóng mái nghiêng và vẫn đảm bảo tính tổng quát, luận án chọn
phương pháp TAW-2002 (Công thức 1.6).

TETRAPOD
210

l
= 50
4,20
Lớp giữa
-

2,3
Lớp lõi
20,7

l
= 9
2,3
Burcharth (1999)
9

2.4.2 Thiết kế mô hình và bố trí thí nghiệm
2.4.2.1 Máng sóng
Máng sóng Hà Lan có chiều dài hiệu quả 42m, cao 1,2m và rộng 1,0m. Máy tạo
sóng được trang bị hệ thống hấp thụ sóng phản xạ chủ động và có thể tạo sóng
ngẫu nhiên theo một số dạng phổ sóng thông dụng như JONSWAP và TMA với
chiều cao tối đa là 0,3m và chu kỳ 3,0s.
2.4.2.2 Thiết kế mô hình
Mặt cắt ngang đê mô hình được thể hiện trên Hình 2.10. Độ sâu nước được lấy
ít nhất bằng 2,5H
m0
nhằm đảm bảo không xảy ra sóng vỡ trước công trình. Đỉnh

hiện 8 thí nghiệm sóng tràn với khối phủ Tetrapod. Tổng hợp lại có 58 thí
nghiệm (kể cả thí nghiệm nhắc lại) thể hiện trong Bảng 2.4.
Bảng 2.4 Tóm tắt chương trình thí nghiệm
Loại khối
Số TN
H
m0
(m)
T
p
(s)

0m
(-)
R
c
(m)
R
c
/H
m0

Ghi chú
RAKUNA
36 (50)
0,145-
0,214
1,5-2,6
2,93-
5,12

chuỗi thí nghiệm mô hình vật lý. Tác giả đã xác định được các tỉ lệ tương tự mô
hình theo tiêu chuẩn tương tự Froude, thiết kế mô hình, xây dựng chương trình
thí nghiệm và đưa ra các bước thí nghiệm.
11

CHƢƠNG 3 NGHIÊN CỨU SỰ ỔN ĐỊNH VÀ TÍNH NĂNG GIẢM
SÓNG TRÀN CỦA KHỐI PHỦ RAKUNA IV
3.1 Nội dung nghiên cứu
Từ bộ số liệu thực nghiệm, tác giả phân tích đánh giá ổn định của khối phủ
RAKUNA IV dưới sự ảnh hưởng của sóng tràn và tính năng chiết giảm sóng
tràn của khối phủ thay đổi theo tính chất tương tác của sóng trên mái đê. Bên
cạnh đó, luận án đi sâu vào giải thích bản chất vật lý của hiệu ứng "đệm nước"
bằng sự kết hợp giữa máng sóng vật lý và máng sóng số.
3.2 Nghiên cứu sự ổn định của khối phủ RAKUNA IV khi có sóng tràn
3.2.1 Phân tích kết quả thí nghiệm
Từ số liệu thí nghiệm, tác giả tính toán được sự biến đổi của chỉ số ổn định (N
s
)
và mức độ hư hỏng (N
od
) theo số con sóng. Kết quả tính toán này được thể hiện
trên Hình 3.1 ứng với hai khoảng giá trị độ dốc sóng s
om
> 0,035 (điểm màu
xanh) và s
om
≤ 0,035 (điểm màu đỏ).

Hình 3.1 Quan hệ giữa chỉ số ổn định N
s

z
= 3000
con sóng theo chiều cao lưu không tương đối R
c
/H
m0

Hình 3.2 thể hiện một cách rõ ràng mối liên hệ giữa mức độ hư hỏng (hay ổn
định) và mức độ sóng tràn qua đê thể hiện qua chiều cao lưu không tương đối
R
c
/H
m0
. Có thể nói rằng trong cùng một điều kiện về thủy lực và kết cấu thì ổn
định của khối phủ trên mái dốc phía biển tăng lên khi sóng tràn qua đê nhiều
hơn (khi đê thấp hay R
c
/H
m0
nhỏ). Điều này có thể giải thích rằng khi có sóng
tràn thì một phần năng lượng sóng được truyền qua đỉnh đê và mái phía trong
nên khối phủ ở mái phía biển trở nên ổn định hơn so với trường hợp sóng tràn ít
hoặc không có sóng tràn.
3.2.2 Ổn định của khối phủ RAKUNA IV khi có sóng tràn
Trong trường hợp không có sóng tràn và kể đến cơ chế nhảy thì ổn định của
RAKUNA IV có thể được biểu diễn như sau:
0.5
0.2
0
0,5

HN
N s a b
D
N


   







(3.2)
Từ kết quả thí nghiệm về thông số sóng, các giá trị Ns* được tính toán theo
phương trình (3.2) ứng với N
od
/N
z
0.5
. Từ kết quả đó, các điểm thực nghiệm về
mối liên hệ giữa chỉ số ổn định Ns
*
và độ ổn định theo số con sóng N
od
/N
z
0.5
khi





(3.3)
Từ kết quả thí nghiệm thể hiện trên các Hình từ 3.1 đến 3.3 thấy rõ F
s
là một
hàm số phụ thuộc vào chiều cao lưu không tương đối R
c
/H
m0
tức là mức độ sóng
tràn qua đê và biểu diễn như sau:
0
( / ) 1.0
s c m
F f R H

(3.4)
Từ các số liệu thí nghiệm và biểu thức (3.3), F
s
có thể được xác định trong mối
tương quan với chiều cao lưu không tương đối R
c
/H
m0
và kết quả được thể hiện
trên Hình 3.4.



(3.5)
Với c
0
và c
1
là các hằng số xác định dựa trên số liệu thí nghiệm, kết quả xác
định được là c
0
= 0.62 và c
1
= 0.55. Cuối cùng hệ số F
s
có thể được xác định theo
biểu thức sau đây:
0
0.62 exp 0.55.
c
s
m
R
F
H

  



(3.6)
Cuối cùng các số liệu ổn định của khối phủ RAKUNA IV được phân tích lại

15

Sau khi tính toán được các giá trị 
r
từ các số liệu thực nghiệm, quan hệ giữa 
r
và 
m1,0
có thể biểu diễn như trên Hình 3.6.

Hình 3.6 Biến thiên của 
r
so với 
m1,0

Hình 3.6 thể hiện rõ rằng hệ số chiết giảm sóng tràn 
r
không phải là một hằng
số mà tăng tuyến tính với số Iribarren 
m1,0
. Xu hướng này phù hợp với kết
quả nghiên cứu của Bruce (2009). Hơn nữa, ở đây các giá trị 
r
lại phân thành
hai khoảng riêng biệt đó là 
m1,0
= 2,0 ÷ 4,0 và 
m1,0
> 4,0, trên mỗi khoảng
này tồn tại một giá trị 

r
= 0,49 với 
m1,0
> 4,0.
Sau khi có hệ số nhám ứng với hai khoảng số

m1,0
, số liệu sóng tràn được tính
lại theo công thức của Van der Meer và thể hiện trên Hình 3.8. Hình 3.8 cho
thấy các kết quả lưu lượng sóng tràn tương ứng với giá trị 
r
tìm được phù hợp
tốt với quy luật chung của TAW-2002.
3.3.2 Hệ số nhám chiết giảm sóng tràn của khối phủ RAKUNA IV
Tương tự như với khối phủ Tetrapod, hệ số chiết giảm sóng tràn của khối
RAKUNA IV cũng được xác định trên hai khoảng giá trị số Iribarren. Kết quả đo
đạc sóng tràn của RAKUNA IV được thể hiện trên Hình 3.9. Các giá trị hệ số chiết
giảm sóng tràn tương ứng được xác định là: 
r
= 0,41 khi 
m1,0
= 2,0 ÷ 4,0 và 
r
=
0,51 khi 
m1,0
> 4,0. Hình 3.9 Hệ số chiết giảm sóng tràn

các tính năng tương tự như máng sóng vật lý. Dạng công trình có thể mô phỏng
là bất kỳ với kết quả mô phỏng các đặc trưng dòng chảy khá chi tiết và đầy đủ.
Máng sóng số đã được kiểm nghiệm với nhiều số liệu thí nghiệm mô hình vật
lý tỷ lệ lớn, nhỏ và cho kết quả tin cậy.
3.4.2 Hệ phương trình cơ bản
Mô hình dựa trên hệ phương trình trung bình Reynolds Navier – Stockes 2 chiều
0
i
i
u
x




(3.9)

11
i i i
j i i j
j i j j
u u p u
u g u u
t x x x x



   



(1 )
i j i ij
ij
i
A j A i j j
ii
A
u u u p
uu
g
t C x C x x x
nn
u u u u
C n D nD




 

   


     
      




  

3
0.1075
50
1.5
12.27
(1 )
n
D
n


  


(3.14)
Van Gent (1995) cũng đưa ra phương pháp xác định hệ số cản phi tuyến β đối
18

với đê đá đổ:
0
7.5
1
KC





với
50n

0,171
2,48
500
2,43
0,092
H15T20
0,487
0,148
1,97
500
3,71
0,125
H15T30
0,487
0,145
3,01
500
5,72
0,125

Hình 3.11 Sơ đồ bố trí thí nghiệm trong mô hình vật lý
Không gian của mô hình toán được thiết lập tương tự như mô hình vật lý với
hai đầu đo được thiết lập trong mô hình máng sóng số. Đầu đo số 1 được bố trí
cách nguồn tạo sóng 19 m, đầu đo số 2 được bố trí ngay tại mép đỉnh đê phía
sau đo lưu lượng tràn qua đỉnh đê (Hình 3.13).
Máng sóng trong mô hình toán có kích thước (dàicao) là 28m  1,1m và được
rời rạc hóa thành 14011 ô lưới chữ nhật không đều có kích cỡ nhỏ nhất là
19

0,02m theo phương ngang và 0,01m theo phương đứng.

1
x(m)
y(m)
Wave ga uges position
WG1
WG2
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
-0.1
-0.05
0
0.05
0.1
0.15
Hs = 0.171 (m), Tp = 2.48 (s)Tinh toan
Thuc do
Thời gian (s)
ɳ(m)
20

tính chất của quá trình tương tác của sóng trên mái đê, do vậy tác giả đã hiệu
chỉnh hai hệ số này nhằm tìm ra bộ giá trị phù hợp nhất. Kết quả kiểm định và
các tham số hiệu chỉnh theo sự phù hợp về lưu lượng sóng tràn trung bình
được thể hiện ở Bảng 3.7.
Bảng 3.7 Kết quả hiệu chỉnh và kiểm định các thông số độ nhạy mô hình
Tham số
Lớp lõi
Lớp giữa

lớn), sóng ngắn (H = 0,148m,
T = 1,97s, 
m-1, 0
nhỏ) và đê dùng khối phủ có độ rỗng nhỏ hơn trong trường
hợp sóng dài. Kết quả mô phỏng cho thấy với sóng càng dài (ξ
0m
lớn) (so sánh
Hình 3.21 và Hình 3.22) hoặc với cùng một điều kiện sóng nhưng độ rỗng lớn
(so sánh Hình 3.21 và Hình 3.23) thì đệm nước hình thành càng rõ rệt, độ nhám
của mái khối phủ do đó càng giảm (γ
r
lớn) thể hiện qua thời gian sóng rút Δt và
phạm vi phân bố lưu tốc u  0 (đệm nước) xung quanh phía ngoài đê, điều này
phù hợp với kết quả nghiên cứu trên mô hình vật lý.
a) H15T30, t = 25,91s
b) H15T30, t = 27,4s
Hình 3.21 Trường lưu tốc dòng chảy với trường hợp sóng dài ∆t = 1,49s
21
a) H15T20, t = 27,4s
b) H15T20, t = 28,2s
Hình 3.22 Trường lưu tốc dòng chảy với trường hợp sóng ngắn, ∆t = 0,8s a) H15T30, t = 25,9s

RAKUNA IV (Hình 4.1).

Hình 4.1Mặt bằng khu cảng phục vụ Nhà máy lọc dầu Nghi Sơn
4.1.1 Điều kiện biên thiết kế
- Mực nước lớn nhất HAT: + 1,36 m; Mực nước thấp nhất LAT: - 1,57 m
- Dựa vào TCVN (2013), mực nước thiết kế ứng với tần suất thiết kế P
tk
= 1%
là +4.13m (Theo hệ cao độ lục địa).
- Tham số sóng thiết kế tại vị trí công trình: H
m0
= 3,9 m ; T
m
= 12s ; T
p
= 13,2s;
L
m0
= 92 m; s
om
= 0,042; ξ
m0
= tanα/s
om
1/2
= 3,24.
4.2 Thiết kế mặt cắt ngang đê chắn sóng
Ở đây tác giả áp dụng kết quả nghiên cứu của luận án bao gồm hệ số chiết giảm
23


0,41 khi ξ
m0
= 3,24 (< 4,0). Kết quả tính toán cho ra cao trình đỉnh đê là +6,5m.
* Khi không có sóng tràn: Z
đ
= Z
tkp
+ R
u2%

Z
đ
- Cao trình đỉnh đê thiết kế (m); Z
tkp
- Mực nước thiết kế (lấy bằng +4.13 m);
R
u2%
-Chiều cao sóng leo 2% (m).Kết quả tính toán cao trình đỉnh đê là +9,5m.
4.2.2 Tính toán ổn định khối phủ
Trường hợp sóng không tràn: Trọng lượng khối phủ được tính toán kiểm tra với
điều kiện sóng không tràn theo công thức của Tuấn và nnk (2012) (Công thức
3.1) và kết quả trọng lượng khối phủ phía trước đê cho trường hợp sóng không
tràn là 8T.
Trường hợp sóng tràn: Ổn định của khối phủ RAKUNA IV 02 lớp trên đê đá đổ
mái nghiêng khi có sóng tràn có kể đến cơ chế hư hỏng do hiện tượng nhảy
(rocking) được tính toán theo kết quả nghiên cứu tác giả (công thức 3.3 và 3.6)
và kết quả trọng lượng khối phủ phía trước đê cho trường hợp sóng tràn là 4T.
4.3 Kết luận Chƣơng 4
- Tích hợp được giá trị hệ số chiết giảm sóng tràn 
r