TÓM TẮT LUẬN ÁN 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

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

TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT





HÀ NỘI, NĂM 2015


Công trình được hoàn thành tại Trƣờng Đại học Thủy lợi




Người hướng dẫn khoa học 1: PGS.TS. Thiều Quang Tuấn
Người hướng dẫn khoa học 2: GS.TS. Hồ Sĩ Minh







Phản biện 1:

Phản biện 2:

Phản biện 3:

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 của khối phủ RAKUNA IV cho đê chắn sóng đá đổ mái nghiêng” hoàn toàn
mang tính thời sự và cấp thiết.
2. Mục tiêu nghiên cứu
Nghiên cứu sự ổn định và hiệu quả tiêu giảm sóng tràn của khối phủ RAKUNA
IV cho đê đá đổ mái nghiêng trong điều kiện sóng tràn bằng mô hình vật lý. Từ
đó đề xuất ứng dụng loại khối phủ này trong xây dựng đê chắn sóng mái
nghiêng ở Việt Nam.
3. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu
Đối tượng nghiên cứu: Khối phủ RAKUNA IV trên đê chắn sóng đá đổ mái
nghiêng khi có sóng tràn.
Phạm vi nghiên cứu: Khối phủ RAKUNA IV 02 lớp ở mái phía biển của đê
chắn sóng đá đổ mái nghiêng khi có sóng tràn.

2


4. Phƣơng pháp nghiên cứu
Các phương pháp sử dụng trong luận án: Phương pháp thống kê; Phương pháp
thí nghiệm mô hình vật lý trong máng sóng; Phương pháp mô hình toán và
phương pháp chuyên gia.
5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn
Đánh giá được ảnh hưởng của sóng tràn đến sự gia tăng ổn định của khối phủ
RAKUNA IV ở mái phía biển. Kết hợp mô hình toán làm sáng tỏ bản chất vật
lý về tính năng chiết giảm sóng tràn của khối phủ RAKUNA IV.
Kết quả nghiên cứu của luận án có thể được dùng để tham khảo trong tính toán
thiết kế các công trình đê chắn sóng đá đổ mái nghiêng sử dụng khối phủ
RAKUNA và cho phép sóng tràn nhằm nâng cao hiệu quả kinh tế, kỹ thuật.
6. Những đóng góp mới của luận án
- Xây dựng được công thức thực nghiệm (Công thức 3.6) để tính toán mức độ
gia tăng ổn định của khối phủ RAKUNA IV trên đê mái nghiêng khi có 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

thành xây dựng. Khối phủ Tetrapod ra đời vào năm 1950 là sự khởi đầu cho các
nghiên cứu phát triển các dạng cấu kiện tiêu sóng mới như: Tribar (1958),
Stabit (1961), Tripod (1962), Akmon (1962), Dolosse (1963), Anifer Cube
(1973), Accropode (1981, SOGREAH), Core-loc (1994), X-block (2003),
RAKUNA IV (2007), Những khối phủ này có tính năng phù hợp với những
điều kiện khác nhau, đáp ứng ngày càng tốt hơn những yêu cầu thực tế khó
khăn và đa dạng của công tác xây dựng cảng nước sâu và công trình bảo vệ bờ
biển.
1.1.2 Phân loại khối phủ
Khối phủ dị hình có thể được phân loại theo hình dạng, cách xếp khối và số lớp.
- Theo hình dạng gồm khối lớn, khối thanh mảnh và khối rỗng. Đặc điểm ổn
định thủy lực ở mỗi dạng đều có sự khác biệt: dạng khối lớn có mức độ ổn định
trung bình và chủ yếu được đem lại do trọng lượng bản thân của khối, khối
thanh mảnh có mức độ ổn định cao hơn do phát huy thêm lực liên kết cài nối
giữa các khối, còn khối rỗng (xếp đều) thì ổn định chủ yếu nhờ vào ma sát tiếp
xúc giữa chúng.
- Theo cách xếp: khối phủ có thể được xếp rối hoặc xếp đều. Xếp rối dùng cho
các khối lớn để đảm bảo được độ rỗng giữa các lớp. Xếp đều dùng cho các khối
4

có hình dạng đơn giản.
- Theo số lớp: khối phủ có thể được xếp 01 lớp hoặc 02 lớp. Van der Meer
(1988) dựa trên các kết quả thí nghiệm mô hình tỉ lệ nhỏ đã so sánh đặc tính ổn
định của khối phủ 01 lớp và 02 lớp. Với khối phủ 01 lớp có tính ổn định ban
đầu rất cao nhưng một khi đã xuất hiện hư hỏng thì hư hỏng lại phát triển rất
nhanh theo kiểu lan truyền do không có tính tự hàn gắn (phá hoại giòn). Ngược
lại, với khối phủ 02 lớp mặc dù ổn định ban đầu thấp nhưng khoảng cách từ lúc
bắt đầu hư hỏng đến lúc hư hỏng là khá xa bởi có tính tự hàn gắn cao, do vậy có
tính an toàn hơn.
1.2 Ứng dụng khối phủ dị hình ở Việt Nam

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

mái phía trước ổn định hơn. Mức độ gia tăng này đã được De jong (1996)
nghiên cứu với khối phủ Tetrapod 02 lớp trên đê chắn sóng đá đổ mái nghiêng.
1.4 Tổng quan nghiên cứu sóng tràn qua đê chắn sóng đá đổ mái
nghiêng và hiệu quả giảm sóng tràn của khối phủ
1.4.1 Sóng tràn qua đê chắn sóng đá đổ mái nghiêng
Tính toán sóng tràn là một bước quan trọng trong thiết kế hình học mặt cắt
ngang đê chắn sóng. Hiện nay có nhiều phương pháp tính toán lưu lượng sóng
tràn trung bình cho đê chắn sóng đã được đưa vào các tiêu chuẩn như TAW-
2002 hay EurotOp-2007. Trong đó, có hai phương pháp được sử dụng khá phổ
biến cho đê đá đổ mái nghiêng đó là TAW-2002 (Van der Meer, 1999) và
Owen (1980, 1982). Ở đây xin trích dẫn công thức TAW-2002:
6

3
0
0
1
0,20exp 2,6
c
mr
m
R
q
H
gH






(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

.
1.5 Kết luận Chƣơng I
Trong bối cảnh biến đổi khí hậu toàn cầu và nước biển dâng như hiện nay thì
việc nghiên cứu ứng dụng loại khối phủ mới có độ ổn đinh thủy lực cao trong
điều kiện có sóng tràn là vô cùng cấp thiết. Mặc dù mới được phát minh nhưng
khối phủ RAKUNA IV đã được các nhà khoa học quan tâm nghiên cứu tính
năng ổn định trong các điều kiện thủy lực và dạng kết cấu công trình khác nhau.
Tuy nhiên, các nghiên cứu này mới chỉ dừng lại ở việc nghiên cứu ổn định
trong điều kiện đê không cho phép tràn. Để tiếp tục phát hiện thêm tính năng ổn
định của loại khối phủ này, tác giả tiến hành nghiên cứu sự ổn định và tính năng
chiết giảm sóng tràn của nó cho đê mái nghiêng khi có sóng tràn bằng thí
nghiệm mô hình vật lý máng sóng. Thông qua sự tương tác sóng - công trình,
luận án sẽ đi sâu và giải thích bản chất vật lý của hiện tượng "đệm nước", yếu
tố chi phối đến đặc tính chiết giảm sóng tràn của khối phủ RAKUNA IV.
7

CHƢƠNG 2 NGHIÊN CỨU TRÊN MÔ HÌNH VẬT LÝ VỀ ỔN ĐỊNH
THỦY LỰC CỦA KHỐI PHỦ RAKUNA IV KHI CÓ SÓNG TRÀN
2.1 Giới thiệu khối phủ RAKUNA IV
RAKUNA IV là loại khối phủ mới của Nhật Bản được phát minh vào năm
2007. RAKUNA IV cũng có cấu tạo bốn chân như Tetrapod nhưng góc cạnh
hơn và đặc biệt là có thêm 04 hốc lõm ở các chân nên chúng đem lại một số lợi
ích: Hiệu quả tiêu sóng tăng; Gia tăng liên kết giữa các khối phủ do chân cấu
kiện được cài vào các hốc lõm; Độ rỗng lớn (56,5%) làm giảm chi phí; Các hốc
lõm cung cấp thêm không gian sống đa dạng cho nhiều loại sinh vật biển.


Hình 2.1 Cấu kiện RAKUNA IV, Nhật Bản
2.2 Cơ sở khoa học về ổn định thủy lực của khối phủ trên mái nghiêng
Sau nghiên cứu của Iribarren (1938), một số tác giả khác đã nghiên cứu đề xuất

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).

2.4 Mô hình vật lý nghiên cứu ổn định và tính năng chiết giảm sóng
tràn của khối phủ
2.4.1 Lý thuyết tương tự và tỉ lệ mô hình
- Điều kiện tương tự
Để có được tương tự về động học và động lực học cũng như về yếu tố sóng, mô
hình cần làm chính thái. Hằng số tỉ lệ chiều dài sóng và chiều cao sóng giống
nhau đảm bảo tuân thủ định luật tương tự Froude.
- Tỉ lệ mô hình
Dựa vào kích thước khối phủ sử dụng trên thực tế, số liệu về sóng ở vùng biển
Việt Nam và khả năng đáp ứng của hệ thống thiết bị phòng thí nghiệm thủy lực
tổng hợp, Trường Đại học Thủy lợi, tác giả lựa chọn tỉ lệ mô hình là 1/50. Tuy
nhiên, lớp lõi cần lấy theo một tỉ lệ riêng theo Burcharth và nnk (1999) nhằm
đảm bảo tính tương tự của dòng chảy thấm trong lõi đê, tránh hiện tượng nước
dâng bên trong lõi đê làm ảnh hưởng đến ổn định của khối phủ chính. Tỷ lệ mô
hình và kích cỡ vật liệu làm mô hình được tóm tắt ở Bảng 2.1.
Bảng 2.3 Kích thước của khối phủ ngoài, lớp giữa và lớp lõi
Loại khối
Nguyên mẫu
Tỉ lệ
Mô hình
Ghi chú
Dn(cm)
Dn(cm)
RAKUNA
205,5

l
= 50
4,11
Tiêu chuẩn Froude

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

đê mô hình ở cao trình +0,75m so với đáy máng (xem như đáy máng ở +0,0m).
Chiều cao lưu không (R
c
) dao động từ 0,6H
m0
đến 1,5H
m0
, tương ứng với điều
kiện sóng tràn từ ít đến nhiều.

Hình 2.10 Mặt cắt ngang đê mô hình trong máng sóng
2.4.2.3 Bố trí mô hình
Sơ đồ bố trí mô hình thí nghiệm được thể hiện trong Hình 2.11.

Hình 2.11 Sơ đồ bố trí thí nghiệm
Ba đầu đo sóng được bố trí phía trước đê để phân tách sóng phản xạ với sóng tới
10

nhằm xác định được các tham số sóng thiết kế tại vị trí đê.
Để phục vụ cho việc phân tích và đánh giá độ ổn định của khối phủ, hai máy
quay có độ phân giải cao được đặt tại hai vị trí cố định ở bên trên phía trước đê
và vuông góc với tường kính của máng sóng để ghi lại toàn bộ quá trình chuyển
động của khối phủ trong suốt quá trình thí nghiệm. Để phân tích về sóng tràn,
lượng nước tràn qua đỉnh đê được thu vào thùng chứa phía sau đê bằng máng
thu nước kích thước 0,1m hoặc 0,2 m
2.4.3 Chương trình thí nghiệm
Trong nghiên cứu này tác giả thực hiện thí nghiệm với 9 độ dốc sóng khác
nhau. Mỗi độ dốc sóng được thực hiện với 4 mực nước khác nhau trong máng
sóng đó là 52.5, 55.0, 57.5 và 60cm. Nhằm đánh giá khả năng chiết giảm sóng
tràn của khối phủ RAKUNA IV so với khối phủ khác, tác giả lựa chọn thực

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

0,136-
0,211
0,63-
1,45
Sóng tràn,
ổn định
TETRAPOD
08
0,145-
0,180
1,5-2,5
3,0 -
5,14
0,137-
0,210
0,76-
1,45
Sóng tràn
2.4.4 Các tham số đo đạc
Các tham số đo đạc chính bao gồm: chiều cao sóng H
m0
, chu kỳ sóng T
m
, lưu
lượng sóng tràn trung bình q, số khối bị dịch chuyển tương đối N
od
.
2.5 Kết luận Chƣơng 2
Xác định được mối quan hệ giữa các tham số chi phối cơ bản bằng phép phân
tích thứ nguyên Buckingham (Phương trình (2.11)), đây là cơ sở để thiết kế các

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

với mức độ hư hỏng theo số con sóng
và độ dốc sóng (khi có sóng tràn)
Kết quả cho thấy hư hỏng của lớp phủ phát triển theo số con sóng, hay nói cách
khác là đặc tính ổn định của khối phủ RAKUNA IV trong trường hợp này cũng
phụ thuộc vào thời gian bão tác động và chu kỳ sóng tương tự như các hệ khối
phủ 02 lớp khác trong trường hợp sóng không tràn.
Cũng với kết quả tính toán trên, mối quan hệ giữa chi số ổn định N
s
và mức độ
hư hỏng N
od
tại thời điểm N
z
= 3000 con sóng ứng với hai khoảng chiều cao lưu
12

không tương đối R
c
/H
m0
< 1 (điểm màu xanh) và R
c
/H
m0
≥ 1 (điểm màu đỏ) thể
hiện trên Hình 3.2.

Hình 3.2 Quan hệ giữa chỉ số ổn định N
s
với mức độ hư hỏng tại N

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

s od
sm
n
z
HN
N a b s
D
N




   







(3.1)
Phương trình (3.1) có thể được biến đổi về dạng sau đây:
0.5
* 0.2
0
0.50
s od
sm
n
z

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

13

có sóng tràn (điểm tròn xanh) được thể hiện trên Hình 3.3. Đường màu đỏ là
đường cong ổn định của khối phủ RAKUNA IV khi không có sóng tràn (Tuấn
và nnk, 2012). Qua đó cho thấy ổn định của khối phủ khi có sóng tràn (điểm
tròn xanh) nằm cao hơn hẳn so với trường hợp không có sóng tràn (đường đỏ).

Hình 3.3 Ổn định của khối phủ khi có sóng tràn so với trường hợp không sóng tràn
Tương tự như De jong (1996), sự ảnh hưởng này có thể được xét đến thông qua
một hệ số biểu thị cho sự gia tăng về mức độ ổn định khi có sóng tràn:
0.5
0.2
00
0.50 3.73 1.39 . ( / )
s od
m s c m
n
z
HN
s F R H
D
N




  








(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.

14

Hình 3.4 Quan hệ giữa F
s
và chiều cao lưu không tương đối R
c
/H
m0

Dựa vào xu thế tương quan giữa F
s
và R
c
/H
m0
(Hình 3.4), tác giả đề xuất biểu
thức tổng quát xác định hệ số F
s
có dạng tổng quát như sau:
0 1 0
0
exp( . / ) 1.0
1.0 / 1.50
s c m
s c m
F c c R H
F R H
   


(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

theo phương trình (3.3) có kể đến hệ số gia tăng ổn định F
s
được xác định theo
phương trình (3.6). Kết quả các điểm thực nghiệm về ổn định của khối phủ
RAKUNA IV khi có sóng tràn (điểm tròn xanh) được thể hiện trên Hình 3.5
cùng với đường cong đặc tính ổn định của khối phủ (đưởng đỏ đậm).

Hình 3.5 Số liệu thực nghiệm và đường cong đặc tính ổn định của khối phủ
RAKUNA IV khi có sóng tràn
3.3 Sóng tràn và tính năng chiết giảm sóng tràn của khối phủ Rakuna IV
Trước tiên, xét ảnh hưởng của số Iribarren 
m1,0
đến hệ số chiết giảm γ
r
cho cả
hai loại khối RAKUNA IV và Tetrapod. Hệ số chiết giảm sóng tràn γ
r
có thể
xác định như sau:

(3.7)
log( )
log( )
TAW
r
m
Q
Q



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
đại diện. Có thể nhận thấy rằng hệ số chiết giảm sóng
tràn của khối phủ RAKUNA IV hơi lớn hơn so với Tetrapod (vị trí các điểm
màu xanh nằm cao hơn các điểm màu đỏ), đồng nghĩa với RAKUNA IV có
khả năng chiết giảm sóng tràn thấp hơn so với Tetrapod.
3.3.1 Hệ số nhám chiết giảm sóng tràn của khối phủ TETRAPOD


Hình 3.7 Hệ số chiết giảm sóng tràn
của khối phủ Tetrapod
Hình 3.8 Kết quả sóng tràn được phân
tích lại theo hệ số chiết giảm sóng tràn
Hệ số chiết giảm sóng tràn của khối phủ Tetrapod được xác định cho 2 khoảng
giá trị 
m1,0
= 2,0 ÷ 4,0 và 
m1,0
> 4,0 (Hình 3.7). Bằng phương pháp phân tích
16

hồi quy, tương ứng với mỗi khoảng giá trị 
m1,0
có một giá trị 
r
đại diện, cụ
thể là: 
r
= 0,39 với 
m1,0
=2,0 ÷ 4,0 và 

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

của khối phủ Rakuna IV
Hình 3.10 Kết quả sóng tràn được phân
tích lại theo hệ số chiết giảm sóng tràn
Với kết quả hệ số chiết giảm sóng tràn ứng với hai khoảng giá trị 
m1,0
vừa tìm
được, các số liệu sóng tràn được tính toán lại theo công thức Van der Meer và
được thể hiện như trên Hình 3.10. Kết quả cho thấy lưu lượng sóng tràn tương
ứng với giá trị 
r
tìm được phù hợp tốt với quy luật chung của TAW-2002. Tóm
lại, kết quả hệ số nhám trung bình của khối phủ RAKUNA IV tương ứng với
các khoảng giá trị của số Iribarren như sau:

r
= 0,41 khi 
m1,0
= 2,0 - 4,0

r
= 0,51 khi 
m1,0
> 4,0
(3.8)
17

3.4 Nghiên cứu khả năng chiết giảm sóng tràn của khối phủ RAKUNA
IV bằng mô hình toán
3.4.1 Giới thiệu mô hình
Máng sóng số IH2-VOF có khả năng mô phỏng tương tác sóng - công trình với

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



   



     


    


(3.10)
Và được khép kín bởi hệ phương trình vận chuyển rối
0
i
i
u
x





(3.11)
   
''
2
22
11
2 2 2
50 50
1
1 (1 )
11
1

(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




 

   


     
      




  






(3.12)

Mặt thoáng ngẫu nhiên của chất lỏng chuyển động được mô tả thông qua
phương trình biến đổi thể tích VOF của khối chất lỏng xem xét.
( ) ( ) 0
F
uF F
t x y

  
  
  

(3.13)
Kết quả mô phỏng tương tác sóng - công trình của mô hình chịu ảnh hưởng
nhiều bởi các hệ số cản tuyến tính α và hệ số cản phi tuyến β. Đây là hai hệ số
phụ thuộc chủ yếu vào kích thước và độ rỗng của khối phủ.
0.43
50
44029.22
n
D



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

UT
KC
nD


(3.15)
3.4.3 Kiểm định và hiệu chỉnh mô hình
Việc hiệu chỉnh và kiểm định mô hình máng sóng số IH2 - VOF được thực hiện
trên cơ sở mô hình thí nghiệm vật lý cho mặt cắt số 4 đê chắn sóng Nghi Sơn.
Các thí nghiệm dùng cho kiểm định đã được thực hiện trong máng sóng Trường
Đại học Thủy lợi với 3 kịch bản sóng tràn khác nhau. Các thí nghiệm mô hình
vật lý lựa chọn cho kiểm định mô hình toán được trình bày ở Bảng 3.5.
Bảng 3.5 Các kịch bản thí nghiệm dùng cho kiểm định mô hình toán
Thí nghiệm
D (m)
H
m0
(m)
T
p
(s)
t. (s)

0m

R
c
(cm)
H17T25
0,520

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.

Hình 3.12 Vị trí các đầu đo trong mô hình toán
Sử dụng số liệu sóng thực đo tại vị trí đầu đo số 1 ở mô hình vật lý theo dạng
phổ JONSWAP chuẩn làm số liệu sóng đầu vào cho mô hình toán. Sóng thực
đo tại vị trí đầu đo số 2 được sử dụng để so sánh với sóng trong mô hình toán.
Hình 3.18 và Hình 3.19 lần lượt minh họa kết quả so sánh đường quá trình sóng
và phổ sóng cho trường hợp H17T25. Kết quả cho thấy có sự phù hợp khá tốt
giữa kết quả tính toán và thực đo.


Hình 3.13 Kết quả kiểm định đường quá trình sóng ở điều kiện mực nước 0.52m

Hình 3.19 So sánh phổ sóng tính toán và thực đo
Hệ số α và β không chỉ phụ thuộc vào kích thước vật liệu mà còn phụ thuộc vào
0 5 10 15 20 25
0
0.5
1
x(m)
y(m)
Wave gauges position
1
2
18 19 20 21 22 23 24 25
0
0.2
0.4
0.6
0.8

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

Khối phủ
Đỗ rỗng n (-)
0,25
0,36
0,545
Đƣờng kính D
50
(cm)
0,025
0,035
0,070
Hế số cản tuyến tính α (-)
1000
1000
1000
Hệ số cản phi tuyến β (-)
0,44
0,8
0,861
3.4.4 Hiệu ứng đệm nước
Hiệu ứng đệm nước được cho là yếu tố dẫn tới sự phụ thuộc của hệ số chiết giảm
sóng tràn 
r
vào 
m-1, 0
hay là vào tính chất tương tác của sóng trên mái đê. Để làm
sáng tỏ sự hình thành đệm nước, tác giả đã tiến hành mô phỏng đánh giá tương
tác sóng - đê bằng máng sóng số với các tham số đã được kiểm định cho ba
kịch bản: sóng dài (H = 0,145m, T = 3,01s, 
m-1, 0

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

b) H15T30, t = 27,0s
Hình 3.23 Trường lưu tốc dòng chảy với trường hợp sóng dài, β = 0,8; ∆t = 1,1s
3.5 Kết luận chƣơng 3
Kết hợp thí nghiệm mô hình máng sóng vật lý và mô hình máng sóng số IH2 -
VOF, kết quả cho thấy:
Đặc tính ổn định của khối phủ RAKUNA IV dùng cho đê đá đổ mái nghiêng
khi có sóng tràn cũng phụ thuộc vào thời gian bão tác động và chu kỳ sóng như
các hệ khối phủ 02 lớp khác trong trường hợp sóng không tràn (Hình 3.1).
Luận án đã xác định được hệ số gia tăng ổn định khối phủ khi có sóng tràn (Công
thức 3.6).
Luận án đã xác định được hệ số chiết giảm sóng tràn 
r
cho khối phủ RAKUNA
IV ứng với 2 khoảng số Iribarren 
m-1, 0
khác nhau (Công thức 3.8). Qua kết quả
mô phỏng tương tác sóng - đê bằng mô hình máng sóng số IH2 - VOF đã giải
thích được tính chất phụ thuộc của 
r
vào số Iribarren 
m-1, 0
thông qua hiệu ứng
đệm nước.
22

CHƢƠNG 4 ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU THIẾT KẾ LỚP
PHỦ ĐÊ CHẮN SÓNG CẢNG NGHI SƠN-THANH HÓA
4.1 Giới thiệu đê chắn sóng cảng Nghi Sơn -Thanh Hóa
Vị trí đê chắn sóng được đặt từ bờ của khu nhà máy lọc hóa dầu kéo dài đến độ
sâu –5,0 m, chiều dài đê là 1.500 m, kết cấu đê dạng mái nghiêng phủ 02 lớp

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

sóng tràn do độ nhám của khối phủ RAKUNA IV 
r
để tính toán cao trình đỉnh
đê, cụ thể là 
r
lấy bằng 0,41 vì theo điều kiện biên tại công trình đê chắn sóng
Nghi Sơn có số Iribaren ξ
m0
= 3,24 < 4. Và công thức tính ổn định khối phủ
RAKUNA IV khi có sóng tràn (công thức 3.3 và 3.6).
4.2.1 Cao trình đỉnh đê
* Khi cho phép sóng tràn qua đê: Z
đ
= Z
tkp
+ R
c

Z
đ
- Cao trình đỉnh đê thiết kế; Z
tkp
= +4.13 m - Cao trình mực nước thiết kế; R
c

- Độ cao lưu không đỉnh đê;γ
r
- Hệ số chiết giảm sóng tràn do độ nhám mái, γ
r
=

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

của khối phủ RAKUNA IV
vào trong công thức tính toán lưu lượng sóng tràn TAW-2002 (Công thức 1.6).
- Tích hợp được hệ số gia tăng ổn định khối phủ F
s
(công thức 3.6) ở mái trước
vào trong công thức tính ổn định khối phủ của Tuấn và nnk (2012).
- Đề xuất việc sử dụng khối phủ RAKUNA IV có trọng lượng 4 tấn cho đê chắn
sóng cảng Nghi Sơn trong điều kiện đê cho phép sóng tràn để thay cho khối