Ket cau bao ve mai doc co hoc thuy khi

KẾT CẤU KÈ BẢO VỆ MÁI DỐC, TÍNH TỐN KẾT CẤU TỰ CHÈN PĐT- CM 5874 VÀ CHÂN KÈ HWRU-TOE-2001 BẰNG PHẦN MỀM ABAQUS Phan Tấn Huy 1, Nguyễn Đăng Hưng 1, Nguyễn Văn Hiếu Phan Đức Tác 3, Nguyễn Văn Mạo Công ty Hưng Việt Technology, 811/40/50 Nguyễn Duy Trinh, P Phú Hữu, Q9, Tp HCM Khoa Xây Dựng - ĐH Kiến Trúc Tp HCM Nguyên chuyên viên Bộ nông nghiêp phát triển nơng thơn Đại Học Thuỷ Lợi Hà Nội Tóm tắt: Các nghiên cứu cải tiến phát triển kè bảo vệ mái dốc có kết cấu mảng mềm chân khay đá đổ ống bê tông, từ năm 70 kỉ 20 trở lại có đóng góp đáng kể mặt thực tiễn lí luận kỹ thuật đê kè nước ta Các tác giả báo cung cấp thơng tin tình hình nghiên cứu phát triển hai loại kết cấu này, đồng thời giới thiệu kết phân tích kết cấu mảng mềm CM 5874 chân kè HWRU-TOE-2001 chương trình tính tốn ABAQUS Các nhận định từ kết tính tốn phù hợp với nhận đinh nghiên cứu mơ hình thực nghiệm mơ hình tính tốn khác tính bền vững, khả giảm thiểu chiều dày cấu kiện đảm bảo điều kiện an tồn theo thiết kế Điều tạo triển vọng cho việc nghiên cứu tối ưu kết cấu để thích ứng với tác động ngày phức tạp thiên nhiên Nội dung báo thông tin tham khảo tốt cho công tác nghiên cứu thiết kế cơng trình bảo vệ bờ sơng, bờ biển nước ta Slope protection structures, Structural analysis of inter-locking blocks PDT - CM 5874 & toe structure type HWRU-2001 by using ABAQUS Abstract: There exist several studies on flexible-concrete slope protection structures and cylinder rock filled toe protection since 1970s These works contributed considerably to the development of dike and revetment technology in Vietnam, both theoretically and practically In this paper, an overview of the state of the art in studying and applying these above two structural types above mentioned is given Furthermore, research results on structural analyses of inter-locking blocks CM 5874 & toe structure type HWRU-2001 by using ABAQUS computational software are presented The highly complicated nonlinearity contact problem between concrete blocks is taken account so that the computation can may describe the realistic behavior of the structures under wave loadings such as very dangerous storm.The results are well in line with recommendations from previous analytical and experimental studies regarding durability, stability and reduction of the required thickness This constitutes important basis for further studies on optimal and reliable design to cope with future changes of the natural condition Contents presented in this paper are useful information and reference for further researches, and mostly effective tool for structural design of coastal protection of Vietnamese seasides 1 Khái quát tình hình phát triển kè bảo vệ mái dốc Việt nam Mái đê, bờ sông, bờ biển thường xun chịu tác động sóng dịng chảy… Các tác động nguyên nhân gây xói lở bờ sơng, bờ biển, phá vỡ hệ thống đê điều gây thảm hoạ cho người sống ven sông, ven biển Hàng năm nhà nước phải bỏ khoản kinh phí lớn để khắc phục hậu xói lở bờ sơng, bờ biển ngập lụt vỡ đê Nhằm hạn chế thấp thiệt hại thiên tai, nhà nước Việt Nam có chiến lược dự án cụ thể nhằm thích ứng với kịch biến đổi khí hậu tồn cầu ảnh hưởng đến nước ta Để giải vấn đề ấy, xây dựng người ta sử dụng kết cấu bảo vệ mái dốc gọi kè bảo vệ mái dốc (KBVMD) Kè có hai phận chịu tác động trực tiếp sóng dịng chảy thân kè chân kè Trong nhiều năm qua Việt Nam sử dụng công nghệ truyền thống, nghiên cứu sáng chế ứng dụng nhiều cơng nghệ nước ngồi nên kết cấu KBVMD tồn nước ta tương đối phong phú đa dạng Tuy nhiên khái quát kết cấu thân kè thành số dạng kết cấu Dạng thứ kết cấu tơi rời kè đá đổ, đá xếp, cấu kiện bê tông không liên kết… Dạng thứ hai kết cấu liền khối đá xây, bê tông, bê tông cốt thép liền khối Dạng thứ ba kết cấu mảng mềm mảng cấu kiện bê tông tự chèn, cấu kiện bê tông cài vào lưới thép, cấu kiện bê tông xâu dây ni lông… Dạng thứ tư kết cấu mềm túi cao su cát… Kết cấu chân kè có nhiều dạng Dạng thứ khối đá xếp, khối bê tông xếp liền kề… Dạng thứ hai kết cấu cứng tường đá xây, tường bê tông, bê tông cốt thép… Dạng thứ ba ống bê tơng đúc sẵn có chu vi tròn đa giác bỏ đá hộc… Tuỳ điều kiện cụ thể kết cấu bộc lộ rõ ưu nhược điểm sau lần gặp bão lũ Tuỳ thuộc vào tầm quan trọng quy mô dự án, KBVMD thiết kế mức đảm bảo an toàn khác Phần lớn dự án tính tốn theo tiêu chuẩn kỹ thuật làm việc đến bão cấp cấp 10 Liên tiếp hai năm 2005 2006 bão đổ trực tiếp vào Thanh Hoá Nam Định với cấp độ lớn cấp độ thiết kế, đê biển bị tràn, KBVMD bị hư hỏng, có kè bị phá huỷ hoàn toàn Trên đoạn đê sử dụng nhiều kiểu kết cấu kết cấu kè mảng mềm kết cấu kiện bê tông tự chèn, chân kè ống bê tông đổ đá hộc mức độ hư hỏng so với hình thức kết cấu khác KBVMD chống xói lở bờ sơng khu vực Sài Gịn đồng Nam Bộ tương đối đa dạng Trong nhiều năm qua kết cấu mảng mềm khối bê tơng tự chèn trợ giúp lưới thép có nhiều thuận lợi thi công bền vững trước tác động dịng chảy gây xói sơng ứng dụng vào nhiều dự án đồng sông Cửu Long… Kết cấu KBVMD cấu kiện bê tông T1, T2, T3, TSC-178 đưa vào xây dựng nước ta từ năm cuối thập kỉ 70 kỉ 20, đáng ý kết cấu TSC-178, tác giả Phan Đức Tác có liên kết tự chèn để tạo thành mảng mềm, cấp băng độc quyền sáng chế Tuy đến năm đầu thập kỉ 90 sau kết thúc đề tài khoa học công nghệ cấp nhà nước “Nghiên cứu hồn thiện cơng nghệ kết cấu TSC-178”, kết cấu kiểm chứng thí nghiệm thực phịng thí nghiệm vật rắn biến dạng trường đại học Thuỷ Lợi phịng thí nghiệm thuỷ lực Viện Khoa Học Thuỷ Lợi, kết cấu TSC-178 có sức thuyết phục sở khoa học thực tiễn Các nội dung nghiên cứu kết cấu KBVMD mảng mềm kết cấu TSC-178 thời kì cơng bố luận án tiến sĩ Phan Đức Tác, Hà Nội 1996 Năm 2006 TS Phan Đức Tác lại đề xuất kết cấu PĐT-CM 5874 có khả tạo mảng mềm có độ linh hoạt mềm dẻo kết cấu có trước Cùng với nghiên cứu thân kè, chân kè quan tâm cách tích cực Kết cấu chân kè ống bê tơng có tiết diện tròn đổ đá hộc ứng dụng nhiều dự án nước ta từ năm 70 kỉ 20 Loại chân kè có ưu điểm bị biến dạng lún Nhược điểm tiếp xúc ống bê tơng trịn khơng tốt nên dễ bị biến dạng cục biến dạng thấm khối đất chân kè Nhóm nhà khoa học tham gia đề tài khoa học công nghệ cấp GS.TS Nguyễn Văn Mạo trường Đại Học Thuỷ Lợi làm chủ nhiệm đề xuất loại chân kè HWRU-TOE với ống bê tơng có mặt cắt hình lục giác đổ đá hộc khắc phục nhược điểm chân kè ống trịn nói [12] Kết cấu phân tích cơng phu mơ hình tốn thí nghiệm máng sóng phịng thí nghiệm thuỷ lực tổng hợp trường ĐH Thuỷ Lợi Năm 2001, kết cấu HWRU-TOE lần thử nghiệm vào dự án khoa học song phương Bỉ Việt (ANTIERO) bờ biển Hàm Tiến Mũi Né, Bình Thuận GS.TSKH Nguyễn Đăng Hưng (ĐH Liege, Vương Quốc Bỉ) GS.TS Nguyễn Văn Mạo làm chủ nhiệm từ kết cấu mang ký hiệu HWRU-TOE-2001 [14] Hiện kết cấu HWRU-TOE-2001 áp dụng nhiều dự án đê biển Bình Thuận, Ninh Thuận, Nam Định … Đến loại kết cấu KBVMD mảng mềm kiểu TSC-178, CM 5874… kết cấu chân kè kiểu HWRU-TOE-2001 không nhiều dự án lựa chọn để xây dựng mà thu hút ý giới khoa học [13],[15] Đáng ý phân tích kết cấu TSC-178 phần mềm SAMCEF sinh viên cao học Bỉ thuộc chương trình EMMC phân tích kết cấu PĐT- CM - 5874 Phan Tấn Huy Nguyễn Văn Hiếu phần mềm ABAQUS có chung nhận định kết cấu có độ bền vững cao, chiều dày cấu kiện bê tơng giảm thiểu đảm bảo hệ số an toàn theo yêu cầu thiết kế Một vấn đề đặt là, số liệu khảo sát có độ tin cậy cao, nghiên cứu giải tốt vấn đề ăn mòn bê tơng, hồn thiện cơng nghệ thi cơng đảm bảo mức độ xác cần thiết, thực nghiêm túc quy trình quản lý chất lượng xây dựng người thiết kế tính tốn giảm thiểu chiều dày kết cấu KBVMD mảng mềm, mang lại hiệu kinh tế rõ rệt Phân tích kết cấu kè bảo vệ mái dốc (KBVMD) CM-5874 phần mềm ABAQUS 2.1 Mơ hình tốn tiếp xúc ABAQUS Việc phân tích vấn đề tiếp xúc cần thiết để áp dụng phương pháp PTHH lĩnh vực xây dựng khí Sự tiếp xúc hai nhiều vật rắn biến dạng thường xảy toán học Ngay trường hợp vật liệu đàn hồi tuyến tính, vấn dề tiếp xúc lúc tốn phi tuyến Giả sử có tiếp xúc xảy hai nút A B theo hướng n gọi chuyển vị tương đối chúng theo phương là: UnAB = qnA qnB (qnA chuyển vị nút A theo phương n ) Điều kiện tiếp xúc xảy khi: UnAB ≤ B (B khoảng cách tương đối nhỏ điểm để xảy tiếp xúc) Các bậc tự tiếp xúc tách riêng sau: q = {q1; q2} Trong đó, q1: bậc tự không tiếp xúc; q2: bậc tự tiếp xúc Hệ thống phương trình viết sau: K11 K12 K 21 K 22 dq1 dq = Fext 1- F int1 Fext - F int qmin < q2 + dq2 < qmax Bậc tự q1 rút gọn bậc tự q2 giữ lại kết cấu phụ cuối sau: dq1 = K11-1 ( Fext1 - F int1 - K12 dq2 ) * ( K 22 - K 21 K11-1 K12 ) dq2 = K 22 dq2 = F2* * qmin < dq2 < qm* ax Nếu ma sát tốn giải theo phương pháp tối ưu toán học sau: * min(dq2T K 22 dq2 - dq2 F2* ) , * qmin < dq2 < qm* ax Nếu có ma sát tốn giải theo phương pháp biến phân penalty sau: Khi xảy tiếp xúc, lực xuất nhờ lò xo ảo liên kết A B, khơng có tiếp xúc khơng cịn lực tác dụng H1 Sơ đồ mơ hình hóa tốn ABAQUS 2.2 Mơ hình mơ thảm bê tơng PĐT CM 5874 2.2.1 Kích thước đặc tính cấu kiện CM 5874 Cấu kiện CM 5874 giới thiệu khối bê tơng cốt thép đặc có khối lượng 100 kg có nhiều mặt vát, mặt phía có mố nhám Chiều dài khối 64, bề rộng 43 dày 24 tính cm Được mơ hình phần mềm Catia V5R19 làm sở hình học để phát triển hệ thống vỏ mái kè cách mau chóng thuận tiện xuất sang chương trình ABAQUS để tính tốn H2 Kích thước đầy đủ khối CM 5874 H3 Chia lưới cho khối bê tông CM 5874 ABAQUS Khối CM 5874 có đặc trưng vật liệu sau: Môđun đàn hồi: E = 2.5E10 N/m2, Hệ số Poisson : 0.2, Khối lượng riêng : 2500 kg/m3, Ứng suất tới hạn bê tông chịu nén: 3.0 E7 N/m2, Ứng suất tới hạn bê tông chịu kéo : 1.3E6 N/m2 2.2.2 Thảm bê tơng CM 5874 Bài tốn tính cho thảm lớn kích thước 12 x 12 khối bị sóng đánh vào, nhiên ta đưa tốn đối xứng để giải, mơ hình thảm khảo sát nửa, nghĩa thảm khảo sát có x 12 khối (H4) Các khối lắp ghép có khoảng hở 5mm, chiều dài khối hướng phía biển Độ dốc mái 1:4 Hệ số ma sát khối 0.3 H4 Mơ hình lắp ghép 6x12 khối Catia H5 Chia lưới thảm bê tơng CM5874 Dưới tác động sóng lớp phủ mái kè ln có xu hướng trượt phía chân khay tác dụng thành phần lực tải trọng thân khối Mặt khác có áp lực đẩy dất trước thời điểm sóng đập vào, số khối giảm liên kết với dẫn đến giảm lực ma sát chống trượt Nếu lực ma sát nhỏ lực gây trượt mảng khối phải chống trượt hệ thống chân khay Tuy nhiên, lực truyền xuống chân khay nhỏ phần lớn truyền vào lực ma sát khối cát Nếu hàng cuối mảng không chống đỡ chân khay kết cấu mái kè bị ổn định dẫn đến tốn khơng hội tụ Vì chân khay trường hợp phải ổn định không di chuyển trường hợp tải trọng 2.3 Áp lực sóng đàn hồi 2.3.1 Áp lực sóng biển xảy bão cấp bão cấp 12 Áp lực sóng lớn phân bố mái kè tính dựa vào cơng thức Djunkovski [07] sau : Pm = K Pm g hs (MPa) Trong đó: Pm : áp lực song tương đối tác dụng lên mái dốc phụ thuộc vào chiều cao song hs K : hệ số phụ thuộc độ dài sóng l/hs góc nghiêng mái dốc g : dung trọng nước biển, 1025 kg/m3 crest 0.4Pm Z1 SWL 0.1Pm Z2 Pm L1 0.4Pm L2 L3 0.1Pm L4 j H6 Biểu đồ phân bố áp lực sóng mái kè Tiến hành tính tốn mơ hình tác động sóng (hs = m ; l = 40 m) cơng thức trên, ta có áp lực sóng biển tác động vào vỏ kè với trường hợp bão cấp cấp 12 sau: P cấp = 95 KPa, P cấp 12 = 115 KPa 2.3.2 Nền đàn hồi * Tính thân kè theo mơ hình đàn hồi tuyến tính: Đây mơ hình coi quan hệ ứng suất biến dạng tuyến tính : {s}= [D]{e} Trong tốn này, lớp đất (cát) mơ hình thành lị xo đàn hồi tuyến tính theo phương z phương vng góc với mặt phẳng mái Độ cứng lị xo tính theo cơng thức: Klị xo = kz.Si Trong : kz : hệ số nền; kz = p/S ; S = (0.5 - 0.8) (ở giá trị độ lún S = 5cm lấy theo kết đo thực nghiệm [01] ) Si : diện tích tiếp xúc đất hệ lưới phân bố cho lò xo Theo hai phương x,y mặt phẳng ma sát khối CM-5874 bề mặt mơ hình thành phần tử lị xo tuyến tính có độ cứng kx, ky Theo phương z Theo phương x,y H7 ứng xử đất H8 Phần tử lị xo ABAQUS * Tính thân kè theo mơ hình đàn hồi phi tuyến: Đây mơ hình coi quan hệ ứng suất biến dạng phi tuyến, module đàn hồi E đất khơng cịn số mà thay đổi phụ thuộc ứng suất biến dạng 2.4 Kết tính tốn thảm bê tơng sóng đánh 2.4.1 Kết tính tốn với trường hợp bão cấp 9, cấp 12 bão tới hạn Kết ứng suất chuyển vị thảm bê tông hứng chịu áp lực sóng biển bão cấp : H9 Ứng suất von - Mises H10 Chuyển vị uz H11 Ứng suất von - Mises mặt đối xứng H12 Ứng suất von - Mises khối bê tông chỗ phá hoại Bảng kết tính tốn trường hợp bão đồ thị tương quan áp lực sóng với chuyển vị lún vỏ kè CM 5874 : Trường hợp bão Cấp (95 KPa) Cấp 12 (115 KPa) Tới hạn (360 KPa) Ứng suất (von-Mises) lớn (N/m2) Chuyển vị lún lớn (mm) 173 E3 122 221 E3 176 530 E3 493 H13 Đồ thị quan hệ áp lực sóng chuyển vị uz mái kè 2.4.2 Xác định chỗ phá hủy độ an tồn thảm bê tơng Khi khối bê tơng mảng bị trượt khỏi bề mặt tương tác với cục bên cạnh khơng cịn tiếp xúc lúc xảy phá hủy làm tính liên kết vốn có, mảng bị hỏng làm sút khối lại H14 Chỗ nguy hiểm chỗ đánh dấu X H15 Hiện tượng trượt lên khối Trong toán này, chỗ phá hoại xác định vị trí khối bê tơng nằm đường tác động sóng sát biên ngồi (H14.) Lúc ta tìm áp lực sóng tới hạn (Pth) áp lực gây phá hủy hồn tồn thảm bê tơng, tức áp lực sóng có độ lớn 360 KPa tìm phần Độ an tồn với bão cấp i kí hiệu Si, thảm bê tông tỷ số áp lực sóng tới hạn Pth áp lực sóng Pi trường hợp bão cấp i (Si = Pth / Pi ) Như vậy, hệ số an toàn hay độ an tồn tìm với bão cấp là: S9 = 3.8 Tuy nhiên với kết trên, Si tính cho tải trọng tĩnh (static), ta cần tìm hệ số an tồn tính cho tải trọng động Sđi, nhỏ hệ số an toàn tải trọng tĩnh 1.5 lần Do đó, Sđ9 = 2.5 Tương tự, ta xác định hệ số an toàn động đối trường hợp bão cấp 12: Sđ12 = 2.08 2.4.3 Tối ưu kích thước khối bê tơng Khối bê tông cần tối ưu đề nghị lấy từ khối bê tông PĐT CM 5874 trên, chuyển đổi tỷ lệ chiều để bề dày khối cịn 15 cm Lắp đặt khối có khoảng hở mm thay 5mm thảm Việc chia lưới thơng số tốn hồn toàn giống làm với thảm Lúc này, ta tìm hệ số an tồn động bão cấp 12 cho thảm bê tông Sđ12 = 1.2 áp lực sóng tới hạn 220 KPa Như thấy thảm bê tơng có khả chịu đựng bão cấp 12 Chúng ta thi cơng lắp ghép thảm để bảo vệ bờ biển xảy sóng lớn Một mặt hạ giá thành sản phẩm (tiết kiệm vật liệu khoảng 35% khối), mặt khác giúp khâu vận chuyển thi công dễ dàng so với khối cũ to nặng Tính tốn độ lún chân kè sóng đánh 3.1 Mơ hình hóa chân kè HWRU-TOE-2001 Chân khay cấu tạo hàng ống buy (thay thơng thường hàng) mặt cắt hình lục giác bê tơng cốt thép M200, đường kính d = 1.3m, cao 1.8 m, chiều dày thành ống b = 10 cm đặt thành hai hàng sole Cao trình đỉnh hàng phía ngồi giáp biển -1,6 m Trong ống buy xếp chèn chặt đá hộc kích thước d10-20cm Đây kích thước chân khay HWRU-TOE-2001 áp dụng vào dự án thử nghiệm kè Hàm Tiến, Mũi Né, giới thiệu phần đặt vấn đề báo Trong tốn có tương tác loại vật liệu khác (bê tông, đá hộc, đất cát) xảy trình lún tượng ma sát cục khó dự đốn Việc tính tốn xét trường hợp tĩnh (static) a, Mặt cắt ngang chân kè b, Hình chiếu từ H16 Chân khay HWRU-TOE-2001 gồm hàng ống trụ lục giác xếp sole Đặc tính vật liệu ống buy ( bê tông cốt thép M200 ) sau: Mô-đun đàn hồi: E = 2.5E10 N/m2 , Khối lượng riêng : 2500 kg/m3, Hệ số Poisson : 0.2 Khối lượng : m = 680 kg Hệ số ma sát thành ống 0.3 Hệ số ma sát ống buy với cát đá hộc xung quanh thành ống 0.2 H17 ống buy thực tế H18 ống buy ABAQUS H19 Chia lưới hệ thống chân kè (ống buy,nền,đá hộc) ABAQUS Đối với cát đá hộc ta sử dụng mơ hình vật liệu Drucker-Prager tuyến tính Đá hộc có thơng số vật liệu sau: Môđun đàn hồi: E = 1E10 N/m2, Khối lượng riêng : 1800 kg/m3, Hệ số Poisson: 0.2 Thông số đất mơ hình Druker-Prager sau: Mơđun đàn hồi : E = 20000 N/m2, Hệ số Poisson: 0.2, Góc ma sát : 35O, Biến dạng thể tích ban đầu : 10 Tải trọng tác động lên chân kè Fx phản lực mái kè mái tác dụng lên thành ống buy Kết lấy từ tính tốn phần Có thể thấy phản lực gồm trọng lượng khối bê tông áp lực tương tác khối truyền xuống chân khay sóng đập vào mảng Chú ý việc tính tốn chân kè xét lúc mực nước ngang với mặt thống chân kè, khơng xét tới áp lực âm xảy sóng rút H20 Phản lực mái kè tác dụng lên chân khay H21 Khai báo lực tác dụng lên mặt miếng lót 3.2 Kết tính tốn Tổng số phần tử : : Tổng số node Tổng số ẩn số : 91440 150450 269382 Phân tích kết ta thấy chịu lực từ thân kè truyền xuống chủ yếu hệ thống chân khay vững chắc, chân khay bị lún với độ lớn uz = 60 mm có xu hướng đổ phía biển với chuyển vị lớn hàng ống buy phía cao ux = 25 mm, ứng suất thành ống buy lúc ứng suất nén có độ lớn 1.8E7 N/m2 H22 Chuyển vị ux ( phía biển ) H23 Chuyển vị uz (độ lún) 11 Kết Luận KBVMD mảng mềm kết cấu chân kè HWRU-TOE-2001 kết cấu có khả thích ứng với tác động mạnh mẽ biển Sự làm việc kết cấu mơ mơ hình tốn kết hợp với thí nghiệm máng sóng thuận tiện cho người nghiên cứu cải tiến thiết kế tối ưu kết cấu Hầu hết cơng thức tính toán khả chịu lực khối lát mái kè dựa vào thực nghiệm thơng qua phương trình cân ngoại lực, lực chủ yếu xét : trọng lượng thân, ma sát khối Các kết tính tốn cơng bố báo bước đầu đưa mô hình phần tử hữu hạn khả thi cho việc khảo sát ứng xử thảm bê tông tự chèn PĐT - CM 5874 chứng tỏ khả thích ứng mơ hình cho lời giải thiết kế Các kết rút từ kết phân tích cho thấy: Các cấu kiện kè mái CM 5874 làm việc với tốt dẫn đến gia tăng khả chịu lực kết cấu tác động nguy hiểm sóng biển Phân bố ứng suất khối chủ yếu ứng suất nén giúp cho việc sử dụng vật liệu chế tạo khối tốt (ở bê tông chịu nén tốt) Một số vấn đề hạn chế chưa giải áp lực sóng âm, xét cách đầy đủ tác động địa kĩ thuật, phân biệt trường hợp làm việc bất lợi kè chân kè nghiên cứu hồn thiện tương lai Vì lý thời gian khả chương trình máy tính nên số vấn đề hạn chế chưa giải hệ số đất không đồng số mặt cắt, khả điều chỉnh giảm áp lực đẩy nổi, lún không khối đá so với ống bê tông cấu kiện chân kè HWRU-TOE-2001 nghiên cứu hoàn thiện ngày gần Tuy nhiên, thông qua viết này, kết tính tốn chứng tỏ lựa chọn mơ hình tính tốn hợp lý phù hợp với điều kiện làm việc thực tế kè mảng mềm Ngoài kiện đo đạc thực tế để mơ hình hóa cịn nhiều hạn chế độ xác, sai số kỹ thuật chế tạo thi cơng nên phải có cẩn trọng việc xét đoán kết tính tốn nêu Tài liệu tham khảo [01] Phan Đức Tác, ‘ Giải pháp dùng thảm bêtông tự chèn lưới thép chống sạt lở bảo vệ bờ sông - Thảm PĐT-M ‘ , Hội thảo khoa học công nghệ bảo vệ bờ 25/7/2003 [02] Phan Đức Tác, ‘ Design, production and construction interlocking blocks for pitched slope protection ’, Hà Nội, 1997 [03] Daussault System ‘ Abaqus Analysis User’s Manual ver 6.9 ‘ [04] M.A Crisfield, ’Non-linear finite element analysis of solids and structures Volume 1, ’, 1997 [05] ĐH Thủy Lợi Hà Nội, Bài giảng thiết kế đê cơng trình bảo vệ bờ’, NXB xây dựng, 2001 [06] Kohei Nagai, Shinji Kono, Đào Xuân Quang, ‘Wave Characteristics on the central coast of Vietnam in the South China Sea’, WSPC/101-CEJ [07] Trần Minh Quang, ‘Sóng cơng trình chắn sóng’, Nhà xuất giao thông Hà Nội, 1993 12 [08] Nguyễn Văn Hiếu, ‘Analyzing interaction between tac178-interlocking blocks, soil and water of pitched dike revetment by SAMCEF, Master Thesis, EMMC4,Uni Polytechnique of HCMC 10/2000 [09] Vũ Thị Bích Ngà,’Interaction between TSC - 178 blocks in pitched slope protection’, Master Thesis, EMMC4, University Polytechnique of HCMC 10/2000 [10] Singiresu S Rao, ’The Finite Element Method in Engineering’, 2004 [11] G.R.Liu and S.S.Quek, ‘The Finite Element Method - A practical course’, 2003 [12] Nguyễn Văn Mạo người khác, Nghiên cứu chân kè đê biển, đề tài cấp 1997-1998 [13] Nguyễn Văn Mạo, Nghiên cứu công nghệ giải pháp chống xói lở bờ biển tỉnh Bình Thuận - Tạp chí thuỷ lợi mơi trường 11/2004 [14] Nguyễn Đăng Hưng, Nguyễn Văn Mạo, New structure for coastal protection realized in the Ham Tien, Mui Ne, Vietnam Proceedings of Japan-Vietnam estuary workshop, 82007 WREE Journal [15] Mai văn Công, Mai Văn Trí, Nguyễn Văn Mạo, Nguyễn Quang Hùng, ứng dụng lí thuyết độ tin cậy thiết kế ngẫu nhiên để phân tích an tồn kết cấu cơng trình bảo vệ bờ biển - Tuyển tập hội nghị học thuỷ khí 2005, 2006 13 ... Mạo, New structure for coastal protection realized in the Ham Tien, Mui Ne, Vietnam Proceedings of Japan-Vietnam estuary workshop, 82007 WREE Journal [15] Mai văn Công, Mai Văn Trí, Nguyễn Văn... Tác, ‘ Design, production and construction interlocking blocks for pitched slope protection ’, Hà Nội, 1997 [03] Daussault System ‘ Abaqus Analysis User’s Manual ver 6.9 ‘ [04] M.A Crisfield,... bảo vệ bờ’, NXB xây dựng, 2001 [06] Kohei Nagai, Shinji Kono, Đào Xuân Quang, ‘Wave Characteristics on the central coast of Vietnam in the South China Sea’, WSPC/101-CEJ [07] Trần Minh Quang, ‘Sóng