Tínhcấpthiếtcủađềtài
ĐBSCL có đường bờ biển dài trên 700km, dọc theo đường bời biển tồn tại 23 cửa sông Hiện tượng sạt lở bờ vùng cửa sông, ven biển thực sự là lực cản lớn đối với tiến trình công nghiệp hoá- hiện đại hoá vùng đất phương Nam Những tổn thất do xói lở bờ khu vực cửa sông, ven biển Nam bộ xảy ra trong thời gian qua là hết sức nặng nề: Hàng chục người thiệt mạng và mất tích; Nhiều dãy phố đổ xuống biển;Nhiều làng mạc bị xoá sổ Nhiều cầu cống đường xá trụ sở cơ quan, trường học cơ sở kinh tế công trình kiến trúc, công trình văn hoá bị cuốn theo dòng nước; Nổi bật nhất: khu vực cửa sông biển Gành Hào (Bạc Liêu); Bồ Đề (Cà Mau); bờ biển U Minh Hạ (CàMau).v.v.
Trong các nguyên nhân gây sạt lở, biến đổi khí hậu, nước biển dâng là rất nghiêm trọng hiện nay Một số nơi, rừng phòng hộ không còn, sóng biển tác động trực tiếp vào thân đê, làm sạt lở rất nghiêm trọng hệ thống đê biển Tây, gây rất nhiều khó khăn, tốn kém trong việc xử lý khắc phục cũng như ảnh hưởng rất lớn đến sản xuất, sinh hoạt của nhândân.
Với tình hình sạt lở nghiêm trọng hiện nay, địa phương và các ngành chức năng đã triển khai rất nhiều biện pháp công trình và quy hoạch đồng bộ Trong đó, giải pháp xây dựng các công trình giảm sóng xa bờ, giảm sóng tác dụng đê biển, chống xói khu vực bãi sau công trình đang được ưu tiên hàng đầu Các giải pháp hiện trạng phần nào phát huy được hiệu quả như kè hai hàng cọc ly tâm, đê trụ rỗng, cấu kiện Budasco… Đặc biệt Đê trụ rỗng là một trong những giải pháp bảo vệ bờ biển mới, gần đây tiến hành thử nghiệm và áp dụng như: công trình thử nghiệmnăm2017 của Viện Thủy công tại bờ Biển Tây tỉnh Cà Mau với chiều dài 180m; Năm 2019, Sở NN&PTNT Tỉnh Cà Mau tiếp tục cho xây dựng 500m Đê trụ rỗng vào dự án: Xây dựng Kè cấp bách bảo vệ đê biển Tây Cùng năm 2019, Tại Bạc Liêu triển khai thử nghiệm 60 m Đê trụ rỗng nguồn kinh phí thử nghiệm từ đề tài Bộ Khoa học công nghệ KC.09.08/16-20[1].
Nguyên lí ổn định của Đê trụ rỗng : Ổn định trượt nhờ ma sát bản đáy và Chống lật bằng trọng lượng bản thân kết cấu và đá gia cố trong lòng Đê trụ rỗng Tuy nhiên, đối với địa chất nền yếu và biến đổi giữa các khu vực bờ biển Đông và Tây ở vùng đồng bằng sông Cửu Long (ĐBSCL), Các kết cấu đê trụ rỗng đã có những cải tiến để phù hợp từng khu vực Kích thước và hình dạng kết cấu áp dụng cho khu vực biển Đông ĐBSCL khác so với biển Tây do địa chất nền, điều kiện biên (sóng, mực nước …) tác động biến đổi.
Do vậy, để có đầy đủ cơ sở khoa học áp dụng giải pháp đê trụ rỗng ổn định tại khu vực bờ biển Đông ĐBSCL Tác giả đề xuất đề tài nghiên cứu luận văn:“NGHIÊN CỨU ỔN ĐỊNH ĐÊ TRỤ RỖNG TRÊN NỀN ĐẤT YẾU BẢO VỆ BỜ BIỂN ĐÔNG VÙNG ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG”.Kết quả nghiên cứu có tính thực tiễn và ứng dụng khả thi đáp ứng nhu cầu thiết kế xây dựng khu vực hiệnnay.
Mụcđíchcủađềtài
- Nghiên cứu nguyên lý, tính toán ổn định đê trụ rỗng trên nền đất yếu bảo vệ bờ biển Đông khu vựcĐBSCL.
- Tính toán, thiết kế ứng dụng giải pháp đê trụ rỗng cho khu vực bờ biển Đông, phường Nhà Mát, thành phố Bạc Liêu, tỉnh BạcLiêu
Cách tiếpcận,phươngphápnghiêncứu
Cáchtiếpcận
Để đạt được mục tiêu nghiên cứu, tác giả luận văn đã dựa trên cách tiếp cận cơ sở lý luận về khoa học cơ bản trong việc xây dựng và tính toán ổn định công trình trên nền đất yếu Quá trình nghiên cứu ứng dụng thử nghiệm Đê trụ rỗng bảo vệ bờ biển Tây tỉnh Cà Mau qua các dự án thử nghiệm 180m năm 2016 và 500m Đê trụ rỗng vào dự án: Xây dựng Kè cấp bách bảo vệ đê biển Tây kết hợp xây dựng khu tái định cư (đoạn từ cống Sào Lưới đến Bắc cống Đá Bạc và đoạn từ Nam Đá Bạc hướng về Kênh Mới) được phân tích kế thừa phục vụ nghiên cứu ổn định Đê trụ rỗng bảo vệ bờ biển Đông.
Từ đó áp dụng cụ thể với công trình tại Phường Nhà Mát – Thành phố Bạc Liêu.
Phương phápnghiêncứu
-Phương pháp thống kê: Tổng hợp và xử lý các tài liệu điều kiện tự nhiên, địa hình, địa chất và thủy hải văn của khu vực nghiên cứu từ các dự án, đề tài nghiên cứu.
-Phương pháp kế thừa: Kế thừa các kết quả tính toán, nguyên lý ổn định của giải pháp Đê trụ rỗng đã triển khai ứng dụng.
-Phương pháp nghiên cứu lí thuyết: phân tích các cơ sở lý thuyết về lựa chọn các điều kiện biên, kịch bản tính toán và tổ hợp tải trọng trong tính toán ổn định.
-Phương pháp phân tích mô phỏng: Sử dụng mô hình toán mô phỏng tương tác kết cấu Đê trụ rỗng làm việc đồng thời với đất nền
4.Đối tượng và phạm vi nghiêncứu
- Ổn định của Đê trụ rỗng bảo vệ bờbiển
- Khu vực bờ biển Đông ĐBSCL cụ thể là khu vực bờ biển phường Nhà Mát – TP Bạc Liêu.
- Ổn định nền Đê trụ rỗng theo trạng thái giới hạn I, trên nền đất yếu bảo vệ bờ biển ĐôngĐBSCL
Kết quảđạtđược
- Quy trình tính toán ổn định Đê trụ rỗng theo trạng thái giới hạn I, trên nền đất yếu bảo vệ bờ biển ĐôngĐBSCL.
- Áp dụng tính toán kiểm tra ổn định cho công trình Đê giảm sóng tại phường NhàMát – Thành phố Bạc Liêu – tỉnh Bạc Liêu và các kiến nghị.
6.Ýnghĩa khoa học và ý nghĩa thực tiễn của đềtài
6.1 Ý nghĩa khoa học của đềtài
- Xác định nguyên lý ổn định Đê trụ rỗng tại khu vực nghiên cứu là kết hợp trọng lực và nguyên lýngàm.
- Xây dựng quy trình và tính toán chiều dài chân khay hợp lý cho Đê trụ rỗngxâydựng tại tại khu vực bờ biển phường Nhà Mát– Thành phố Bạc Liêu – tỉnh BạcLiêu.
6.2 Ý nghĩa thực tiễn của đềtài
Nâng cao hiệu quả công tác thiết kế và quản lý đối với các công trình giảm sóng xa bờ áp dụng công nghệ đê trụ rỗng Ứng dụng tính toán công trình bảo vệ bờ biển bị xói lở thực tế ở khu vực bờ biển phường Nhà Mát – Thành phố Bạc Liêu – tỉnh Bạc Liêu.
Bố cục củaluậnvăn
Ngoài phần mở đầu, phần kết luận và kiến nghị, luận văn được trình bày trong 3 chương bao gồm:
Chương 1 –Tổng quan về công trình giảm sóng xa bờ và công nghệ đê trụ rỗng
Chương 2 – Cơ sở lý thuyết tính toán ổn định của Đê trụ rỗng
Chương 3 Phân tích ứng dụng Đê trụ rỗng tại phường Nhà Mát – TP Bạc Liêu-Tỉnh Bạc Liêu
TỔNG QUAN VỀ CÔNG TRÌNH GIẢM SÓNG XA BỜ VÀCÔNG NGHỆ ĐÊTRỤRỖNG
Cácdạngcôngtrìnhgiảmsóngxabờbảovệbờbiển
1.1.1 Côngnghệ tiêu giảm sóng bảo vệ bờ biển trên thếgiới Đê giảm sóng xa bờ bằng đá đổ là dạng thông dụng, truyền thống được áp dụng ở hầu hết các nước Khả năng cung cấp vật liệu là một cản trở khi ứng dụng kết cấu đê loại này Giải pháp này không khả thi ở khu vực có khả năng cung cấp vật liệu đá thấp, hoặc khu vực công trình địa chất phức tạp Do đó, nhiều dạng vật liệu, cấu kiện thay thế đã được đề xuất Ngoài ra, nhằm tăng hiệu quả giảm sóng, phía trên đỉnh và mái đê thay vì các lớp đá có kích thước hạt lớn, các cấu kiện bê tông tiêu giảm sóng như Tetrapode, Aqua được đề xuất là các giải pháp thay thế đem lại hiệu quả cao.
1.1.1.1 Cấu trúc Reefs ball (Quả bóng ngầm san hô/bầu sanhô) Ưu điểm lớn nhất khi sử dụng “Rạn san hô nhân tạo”bảo vệ bờ biển là tính linh hoạt của giải pháp này Giải pháp này không chỉ tăng cường bảo vệ bờ biển, mà còn rất phù hợp cho mục đích lợi dụng tổng hợp vùng bảo vệ ven biển (Ranasinghe và Turner, 2005)[37] Hơn thế nữa, các rạn san hô nhân tạo này rất thân thiện với môi trường sinh thái khi cung cấp môi trường sống cho sinh vậtđáyvà thực vật biển và động vật Một số lượng lớn các nghiên cứu đã được thực hiện nhằm phân tích những lợi ích của việc sử dụng các rạn san hô nhân tạo như một giải pháp bảo vệ bờbiển.
Một loại “rạn san hô nhân tạo” gần đây được sử dụng là quả bóng ngầm san hô-ReefballsHình 1.1 Đây là một giải pháp bảo vệ bờ mang tính cách mạng Reefballs ban đầu được thiết kế như các rạn san hô nhân tạo với mục tiêu sinh thái là chính nhưng sau một thời gian sử dụng giải pháp này đã được ứng dụng để: chống xói lở bờ biển, kết hợp đầm nuôi tôm, tái tạo rừng ngập mặn, và bảo vệ môi trường biển (ReefBãi biển Công ty TNHH, 2007) Precht (2006)[39] nhận định rằng "giải pháp reefballs ngày càng phổ biến trên thế giới vì đây là một giải pháp rất thân thiện với môi trường".
Hình 1.1:Cấu kiện Reef ball sau khi đúc xong[2]
Trong năm 2002, khoảng 200 bóng ngầm san hô đã được thi công để bảo vệ bờ biển Marriot thuộc quần đảo Cayman Hệ thống công trình giảm sóng bao gồm 5 hàng Reef balls, rộng khoảng 7,6 m đến 9,1m Theo thiết kế ban đầu của Tiến sĩ Harris (2003), chiều cao của bóng ngầm dao động trong khoảng 1,1^1,4 m, được đặt ở độ sâu 1,2-1,7 m, đỉnh của công trình chỉ dưới mực nước trung bình thấp nhất khoảng 0,1^0,54 m. Năm 2005, thêm 32 Reef ball đã được thi công ở phía nam của hệ thống chắn sóng. Hàng san hô nhân tạo này đã được thiết kế ở phía trước phần nông nhất và rộng nhất của các rạn san hô tự nhiên Chiều cao của rạn san hô tự nhiên trong khu vực đó là 0,3^0,6 m dưới mực nước biển.
1.1.1.2 Công nghệ tiêu sóng có đục lỗ bề mặt Ý tưởng về đê khối hộp rỗng được Jarlan (Canada) đề xuất vào năm 1961[38] Từ năm
1969 ở Nhật Bản đã xây dựng một số công trình với kết cấu này Ngoài việc tiêu năng lượng sóng, kết cấu có lỗ rỗng còn được kết hợp làm nhà máy phát điện lợi dụng năng lượng sóng cho hiệu quảtốt.
-Kết cấu có tác dụng tiêu sóng tốt, làm giảm chiều cao và năng lượng sóng sau đê
-Tăng ổn định nhờ lực sóng tác dụng lên kết cấu dạng vòm bị phân tách một phần thành lực hướng xuống dưới đối trọng một phần với lực đẩy nối tác dụng lên kết cấu.
-Kết cấu thi công lắp đặt nên tiến độ thi công nhanh, tính linh động cao, có khả năng tái sử dụng lại ỡ những vị trí khác.
-Kết cấu có lỗ trên thân mang tính thân thiện hơn với môi trường, không làm cản trở môi trường sống của các loài động vật trong vùng bố trí bởi vì kết cấu cho phép sinh vật di chuyển xuyên qua cũng như cho phép sự trao đổi nước qua lại giữa thượng hạ lưu công trình.
-Độ cứng tổng thể của kết cấu giảm do có nhiều lỗ rỗng.
-Kết cấu quá đồ sộ với kích thước lớn nên việc thi công lắp ghép cần có những thiết bị siêu trường siêu trọng chuyên dụng để thi công.
Hình 1.4: Đê phá sóng tại Cảng Miyazaki, Nhật Bản[1]
Viện Nghiên cứu Đường thuỷ Trung Quốc đã cải tiến loại kết cấu này trong công trình chỉnh trị cửa Trường Giang và đề xuất 2 dạng kết cấu mới là khối vòm trụ rỗng chứa
MNC TK :+4.12 Phía Nam Phía Bắc
MN thÊp nhÊt :-1.07 Đá 200-400kg Đá 1-100kg Đá 200-400kg mảng mềm mảng bê tông
600 Thù ng chìm bá n nguyệt BTCT L,9m
Mực n• ớ c TK :+0.18 Phía Nam +0.18 Phía Bắc
-4.00 Cá t -4.00 Đá 200-400kg Đá 1-100kg Đá 200-400kg mảng bê tông mảng mềm cát và thùng chìm hình bán nguyệt Thông qua việc đổ cát vào khối vòm đã làm giảm chiều dày BTCT của vòm và đáy, tiết kiệm khối lượng bê tông, giảm giá thành. Đối với trường hợp công trình thi công tại vùng nước sâu, sóng to, nền yếu, yêu cầu tiến độ nhanh, Viện Nghiên cứu Đường thủy số 1 Trung Quốc đã đề xuất loại kết cấu thùng chìm hình bán nguyệt, gần như vòm chứa cát Nhưng có đáy mở rộng để xử lý nền phức tạp trong điều kiện địa chất yếu.
Hình 1.5: Kết cấu khối vòm chứa cát[1]
Sự thành công của đê chắn sóng hình bán nguyệt đã hoạt động đã thu hút được một số lợi ích từ ngành cảng và bến cảng ở châu Á, đặc biệt ở Trung Quốc Vào năm 1997,một đê chắn sóng hình bán nguyệt (dạng sóng mặt trước) dài 527 m đã được xây dựng thành công để bảo vệ khu vực cảng biển Nam cảng Cảng Thiên Tân, Trung Quốc (xemBảng 1.2) Sau năm 2000, một cửa sông hình bán nguyệt hình dài 18 km đã được hoàn thành cho các công trình giai đoạn đầu của Dự án Nâng cao Kênh Sông ngòi sôngDương Tử ở Thượng Hải, Trung Quốc Đây là cầu cảng cửa sông chính là một đê chắn sóng ngập nước ở mực nước cao Đê chắn sóng tại sông Dương Tử được xây dựng từ năm 1998 đến năm 2000 có tổng chiều dài 18km Kết cấu bê tông dự ứng lực dạng vòm bán nguyệt có chiều dài 4.5m bán kính cong ngoài R=4m, bề dày thành d = 0,75m Phía hướng biển bố trí tỉ lệ lỗ rỗng chiếm 11% diện tích bề mặt, phía hướng bờ không có lỗ.
Kết cấu thân đê bằng các đơn nguyên đúc sẵn có bố trí lỗ rỗng trên toàn bộ mặt cong, bản đáy rộng 22m dày 1,5m Bán kính ngoài vòm bán nguyệt R=9,8m có thànhdày0,75m Toàn bộ kết cấu đặt trên thảm mềm ống cát có gia cố thượng hạ lưu bằng đá thả rối với bề rộng thềm gia cố là3m.
Hình 1.6: Đê tiêu sóng dạng bán nguyệt tại Lưu Hải Trung Quốc[1]
1.1.1.3 Các Công nghệ cấu trúc đúc sẵnkhác
Ngoài cấu trúc Reef ball được chế tạo và ứng dụng cho các dự án bảo vệ bờ biển thì các nhà nghiên cứu đã đưa ra được các cấu kiện đúc sẵn để rút ngắn thời gian thi công công trình giảm sóng.
1.1.1.4 Đê ngầm bằng vải địa kĩthuật
Không chỉ xây dựng đê ngầm bằng đá đổ, cấu kiện đúc sẵn, mà hiện nay khi những nghiên cứu và ứng dụng vải địa kỹ thuật đã được thực hiện, những kè, mỏ hàn, đê bằng vải địa kỹ thuật đã được thi công ở rất nhiều nơi Một số nước cũng đã dùng vải địa kỹ thuật để làm đê ngầm giảmsóng.
Hình 1.9:Đêgiảm sóngbằng vải địa kỹ thuật tại Italia[2]
1.1.2 Côngnghệ tiêu giảm sóng bảo vệ bờ biển ở trongnước
1.1.2.1 Kè bằng cây gỗ địa phương (dừa, tràm, bạchđàn…) Đây là giải pháp xử lý thường xuyên trước đây nhưng chỉ bảo vệ nhất thời đê biển không bị vở trước sóng to gió lớn, khoảng thời gian trên dưới 10 ngày sóng biển sẽ đánh tan tành.
Hình 1.10: Kết cấu kè cây gỗ địa phương[13]
Kè rọ đá: có 02 giải pháp.
+ Rọ bằng cừ tràm đóng thành 02 hàng, rồi thả đá học bên trong.
+ Rọ bằng dây kẽm dùng để bao bọc đá học vào bên trong
Hình 1.11: Mặt cắt ngang kè rọ đá[13]
Cả 02 giải pháp này về ưu điểm đều tiêu hao năng lượng sóng biển và khắc phục sạt lở khá hiệu quả, về nhược điểm thì đây cũng là giải pháp tạm thời, đối với rọ bằng cừ tràm chỉ tồn tại được 01 năm nước mặn, mưa nắng và nhất là “hà biển” sẽ ăn mục cây tràm và gẫy ngang, đá rơi ra, kè bị phá vở Đối với rọ bằng dây kẽm thì sau thời gian
03 năm dây rọ đứt, đá rơi ra phải sửa chữa sắp xếp lại rất tốn kém gần như thi công mới.
Nói chung các giải pháp kè vừa nêu trên đều không thể đáp ứng được yêu cầu khắc phục sạt lở trong thời gian dài.
Hình 1.12: Kè bằng hàng rào tre, cừ tràm[13]
Tổngquan về cácnghiêncứurỗng trong công trìnhgiảmsóngxabờ
Dhinakaran và các cộng sự nghiên cứu kết cấu tương tự Đê trụ rỗngHình 1.15từ năm
2009 đến năm 2012[30], bằng phương pháp thí nghiệm trong máng sóng Kết quả phân tích chỉ ra chiều cao sóng leo (Ru/Hi) và hệ số phản xạ (Kr) giảm khi tăng hệ số lỗ rỗng với lỗ rỗng bề mặt từ 7% đến 17% Trái ngược lại, đối với hệ số truyền sóng (Kt) sẽ tăng theo sự gia tăng lỗ rỗng bề mặt Kết quả nghiêncứuDhinakaran và các cộng sự khẳng định giá trị tối ưu về tỉ lệ lỗ rỗng xét trên quan điểm sóng phản xạ và sóng truyền là 11% Với tỷ lệ 17% sóng truyền lớn và không khuyếnkhích.
Hình 1.15: Kết cấu lỗ rỗng (SBW) trong các nghiên cứu của Dhinakaran, 2011[30]
Xét về ảnh hưởng của độ sâu nước trước công trình, nhóm nghiên cứu khuyến cáo đối với mô hình thực tế nên chọn chiều cao mô hình bằng 1,25 lần chiều sâu nước, chiều cao lớp đá đổ nền bằng 0,29 lần chiều cao mô hình.
1.2.2 Nghiêncứu rỗng ở trongnước Ở Việt Nam, năm 2007 Nguyễn Trung Anh[4] đã tiến hành thí nghiệm và nghiên cứu kết cấu thùng chìm có buồng tiêu sóng và lỗ rỗng bề mặt Đánh giá khả năng giảm sóng phản xạ với 3 kiểu lỗ (khe ngang, khe dọc, lỗ tròn) và 3 tỷ lệ rỗng 15%, 20%, 30% Kết cấu có buồng tiêu sóng (BTS) hiệu quả tiêu sóng tốt nhất nếuB/Lđược xác định trong khoảng 0,1÷0,27 thích hợp cho cả 3 kiểu lỗ Trị số B/L=0,1 là trị số khuyến cáo khi thiết kế bề rộng BTS Tỷ lệ mở lỗ 20% và 30% tốt hơn 15%, nhưng để lựa chọn tỷ lệ nào thiết kế chưa có khuyến cáo Về hình thức kiểu lỗ, lỗ tròn tốt hơn khe khang và khedọc.
Hình 1.16: Hiệu quả giảm sóng phản xạ các kiểu lỗ rỗng
Lê Thanh Chương và các cộng sự (2020)[6] nghiên cứu trong máng sóng thí nghiệm mô hình vật lý Dựa vào các phân tích về sự thay đổi các hệ số giảm sóng, hệ số phản xạ và hệ số tiêu tán năng lượng sóng thì biểu đồ biến đổi năng lượng sóng khi tương tác với kết cấu giảm sóng được xây dựng Với kết cấu giảm gọn tứ giác khi sóng tới tương tác với công trình thì phần trăm năng lượng sóng truyền qua từ 24,5÷53,6%,phần trăm năng lượng sóng phản xạ khoảng 4,5÷5,8%, phần trăm năng lượng sóng bị tiêu tán khoảng 41,9÷70,5% Với kết cấu giảm sóng Bán nguyệt khi sóng tới tươngt á c công trình thì phần trăm năng lượng sóng truyền qua từ 0÷16,2%, phần trăm năng lượng sóng phản xạ khoảng 10,7÷14,3%, phần trăm năng lượng sóng bị tiêu tán khoảng70,9÷89,3%.
Hình 1.17: Cấu kiện BTCT đúc sẵn có bố trí lỗ tiêu sóng hình lăng thể tam giác và tứ giác của Viện KHTL miền Nam[6]
Hình 1.18: Biểu đồ năng lượng sóng qua kết cấu (Lê Thanh Chương 2020)[6]
Thiều Quang Tuấn, Lê Xuân Tú và cộng sự (2018-2019)[10] đã kế thừa và tiến hành thí nghiệm với kết cấu lăng thể tam giácHình 1.17Kết quả thí nghiệm và phân tích xây dựng công thức thực nghiệm xác định sóng truyền qua kết cấu với độ tin cậy 85%. Quá trình truyền sóng qua đê giảm sóng kết cấu rỗng bị ảnh hưởng bởi hai yếu tố quan trọng là chiều cao lưu không tương đối đỉnh đê R c /H m0 và chỉ số sóng vỡ trên mái công trình Iribarren ξ 0 Kết quả của quá trình phân tích cho thấy chu kỳ phổ T m-1,0 nên được sử dụng để thay thế cho chu kỳ đỉnh T p nhằm thể hiện rõ tầm ảnh hưởng của sóng dài trongkhuvựcnướcnông.Côngthứcthựcnghiệmápdụngchođểgiảmsóngkếtcấu rỗng trên bãi nông của rừng ngập mặn đã được xây dựng với độ tin cậy cao dựa trên các so sánh với các công thức hiện có được đưa ra để tăng độ tin cậy cho kết quả thực nghiệm như d’Angremond etal (1996), Van der Meer et al (2005) hay Van der Meer and Daemen (1994), kết quả của nghiên cứu này khá phù hợp với các kết quả nghiên cứu trước đây đặc biệt với nghiên cứu về dạng đê giảm sóng đỉnh hẹp của Van der Meer et al (1993).
Nhóm tác giả đưa ra khuyến cáo trong quá trình thiết kế đê giảm sóng kết cấu rỗng cần lưu ý:
- Cao trình đỉnh đê giảm sóng nên cao hơn mực nước triều (đê nhô) để tăng hiệu quả giảm sóng, hầu hết sóng bị chặn khi Rc/Hm0 >0.50.
- Giải pháp bảo vệ chân công trình nên được xem xét một cách kỹ lưỡng trong quá trình thiết kế đê giảm sóng kết cấurỗng.
Hình 1.19: Kết cấu hình thang không có cọc (trái), có cọc (phải)
Nguyễn Anh Tiến, Thiều Quang Tuấn[9] và các cộng sự với các kết quả nghiên cứu từ năm 2018 đến 2019 với cấu kiện dạng phức hợpHình 1.19Từ các thí nghiệm trong máng sóng với điều kiện thủy hải văn khu vực đồng bằng sông Cửu Long Nhóm tác giả đã xây dựng được phương pháp và công thức bán thực nghiệm xác định sóng truyền qua kết cấu hình thang không có cọc và có cọc ởtrên.
Sóng truyền qua kết cấu hình thang không có cọc
Sóng truyền qua kết cấu hình thang có cọc ở trên
Trong đó: Rc, độ cao lưu không, Hm0chiều cao sóng, B bề rộng đỉnh, Smđộ dóc sóng tương ứng chu kỳ trung bình, Xbkhoảng cách cọc, Lmchiều dài sóng, Dprnăng lượng sóng tiêu hao do cọc, cọc.
0 t hệ số truyền sóng khi không có cọc, Kthệ số truyền sóng có
Nguyễn Viết Thanh (2014)[5], giới thiệu chi tiết ba phương pháp tính toán áp lực sóng tác dụng lên kết cấu rỗng dạng nửa hình tròn, tác giả gọi là “Đê bán nguyệt” Trên cơ sở tính toán, phân tích đã khuyến nghị sử dụng phương pháp của Yuan Dekui và Tao Jianhua để tính toán áp lực sóng lên đê bán nguyệt có đặc trưngHình 1.20 Phương pháp Tanimoto và Takahashi và phương pháp của Xie Shileng được tác giả khuyến cáo áp dụng đê bán nguyệt không có kích thướcHình 1.20 Mặt khác, tác giả khuyến cáo để áp dụng thiết kế cần có thí nghiệm mô hình vật lý để có cơ sở tincậy.
Hình 1.20: Sơ đồ lực Yuan Dekui và Tao Jianhua và mặt cắt đặc trưng tính toán
Côngnghệ Đê trụrỗngbảo vệbờbiển
1.3.1 Bối cảnh ra đời Đê trụ rỗng
Giải pháp đê giảm sóng bằng hai hàng cọc ly tâm và một số giải pháp bảo vệ khác đã được địa phương áp dụng và phát huy hiệu quả giảm sóng, gây bồi và hạn chế được xói lở bờ biển Tuy vậy vẫn còn có những khó khăn trong việc thi công cũng như tiến độ thực hiện ngoài hiện trường Để giải quyết vấn đề đó cần tiếp tục nghiên cứu các giải pháp khác vừa mang lại hiệu quả giảm sóng, gây bồi tốt, vừa phù hợp với nền địa chất yếu, tốc độ thi công nhanh và giá thành cạnh tranh Vì vậy Đê trụ rỗng đã được đề xuất nghiên cứu ứng dụng xuất phát từ những yêu cầu thực tế nêutrên.
Trước tình hình sạt lở bờ biển diễn biến nghiêm trọng cấp bách, trên cơ sở đề xuất của UBND tỉnh Cà Mau, Sở Nông nghiệp và PTNT đã giao Chi cục thủy lợi đại diện chủ đầu tư ký hợp đồng với Viện Thủy Công triển khai thực hiện dự án: Thử nghiệm khoa học xây dựng đê trụ rỗng, giảm sóng gây bồi, chống sạt lở đê biển Tây tỉnh Cà Mau từ Vàm Đá Bạc đến Vàm Kinh Mới thuộc xã Khánh Bình Tây, huyện Trần Văn Thời.
- Năm 2016- 2017: Thiết kế và thi công trình: Xử lý sạt lở bờ biển Tây từ Vàm Đá Bạc đến Vàm Kinh Mới thuộc xã Khánh Bình Tây, huyện Trần Văn Thời (Thử nghiệm công nghệ đê trụrỗng).
- Đợt thi công lắp đặt đầu tiên vào cuối tháng 6 năm 2016, Thời gian này bắtđầuvào mùa biển động, toàn bộ 20 cấu kiện mới được đặt xuống nền và chưa gia cố đá hộc thượng hạ lưu, neo cáp giữa các cấu kiện.Kiểm tra, lắp đặt lại vào tháng 11/2016 và hoàn thành lắp đặt, gia cố vào cuối tháng 12/2016 Thả đá trong lòng đê vào tháng 4/2017 Tiến hành quá trình quan trắc Đê trụ rỗng vào các thời điểm tháng 4, 7, 10/2017
- Tháng 9/2017, Viện Thủy công được giao Đề tài " Nghiên cứu ứng dụng và hoàn thiện công nghệ tiêu tán và giảm năng lượng sóng chống xói lở bờ biển đồng bằng sông Cửu Long" mã số : KC.09.08/16-20 thuộc Chương trình khoa học và công nghệ trọngđiểmcấpQuốcgiagiaiđoạn2016–2020:“Nghiêncứukhoahọcvàcôngnghệ phục vụ quản lý biển, hải đảo và phát triển kinh tế biển”, theo Hợp đồng thực hiện đề tài khoa học và công nghệ số: 08/2017/HĐ-ĐTCT-KC.09/16-20.Đây cũng là đề tài nhằm hoàn thiện công nghệ và những giải pháp mở ra một hướng ứng dụng mới đầy triển vọng cho công nghệ này.
- Ngày 25/10/2017 tổ chức hội thảo “Công nghệ Đê trụ rỗng tiêu giảm sóng gây bồi bảo vệ bờ biển” tại Sở NN & PTNT CàMau
- Trần Văn Thái và cộng sự (2018), đã xây dựng phương pháp tính ổn định kết cấu rỗng dạng nửa đường tròn với tên gọi nhóm tác giả “Đê trụ rỗng” trên nền đất yếu[19]. Phương pháp được đề xuất là xác định lực sóng theo phương pháp Tanimoto và Takahashi[20] Sử dụng nguyên lý ổn định nền móng trên nền đất yếu Kết quả, để tính toán ổn định Đê trụ rỗng theo lý thuyết trên cần thử dần chiều cao đá đổ trong lòng đê để tăng tải trọng bản thân kết cấu Kết quả nghiên cứu này đã được nhóm nghiên cứu đưa vào tiêu chuẩn cơ sở “Công trình thủy lợi – Đê trụ rỗng – Yêu cầu thiết kế, thi công và nghiệm thu” của Viện Thủy công năm 2018[21] Đến nay đây là cơ sở tin cậy và đầy đủ nhất để tính ổn định kết cấu rỗng dạng nửa đườngtròn.
1.3.3 Kết cấu Đê trụrỗng Để đảm bảo ổn định kết cấu Đê trụ rỗng được thiết kế như hìnhHình 1.21 Kết cấu Đê trụ rỗng bằng bê tông M400 bản mỏng hình trụ tròn Chiều dài của một đơn nguyên dài 3m Trên mặt bên thân đê bố trí khớp nối âm dương với chiều sâu khớp nối dày5cm làm nhiệm vụ liên kết các đơn nguyên riêng lẻ với nhau.Trên bản đáy đê bố trí dạng kết cấu hình sóng với chiều rộng bước sóng rộng 50cm làm tăng diện tích tiếp xúc giữa kết cấu đê và nền công trình.Mặt trước và sau kết cấu đê bố trí các lỗ có đường kính lỗ có nhiệm vụ giảm năng lượngsóng.
Hình 1.21: Kết cấu đê trụ rỗng Ưu điểm của Đê trụ rỗng là giảm sóng tác động vào bờ biển, tiêu tán năng lượng sóng nhờ vào độ rỗng bề mặt cấu kiện, giảm sóng phản xạ và áp lực lên thân đê Che chắn cho cây non bê trong sinh trưởng và phục hồi nhanh chóng Mặt khác, loại đênàyít cản trở đến quá trình di chuyển của động thực vật dưới nước, thuận lợi cho trao đổi môi trường trước và sauđê.
Bên cạnh đó, các cấu kiện được sản xuất hàng loạt trong nhà máy từ bê tông mác cao (M400), sử dụng ván khuôn đặc thù được chế tạo bằng thép nên đảm bảo độ chính xác về kích thước, chất lượng sản phẩm Đồng thời giúp quá trình thi công đơn giản, nhanh chóng (cấu kiện được chuyển đến vị trí công trình bằng xà lan sau đó được lắp đặt bằng cần cẩu) Điều này rất có ý nghĩa vì công trình biển chỉ có thể thi công theo mùa biểnlặng.
Cácphươngpháptính toánổnđịnh vàđịnh hướng nghiêncứu
Với Đê trụ rỗng, tải trọng đứng chủ yếu do trọng lượng bản thân và khối lượng đá thả trong lòng cấu kiện, tải trọng ngang do áp lực sóng gây ra Công trình Đê trụ rỗng là một dạng công trình có tải trọng nhẹ đặt trên nền tự nhiên (không xử lí nền) chịu tải trọng đứng, ngang và momen đồng thời khi làm việc.
Hiện nay ở Việt nam có một số phương pháp tính toán ổn định công trình sau:
+Theo TCVN 4253-2012 về Công trình thủy lợi – nền các công trình thủy công– yêu cầu thiêt kế
Công trình đảm bảo ổn định tính theo công thức(1-6) n.Nm.R c tt
Nttlà tải trọng tính toán tổng quát (lực, mô men, ứng suất), biến dạng hoặc thông sốkhác mà nó là căn cứ để đánh giá trạng thái giới hạn ;
R là sức chịu tải tính toán tổng quát, biến dạng hoặc thông số khác được xác lập theo các tài liệu tiêu chuẩn thiết kế. m là hệ số điều kiện làm việc Hệ số m xét tới loại hình công trình, kết cấu hoặc nền, dạng vật liệu, tính gần đúng của sơ đồ tính, nhóm trạng thái giới hạn và các yếu tố khác đượcquyđịnh trong các tài liệu tiêu chuẩn thiết kế hiện hành cho mỗiloạicông trình, kết cấu và nền khácnhau; nclà hệ số tổ hợp tải trọng;
Knlà hệ số bảo đảm được xét theo quy mô, nhiệm vụ của công trình;K là hệ số an toàn chung của công trình.
Khi tính toán ổn định công trình trên nền không phải là đá, thì hình thức mất ổn định của công trình có thể là trượt phẳng, trượt sâu, hoặc trượt hỗn hợp.
Nếu các chỉ số N[NN], Cv4, Tg0,45 thì chỉ cần tính toán trượt phẳng Để đánh giá hệ số an toàn trượt phẳng theo công thức (1-7):
N tt T tl Ec tt T hl (1-7) trong đó
Rph là giá trị tính toán của lực chống giới hạn khi trượt phẳng;
P là tổng các thành phần thẳng đứng của các tải trọng tính toán (kể cả áp lực ngược);tgϕ 1 , c1là các đặc trưng của đất nền mặt trượt; m1là hệ số điều kiện làm việc, xét đến quan hệ giữa áp lực bị động của đất với chuyểnvị ngang của công trình, lấy theo kết quả nghiên cứu thực nghiệm Khi không có điềukiện thí nghiệm có thể lấy m 1 = 1 đối với công trình cảng, và m1= 0,70 đối với cácloại công trìnhkhác;
Ebhl, Ecttlần lượt là giá trị tính toán các thành phần nằm ngang của áp lực bị động củađất từ phía mặt hạ lưu của công trình và của áp lực chủ động của đất từ phía thượng lưu, xác định theo quy phạm thiết kế tường chắn đất;
F là hình chiếu nằm ngang của diện tích đáy móng công trình, trong phạm vi phải xét tới lực dính đơn vị;
Nttlà giá trị tính toán các lực gây trượt
Ttl, Thllà tổng giá trị tính toán các thành phần nằm ngang của các lực chủ động tácdụng từ phía các mặt thượng lưu và hạ lưu của công trình, trừ áp lực chủ động củađất.
Khi tính toán ổn định theo TCVN 4253:2012 trong trường hợp không thỏa mãn một trong ba điều kiện N[NN], Cv4, Tg0,45 thì cần tính toán thêm cả hình thức trượt hỗn hợp theo sơ đồ sau:
Hình 1.22:Sơ đồ tính toán trượt hỗn hợpError! Reference source not found.]
R hh (p'.tg1c 1 ).B 1 L gh B 2 L (1-8) p’: áp suất trung bình tính toán đáy móng
gh: Cường độ chống trượt giới hạn của phần trượt sâu.
B’1, B’2: Chiều rộng tính toán của phần trượt sâu và trượt phẳng của móng
L là chiều dài đáy móng chữ nhật của công trình (vuông góc với lực gây trượt)
ghtra trongHình 1.22với giá trị áp lực đáy móng trung bình Quan hệgh~pgh
Nc, Nq, N: là các hệ số không thứ nguyên phụ thuộc vào giá trị,’=0 tra theo TCVN 4253-2012
Với đất sét mềm yếu góc ma sát trong rất nhỏ, sấp xỉ=0, đại lượng pghtrong công thức (1-11)nhỏ hơn 0, do đó ta khôngxâydựng được biểu đồ quan hệgh~pghvà không xác định được Rhhtheo công thức(1-9)Do vậy việc áp dụng công thức tínhtoán theo tiêu chuẩn 4253-2012 cho công trình trên nền đất yếu chịu tải trọng đứng, ngang momen là chưa phù hợp.
+Tính toán ổn định theo tiêu chuẩn TCCS 01:2018/VTC
Theo tiêu chuẩn cơ vào tiêu chuẩn cơ sở “Công trình thủy lợi – Đê trụ rỗng – Yêu cầu thiết kế, thi công và nghiệm thu” của Viện Thủy công năm 2018[21] nói về ổn định của Đê trụ rỗng khi chịu tải trọng đồng thời đứng , ngang, vàmomen. u
H a Kiểm tra ổn định theo tải trọngngang
Tải trọng tính toán:N tt
H là tải trọng ngang ứng với tổ hợp tính toán.V 0 : Tải trọng đứng giới hạn, lấy bằng
Sức chịu tải tính toán R bằng giátrị H tra theo hình (5.21 hoặc hình (5.22) của Ngo
Tran (1996)[31] ứng với giátrị V và
0 b Kiểm tra ổn định theoMomen
Sức chịu tải tính toán R bằng giá trị M tra theo hình( 5 2 1 h o ặ c h ì n h ( 5 2 2 ) c ủ a
Ngo Tran (1996)[31] ứng với giá trị V và H
Kiểm tra ổn định công trình theo công thức(1-6)
Ngoài ra trong tiêu chuẩn có nói đến quy trình tính toán:
Giả thiết chiều dày lớp đá thả trong lòng đê trụ rỗng hđ.
Xác định tải trọng đứng tác dụng lên đê trụ rỗng theo công thức:
Vtdthành phần tải trọng theo phương đứng tác động lên đáy móng bao gồm tải trọngsóng, tải trọng đẩy nổi, tải trọng nước, kN;
Vbt: trọng lượng bản thân của cấu kiện ĐTR, phụ thuộc loại cấu kiện theo bảng 1 phụlục A, kN;
Vđ: trọng lượng khối đá trong lòng đê trụ rỗng, kN, Vđ=đnđ.(B-2.t).hđ;
đnđ: Trọng lượng đơn vị thể tích đẩy nổi của đá, kN/m3; hđ: Chiều cao khối đá, m;
B chiều rộng cấu kiện ĐTR, m; t chiều dày thành bên cấu kiện ĐTR, m.
Xác định khả năng chịu tải trọng ngang theo a, khả năng chịu mô men theo mục b, kiểm tra ổn định theo công thức(1-6)
Thử dần đến khi đảm bảo ổn định, lựa chọn chiều cao thả đá trong đê trụ rỗng hđ.Trong quá trình xây dựng tiêu chuẩn cơ sở TCCS 01:2018/VTC[21] có sử dụng kết quả nghiên cứu của Ngo Tran[31] và Tiêu chuẩn TCVN 10398:2015 “Công trình thủy lợi –Đập xà lan – yêu cầu thiết kế” về công trình chịu tải trọng đứng, ngang và momen khi móng đặt trên nền đất yếu Các công trình Đập xà lan đã được ứng dụng rộng rãi.
1.4.2 Định hướng nghiêncứu Đê trụ rỗng sử dụng nguyên lý ổn định nền móng trên nền đất yếu Kết quả, để tính toán ổn định Đê trụ rỗng theo lý thuyết trên cần thử dần chiều cao đá đổ trong lòng đê để tăng tải trọng bản thân kết cấu Kết quả nghiên cứunàyđã được nhóm nghiên cứu của Viện Thủy công đưa vào tiêu chuẩn cơ sở “Công trình thủy lợi – Đê trụ rỗng – Yêu cầu thiết kế, thi công và nghiệm thu” của Viện Thủy công năm 2018[21] Đến nay đây là cơ sở tin cậy và đầy đủ nhất để tính ổn định kết cấu rỗng dạng nửa đường tròn. Tuy nhiên trong tiêu chuẩn mới giới hạn là phạm vi áp dụng là ở bờ biển Tây, mà chưa đưa ra phạm vi áp dụng ở bờ biển Đông Ngoài ra trong tiêu chuẩn chỉ ra phương pháp làm tăng ổn định công trình bằng việc thử dần chiều cao đá đổ trong lòng đê để tăng tải trọng bản thân kết cấu điều này ảnh hưởng đến ổn định lún của công trình do đặt trên nền đất sét mềmyếu.
Mặt khác, với điều kiện biển Đông có độ sâu nước, sóng tác động lớn hơn biển Tây. TCCS 01:2018/VTC[21] đã đề xuất kết cấu tiêu chuẩn mới DTR304F với việc bổ sung chân khay nhằm tăng ổn đỉnh kết cấu theo nguyên lý ngàm Tuy nhiên, cơ sở lựa chọn chiều dài chân khay tối ưu và đánh giá hiệu quả khi ứng dụng bị hạnchế.
Chính vì vậy, để bổ sung cơ sở hoặc thiết kế ứng dụng cấu kiện đê trụ rỗng ở bờ biển Đông khu vực Nhà Mát tỉnh Bạc Liêu, tác giả định hướng bổ sung nghiên cứu đánh giá tính ổn định đê trụ rỗng có chân khay bằng phương pháp phần tử hữu hạn Đồng thời xây dựng đường tương quan về chiều dài chân khay và độ ổn định của kết cấu. Đây là cơ sở quan trọng lựa chọn chiều dài chân khay và thiết kế kết cấu, tính ổn định tổng thể mặt cắt đê trụ rỗng.
1.Công trình giảm sóng xa bờ bằng các kết cấu rỗng đã và đang được áp dụng rộng rãi ở trên thế giới, với nhiều hình dạng kết cấu và bố trí lỗ khác nhau Dạng công trình này đang được nghiên cứu và áp dụng công trình bảo vệ bờ biển ở nước ta, đặc biệt là khu vực đồng bằng sông Cửu Long.Tuynhiên, các kết quả nghiên cứu hiện trạng đang tập trung vào khả năng giảm sóng truyền, sóng phản xạ Bước đầu đã xây dựng được công thức thực nghiệm tính toán truyền sóng và đánh giá thông số kết cấu tác động tới khả năng giảm sóng Về mặt đánh giá lực tác dụng và tính ổn định công trình, đặc biệt là sự ổn định trên nền đất yếu đặc trưng khu vực ĐBSCL còn hạn chế và cần nghiên cứu hoàn thiện thêm.
2 Công nghệ Đê trụ rỗng là một trong các kết cấu rỗng được nghiên cứu ứng dụng vào khu vực ĐBSCL sớm và hoàn thiện nhất Cho đến nay, qua đánh giá các công trình thử nghiệm và ứng dụng kết hợp nghiên cứu phòng thí nghiệm, công nghệ cơ bản về cơ sở lý thuyết thiết kế ứng dụng Tuy nhiên, Các kết quả nghiên cứu ứng dụng đang tập trung cho công trình biển Tây, với sự biến đổi địa chất nền, điều kiện sóng gió, mực nước giữa biển Tây và biển Đông, nên khi ứng dụng công nghệ Đê trụ rỗng vào khu vực Biển Đông, đặc biệt là tại Phường Nhà Mát, tỉnh Bạc Liêu rất cần phải có sự nghiên cứu kiểm tra tính toán phùhợp.
CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CỦA ĐÊ TRỤRỖNG
CơsởtínhtoánổnđịnhĐêtrụrỗngtrênnềnđấtyếu
2.1.1 Điều kiện biên thủy hải văn cho tính toán ổn định đê trụrỗng
2.1.1.1 Yêu cầu về số liệu Thủy –Hảivăn Đê trụ rỗng là công trình giảm sóng xa bờ để bảo vệ vùng bờ biển và công trình phía trong Nên điều kiện hải văn tác động trực tiếp công trình tương tự các công trình khác xây dựng vùng ven biển (đê biển, cảng…).
Theo TCVN 9901:2014 các tài liệu hải văn khi tính toán thiết kế công trình đê biển bao gồm các yếu tố sauđây: a) Tài liệu về các trận bão cũng như các thiên tai khác ở khu vực công trình và ảnh hưởng củachúng; b) Các tài liệu về tốc độ gió, hướng gió và hướng gió thịnhhành; c) Dự báo tình hình thiêntai; d) Tài liệu về đặc điểm thủy triều, nước dâng, sóng (bao gồm cả tài liệu thu thập và đo mới).
Trong tính toán ổn định công trình hai điều kiện biên hải văn chính là sóng trongbãovà mực nước biển cao tổng hợp hay còn gọi là mực nước thiết kế (bao gồm mực nước triều thiên văn + nước dâng trongbão).
+ Sóng và mực nước dùng trong nghiên cứu ổn định công trình phải được xác định bằng cách sử dụng các số liệu có được từ đo đạc thực tế, nguồn số liệu (tiêu chuẩn, quy chuẩn) hoặc tính toán bằng phần mềm thủylực.
+Sóng dùng để tính toán thường là sóng ý nghĩa và sóng cao nhất.
- Sóng ý nghĩa (Hs) là các sóng trong một nhóm sóng được sắp xếp lại theo thứ tự chiều cao của chúng và lấy 1/3 các sóng cao nhất Sóng ý nghĩa là sóng giả thuyết có chiều cao và chu kỳ là chiều cào và chu kỳ trung bình của các sóng được lựachọn.
- Sóng cao nhất (Hmax) là giá trị cực đại chiều cao sóng trong một nhómsóng.
+ Cao trình mực nước biển ven bờ tương ứng với tần suất thiết kế (tổ hợp của tần suất mực nước triều, tần suất nước dâng do bão), ký hiệu là Ztkp, đơn vị là cm là mực nước thiết kế.
2.1.1.2 Phân tích sự khác biệt về chế độ hải văn Biển Đông so với BiểnTây
Chế độ gió trên Biển Đông trên cơ bản là bị chi phối hoàn toàn bởi chế độ gió mùa với các biến động cục bộ hay vùng gây ra bởi các trận bão, áp thấp nhiệt đới, cũng như đặc điểm địa hình và đường bờ biển
Trong mùa gió đông bắc (mùa đông)
Tuy gió Đông Bắc (NE) được xem là hướng gió áp đảo trên toàn bộ khu vực, nhưng ngay đối với Biển Đông, trên dải ven bờ Việt Nam, do tác động biến đổi của địa hình và đường bờ, hướng gió đã có sự biến đổi đáng kể Đối với dải ven bờ tây vịnh Bắc Bộ và trung Trung Bộ, dưới tác động của dãy Trường Sơn, hướng gió tại nhiều trạm ven bờ đã chuyển sang Bắc (N) và Bắc - Tây Bắc (NNW).
Trên các vùng biển Nam Bộ và vịnh Thái Lan, hướng gió lại chuyển dần sang Đông- Đông Bắc (ENE) và Đông (E) khi đi từ ngoài khơi vào lục địa và ra vịnh Thái Lan. Đối với giá trị của vận tốc gió cũng quan trắc thấy có sự suy giảm đáng kể từ vùng ngoài khơi đi vào bờ và từ trung tâm biển đến các khu vực gần bờ và vịnh TháiLan. Trong mùa gió Tây Nam (SW) :
Sự phân hóa của hướng gió và vận tốc gió càng trở nên đáng kể hơn do chịu tác động chính của dải hội tụ nhiệt đới đi qua khu vực Trên toàn bộ Biển Đông và kề cận,hướng gió SW chỉ áp đảo ở các khu vực Nam và Đông-Nam Biển Đông, hướng gióTây (W) đã trở nên thịnh hành trên toàn vịnh Thái Lan cũng như các khu vực ven bờ Đông Nam Bộ và một số nơi ở Nam Trung Bộ Trên khu vực phía bắc Biển Đông, bao gồm cả vịnh Bắc Bộ, gió đã chuyển hướng dần từ SW sang hướng Nam (S) thậm chí Đông Nam (SE) Khu vực có vận tốc gió mạnh nhất cũng tập trung trên phần biển ngoài khơi Đông Nam Biển Đông với vận tốc trung bình khoảng 7-8 m/s. Đặc biệt so với biển Tây thì biển Đông có tần suất và cấp độ bão tác động cao Bão và áp thấp nhiệt đới, theo tài liệu lịch sử, trực tiếp ảnh hưởng đến biển Đông khu vực đồng bằng sông Cửu Long thời kỳ 1951 - 2013 có 22 cơn (tháng IV:1, tháng X:4, tháng XI:12, tháng XII:5), trong đó có cơn bão Linda năm 1997 (cấp 10) và cơn bão Durian năm 2006 (cấp 9) là hai cơn bão mạnh nhất và cũng gây nhiều thiệt hại nhất
So với tổng số cơn bão và áp thấp nhiệt đới trực tiếp ảnh hưởng đến nước ta trong cùng thời kỳ là 405 cơn thì chỉ đạt5,4%.
Thủy triều vùng ven biển Đông đồng bằng sông Cửu Long có chế độ bán nhật triều không đều (hai lần lên, hai lần xuống trong ngày), mực nước của hai đỉnh và hai chân không bằng nhau Thủy triều biển Đông có biên độ lớn, ở dọc bờ biển có biên độ từ 2,53,5m Xu thế thủy triều ven biển Đông là từ Vũng Tàu đến Gành Hào biên độ triều tăng lên nhưng thời gian xuất hiện đỉnh triều chậm dần Thủy triều Biển Đông có chu kỳ triều ngày, chu kỳ tháng, chu kỳ năm và chu kỳ nhiều năm Mỗi tháng có 2 kỳ triều cường và 2 kỳ triều kém Triều cường mực nước đỉnh triều đạt cao nhất và chân thấp nhất xảy ra vào các ngày không trăng và trăng tròn Triều kém (đỉnh thấp chân cao) xảy ra vào các ngày thượng huyền và hạ huyền (khoảng ngày 7 và 23 âmlịch).
Thủy triều ven biển Tây thuộc loại hỗn hợp thiên về nhật triều Trong ngày có 2 đỉnh,
2 chân nhưng những dao động lớn hoàn toàn chiếm ưu thế và thiên về nhật triều Có nghĩa là 2 đỉnh chênh lệch nhau đáng kể nhưng 2 chân xấp xỉ nhau Biên độ triều nhỏ chỉ khoảng từ 0,7-1,0 m Dạng triều này có thời gianduytrì mực nước thấp dài nên tạo ra việc tiêu tháo nước thuận lợi Trong tháng, mực nước cao nhất lên cao vào ngày sóc vọng (15 âm lịch), xuống thấp vào những ngày thượng, hạ huyền biên độ khoảng 0,2 -0,5 m Mực nước thấp nhất không có chukỳrõ rệt vì dao động hai đường bao chân nhỏ.
Chế độ sóng ven biển nghiên cứu có liên quan trực tiếp đến chế độ gió mùa Đối với vùng phía Đông đồng bằng sông Cửu Long có mùa sóng hướng Đông Bắc (mùa khô) và mùa sóng hướng Tây Nam (mùa mưa) Mùa sóng hướng Đông Bắc có tần suất lớn vào tháng 11 năm trước đến tháng 1 năm sau Mùa sóng hướng Tây Nam có tần suất cực đại vào các tháng 8 và 9. Đối với vùng phía Tây bán đảo Cà Mau, mùa Đông sóng có hướng tản mạn hơn và thịnh hành là hướng Nam chỉ đạt 28%, còn mùa hè sóng thịnh hành hướng Tây chiếm khoảng 52%.
Chiều cao sóng lớn nhất theo hướng Đông Bắc và Đônggâyra bởi các trận bão trên khu vực bắc Biển Đông lan truyền xuống phía nam Theo số liệu quan trắc tại trạm Bạch
Hổ giai đoạn 1986-1999 (Vietsopetro, 2000) cho thấy chiều cao sóng lớn nhất quan trắc được là 10.5 m và chu kỳ sóng lớn nhất là 16s Chiều cao sóng trên 3m ít xuất hiện trong thời đoạn chuyển tiếp giữa mừa gió Đông Bắc và Tây Nam (tháng 4 - 5). Trong thời kỳ gió mùa Tây Nam, sóng "hiền hòa" hơn, với chiều cao sóng lớn nhất khoảng 6m thường xuất hiện trong giai đoạn tháng7-8.
2.1.2 Điều kiện biên Địa kỹ thuật cho tính toán ổn định đê trụrỗng
PhântíchổnđịnhĐêtrụrỗngtrênnềnđấtyếu
2.2.1 Cơchế phá hoại công trình trên nềnyếu
Các hình thức mất ổn định của công trình trên nền đất yếu do phá hoại cắt của đất có ba dạng bao gồm: Phá hoại cắt (trượt) tổng thể, phá hoại cắt (trượt) cục bộ và phá hoại cắt (trượt) kiểu xuyên[3],[25],[26],[34][35][36].Trạng thái phá hoại xảy ra khi tải trọng tác dụng vượt quá khả năng chịu tải của nền Phá hoại cắt (trượt) tổng quát nhưHình 2.4Phá hoại xảy ra khi có mặt trượt chảy dẻo hình thành rõ dưới móng và phát triển ra ngoài về một hoặc hai phía và cuối cùng tới mặt đất Phá hoại này xảy ra đột ngột và thường đi theo là công trình bị nghiêng dẫn tới đổ về một phía Dạng phá hoại này thường xảy ra với đất cát chặt hay đất dính quá cốkết.
Hình 2.4: Sơ đồ phá hoại cắt (trượt) tổng thể[34],[36].
Phá hoại cắt (trượt) cục bộ nhưHình 2.5thường xảy ra trong đất có tính chịu nén cao, chuyển dịch lớn thẳng đứng có thể xảy ra trước khi có biểu hiện của mặt trượt Khi đất ở dưới móng đạt tới điều kiện chảy, mặt trượt hình thành nhưng phát triển tới mặt đất và có thể xảy ra sự đẩy trồi mặt bên nhưng độ nghiêng hình thành rất nhỏ, độ lún phát triểnnhanh
Hình 2.5: Sơ đồ Phá hoại cắt (trượt) cục bộ[34],[36].
Phá hoại cắt (trượt) kiểu xuyên nhưHình 2.6xảyra trong các loại đất sét và bùn có tính nén lún cao Khi gia tải, đất chuyển dịch thẳng đứng lớn xảy ra cùng với sự phát triển của mặt trượt giới hạn cùng mặt phẳng thẳng đứng sát với các cạnh của móng. Mặt đất thường không có phễu lún mà được thay bằng sự kéoxuống.
Hình 2.6: Sơ đồ phá hoại cắt (trượt) kiểu xuyên[34],[36].
2.2.2 Cơchế phá hoại của Đê trụ rỗng trên nềnyếu Đê trụ rỗng được thiết kế với trường hợp làm việc chính là chịu áp lực sóng thiết kế tác dụng lên công trình Ứng với trường hợp này, tải trọng tác động đồng thời của tải trọng đứng V, tải trọng ngang H (do sóng), mô men M (do sóng) gây ra[19]
Sơ đồ bài toán Đê trụ rỗng chịu các lực tác dụng xuống đáy móng nhưHình 2.7
Hình 2.7: Sơ đồ mất ổn định của Đê trụ rỗng trên nền đất yếu Đê trụ rỗng chịu đồng thời tải trọng đứng, ngang và mô men, hình thức phá hoại là phức tạp thể hiện ở việc giảm tiếp xúcđáymóng, sự lún vàtrượtđ ồ n g t h ờ i c ủ a m ó n g t r ê n n ề n S ơ đ ồ p h á h o ạ i đ ồ n g t h ờ i n h ư Hình2.8
Hình 2.8: Mô hình bài toán móng chịu đồng thời tải trọng Đứng-Ngang-Momen[34]
2.2.3 Cácyếu tố ảnh hưởng đến ổn định Đê trụrỗng
- Điều kiện địa chất nền:Địa chất của mỗi khu vực, mỗi công trình là khác nhau, thậm chí có những vị trí chỉ cách nhau khoảng 10m nhưng các lớp đất biến đổi rất khác nhau Do đó để đảm bảo việc đưa ra giải pháp nền móng hợp lý nhất, cần phải có một tài liệu về khảo sát địa chất, thủy văn công trình vừa đảm bảo đủ số liệu tin cậy để tính toán, vừa đảm về bảo tính kinhtế.
Trong tài liệu địa kỹ thuật quan trọng nhất là xác định nền đất có bao nhiêu lớp đất, chiều dày của mỗi lớp, loại đất gì, các chỉ tiêu cơ lý của từng lớp đất, cốt tự nhiên, vị trí mực nước ngầm Vì vậy địa chất nền là nhân tố quan trọng nhất ảnh hưởng đến ổn định của Đê trụrỗng.
- Tải trọng và tổ hợp tải trọng:Trong tính toán ổn định cần xác định tải trọng tác dụnglêncôngtrìnhnhư:trọnglượngbảnthânkếtcấu,áplựcnước,áplựcđất,áplực thấm và áp lực sóng tác dụng lên công trình Đê trụ rỗng…vv Trong các loại tải trọng kể đó, áp lực sóng là thành phần tải trọng ảnh hưởng đến ổn định của Đê trụ rỗng. Sóng, gió, mực nước tại mỗi thời điểm, tại mỗi khu vực là thay đổi, khi đó áp lực sóng tác dụng lên công trình là khác nhau Do đó khí tính toán ổn định công trình Đê trụ rỗng cần xác định thông số của sóng và tính áp lực sóng tác dụng lên công trình một cách chi tiết và tin cậy.
- Giải pháp nền móng và độ sâu chôn móng:
Giải pháp nền móng:Thông thường khi tính toán thiết kế nền móng cho công trình, nhiệm vụ là phải chọn ra được phương án móng tốt nhất cả về mặt kinh tế và kỹ thuật. Tùy vào địa chất nền mà có nhiều phương án móng khác nhau (Móng nông trên nền thiên nhiên, móng nông trên nền nhân tạo, móng sâu, móng cọc vv).
Về chiều sâu chôn móng: Khi chiều sâu chôn móng càng lớn thì khả năng chống lật, chống trượt của công trình càng tốt Do đó nếu tải trọng của công trình càng lớn thì chiều sâu chôn móng càng lớn để giảm bớt diện tích đáy móng và hạn chế khả năng lún, lún lệch của công trình Nếu công trình chịu tải trọng ngang và moment uốn lớn, móng phải được chôn đủ lớn để chống lật và trượt
Vì vậy khi tính toán ổn định Công trình, với tải trọng ngang, Moment lớn có thể dùng phương án móng phẳng nhưHình 2.2nguyên lí ổn định là sử dụng lực ma sát giữa bản đáy Đê trụ rỗng và đất nền.
Khi tải trọng ngang, moment tác dụng lên công trình lớn có thể dùng móng chân khay cắm sâu vào đất nền nhưHình 2.3để đảm bảo được khả năng chống lật, chống trượt.
TínhtoánổnđịnhĐêtrụrỗngtrênnềnđấtyếu
2.3.1 Phươngpháp giải tích: Tính toán ổn định Đê trụ rỗng theo
Năm 2018 Viện Thủy Công đã ban hành TCCS 01:2018/VTC :Thiết kế, thi công và nghiệm thu Đê trụ rỗng[21] Trong tiêu chuẩn đã đưa ra phương pháp tính toán ổn địnhĐêtrụrỗngbảovệbờbiểnkhuvựcbiểnTâytừmũiCàMauđếnHàTiênthuộc
B tỉnh Cà Mau, Kiên Giang, Cao trình bãi áp dụng Đê trụ rỗng cao hơn -1,0m và áp dụng cho cấu kiện Đê trụ rỗng có đáy phẳng được tính toán như sau:
2.3.1.1 Sơ đồ tính toán –lực tácdụng
Hình 2.9: Sơ đồ lực tác dụng lên đên trụ rỗng trường hợp đáy phẳng[21]
Hình 2.10: Sơ đồ lực tác dụng lên đên trụ rỗng trường hợp đáy chân khay
Các lực tác dụng lên đê trụ rỗng:
G bt :Trọng lượng bản thân cấu kiện ,G bt = V bt bt hv hv d
W dn :Áp lực nước đấy nổi, Wđn=h’
P03: Áp lực ngang của sóng dưới tâm đường cong
P01: Áp lực ngang của sóng đoạn tường đỉnh
Pdnc:Áp lực đứng do sóng
Pdnc:Áp lực ngang do sóng
Gđ: Trọng lượng khối đá trong lòng cấu kiện đê trụ rỗng,G đ = V đ đ
Gn: Áp lực nước trong cấu kiện ,G n = V n n
Gđất:TL đất dưới móng,
Ep: Áp lực đất bị động
Ec: Áp lực đất chủ động
2.3.1.2 Tính toán áp lực sóng[21]
Giả định một sự phân bố tuyến tính của áp lực sóng với giá trị cực đại P1 tại mực nước tĩnh, bằng không ở chiều cao* bên trên mực nước tĩnh và P2 ở đáy biển, áp lực sóng từ đáy tới đỉnh của tường thẳng đứng được tính theo các phương trình sau:
Công thức tính toán (Công thức Goda):
Pu= 0,5(1 + cos).133ngHD(PL4.8)Trong đó :
+*: chiều cao bên trên mực nước tĩnh ở đó cường độ áp lực sóng là 0 (m) + P1: cường độ áp lực sóng ở mực nước tĩnh (kN/m2)
+ P2: cường độ áp lực sóng ở đáy biển (kN/m2)
+ P3: cường độ áp lực sóng ở chân tường thẳng đứng (kN/m2)
+ Pu: lực đẩy nổi dưới tường thẳng đứng (kN/m 2 )
+ : góc giữa đường pháp tuyến với tường đứng và hướng tới củasóng +1,2: hệ số hiệu chỉnh áp lực sóng
+h : chiều sâu nước ở trước tường thẳng đứng(m)
+L : chiều dài sóng ở chiều sâu nước h dùng trong tính toán(m)
+HD : chiều cao sóng dùng trong tính toán ổn định(m)
+hb : chiều sâu nước ở khoảng cách ngoài khơi bằng 5 lần chiều cao sóng có ýnghĩa kể từ tường thẳng đứng(m)
+d : chiều sâu nước ở đỉnh của công trình bảo vệ chân hoặc các khối bảo vệ lớp đệm đá, lấy số liệu nào cao hơn(m)
+ h': chiều sâu nước ở chân tường thẳng đứng (m)
P Để tính toán áp lực sóng lên Đê trụ rỗng Tanimoto và Takahashi (1989)[20] đã đề xuất hệ số hiệu chỉnh pha và điểu chỉnh góc để chuyển hóa áp lực sóng tác dụng lên tường đứng sang áp lực sóng tác dụng lên đê mặt cong nhưsau:
P'- Cường độ áp lực sóng ở mức nước tĩnh lên Đê trụ rỗng (kN/m 2 )
P'- Cường độ áp lực sóng ở chân Đê trụ rỗng (kN/m 2 )
P'- Áp lực đẩy nổi do sóng tác dụng tại chân Đê trụ rỗng (kN/m 2 )
1- Hệ số hiệu chỉnh áp lực sóng cho các kết cấu đê phá sóng Trong vùng sóng vỡ ở đó đê chắn sóng có khả năng tiêu sóng Takashi khuyên nghị lấy1= 0,8.
p- Hệ số hiệu chỉnh được xác định như sau:
l- Khoảng cách từ giao điểm của lực tại chân Đê trụ rỗng và lực tại mực nước tính với bề mặt cong Đê trụ rỗng(m).
L - Chiều dài sóng tính toán(m).
Hình 2.11: Sơ đồ tính toán áp lực sóng lên mặt congTính tổng áp lực sóng tác dụng lên Đê trụ rỗng từ các lực tác dụng lên từng điểm hướng tâm theo công thức:
: Là áp lực hướng tâm tại điểm trên mặt cong (kN/m 2 )
z : Là áp lực ngang theo phương z (kN/m 2 )
: Là góc hợp bởi ngoại lực do sóng hướng về tâm và phương ngang (độ) d Công thức kiểm tra ổn định chung
Theo TCVN 4253-2012[28] về Công trình thủy lợi – nền các công trình thủy công – yêu cầu thiêt kế thì công trình đảm bảo ổn định tính theo công thức(2-1) n c N tt
Nttlà tải trọng tính toán tổng quát (lực, mô men, ứng suất), biến dạng hoặc thông sốkhác mà nó là căn cứ để đánh giá trạng thái giới hạn ;
R là sức chịu tải tính toán tổng quát, biến dạng hoặc thông số khác được xác lập theo các tài liệu tiêu chuẩn thiết kế. m là hệ số điều kiện làm việc Hệ số m xét tới loại hình công trình, kết cấu hoặc nền, dạng vật liệu, tính gần đúng của sơ đồ tính, nhóm trạng thái giới hạn và các yếu tố khác đượcquyđịnh trong các tài liệu tiêu chuẩn thiết kế hiện hành cho mỗi loại công trình, kết cấu và nền khácnhau; nclà hệ số tổ hợp tải trọng;
Knlà hệ số bảo đảm được xét theo quy mô, nhiệm vụ của công trình;K là hệ số an toàn chung của công trình.
2.3.1.3 Kiểm tra ổn định theo tải trọng ngang(ổn địnhtrượt)
Công thức Tính toán hệ số an toàn chống trượt[19] hoặc rút ra từ( 2 - 1 ) ,(2-2),(2-3) n c K n
2.3.1.4 Kiểm tra ổn định theo mô men (ổn địnhlật)
Công thức Tính toán hệ số an toànchống lật:[19] hoặc rút ra từ( 2 - 1 ) ,(2-5),(2-6) n c K n
BV 0 trong hình 5.21 hoặc 5.22 của Ngo Tran (1996)[31]
M được tra bởi V và H trong hình 5.21 hoặc 5.22 của Ngo Tran (1996)[31]
Kn: Là hệ số bảo đảm m: Là điều kiện hệ số làm việcn c : Là hệ số tổ hợp tải trọng
H: Là tải trọng ngang ứng với tổ hợp tính toán
V: Tổng lực thẳng đứng tác động lên công trình (kN)
V0: Tải trọng đứng giới hạn (kN), lấy bằng V0= 5,14.A.Su
M: Mô men do tải trọng sóng gây ra lấy với tâm bản đáy(kN.m)
2.3.2 Mô phỏng bài toán ổn định Đê trụrỗng
Mô phỏng bài toán ổn định Đê trụ rỗng bằng Phương pháp số.
Phương pháp số là các phương pháp giải gần đúng hay xấp xỉ các bài toán dựa trên các con số Phương pháp số trong lĩnh vực địa kỹ thuật, cụ thể là liên quan đến bài toán ứng suất và biến dạng, theo bản chất phương pháp tích phân và nhóm phương pháp vi phân
Nhóm phương pháp tích phân: Có phương pháp phần tử biên Theo phương pháp này biên của miền nghiên cứu được chia thành các phần tử Phương pháp phần tử biên có ưu điểm là làm việc phân chia đơn giản, thời gian tính ngắn Tuy nhiên, phương pháp này không có khả năng xét tới đặc điểm phi tuyến, không đồng nhất và không đẳng hướng của miền nghiên cứu
Nhóm phương pháp vi phân: gốm các phương pháp phần tử hữu hạn, sai phân hữu hạn, phần tử rời rạc…Phương pháp này có ưu điểm là có thể xét đến đặc điểm phi tuyến, tính không đồng nhất, không liên tục của vật liệu Nhóm các phương pháp vi phân thường tốn nhiều thời gian tínhtoán.
Khi dùng phương pháp số nói chung, miền nghiên cứu được chia thành các phần tử, có thể dạng ô lưới hoặc tập hợp các phần tử riêng rẽ.
Trong địa kĩ thuật hiện nay, ở nhóm các phương pháp số được sử dụng rộng rãi Đó là phương pháp phần tử hữu hạn(FEM) và phương pháp sai phân hữu hạn(FDM) Các phần mềm thương mại tiêu biểu cho FEM có thể kể đến phần mềm Plaxis, Geo5…và phần mềm tiêu biểu cho FDM có FLAC/FLAC3D.
Nhìn chung mỗi phương pháp số đều có những lợi thế và hạn chế riêng Dựa vào bài toán ở đây tác giả lựa chọn phần mềm Plaxis V8.5 để mô phỏng bài toán.
2.3.2.1 Giới thiệu về phần mềm PlaxisV8.5
Plaxis là chương trình tính được xây dựng theo phương pháp phần tử hữu hạn được ra đời lần đầu tiên vào năm 1987 bởi GS Brinkgreve (Trường ĐH công nghệ Delff -Hà Lan) Phần mềm plaxis V8.5 nằm trong bộ mô đun của Plaxis được xem là một trong những chương trình tính chuyên dùng nhất và chứa đựng đầy đủ nhất những bài toán địa kỹ thuật thường gặp trong thực tế, chương trình tính này được đánh giá là có giao diện đơn giản và thân thiện, nó cho phép tính toán từ các bài toán đơn giản cho đến phức tạp với kết quả có thể xuất ra một cách chi tiết và độ chính xác cao nên được nhiều nước trên thế giới và Việt Nam tin dùng cho các bài toán địa kỹthuật.
Mô hình vật liệu trong phần mềm Plaxis V8.5
Bảng 2.5 : Bảng tổng hợp mô hình trong phần mềm Plaxis[41]
STT Mô hình Thông số mô hình
1 Mô hình quan hệ tuyến tính của vật liệu bê tông
Mô đun đàn hồi (E), hệ số Poisson ()
2 Mô hình Mohr - Coulomb Gồm 5 thông số : Mô đun đàn hồi (E), hệ số Poisson (), lực dính đơn vị (c ), góc nội ma sát (φ), và góc trương nở), và góc trương nở.
3 Mô hình Hardening-Soil Modun cát tuyến (Eref50)
Modun ở đường dỡ tải-gia tải lại (Erefur)
Hệ số mũ chỉ sử phụ thuộc của Modun biến dạng vào trạng thái ứng suất của phần tử đất (m)
Lực dính đơn vị (c ), góc nội ma sát (φ), và góc trương nở),
STT Mô hình Thông số mô hình và góc trương nở ().
4 Mô hình Soft-Soil (Cam-clay) Chỉ số nén điều chỉnh*
Chỉ số trương nở điều chỉnh*
Lực dính đơn vị (c), góc nội ma sát () và góc trương nở()
2.3.2.2 Tóm lược các lý thuyết cơ bản của phương pháp phần tử hữu hạn sử dụng đểgiải các bài toán địa kỹthuật a.Lý thuyết về chuyểnvị:[23],[24],[32]
Lý thuyết về chuyển vị ở đây là lý thuyết cho chuyển vị của khối đất trong cơ học liên tục Tính liên tục ở đây được mô tả theo phương pháp phân tử hữu hạn.
*Phương trình cơ bản của chuyển vị liên tục
Phương trình cân bằng tĩnh học liên tục có dạng như sau:
Phương trình cân bằng tĩnh học liên tục có dạng như sau:
PHÂN TÍCH ỨNG DỤNG ĐÊ TRỤ RỖNG GIẢM SÓNG TẠIPHƯỜNG NHÀ MÁT – TP BẠC LIÊU-TỈNHBẠCLIÊU
Giới thiệu chungcôngtrình
Đê biển Nhà Mát bảo vệ khu dân cư thuộc vùng kinh tế, du lịch trọng điểm của tỉnh Bạc Liêu Đê nằm bờ Đông cửa kênh 30/4 và là một trong nhưng vị trí chịu tácđộnglớn của biến đổi khí hậu Những năm gầnđâyhiện tượng xâm thực, rừng ngập mặn bị thu hẹp và lộ ra đê chịu tác động trực tiếp sóng biển Sóng lớn kết hợp với triều cường những năm qua luôn làm sóng tràn lớn vượt khả năng chống chịu đê hiện trạng. Địa phương đã chủ động xây dựng nhiều giải pháp như làm tường đỉnh có mũi hắt, bố sung cấu kiện Tetrapod gia cố mặt đê nhưng chưa thực sự hiệu quả Chỉ đến khi kết hợp xây dựng công trình giảm sóng xa bờ (đê kép) phía biển mới phần nào giảm sóngtràn.
Giải pháp công trình giảm sóng xa bờ thiết kế là công nghệ đê trụ rỗng Kết cấu đơn nguyên đê được thiết kế là dạng bê tông bản mỏng nửa hình tròn rộng 4,5m có bố trí lỗ rỗng với chiều dày 16cm, chân khay dài 1,2m Các cấu kiện liên kết bằng khớp nối, trọng lượng mỗi cấu kiện khoảng 20 tấn.
Giải pháp thiết kế là một công nghệ mới đã được ứng dụng rất hiệu quả tại Cà Mau với chiều dài gần 700m.
Hình 3.1: Công trình Đê trụ rỗng tại Cà Mau
Luận văn ứng dụng kết quả nghiên cứu phân tích công trình Đê trụ rỗng tại bờ Tây cửa kênh 30/4 Đây là vị trí thuộc dự án cấp bách xây dựng công trình giảm sóng chiều dài toàn tuyến đê là 1.183 m bảo vệ rừng phòng hộ, đê biển Đông khu vực quân sự tỉnh thuộc phường Nhà Mát, thành phố Bạc Liêu, tỉnh Bạc liêu Là công trình giảm sóng sa bờ cấp IV, với mục tiêu lâu dài là tạo điều kiện khôi phục khoanh nuôi tái sinh bãi bồi và phát triển diện tích rừng ngập mặn khoảng 30ha, thích ứng với biến đổi khí hậu và tạo sinh kế cho người dân, từng bước mở rộng diện tích, tạo môi trường sống rừng ngập mặn phù hợp với Quy hoạch bảo vệ và phát triển rừng tỉnh Bạc Liêu giai đoạn II014-2020, góp phần đảm bảo quốc phòng an ninh, bảo vệ tính mạng và tài sản người dân, bảo vệ môi trường.
Hình 3.2: Vị trí tuyến công trình phân tíchBảng 3.1: Bảng tổng hợp thông số chính công trình
STT Hạng mục thông số Đơn vị Giá trị
1 Chiều dài đoạn đê giảm sóng m 1.183
STT Hạng mục thông số Đơn vị Giá trị
- Chiều dài đơn nguyên cấu kiện m 3
- Số lỗ mặt tiếp sóng Lỗ 20
- Số lỗ mặt khuất sóng Lỗ 8
- Chiều dày lớp đá thả trong lòng cấu kiện m 0,3
- Chiều dài gia cố đá hộc phía biển m 3,0
- Chiều dài gia cố đá hộc phía bãi m 2,0
3.1.1 Điều kiện địa hình, địamạo
Vùng dự án thuộc địa phận bờ biển phía Tây kênh 30/4 phường Nhà Mát, thành phố Bạc Liêu, tỉnh Bạc Liêu. Địa hình, địa mạo tương đối bằng phẳng, khu vực ven biển tương đối cao và thấp dần về phía nội đồng do quá trình bồi lắng phù sa tạo thành Độ dốc địa hình nhỏ, thoải dần theo hướng Đông Nam - Tây Bắc Khu vực xây dựng công trình có cao trình bình quân từ 0,0 -:- -0,5 m.
Từ các quan sát thực địa, mô tả đất nền qua các vị trí hố khoan, kết hợp các tài liệu đã có trong vùng và chủ yếu tổng hợp kết quả phân tích mẫu cơ lý, chúng tôi nhận thấy khu vực khảo sát (tính đến độ sâu khảo sát 10,0m tại vị trí hố khoan), nền được cấu tạo bởi các trầm tích sông trẻ, thành phần: Bùn sét lẫn TV Từ trên xuống, với mục đích phục vụ cho thiết kế xây dựng, nền công trình chia thành các lớp đất sau:
Lớp 1: Bùn sét màu xám đen, xám xanh, trạng thái chảy- dẻo chảy.
Gặp đều ở các vị trí hố khoan đây là lớp nguyên thổ trên cùng và cũng là lớp cuối cùng tại tại khu vực khảo sát Tính đến độ sâu 10,0m, chiều dày lớp chưa xác định hết, chiều dày khoan vào lớp này được 10,0m Độ sâu phân bố, chiều dày lớp được thể hiện trong bảng sau:
Bảng 3.2: Chỉ tiêu cơ lý đặc trưng của các lớp đất
TT Đặc trưng cơ lý Đơn vị Lớp 1
Bùn sét, chảy – dẻo chảy
2 Thành phần cỡ hạt P, % a - Hạt cát (0.5 ~ 0.25 mm) 0,5 b - Hạt cát (0.25 ~ 0.1 mm) 2,0 c - Hạt cát (0.1 ~ 0.05 mm) 9,8 d - Hạt bụi (0.05 ~ 0.01 mm) 22,7 e - Hạt bụi (0.01 ~ 0.005 mm) 7,3 f - Hạt sét (< 0.005 mm) 57,7
4 Khối lượng đơn vị thể tích tự nhiên w, g/cm3 1,53
5 Khối lượng đơn vị thể tích đẩy nổi đn, g/cm3 0,57
6 Khối lượng đơn vị thể tích khô tiêu chuẩn c tc, g/cm3 0,91
16 Góc ma sát trong tiêu chuẩn tc , độ 2 o 53’
17 Lực dính tiêu chuẩn C tc , kPa 8,8
18 Hệ số nén lún av, m2/MN
TT Đặc trưng cơ lý Đơn vị Lớp 1
Bùn sét, chảy – dẻo chảy
19 Hệ số rỗng Ứng với P = 50 kPa (PP)PP)) 1,736 Ứng với P = 100 kPa (PP)P)0)) 1,593 Ứng với P = 20 kPa (PP)P )0)) 1,383
20 Moduyn tổng biến dạng E100~200, MPa 1,24
21 Tổng (thí nghiệm nén 3 trụckiểuCU) a Góc nội ma sát tc , độ 7 o 67’ b Lực dính C tc , kPa 16,0
22 Có hiệu (thí nghiệm nén 3 trụckiểuC U ) a Góc nội ma sát tc , độ 17 o 48’ b Lực dính C tc , kPa 12,1
Điềukiệnbiêntácdụnglên côngtrìnhđêtrụrỗng
3.2.1 Cấp công trình và chỉ tiêu tínhtoán
Với công trình cấp IV như đã giới thiệu mục3.1, theo TCVN 9901-2014 các chỉ tiêu thiết kế của công trình:
Bảng 3.3: Bảng tổng hợp các chỉ tiêu thiết kế
STT Chỉ tiêu thiết kế Giá trị
2 Hệ số an toàn ổn định chống trượt trong điều kiện tổ hợp tải trọng cơ bản [K] 1,20
3 Hệ số an toàn ổn định chống trượt trong điều kiện tổ hợp tải trọng đặc biệt [K] 1,05
4 Hệ số an toàn ổn định chống lật trong điều kiện tổ hợp tải trọng cơ bản [K] 1,45
5 Hệ số an toàn ổn định chống lật trong điều kiện tổ hợp tải trọng đặc biệt [K] 1,35
Dựa vào bảng tần suất mực nước tổng hợp tại điểm 100 ( 105 0 45 ' , 9 0 13' ) Phường Hiệp Thành - Thành phố Bạc Liêu theo phụ lục B TCVN 9901 – 2014[29] tra được Mực nước thiết kế (ZTK).
Hình 3.3: Vị trí điểm xuất mực nước Bảng 3.4: Bảng giá trị mực nước theo tần suất thiết kế (TCVN 9901 – 2014)[29]
Chu kỳ lặp lại năm 200 100 50 20 10 5 2 1
Với tần suất thiết kế 3.33% tương ứng với chu kỳ lặp lại 30 năm ta xác định được mứcnước thiết kế Z TK = + 2.24 (m)
Theo kết quả tính sóng nước sâu tiêu chuẩn thiết kế đê biển 2014[29], Khu vực tính toán thuộc vùng 2: Cửa Đinh An - Phía Đông Mũi Cà Mau
Yếu tố Chu kỳ lặp (năm)
Tần suất thiết kế 3.33% tương ứng với chu kỳ lặp lại 30 năm ta xác định số liệu sóng nước sâu H0 = 5.79 m; Tp = 8.87 s
Hình 3.4: Khu vực tính tham số sóng ngoài khơi
Sử dụng phần mềm WADIBE[27] để tính toán WADIBE viết tắt của Wave- Dike-Beach, nghĩa là Sóng - Đê - Bãi Mối liên hệ chặt chẽ và tương tác thủy lực học- Công trình- Hình thái giữa ba “pha” này là lý tưởng cho sự phát triển chương trình.WADIBE được phát triển bởi bộ môn kỹ thuật công trình biển- khoa Kỹ Thuật Biển nhằm hỗ trợ cho công tác giảng dạy và bổ trợ kiến thức về kỹ thuật bờ biển cho các cán bộ làm công tác tư vấn thiết kế các công trình bảo vệ bờ, đặc biệt là các vấn đề liên quan đến đê kè biển như các đặc trưng cơ bản của sóng tuyến tính, tính toán chế độ sóng ngang bờ, tính toán sóng leo- sóng tràn, tính toán kích thước lớp áo kè, phân tích lựa chọn tối ưu hình họcđê. p p
Các số liệu đầu vào bao gồm:
- Cao trình mực nước biển SWL: Mực nước thiết kế (m) + 2,24m
- Chiều cao sóng tại biên phíabiển:
- Chu kỳ đỉnh sóng Tp = 8,87s
- Chọn góc sóng tới nguy hiểm nhất tại biên phía biển: α0
- Độ dốc sóng nước sâu: S0= H0/L0 = 0,0471
+ H0: Chiều cao sóng nước sâu: H0 = 5.79m
+ L0 : Chiều dài sóng nước sâu:
Ta tiến hành chọn mặt cắt để truyền sóng ngang bờ, ta chọn 4 mặt cắt đại diện (chi tiết tại phụ lục)
Hình 3.5 : Vị trí mặt cắt
Bảng 3.5 : Số liệu đầu vào WADIBE
Bảng 3.6 : Tổng hợp kết quả tính từ 4 mặt cắt
Thông số MC1 MC2 MC3 MC4
Kết quả từ 4 mặt cắt trên xác định được mặt cắt nguy hiểm nhất là mặt cắt 1 và 4 Điều kiện sóng thiết kế lựa chọn Hs = 1,25 (m)
Trườnghợptínhtoán
Để Đảm bảo lựa chọn được chiều dài chân khay hợp lí Tác giả tính toán với nhiềutrường hợp chiều dài chân khay khác nhau để so sánh như sau:
Tính toán ổn định khi Đê trụ rỗng làm việc trong điều kiện bình thường chịu áp lực của sóng thiết kế P(3,33%) trong các trường hợp sau:
+Trường hợp đáy chân khay:
Tínhtoán ổn địnhcông trình theo trạngthái giớihạnI
3.4.1 Tínhtoán áp lực sóng tác dụng lên công trình[21],[22]
Mực nước tính ổn định là mực nước thiết kế, MNTK = +2,24 mChiều cao sóng tính áp lực sóng H max = 1,62 (m)
Tính toán lực sóng tác dụng lên tường đứng có cùng cao trình đỉnh Đê trụ rỗng trước khi tính hiệu chỉnh lên mặt cong thiết kế.
Theo phụ lục 2ta tính được: d h h' hv hb HD HD/h L cos
3.4.2 Sơ đồ lực tác dụng lên công trình
Hình 3.6: Sơ đồ lực tác dụng lên cấu kiện Đê trụ rỗng trường hợp đáy phẳng
Các lực tác dụng lên đê trụ rỗng:
G bt :Trọng lượng bản thân cấu kiện
W dn :Áp lực nước đấynổi
P03: Áp lực ngang dưới đoạn hv
P01: Áp lực ngang đoạn tường đỉnh
Pdnc:Áp lực đứng dosóng
Pdnc:Áp lực ngang do sóng
Gđ: Trọng lượng khối đá
Gn: Áp lực nước trong cấu kiện
Việc áp dụng phương pháp tính toán giải tích theo mục 2.3.1, ở đây tác giả giả thiết đáy móng ở đáy chân khay để tính toán Vì vậy ngoài các lực tác dụng ở trường hợpđáy phẳng, trường hợp có chân khay có thêm lực: G đất :TL đất dưới móng,Ep: Áp lực đất bị động ; Ec: Áp lực đất chủđộng hv
Hình 3.7: Sơ đồ lực tác dụng lên cấu kiện Đê trụ rỗng trường hợp có chânkhay
3.4.3 Tínhtoán ổn định Đê trụ rỗng theo phương pháp giảitích
Từ sơ đồ lực tác dụng phân tích trên hìnhHình 3.6,Hình 3.7, tác giả tính toán các tải trọng và tổng hợp lực lên đáy móng công trình trình bày bảngBảng 3.7trong bảng cột d(m) là chiều sâu chân khay cắm vào đất nền thay đổi từ 02,0 các cột V, H, M biểu diễn tương ứng với tải trọng đứng, ngang, và Momen
Bảng 3.7 : Bảng tổng hợp kết quả lực tác dụng xuống đáy móng
Chi tiết kết quả tính toán xem phụ lục 3.
3.4.3.2 Tính toán hệ số an toàn chống trượt , chốnglật
Công thức tính toán hệ số an toàn chống trượt theo công thức(2-2),(2-4): h v d
Công thức tính toán hệ số an toàn chống lật theo công thức(2-5),(2-7): n c K n
Theo bảngBảng 3.7với mỗi một chiều sâu chân khay d, tải trọng tác dụng xuống đáy Đê trụ rỗng là một cặp tải trọng (V,H,M) tương ứng là các hệ số ổn định an toàn chống trượt và an toàn chống lật khácnhau.
Bảng 3.8 : Bảng tổng hợp kết quả tính toán hệ số ổn định trượt, ổn định lật
TT d V/Vo H/Vo [H/Vo] M/BVo [M/Bvo] Kt Kcl
Hình 3.8: Biểu đồ hệ số ổn định chống trượt, chống lật ứng với chiều sâu chân khay d
Trong sơ đồHình 3.8Hệ số ổn định trượt, lật tăng dần khi chiều dài chân khay tăng. Ứng với d=0m (Đáy phẳng) hệ số ổn định trượt K = 0,86 Ứng với d=0,5m hệ số ổn định trượt K = 0,98 Ứng với d=1,0m hệ số ổn định trượt K = 1,13 Ứng với d=2,0m hệ số ổn định trượt K = 1,586
Với chiều sâu chân khay thay đổi từ 0m đến 1m hệ số ổn định tăng từ 0,86 lên 1,13 (Tăng 31%), khi chiều sâu chân khay tiếp tục tăng lên đến d=2m, hệ số ổn định tăng từ 1,13 đến 1,586 (Tăng 40%)
Như vậy khi chiều sâu chân khay tăng thì hệ số ổn định tăng.
3.4.4 Mô phỏng bài toán ổn định Đê trụ rỗng bằng phần mềm PlaxisV8.5
3.4.4.1 Thông số mô hình tínhtoán
Mô hình tính toán là mô hình Tresca, là mô hình vật liệu đàn dẻo (Elastic-plastic model) Tuy nhiên trong Plaxis, dùng mô hình Mohr-Coulomb Các thông số đặc trưng cho mô hình này là: Modun đàn hồi E, hệ số poisson, góc ma sát trong, lực dính c. Các thông số mô hình đất nền tính toán:
Góc ma sát trong==0Lực dính c
Modun đàn hồi đất nền lấy theo công thức kinh nghiệm
E 0SuBảng 3.9 : Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý đất nền
Thông số Lớp đất nền
Mô hình kết cấu đê trụ rỗng: Trong mô hình Plaxis, Thông số mô hình kết cấu Đê trụ rỗng sử dụng loại vật liệu Elastic:
Theo mục 3.3 Tính toán ổn định Đê trụ rỗng ứng với chiều cao sóng thiết kế với các trường hợp móng khác nhau.
Trong mô hình plaxis, toàn bộ miền tính toán là 1 lớp đất dày 12m Phần tử tiếp xúc (interface) được gán các mặt đáy và chân khay đê trụ rỗng Với hệ số tiếp xúc Rinter
=0.7 Mô hình tính toán ổn định nền móng Đê trụ rỗng với mô hình bài toán biến dạng dùng trong phần mềm Plaxis 2D:
Chi lưới phần tử hữu hạn theo phần mềm Plaxis, 2D, phần tử tam giác bậc cao, gồm 15 nút, và 12 điểm ứng suất Chi tiết xem hình…. Điều kiện biên chuyển vị: khống chế không có chuyển vị đất nền biên dưới và biên trái phải Điều kiện biên tải trọng: Gán áp lực sóng phân bố theo mặt cong của kết cấu đê trụ rỗng.
Hình 3.9: Sơ đồ chia lưới tính toán
3.4.4.2 Kết quả tính toán ổn định Đê trụrỗng
TheoBảng 3.7, với 7 trường hợp tính toán ứng với mỗi chiều sâu chân khay d Tác giả phân tích ổn định Đê trụ rỗng tương ứng Sau đây tác giả trình bày và so sánh kết quả ứng với chiều sâu chân khay d=0m; d=0,5m; d=1,0m; và d=2,0m Các trường hợp tính toán khác được thể hiện trong phụ lục tính toán a Chuyển vị tổng thể đấtnền
Hình 3.10: Biểu đồ chuyển vị nền U với d = 0mKết quả chuyển vị khi chiều sâu chân khay d =0 (Đáy móng phẳng) chuyển vị đứng lớn nhất Uy = 6,7cm, Chuyển vị ngang lớn nhất Ux =5,4cm.
Hình 3.11: Biểu đồ chuyển vị nền U với d=0,5m
Kết quả chuyển vị khi chiều sâu chân khay d =0,5m chuyển vị đứng lớn nhất Uy 6,7cm, Chuyển vị ngang lớn nhất Ux = 4,20cm.
Hình 3.12: Biểu đồ chuyển vị nền U với d=1,0m
Kết quả chuyển vị khi chiều sâu chân khay d =1,0m chuyển vị đứng lớn nhất Uy 7,10cm, Chuyển vị ngang lớn nhất Ux = 4,00cm.
Hình 3.13: Biểu đồ chuyển vị nền U với d=2,0m
Kết quả chuyển vị khi chiều sâu chân khay d =2,0m chuyển vị đứng lớn nhất Uy 7,20cm, Chuyển vị ngang lớn nhất Ux = 3,90cm.
Theo biểu đồ chuyển vị đất nềnHình 3.10;Hình 3.11;Hình 3.12;Hình 3.13với chiều sâu chân khay d=0m, d=0,5m; d=1,0m; d=2,0m Chuyển vị đất nền không đối xứng qua đáy móng ĐTR, nguyên nhân là do áp lực sóng (áp lực ngang) gây ra chuyển vị lệnh về hướng tải trọng tácdụng.
Chuyển vị đất nền theo phương đứng không thay đổi nhiều, tuy nhiên chuyển vị đất nền theo phương ngang thay đổi đáng kể (Chiều dài chân khay d>1,0m chuyển vị ngang giảm khoảng 25% so với đáy phẳng) b Phân tích ổn định Đê trụ rỗng theo phương pháp giảm cườngđộ
Hình 3.14:Tổng chuyển vị gia tăng, phân tích ổn định d=0
Chiều dài chân khay d=0m (Đáy phẳng) hệ số ổn định Msf (K) = 1,04, dạng mặt trượt gần như trượt phẳng
Hình 3.15: Tổng chuyển vị gia tăng, phân tích ổn định d=0,5m
Chiều dài chân khay d=0,5m hệ số ổn định Msf (K) = 1,256, dạng mặt trượt : trượt hỗn hợp
Hình 3.16: Tổng chuyển vị gia tăng, phân tích ổn định d=1,0m
Chiều dài chân khay d=1,0m hệ số ổn định Msf (K) = 1,346, dạng mặt trượt: trượt hỗn hợp
Hình 3.17: Tổng chuyển vị gia tăng, phân tích ổn định d=2,0m
Chiều dài chân khay d=2,0m hệ số ổn định Msf (K) = 1,476, dạng mặt trượt: trượt hỗn hợp
Theo phương pháp giảm cường độ phi-c Reduction Hình dạng vùng có khả năng trượt được thể hiện như trong hìnhHình 3.14,Hình 3.15,Hình 3.16,Hình 3.17tương ứng với chiều sâu chân khay d=0m; d=0,5m; d=1,0m; d=2,0m.Trường hợp chân khay d=0m (Đáy phẳng) hình dạng mặt trượt là trượt phẳng, Các trường hợp có chiều sâu châng răng hình dạng mặt trượt là trượt hỗn hợp.
Hệ số ổn định tổng thể thay đổi đáng để giữa các trường hợp tính toán khi chiều dài chân khay thay đổi: Ứng với d=0m (Đáy phẳng) hệ số ổn định Msf (K) = 1,04 Ứng với d=0,5m hệ số ổn định Msf (K) =1,256 Ứng với d=1,0m hệ số ổn định Msf (K) = 1,346 Ứng với d=2,0m hệ số ổn định Msf (K) =1,476
Với chiều sâu chân khay thay đổi từ 0m đến 1m hệ số ổn định tăng từ 1,04 lên 1,346 (Tăng 29,6%), khi chiều sâu chân khay tiếp tục tăng lên đến d=2m, hệ số ổn định tăng từ 1,346 đến 1,476 (Tăng 9,6%)
Như vậy khi chiều sâu chân khay tăng thì hệ số ổn định tăng Hệ số ổn định tăng nhanh trong từ chiều sâu d=0 đếnd=1,0m.
Từ kết quả tính toán, tác giả tổng hợp giá trị hệ số ổn định theo phương pháp giải tích và phương pháp phần tử hữu hạn.
Theo phương pháp Giải tích Theo phương pháp Phần tử hữu hạn
Hình 3.18: Biểu đồ hệ số ổn định theo phương pháp giải tích và phương pháp phần tử hữu hạn
3.4.4.3 Nhận xét về kết quả tínhtoán
Các kết quả đạt được củaluậnvăn
Trong luận văn tác giả đã tổng quan về các dạng công trình tiêu giảm sóng trong nước cũng như trên thế giới, trong đó Đê trụ rỗng cũng là một dạng công trình tiêu giảm sóng nói chung và áp dụng hiệu quả ở vùng đất yếu.
Tác giả đã phân tích lựa chọn tính toán ổn định Đê trụ rỗng theo phương pháp giải tích là tiêu chuẩn TCCS 01:2018/VTC và phương pháp mô phỏng tính toán ổn định Đê trụ rỗng là phương pháp phần tử hữu hạn, sử dụng phần mềm Plaxis V8.5.
Kết quả tính toán của phương pháp phần tử hữu hạn và phương pháp giải tích có một số điểm cụ thể như sau:
+Hệ số ổn định của móng có chân khay cao hơn móng phẳng Khi chiều sâu chân khay d>1,0 m thì hệ số ổn định của móng chân khay cao hơn đáy móng phẳng khoảng 30%.
+Tác giả đề xuất khi tính toán ổn định Đê trụ rỗng có đáy phẳng, đáy cóchiềusâu chân khay có thể áp dụng tính toán theo phương pháp được đưa ra trong TCCS
01 :2018/VTC và phương pháp phần tử hữuhạn.
Ngoài ra tác giả kiến nghị lựa chọn móng chân khay cho Đê trụ rỗng áp dụng ở khu vực bờ biển Đông cụ thể là tại phường Nhà Mát với chiều sâu chân khay d=1,20m.
Mộtsốvấnđềtồntạivàhướngtiếptụcnghiêncứu
II.1 Một số vấn đề tồn tại
Trong tính toán ổn định công trình theo phương pháp giải tích đang giả thiết đáy đặt móng ở mặt phẳng đáy chân khay mà chưa xét hết đến ảnh hưởng của đất xung quanh
Mới chỉ dừng lại tính toán ổn định theo trạng thái giới hạn I và đang quy đổi tải trọng sóng về tải trọng tính phân bố trên mặt cong, chưa xét đến ổn định theo trạng thái giới hạn II (Chuyển vị của đất nền) và ảnh hưởng động của tải trọng sóng.
Chưa xét đến bài toán không gian để đánh giá ảnh hưởng của lỗ tiêu sóng
II.2 Hướng tiếp tục nghiêncứu
Cần nghiên cứu tính toán ổn định Đê trụ rỗng trên nền đất yếu có xét đến ảnh hưởng của tải trọng động do sóng tác dụng
Tiếp tục nghiên cứu trên mô hình vật lý và mô hình thực tế, từ đó đề xuất mô hình toán phù hợp có xét đến ảnh hưởng của chiều sâu chân khay và phản ánh sự ảnh hưởng của tải trọng động đến nền đất yếu.
DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ
Phan Đình Tuấn, Dương Công Mạnh, (2021),Kết cấu bê tông lắp ghép khối rỗngtrong xây dựng công trình bảo vệ bờ biển Việt Nam.Tạp chí Khoa học và Công nghệ Việt
Ha Hai Nguyen, Manh Duong Cong, (2019), “Stability Analysis of a Double-Row
PileBreakwater Subjected to Combined Loading in Mekong Delta” International
Conference on Asian and Pacific Coasts pp 1407-1411
[1] TrầnVăn Thái, (2017) Thuyết minh đề tài “Nghiên cứu ứng dụng và hoàn thiệncông nghệ tiêu tán và giảm năng lượng sóng chống xói lở bờ biển Đồng bằng sông CửuLong”
[2] LêThị Hương Giang,(2016) Báo cáo “Tổng quan về đê ngầm phá sóng và tìnhhình nghiên cứu đê ngầm ở Việt Nam và trên thế giới, ứng dụng thiết kế đê ngầm bảo vệ bờ biển phú Nhuận –Huế”
[3] CaoVăn Chí, Trịnh Văn Cương (2003),Cơ học đất nền móng, Nhà xuất bản xâydựng.
[4] Nguyễn Trung Anh (2007), Nghiên cứu ứng dụng dạng thùng chìm bê tông cốt thép có buồng tiêu sóng trong xây dựng công trình biển ở Việt Nam Luận án Tiếnsĩ
[5] Nguyễn Viết Thanh (2014), Áp lực sóng tác dụng lên đê bán nguyệt Tạp chí giao thông vận tải Số tháng12-2014
[6] LêThanh Chương, Trần Bá Hoằng (2017), Nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của các phương án bố trí đê phá sóng xa bờ đến hiệu quả giảm sóng bằng mô hình vật lý Tạp chí khoa học và công nghệ Thủy Lợi, Viện khoa họcThủyLợi Việt Nam Số 40 ISSN:1859-4255, 09-2017;
[7] Lê Thanh Chương, Trần Bá Hoằng (2017), Kết quả bước đầu đánh giá hiệu quả giảm sóng của cấu kiện lăng trụ mặt bên khoét lỗ rỗng tròn Tạp chí khoa học và công nghệ Thủy Lợi, Viện khoa học Thủy Lợi Việt Nam Số 41 ISSN:1859-4255,12-2017;
[8]Lê Thanh Chương, Trần Bá Hoằng (2018), Nghiên cứu đánh giá hiệu quả giảm sóng của các phương án bố trí không gian đê phá sóng trong mô hình bể sóng.Tạp chíkhoa học và công nghệ Thủy Lợi,Viện khoa học Thủy Lợi Việt Nam Số 42ISSN:1859-4255,01-2018;
[9] Nguyễn Anh Tiến, Trịnh Công Dân, Thiều Quang Tuấn, Tô Văn Thanh (2018) Cơ sở khoa học xây dựng phương pháp tính toán hệ số truyền sóng qua đê ngầm cọc phức hợp Tạp chí khoa học và công nghệ Thủy Lợi, Viện khoa học Thủy Lợi Việt Nam Số
[10]Thiều Quang Tuấn, Đinh Công Sản, Lê Xuân Tú, Đỗ Văn Dương (2018) Nghiên cứu hiệu quả giảm sóng của đê kết cấu rỗng trên mô hình máng sóng.Tạp chí khoahọc và công nghệ Thủy Lợi, Viện khoa học Thủy Lợi Việt Nam Số 49 ISSN:1859- 4255,11- 2018;
[11]Phan Đình Tuấn và nhóm thiết kế (2019)Hồ sơ thiết kế công trình kè tiêu sóngbảo vệ bờ biển – Dự án CHAMPARAMA RESORT & SPA(2019);
[12] Nguyễn Anh Tiến, Thiều Quang Tuấn (2019) Nghiên cứu xây dựng công thức bán thực nghiệm tính toán hệ số truyền sóng qua đê ngầm cọc có cấu tạo phức hợp.Tạp chí khoa học và công nghệ Thủy Lợi, Viện khoa học Thủy Lợi Việt Nam Số
[13]Báocáo kinh tế kỹ thuật công trình: “Xử lý sạt lở bờ biển Tây từ vàm Đá Bạc đếnvàm Kênh Mới, xã Khánh Bình Tây, huyện Trần văn Thời (thử nghiệm công nghệ Đê trụrỗng”
[14] Vũ Công Ngữ và nnk (2006),Thí nghiệm đất hiện trường và ứng dụng trong phântích nền móng, NXB Khoa học kỹthuật
[15] Nguyễn Quốc Dũng, Phùng Vĩnh An, Đỗ Thế Quynh và nnk (2016), Hồ sơ đề tài cấp Bộ: Nghiên cứu giải pháp công nghệ xử lý nền đất yếu bằngthiết bị trộn đất tại chỗ với chất kết dính vô cơ phục vụ xây dựng công trình thủy lợi,Viện KHTL Việt Nam, HàNội.
[16] Nguyễn Văn Thơ, Trần Thị Thanh (2002),Xây dựng đê, đập, đắp nền tuyến dâncư trên đất yếu ở ĐBSCL ,NXB Nông nghiệp, Tp.Hồ ChíMinh.
[17]Hồ sơ thiết kế bản vẽ thi công công trình (2016):Công trình thử nghiệm 180m Đêtrụ rỗng, xã Khánh Bình Tây, huyện Trần văn Thời (thử nghiệm công nghệ Đê trụ rỗng).