Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ảnh hưởng của sóng phản xạ tới dòng phản hồi và xói chân đê biển mái nghiêng khu vực Bắc Bộ

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

NGUYỄN THỊ PHƯƠNG THẢO

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA SÓNG PHẢN XẠ TỚI

DÒNG PHẢN HỒI VÀ XÓI CHÂN ĐÊ BIỂN MÁI NGHIÊNG

KHU VỰC BẮC BỘ

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI, NĂM 2022

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA SÓNG PHẢN XẠ TỚI

DÒNG PHẢN HỒI VÀ XÓI CHÂN ĐÊ BIỂN MÁI NGHIÊNG

KHU VỰC BẮC BỘ

Ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình biển

Mã số: 9580203

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: GS.TS THIỀU QUANG TUẤN

HÀ NỘI, NĂM 2022

LỜI CAM ĐOAN

Tác giả xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của bản thân tác giả. Các kết quả

nghiên cứu và các kết luận trong luận án là trung thực, không sao chép từ bất kỳ một

nguồn nào và dưới bất kỳ hình thức nào. Việc tham khảo các nguồn tài liệu (nếu có) đã

được thực hiện trích dẫn và ghi nguồn tài liệu tham khảo đúng quy định.

Tác giả luận án

Nguyễn Thị Phương Thảo

LỜI CÁM ƠN

Tác giả xin trân trọng biết ơn sâu sắc tới thầy GS.TS Thiều Quang Tuấn đã tận tình

hướng dẫn, chỉ bảo, động viên trong suốt thời gian thực hiện Luận án. Tác giả xin được

trân trọng cảm ơn Trường Đại học Thủy lợi, Phòng Thí nghiệm thủy lực tổng hợp, Phòng

Đào tạo, Khoa, Bộ môn về những hỗ trợ, tạo điều kiện làm việc tốt nhất cho tác giả trong

quá trình nghiên cứu.

Tác giả cũng xin trân trọng cảm ơn các thầy cô, đồng nghiệp, bạn bè và gia đình về sự

giúp đỡ quý giá và luôn đồng hành cùng tác giả trong quá trình thực hiện và hoàn thành

Luận án của mình.

MỤC LỤC

DANH MỤC CÁC HÌNH, ẢNH ....................................................................................vi

DANH MỤC BẢNG BIỂU ............................................................................................ix

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT VÀ GIẢI THÍCH THUẬT NGỮ ........................... x

MỞ ĐẦU ......................................................................................................................... 1

1. Tính cấp thiết của luận án .................................................................................. 1

2. Mục tiêu nghiên cứu .......................................................................................... 4

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu ..................................................................... 4

4. Nội dung nghiên cứu .......................................................................................... 4

5. Cách tiếp cận và phương pháp nghiên cứu ........................................................ 5

6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của luận án ........................................................ 6

7. Cấu trúc luận án ................................................................................................. 7

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU DÒNG PHẢN HỒI DO SÓNG VÀ XÓI CHÂN ĐÊ BIỂN ..................................................................................................... 8

1.1 Giới thiệu chung ................................................................................................. 8

1.1.1 Dòng phản hồi và các quá trình vận chuyển bùn cát ngang bờ .................. 8

1.1.2 Xói chân đê biển ........................................................................................ 11

1.2 Tổng quan nghiên cứu về dòng phản hồi ......................................................... 12

1.3 Tổng quan mô hình vận chuyển bùn cát và xói lở ngang bờ ........................... 17

1.3.1 Tổng quan mô hình sóng ........................................................................... 18

1.3.2 Mô hình vận chuyển bùn cát và hình thái ................................................. 21

1.4 Tổng quan nghiên cứu về sóng phản xạ ........................................................... 25

1.5 Tổng quan các nghiên cứu về dòng phản hồi và xói chân đê biển trong bão ở Việt Nam .................................................................................................................... 28

1.6 Kết luận chương 1 ............................................................................................ 30

1.6.1 Những vấn đề còn tồn tại .......................................................................... 30

1.6.2 Định hướng nghiên cứu của luận án ......................................................... 31

CƠ SỞ KHOA HỌC MÔ HÌNH HOÁ DÒNG PHẢN HỒI DO SÓNG CHƯƠNG 2 VÀ XÓI CHÂN ĐÊ BIỂN ............................................................................................ 33

2.1 Giới thiệu chung ............................................................................................... 33

2.2 Ảnh hưởng của phản xạ sóng do công trình đến dòng phản hồi và vận chuyển bùn cát ........................................................................................................................ 33

iii

2.2.1 Cơ sở xác định hệ số phản xạ và biến đổi chiều cao sóng trước chân công trình 34

2.2.2 Ảnh hưởng của sóng phản xạ đến dòng phản hồi ..................................... 37

2.2.3 Ảnh hưởng của sóng phản xạ đến nồng độ bùn cát .................................. 40

2.3 Xây dựng mô hình vật lý máng sóng nghiên cứu dòng phản hồi và xói chân đê biển 42

2.3.1 Mục tiêu và điều kiện thực hiện thí nghiệm .............................................. 42

2.3.2 Lựa chọn tiêu chuẩn tương tự và tỉ lệ mô hình ......................................... 43

2.3.3 Thiết kế thí nghiệm và bố trí thiết bị đo đạc ............................................. 46

2.3.4 Kịch bản thí nghiệm .................................................................................. 49

2.3.5 Thực hiện mô hình .................................................................................... 51

2.4 Phát triển cập nhật mô hình toán mô phỏng dòng phản hồi và xói bồi chân đê biển 56

2.4.1 Giới thiệu chung ........................................................................................ 56

2.4.2 Những vấn đề cập nhật trong mô hình Wadibe-TC .................................. 56

2.5 Kết luận chương 2 ............................................................................................ 57

KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU DÒNG PHẢN HỒI VÀ XÓI CHÂN ĐÊ CHƯƠNG 3 BIỂN MÁI NGHIÊNG .................................................................................................. 58

3.1 Giới thiệu chung ............................................................................................... 58

3.2 Phân tích các kết quả nghiên cứu trên mô hình vật lý ..................................... 58

3.2.1 Nghiên cứu cấu trúc dòng phản hồi .......................................................... 58

3.2.2 Phân tích đánh giá ảnh hưởng của sóng phản xạ đến dòng phản hồi ....... 63

3.2.3 Phân tích kết quả quan trắc xói chân đê trên mô hình lòng động ............. 66

3.2.4 Nhận xét kết quả nghiên cứu trên mô hình vật lý máng sóng ................... 72

3.3 Kết quả phát triển cập nhật mô hình toán mô phỏng cấu trúc dòng phản hồi và xói bồi chân đê biển ................................................................................................... 74

3.3.1 Phát triển cập nhật mô hình toán Wadibe-TC ........................................... 74

3.3.2 Kết quả hiệu chỉnh và kiểm định module sóng ......................................... 74

3.3.3 Kết quả hiệu chỉnh và kiểm định module dòng chảy ................................ 78

3.3.4 Kết quả kiểm định module vận chuyển bùn cát và xói chân đê biển ........ 91

3.4 Kết luận chương 3 ............................................................................................ 98

CHƯƠNG 4 ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN XÓI CHÂN ĐÊ BIỂN NAM ĐỊNH ................................................................................................ 100

4.1 Giới thiệu chung ............................................................................................. 100

4.2 Tổng quan khu vực ven biển Nam Định ........................................................ 100

4.2.1 Điều kiện biên tự nhiên khu vực Nam Định ........................................... 100

4.2.2 Đặc điểm hệ thống đê biển Nam Định .................................................... 101

4.3 Kiểm định mô hình toán cho vùng ven biển Nam Định ................................ 104

4.4 Mô phỏng một số kịch bản xói chân đê biển Nam Định ............................... 105

4.4.1 Xây dựng kịch bản .................................................................................. 106

4.4.2 Kết quả mô phỏng xói chân đê ................................................................ 107

4.5 Một số đề xuất giảm xói chân đê trong bão ................................................... 112

4.6 Kết luận chương 4 .......................................................................................... 113

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ..................................................................................... 114

1. Những kết quả đạt được ................................................................................. 114

2. Những đóng góp mới của luận án .................................................................. 115

3. Tồn tại và hướng phát triển ............................................................................ 116

4. Kiến nghị ........................................................................................................ 116

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ ............................................................ 118

TÀI LIỆU THAM KHẢO ........................................................................................... 119

PHỤ LỤC ........................................................................................................................ 1

DANH MỤC CÁC HÌNH, ẢNH

Hình 1 Sự cố của đoạn đê Nam Định và Đồ Sơn do bão Doksuri 9.2017 (nguồn: tác giả, NamDinh TV) .................................................................................................................. 2

Hình 2. Xói lở trước chân đê và sạt lở mái đê, mái và chân gốc kè mỏ hàn sau trận bão Damrey 7/2005 tại Nam Định [3] [4] .............................................................................. 3

Hình 3 Cấu trúc của Luận án ........................................................................................... 7

Hình 1-1 Ảnh hưởng của đê tường đứng đến bãi [5] ...................................................... 8

Hình 1-2 Sơ họa phân bố dòng chảy và nồng độ bùn cát vùng sóng vỡ [18] ............... 11

Hình 1-3 Phân bố hệ số xáo trộn bùn cát [1] ................................................................. 23

Hình 1-4 Bảo toàn thể tích bùn cát [77] ........................................................................ 24

Hình 1-5 Nội dung nghiên cứu luận án ......................................................................... 32

Hình 2-1Mật độ phương sai của sóng, dòng chảy và hiệp phương sai của sóng và dòng chảy ................................................................................................................................ 36

Hình 2-2 Phân bố ứng suất tiếp theo độ sâu [108] ........................................................ 38

Hình 2-3 Phân bố ứng suất trung bình và vận tốc [108] ............................................... 38

Hình 2-4 Các thành phần trong cấu trúc dòng chảy [19] .............................................. 39

Hình 2-5 Nguyên lý tính toán vận chuyển bùn cát lơ lửng [1] ...................................... 40

Hình 2-6 Hệ số xáo trộn [19] ......................................................................................... 41

Hình 2-7. Mô hình thí nghiệm lòng cứng ...................................................................... 47

Hình 2-8. Mô hình lòng động với mái đê m=4 và độ dốc bãi 1/100 ............................. 49

Hình 2-9. Thực hiện thí nghiệm mô hình kết cấu đê cao không tràn ............................ 52

Hình 2-10. Thực hiện mô hình kết cấu đê thấp không thường đỉnh ............................. 52

Hình 2-11. Thực hiện thí nghiệm mô hình kết cấu đê thấp có tường đỉnh ................... 52

Hình 2-12. Hiển thị kết quả đo sóng và vận tốc dòng chảy tại một điểm ..................... 53

Hình 2-13. Mô hình thực hiện trong máng sóng với các kịch bản kết cấu đê, độ đôc bãi 1/100 .............................................................................................................................. 54

Hình 2-14. Mô hình thực hiện trong máng sóng với các kịch bản kết cấu đê, độ dốc bãi 1/40 ................................................................................................................................ 55

Hình 2-15. Địa hình trước và sau khi chạy sóng – độ dốc bãi 1/100 ............................ 55

Hình 2-16. Địa hình trước và sau khi chạy sóng – độ dốc bãi 1/40 .............................. 55

Hình 3-1. Phân bố tốc độ dòng phản hồi của các trường hợp thí nghiệm D65H15T19 59

Hình 3-2. Phân bố tốc độ dòng phản hồi của các trường hợp thí nghiệm D65H17T16 59

Hình 3-3. Phân bố tốc độ dòng phản hồi của các trường hợp thí nghiệm D70H15T19 59

Hình 3-4. Phân bố tốc độ dòng phản hồi của các trường hợp thí nghiệm D70H19T165 ....................................................................................................................................... 60

Hình 3-5. Ảnh hưởng của công trình đến dòng chảy trung bình- các thí nghiệm D65H15T19 ................................................................................................................... 61

Hình 3-6. Ảnh hưởng của công trình đến dòng chảy trung bình- các thí nghiệm D65H17T16 ................................................................................................................... 62

Hình 3-7. Ảnh hưởng của công trình đến dòng chảy trung bình- các thí nghiệm D70H15T19 ................................................................................................................... 62

Hình 3-8. Ảnh hưởng của công trình đến dòng chảy trung bình- các thí nghiệm D70H19T165 ................................................................................................................. 62

Hình 3-9 Phân bố hệ số phản xạ Kr theo khoảng cách tương đối x/L ở lân cận phía trước công trình ....................................................................................................................... 63

Hình 3-10 Tỷ số giữa chiều cao sóng tổng và chiều cao sóng tới Hm0,x/Hm0i,x thay đổi theo khoảng cách tương đối x/L ở lân cận phía trước công trình .................................. 63

Hình 3-11 Phân bố hệ số phản xạ Kr cục bộ theo khoảng cách tương đối x/L ở lân cận phía trước công trình ..................................................................................................... 64

Hình 3-12 Kết quả phân tích hồi quy hàm phân bố Fx (x/L) ........................................ 65

Hình 3-13 So sánh giữa kết quả tính toán và đo đạc hệ số phản xạ sóng Kr,x .............. 66

Hình 3-14. So sánh độ sâu lớn nhất tương đối giữa đê thấp có và không có tường đỉnh ....................................................................................................................................... 69

Hình 3-15 Ảnh hưởng của hệ số phản xạ đến độ sâu hố xói lớn nhất tương đối .......... 70

Hình 3-16 Ảnh hưởng của lưu lượng sóng tràn đến độ sâu hố xói ............................... 70

Hình 3-17 Ảnh hưởng của độ sâu nước tương đối đến độ sâu hố xói ........................... 71

Hình 3-18 Tương quan chỉ số sóng vỡ với độ sâu hố xói lớn nhất ............................... 72

Hình 3-19 Dữ liệu đầu vào module thuỷ lực của mô hình Wadibe-TC ........................ 74

Hình 3-20. Kết quả mô phỏng và đo đạc chiều cao sóng - kịch bản đê cao không tràn ....................................................................................................................................... 76

Hình 3-21. Kết quả mô phỏng và đo đạc chiều cao sóng - kịch bản đê thấp không tường đỉnh ................................................................................................................................ 76

Hình 3-22. Kết quả mô phỏng và đo đạc chiều cao sóng - kịch bản đê thấp có tường đỉnh ................................................................................................................................ 77

Hình 3-23. Vận tốc dòng phản hồi trung bình – đê cao không tràn .............................. 80

Hình 3-24. Vận tốc dòng phản hồi trung bình – đê thấp không tường đỉnh ................. 81

Hình 3-25. Vận tốc dòng phản hồi trung bình – đê thấp có tường đỉnh ........................ 81

Hình 3-26. Kết quả mô phỏng kịch bản 1- D65H15T19_CW0 .................................... 83

Hình 3-27. Kết quả mô phỏng kịch bản 2 - D65H17T16_CW0 ................................... 84

vii

Hình 3-28. Kết quả mô phỏng kịch bản 3- D70H15T19_CW0 .................................... 84

Hình 3-29. Kết quả mô phỏng kịch bản 4 – D70H19T165_CW0 ................................. 85

Hình 3-30. Kết quả mô phỏng kịch bản 5- D65H15T19_TW0..................................... 86

Hình 3-31. Kết quả mô phỏng kịch bản 6- D65H17T16_TW0..................................... 86

Hình 3-32. Kết quả mô phỏng kịch bản 7- D70H15T19_TW0..................................... 87

Hình 3-33. Kết quả mô phỏng kịch bản 8- D70H19T165_TW0................................... 87

Hình 3-34. Kết quả mô phỏng kịch bản 9- D65H15T19_TW10................................... 88

Hình 3-35. Kết quả mô phỏng kịch bản 10 - D65H17T16_TW10................................ 89

Hình 3-36. Kết quả mô phỏng kịch bản 11- D70H15T19_TW10................................. 89

Hình 3-37. Kết quả mô phỏng kịch bản 12 – D70H19T165_TW10 ............................. 90

Hình 3-38. Mô hình hóa các kịch bản ........................................................................... 92

Hình 3-39 Kết quả mô phỏng xói chân đê cao không tràn ............................................ 93

Hình 3-40 Kết quả mô phỏng xói chân đê thấp không tường đỉnh ............................... 94

Hình 3-41 Kết quả mô phỏng xói chân đê thấp có tường đỉnh ..................................... 95

Hình 3-42 Kết quả mô phỏng biến đổi lòng dẫn khi có và chưa có sóng phản xạ - Đê cao ....................................................................................................................................... 96

Hình 3-43. Kết quả mô phỏng biến đổi lòng dẫn khi có và chưa có sóng phản xạ-Đê thấp không tường đỉnh ........................................................................................................... 97

Hình 3-44. Kết quả mô phỏng biến đổi lòng dẫn khi có và chưa có sóng phản xạ-Đê thấp có tường đỉnh ................................................................................................................. 98

Hình 4-1 Thống kê bão đến khu vực nghiên cứu [118] .............................................. 100

Hình 4-2 Thống kê chiều cao sóng Wavewatch III ..................................................... 101

Hình 4-3 Kết cấu đê biển điển hình ở khu vực Nam Định [89] .................................. 103

Hình 4-4 Thiết lập mô hình xói chân đê Thịnh Long .................................................. 105

Hình 4-5 Kết quả kiểm định xói chân đê biển Thịnh Long – bão Damrey 9/2005 ..... 105

Hình 4-6 Ảnh hưởng của chiều cao sóng đến kích thước hố xói chân đê ................... 108

Hình 4-7 Ảnh hưởng của độ sâu nước đến kích thước hố xói chân đê ....................... 108

Hình 4-8 Ảnh hưởng của chu kỳ sóng đến kích thước hố xói chân đê ....................... 108

Hình 4-9 So sánh chiều sâu hố xói lớn nhất ứng với sự thay đổi của Kr0 ................... 109

Hình 4-10 Kết quả mô phỏng hố xói chân đê với giải pháp thảm đá rộng 3-6m ........ 111

Hình 4-11 Kết quả mô phỏng hố xói chân đê với giải pháp kè mỏ hàn dài 35-70m .. 112

viii

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 2-1. Tỉ lệ của một số đại lượng vật lý cơ bản theo tiêu chuẩn Froude [102] ...... 44

Bảng 2-2. Các kịch bản của mô hình lòng cứng ............................................................ 50

Bảng 2-3. Kịch bản thí nghiệm với mô hình lòng động ................................................ 50

Bảng 3-1. Số liệu biên sóng và mực nước ..................................................................... 75

Bảng 3-2. Các tham số được hiệu chỉnh ........................................................................ 75

Bảng 3-3 Các kịch bản mô phỏng ................................................................................. 92

Bảng 4-1 Thống kê hiện trạng đê biển Nam Định [119] ............................................. 102

Bảng 4-2 Thống kê chiều cao sóng theo chu kỳ sóng từ số liệu Wavewatch III ........ 106

Bảng 4-3 Điều kiện thuỷ lực ảnh hưởng chiều sâu hố xói lớn nhất ............................ 108

Bảng 4-4 Ảnh hưởng của kết cấu đê biển đến chiều sâu hố xói lớn nhất ................... 110

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT VÀ GIẢI THÍCH THUẬT NGỮ

1. Danh mục các từ viết tắt

NL tỉ lệ dài

SWL Still water level – mực nước tĩnh

CG Current gauge – Vị trí đo dòng chảy

WG Wave gauge – Vị trí đo sóng

DxHyTz tên kịch bản ứng với độ sâu nước D là x (cm), chiều cao sóng H là y(cm)và

chu kỳ đỉnh phổ T là z(10-1s)

CW0 - Đê cao, chiều cao tường đỉnh =0cm

TW0 - Đê thấp, chiều cao tường đỉnh = 0

TW10 - Đê thấp, chiều cao tường đỉnh =10cm

Wadibe -TC (Wave, dike and beach – Time dependent Cross-shore) – Mô hình sóng,

đê và bãi – ngang bờ theo thời gian

2. Giải thích các thuật ngữ

Dòng phản hồi (undertow) là dòng chảy vuông góc với bờ hướng ra phía biển ở dưới

chân sóng

Độ sâu nước tương đối là tỷ số giữa độ sâu nước cục bộ với chiều dài sóng (d/L)

Mô hình lòng cứng – fixed bed model là mô hình vật lý thực hiện mô phỏng chuyển

động của chất lỏng mà không làm thay đổi địa hình lòng dẫn, thường dùng để nghiên

cứu sóng, dòng chảy

Mô hình lòng động – mobile bed model là mô hình vật lý thường dùng để nghiên cứu

vận chuyển bùn cát và sự thay đổi địa hình lòng dẫn

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của luận án

Vùng ven biển Việt Nam thường xuyên chịu tác động của thiên tai như bão, áp thấp

nhiệt đới, gió mùa, triều cường, nước biển dâng… đặc biệt trong những năm gần đây xu

hướng các hiện tượng cực đoan này xảy ra ngày càng gia tăng cả về tần suất và cường

độ làm ảnh hưởng đến sự phát triển kinh tế, xã hội, cuộc sống của những người dân ven

biển. Do đó hệ thống đê biển luôn được chú trọng xây dựng, duy tu, kiên cố và nâng cấp

hàng năm nhằm bảo vệ vùng đất sau đê khỏi bị ngập lụt dưới tác động từ phía biển. Đây

là giải pháp công trình biển khá phổ biến trên thế giới cũng như ở Việt Nam, đã và đang

thu hút nhiều nhà khoa học nghiên cứu để hệ thống đê kè biển làm việc ổn định lâu dài,

hiệu quả, nhất là trong điều kiện cực trị nhằm hạn chế những tác động bất lợi dẫn đến

các cơ chế hư hỏng đê. Một trong các cơ chế hư hỏng đó là xói lở bãi trước và xói chân

đê cần được đặc biệt nghiên cứu của khoa học biển hiện nay.

Khi bão lớn đổ bộ vào vùng ven bờ, do gió mạnh và chênh lệch áp suất trong bão làm

mực nước dâng cao, sóng lớn tiến vào gần đê hơn, đào bới bùn cát và đồng thời tạo ra

trường dòng chảy có tốc độ lớn vận chuyển bùn cát đi, gây xói lở bờ biển. Trường dòng

chảy ven bờ và các quá trình năng lượng trong đới sóng vỡ có ảnh hưởng quyết định

đến các hiện tượng như suy giảm chiều cao sóng, vận chuyển bùn cát và khuếch tán các

vật chất xảy ra do sóng vỡ. Khi sóng vỡ, chuyển động sóng biến thành chuyển động rối,

đặc trưng bởi các xoáy cuộn có kích thước khác nhau. Dưới ảnh hưởng của chuyển động

rối do sóng vỡ tạo nên, chuyển động của chất lỏng trong vùng sóng vỡ vô cùng phức

tạp, biến đổi mạnh theo cả không gian và thời gian. Trong đó, có sự xuất hiện của dòng

chảy vuông góc với bờ hướng ra phía biển ở dưới chân sóng, được gọi là dòng phản hồi.

Dựa trên những nghiên cứu định lượng về trường dòng chảy ngang bờ có thể giải thích

định lượng được hướng vận chuyển bùn cát, nguyên nhân dẫn đến sự xuất hiện các cồn

ngầm ở bãi trước và xói chân công trình đê biển.

Theo các tài liệu nghiên cứu, điều tra khảo sát thực địa cho thấy hầu hết các trường hợp

sự cố ven bờ biển như: xói chân đê, sạt lở, hỏng mái, vỡ đê kè biển thường xảy ra trong

thời kỳ bão hoạt động. Xói lở xảy ra do ảnh hưởng của bão được xem là xói ngắn hạn

và là nhiễu động tạm thời trong quá trình biến đổi mặt cắt ngang bờ dài hạn, bởi điều

kiện thuỷ động lực trung bình có xu thế phân bố lại dạng mặt cắt sau bão [1]. Tuy nhiên

khối lượng xói lở ngắn hạn trong bão có thể dẫn đến vấn đề trầm trọng đặc biệt là xói

chân đê gây hư hỏng, mất an toàn của công trình đê biển như vỡ đê và có thể gây rủi ro

ngập lụt [2]. Hình 1 và Hình 2 là ví dụ điển hình về hư hỏng mái đê và xói chân đê biển

ở Nam Định, Hải Phòng do ảnh hưởng của sóng lớn trong bão Doksuri 9-2017 và bão

Damrey 7-2005. Từ Hình 1a,b có thể thấy ngoài sóng tràn gây xói lở mái trong của đê

còn thấy rõ được sự tương tác giữa sóng và tường đỉnh tạo ra sóng bắn lên cao. Dưới tác

dụng của gió bão làm cho sóng bắn hướng về phía mái trong đê tạo ra lượng gia tăng

của sóng tràn qua đê. Ảnh hưởng của sóng bão làm mất ổn định tường đỉnh và bị vỡ như

Hình 1c.

b. a.

d. c.

Hình 1 Sự cố của đoạn đê Nam Định và Đồ Sơn do bão Doksuri 9.2017 (nguồn: tác giả, NamDinh TV)

f. e.

Ngoài những con sóng lớn tràn qua đê còn có những con sóng bị vỡ, trút năng lượng

sóng ngay sát chân đê hay trên mái ngoài công trình đê, kè gây mất ổn định cấu kiện

bảo vệ mái ngoài (Hình 1d,e, Hình 2b,c), sự hình thành dòng chảy mạnh do sóng có thể

mang những vật liệu trên mái kè đi nơi khác làm hư hỏng sạt lở mái kè như Hình 1b, có

rất nhiều cấu kiện bê tông đúc sẵn bảo vệ mái đê bị sóng vận chuyển lên mặt đê. Hoạt

động của sóng bão lớn tạo ra sóng vỡ ở bãi trước và ngay sát chân đê, kè gây ra các

chuyển động rối làm khuấy động bùn cát lơ lửng, thậm chí các vật liệu chèn bảo vệ ống

buy ở chân kè biển cũng bị trôi đi như Hình 1d,e,f. Trên Hình 2a là kết quả đo đạc thực

tế mặt cắt ngang trước và sau bão Damrey 2005 tại Nam Định của Viện cơ học và hình

ảnh bãi trước chân đê bị hạ thấp, độ sâu xói chân đê sau cơn bão lên tới 1m, gây nên mất

ổn định cho toàn bộ công trình.

Hình 2. Xói lở trước chân đê và sạt lở mái đê, mái và chân gốc kè mỏ hàn sau trận bão Damrey 7/2005 tại Nam Định [3] [4]

c. b.

Từ những phân tích trên cho thấy ảnh hưởng của sóng bão đến sự an toàn của đê biển là

rất nghiêm trọng bởi trong bão, mực nước dâng cao, sóng tới lớn, vận chuyển bùn cát

nhiều và đặc biệt xảy ra vào thời kỳ triều cường là các yếu tố động lực quan trọng gây

uy hiếp sự an toàn của đê biển đặc biệt là vấn đề xói chân đê biển. Tùy thuộc vào sự

tương tác giữa tải trọng của các yếu tố thủy động lực học với địa hình và kết cấu công

trình đê biển mà năng lượng sóng bão và dòng chảy tác động gây ra mức độ xói bãi

trước và chân đê cũng như mức độ hư hỏng của đê khác nhau. Rất nhiều nghiên cứu và

thực tế đã chỉ ra rằng mỗi loại kết cấu công trình có ảnh hưởng nhất định đến kích thước

hố xói chẳng hạn như tường đứng cho độ sâu hố xói lớn hơn so với kè mái nghiêng mà

một trong những nguyên nhân gây ra sự khác nhau của kích thước hố xói đó là bởi phản

xạ sóng từ các dạng kết cấu mái khác nhau. Kết cấu đê biển mái nghiêng điển hình ở

vùng ven biển Bắc Bộ ảnh hưởng như thế nào đến xói chân đê biển thông qua sóng phản

xạ cho đến nay vẫn chưa được làm sáng tỏ và đây là vấn đề nghiên cứu có ý nghĩa khoa

học và thực tiễn giúp cho các nhà thiết kế, quản lý có thể tính toán dự báo được các tác

động và đưa ra những giải pháp hỗ trợ phù hợp cho sự an toàn của đê biển. Do đó, đề

tài “Nghiên cứu ảnh hưởng của sóng phản xạ đến dòng phản hồi và xói chân đê biển

mái nghiêng khu vực Bắc Bộ” được lựa chọn để nghiên cứu trong Luận án này.

2. Mục tiêu nghiên cứu

+ Đánh giá được ảnh hưởng của sóng phản xạ từ mái đê biển đến dòng phản hồi và xói

chân đê biển;

+ Mô phỏng xói chân đê biển do dòng phản hồi với ảnh hưởng của sóng phản xạ từ mái

đê và ứng dụng tính xói chân đê biển tại Nam Định.

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

3.1. Đối tượng nghiên cứu

Dòng phản hồi và xói chân công trình đê biển mái nghiêng dưới tác động của sự tương

tác giữa sóng bão với mái đê thông qua sóng phản xạ.

3.2 Phạm vi nghiên cứu

Xói chân đê do cơ chế dòng phản hồi cho hệ thống đê biển mái nghiêng vùng ven biển

Bắc Bộ

4. Nội dung nghiên cứu

Nội dung chính của Luận án bao gồm các phần như sau:

 Nghiên cứu ảnh hưởng của kết cấu mái công trình đê biển đến phân bố sóng phản xạ

và đặc trưng cấu trúc của dòng phản hồi theo mặt cắt ngang trong bão bằng việc thiết

lập mô hình vật lý lòng cứng trong máng sóng;

 Nghiên cứu ảnh hưởng của kết cấu mái công trình đê biển đến xói chân đê biển bằng

mô hình vật lý lòng động;

 Phát triển cập nhật mô hình toán mô phỏng dòng phản hồi và xói chân đê có xét đến

ảnh hưởng của kết cấu mái công trình đê biển và kiểm định bằng số liệu thí nghiệm

ứng với các điều kiện nghiên cứu trong máng sóng và ứng dụng nghiên cứu đối với

vùng biển Nam Định.

Với nội dung nghiên cứu trên, Luận án trả lời 4 câu hỏi:

1) Hệ số phản xạ sóng thay đổi như thế nào trên mặt cắt ngang bãi ứng với các cấu trúc

đê biển mái nghiêng?

2) Sóng phản xạ ảnh hưởng như thế nào đến cấu trúc của dòng phản hồi và vận tốc dòng

chảy trung bình?

3) Ảnh hưởng của sóng phản xạ đến vận chuyển bùn cát và xói lở chân đê diễn ra như

thế nào?

4) Ứng dụng các nội dung nghiên cứu cho khu vực cụ thể ở Nam Định cho kết quả như

thế nào?

5. Cách tiếp cận và phương pháp nghiên cứu

5.1. Cách tiếp cận

Cách tiếp cận được áp dụng trong Luận án: Quan sát hiện trạng thực tế vấn đề xói chân

đê dọc ven biển Bắc Bộ, tiến hành tổng hợp, phân tích và kế thừa những công trình

nghiên cứu đã thực hiện trên thế giới và trong nước. Từ đó đưa ra những khía cạnh khoa

học chưa được nghiên cứu kỹ và ứng dụng nghiên cứu trong điều kiện thực tế của Việt

Nam. Sau đó áp dụng các phương pháp có thể để tìm hiểu sâu hơn, giải thích rõ hơn và

tính toán mô phỏng định lượng đối tượng nghiên cứu.

5.2 Phương pháp nghiên cứu

Để đạt được mục tiêu trên, Luận án sử dụng tổng hợp một số phương pháp nghiên cứu

sau đây:

- Phương pháp thống kê: Tổng hợp và phân tích các tài liệu đã có nhằm tổng kết và kế

thừa các kết quả nghiên cứu trong và ngoài nước về dòng chảy trong vùng sóng vỡ

nói chung và dòng phản hồi nói riêng, vận chuyển bùn cát ngang bờ và sự thay đổi

địa hình đáy trong bão.

- Phương pháp thực nghiệm: Thí nghiệm mô hình vật lý trong máng sóng ứng với các

điều kiện khác nhau để mô phỏng cấu trúc dòng phản hồi và quá trình vận chuyển

bùn cát khu vực chân kè biển ứng với các kịch bản khác nhau.

- Phương pháp mô hình toán: Phát triển có kế thừa mô hình toán học Wadibe-TC mô

phỏng dòng phản hồi và diễn biến xói chân kè trong bão trong điều kiện nghiên cứu,

kết hợp với kết quả mô hình vật lý để kiểm nghiệm.

- Phương pháp chuyên gia: Thực hiện công tác xin ý kiến đóng góp của các chuyên gia

trong lĩnh vực biển về hướng nghiên cứu, phương pháp thực hiện và kết quả nghiên

cứu trong suốt quá trình thực hiện.

6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của luận án

Mặc dù đã có rất nhiều công trình nghiên cứu về vấn đề dòng chảy và xói lở ngang bờ,

nhưng diễn biến cơ chế của hiện tượng này rất phức tạp và rất khó để dự tính, dự báo

chính xác được với những điều kiện biên luôn biến động và hiếm số liệu đo đạc thực tế.

Chính vì vậy đây là hướng nghiên cứu có ý nghĩa khoa học và có khả năng ứng dụng

vào thực tế cao.

6.1. Ý nghĩa khoa học

- Đóng góp về mặt khoa học đối với các nghiên cứu ảnh hưởng của công trình đê biển

mái nghiêng đến phân bố sóng phản xạ và dòng phản hồi trên mặt cắt ngang trong điều

kiện bão;

- Đóng góp về mặt khoa học đối với nghiên cứu diễn biến xói lở chân kè dưới ảnh hưởng

của kết cấu công trình đê biển mái nghiên điển hình ở Việt Nam thông qua việc tính toán

ảnh hưởng của sóng phản xạ;

- Đóng góp về mặt khoa học đối với công cụ mô hình toán nhằm dự tính, phân tích thủy

động lực học và xói chân đê, kè biển do sóng bão tốt hơn.

6.2. Ý nghĩa thực tiễn

- Ứng dụng nghiên cứu này cho bài toán thực tế có thể cho phép đánh giá, dự tính định

lượng xác thực hơn lượng vận chuyển bùn cát ngang bờ và xói lở chân kè trong cơn bão

do dòng phản hồi chi phối. Nội dung nghiên cứu này có thể là cơ sở cho việc thiết kế,

xây dựng các giải pháp bảo vệ bờ bãi, chân công trình biển phù hợp nhất;

- Là cơ sở cho các nghiên cứu ứng dụng tiếp theo về vận chuyển bùn cát ven bờ.

7. Cấu trúc luận án

Với những mục tiêu và phương pháp như trên, cấu trúc nội dung của Luận án được trình bày trong các chương như Hình 3.

Ngoài phần mở đầu giới thiệu tổng quát về Luận án và phần kết luận, kiến nghị, Luận án được trình bày trong 4 chương. Chương 1 trình bày tổng quan tình hình nghiên cứu

về dòng phản hồi và xói chân đê biển từ đó đề xuất ra hướng nghiên cứu cho Luận án.

Cơ sở khoa học và thiết lập mô hình vật lý cũng như mô hình toán nghiên cứu ảnh hưởng

của sóng phản xạ đến dòng phản hồi và vận chuyển bùn cát, biến đổi địa hình ngang bờ

được thể hiện trong chương 2. Những kết quả nghiên cứu của Luận án về sóng phản xạ,

dòng phản hồi và xói chân đê biển mái nghiêng được nêu trong chương 3. Chương 4 là

phần ứng dụng kết quả nghiên cứu vào tính toán mô phỏng cho trường hợp cụ thể xói

chân đê biển Nam Định.

Phần mở đầu

Mô hình

Điều kiện sóng bão

Đê biển mái nghiêng

C1. Tổng quan nghiên cứu dòng phản hồi do sóng và xói chân đê biển

Sóng phản xạ

C2. Cơ sở khoa học mô hình hoá dòng phản hồi do sóng và xói chân kè

Dòng phản hồi

Từ khóa:

Hệ số xáo trộn bùn cát

C3. Kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của sóng phản xạ đến dòng phản hồi và xói chân đê biển mái nghiêng

Xói chân đê

C4. Ứng dụng kết quả nghiên cứu tính toán xói chân đê biển Nam Định

Kết luận và kiến nghị

Hình 3 Cấu trúc của Luận án

CHƯƠNG 1

TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU DÒNG PHẢN HỒI DO

SÓNG VÀ XÓI CHÂN ĐÊ BIỂN

1.1 Giới thiệu chung

Chuyển động của các phần tử nước trong sóng làm khuấy động bùn cát, dịch chuyển

theo dòng chảy và lượng vận chuyển bùn cát tăng lên do sự có mặt của sóng. Chương

này trình bày tổng quan các nghiên cứu đã thực hiện về sóng, dòng phản hồi và vận

chuyển bùn cát, xói bồi trước chân đê biển. Từ đó đưa ra những vấn đề nghiên cứu tiếp

theo trong Luận án.

1.1.1 Dòng phản hồi và các quá trình vận chuyển bùn cát ngang bờ

Có rất nhiều yếu tố chi phối sự hình thành dòng chảy ven bờ nói chung và dòng phản

hồi nói riêng cũng như vận chuyển bùn cát gồm thủy triều, sóng, gió, đặc điểm thủy vực,

đặc điểm của bão, đặc điểm bùn cát… Trong phần này giới thiệu tổng quát về cơ chế

vật lý hình thành dòng phản hồi và vận chuyển bùn cát ngang bờ dẫn đến xói chân đê

biển do sóng.

1.1.1.1 Dòng phản hồi

Dòng phản hồi là dòng chảy trung bình hướng ra biển, ở phía dưới mực nước chân sóng

trong vùng sóng vỡ [7]. Dòng phản hồi được xem như là một trong những lực chính chi

phối vận chuyển bùn cát ra xa bờ, hình thành các cồn cát, xói lở bãi biển và xói lở đê kè

biển khi có bão. Để giải thích cơ chế hình thành dòng này cần xuất phát từ các lực làm

dịch chuyển các phần tử nước trong chuyển động sóng như dưới đây.

Theo Stive and Wind (1996) và Svendsen (1984), dòng phản hồi được hình thành do sự

mất cân bằng theo phương thẳng đứng giữa thông lượng động lượng biến đổi theo độ

sâu và gradient áp suất đồng nhất theo độ sâu do sự dâng nước bởi sóng. Hay nói cách

khác thì dòng phản hồi là dòng chảy hướng ra biển ở phần dưới cột nước khi đền bù cho

thông lượng khối lượng hướng vào bờ ở phía trên mực nước chân sóng [8] [9] [10].

Trước khi vào vùng sóng vỡ, các phần tử nước chuyển động tiến và lui theo chuyển

động quỹ đạo sóng, năng lượng sóng bị tiêu tán ít, nhưng đến độ sâu nước bằng nhỏ hơn

hoặc bằng khoảng 1,25 lần chiều cao sóng thì quá trình sóng vỡ diễn ra làm tiêu hao

năng lượng sóng rất nhiều, thông lượng năng lượng sóng chuyển thành năng lượng rối

và nhiệt [11]. Các loại sóng vỡ gồm vỡ cuộn (spilling), vỡ đổ (plunging) và vỡ dâng

(surging) xuất hiện và dịch chuyển tùy thuộc vào đặc trưng quan trọng nhất đó là độ dốc

của sóng tới và của bãi biển [12] [13]. Một phần năng lượng sóng vỡ sẽ chuyển hóa

thành động lượng gia tăng gọi là ứng suất bức xạ của sóng và tạo thành sóng cuộn (sóng

cồn) nhiễu loạn có mặt sóng gần như dốc đứng vận chuyển nước vào bờ [14]. Lượng

nước do sóng cuộn mang vào khu vực ven bờ sẽ làm cho mực nước trung bình ven bờ

dâng cao và sinh ra dòng chảy ngang bờ do sự cân bằng về khối lượng.

Cho đến nay đã có rất nhiều nghiên cứu được phát triển nhằm tính toán định lượng dòng

phản hồi do sóng bằng mô hình mô phỏng. Tất cả các nghiên cứu đều cho rằng dòng

phản hồi được tạo ra do sự chênh lệch cục bộ giữa ứng suất bức xạ biến đổi theo độ sâu

gây ra bởi sóng và gradient áp suất đồng nhất theo độ sâu do độ dốc bề mặt nước (Hình

1-1 (A) ) hoặc do sự mất cân bằng lực giữa thông lượng động lượng sóng và nước dềnh

do sóng [15]… Chính sự mất cân bằng lực này đã cung cấp lực tạo ra hoàn lưu theo

Hình 1-1 (A) Sơ họa về phân bố gradient ứng suất bức xạ (Sxx/x) và áp lực (/x), (B) kết quả phân bố theo phương đứng của dòng chảy ngang bờ [16]

phương thẳng đứng.

Khi dòng phản hồi ổn định được thiết lập chính là sự cân bằng của ba lực quan trọng

gồm ứng suất bức xạ, gradient áp lực do nước dềnh và ứng suất rối được tạo ra bởi sự

biến đổi theo phương thẳng đứng của vận tốc dòng phản hồi kết hợp với chuyển động

rối xuất hiện do sóng vỡ. Các yếu tố chi phối cân bằng động lượng gồm: a) bảo toàn

khối lượng cục bộ theo phương thẳng đứng, b) ứng suất tiếp tại vị trí chân sóng, c) ứng

suất tiếp tại đáy, d) biến đổi của hệ số nhớt rối (turbulence) theo phương thẳng đứng.

Trong số những yếu tố này thì bảo toàn khối lượng cục bộ xác định đến độ lớn của dòng

phản hồi trong sóng vỡ. Thông lượng khối lượng hướng về phía bờ do sóng trong vùng

từ đỉnh sóng đến chân sóng, bao gồm cả sự đóng góp của sóng vỡ cuộn (breaking wave

rollers), được bù bởi dòng phản hồi tổng cộng hướng ra xa bờ. Ba nhân tố còn lại quyết

định đến cấu trúc của dòng phản hồi theo phương thẳng đứng trên mặt cắt.

Thông lượng khối lượng tịnh của dòng hướng bờ thường cân bằng với dòng phản hồi

hướng ra biển, tuy nhiên trong trường hợp sóng tràn trong bão, cân bằng khối lượng này

bị thay đổi do lượng nước tràn mất trong đất liền. Ảnh hưởng này thường được tính gộp

với sóng phản xạ trong quá trình tính toán bằng các mô hình.

1.1.1.2 Các quá trình vận chuyển bùn cát ngang bờ

Vận chuyển bùn cát phụ thuộc rất nhiều yếu tố gồm chuyển động của các phần tử nước

dao động dưới điều kiện sóng, lực tạo dòng chảy, đặc điểm thủy vực và bùn cát [1]. Quá

trình dịch chuyển của các phần tử bùn cát bao gồm 3 giai đoạn: (1) Các hạt bùn cát đáy

bị khuấy động và mang lên khỏi đáy ở trạng thái lơ lửng; (2) Những thành phần hạt này

bị dịch chuyển theo phương ngang theo dòng nước; (3) Các hạt bùn cát bị lắng đọng

xuống. Theo Dean (1973), nếu vận tốc lắng chìm cao, hạt sẽ chìm xuống trước khi chân

sóng xuất hiện và sẽ dịch chuyển hướng vào bờ, trong khi nếu vận tốc lắng chìm thấp,

nó vẫn sẽ lơ lửng và bị dịch chuyển ra xa bờ. Điều này dẫn đến kết quả là các hạt thô

hơn bị lọc về phía bờ. Diễn biến của mỗi giai đoạn tùy thuộc vào sự dịch chuyển của

nước/ dòng chảy và đặc điểm của hạt cát.

Vận chuyển bùn cát được xác định là lượng bùn cát (S) bị dịch chuyển đi theo dòng chảy

trên đơn vị diện tích trong đơn vị thời gian, nghĩa là giả định rằng vận tốc chuyển động

của hạt bùn cát tương ứng với vận tốc của hạt chất lỏng và công thức tổng quát để tính

vận chuyển bùn cát ngang bờ bằng tích của nồng độ bùn cát (c) với vận tốc (u) [17].

Như vậy để tính toán vận chuyển bùn cát ngang bờ trong bão cần phải xác định được

phân bố theo phương thẳng đứng của cả nồng độ bùn cát và dòng chảy. Hình 1-2 trình

bày sơ họa mô phỏng phân bố vận tốc dòng chảy và nồng độ bùn cát trong sóng vỡ. Có

thể thấy rằng dòng vận chuyển bùn cát đi vào bờ ít hơn dòng vận chuyển bùn cát ra xa

bờ bởi rõ ràng rằng nồng độ bùn cát phân bố theo độ sâu chịu ảnh hưởng của hiện tượng

rối loạn và nhiễu động ở mức độ mạnh do hiện tượng sóng vỡ, kích thước hạt cát, tốc

độ lắng chìm. Do tác động của yếu tố trọng lực mà nồng độ bùn cát ở phía dưới sẽ cao

hơn phía trên mặt nước, dẫn tới vận chuyển bùn cát tịnh sẽ có hướng ra phía ngoài khơi

Hình 1-2 Sơ họa phân bố dòng chảy và nồng độ bùn cát vùng sóng vỡ [18]

với sự có mặt của dòng phản hồi.

Khi tính toán các quá trình vận chuyển ngang bờ thường được chia thành các lớp khác

nhau: trên mặt nước là dòng trôi do sóng tiến vào bờ (surface drift), tiếp xuống dưới đó

là dòng phản hồi và phía đáy là dòng biên sát đáy (streamming). Vận chuyển bùn cát

cũng được chia thành vận chuyển bùn cát lơ lửng (suspended load) và vận chuyển bùn

cát đáy (bed load). Trong điều kiện bão, ở vùng sóng vỡ gần bờ, vận chuyển bùn cát lơ

lửng chiếm ưu thế [19] [1] [20].

1.1.2 Xói chân đê biển

Xói chân đê biển là các hiện tượng chỉ sự hạ thấp cao độ đáy khu vực chân đê dưới tác

dụng của các yếu tố thuỷ lực biển. Sự thay đổi mặt cắt ngang, các hố xói hay các cồn

cát ngầm dọc bờ biển có thể được hình thành và các cồn cát ngầm có thể bị di chuyển

vị trí hoặc bị phá hủy tùy thuộc vào gradient vận chuyển bùn cát ven bờ.

Hình dạng mặt cắt ngang trước chân đê biển có thể biến đổi trong một trận bão, một

mùa hay một năm và nhiều năm. Các yếu tố ảnh hưởng đến hố xói chân đê gồm hiện

tượng dâng lên của mực nước biển trong thời kì bão, tác động của sóng lớn trong bão,

dòng chảy ven bờ, tác động thường xuyên của thủy triều, đặc biệt triều cường, địa hình

phía trước chân đê thoải hay dốc, ngoài ra cần kể đến sự gia tăng xói lở do các sóng

phản xạ từ kết cấu công trình đê, sự gia tăng năng lượng sóng do thềm bãi bị hạ thấp, do

ảnh hưởng của quá trình vận chuyển bùn cát dọc bờ, do sự gia tăng bão biển (khi liên

tiếp xảy ra bão trong thời gian ngắn thì tình hình xói lở trở nên nghiêm trọng, do cơn

bão thứ hai và cơn bão kế tiếp xảy ra trên bãi biển chưa kịp phục hồi do xói lở sau trận

bão đầu tiên. Ví dụ trên mặt cắt (Hình 2) ở bãi biển Nam Định năm 2005 là một ví dụ

điển hình, sau ba trận bão liên tiếp, chiều sâu hố xói tại chân đê lên đến khoảng 1m).

Dưới tác dụng của các yếu tố trên, bùn cát trước chân đê biển bị tác động làm lỏng ra và

dịch chuyển đi theo dòng chảy. Kết quả mặt cắt thay đổi như thế nào ở các vị trí khác

nhau trên mặt cắt là xói hay bồi tùy theo chênh lệch giữa lượng bùn cát được vận chuyển

đi và đến vị trí đó. Trong điều kiện bão, mực nước biển dâng cao, sóng lớn tạo ra nước

dềnh do sóng cao, gió mạnh, sóng vỡ gần chân đê hơn dẫn đến dòng phản hồi ra biển

lớn hơn làm cho lượng vận chuyển bùn cát ra khỏi chân lớn hơn bùn cát đến (do phía

trên mái đê được kiên cố hóa, lượng vận chuyển bùn cát không có trong khi suất chuyển

cát lớn, nó sẽ đào bới lấy bùn cát đáy đem đi ra xa bờ) gây xói chân đê. Như vậy hố xói

hình thành do sự mất cân bằng bùn cát cục bộ tại vị trí chân đê biển khi mái kè ngăn giữ

không cho vật liệu thân đê bị sóng/dòng chảy mang đi. Khi đến ngoài vùng sóng vỡ,

dòng phản hồi nhỏ hơn, bùn cát lắng chìm xuống và tạo ra các cồn cát ngầm. Đối với

các trận bão lớn, hình dạng mặt cắt thay đổi nhiều hơn, các bãi cát ngầm vùng sóng vỡ

có thể được hình thành cao hơn.

1.2 Tổng quan nghiên cứu về dòng phản hồi

Theo nghiên cứu của Svendsen (1984), dòng phản hồi do sóng được phát hiện và mô tả

chi tiết từ cách đây hàng trăm năm bởi Johnson (1919) [21]. Khi nghiên cứu sự hình

thành bãi do sóng trong mô hình thí nghiệm máng sóng Bagnold (1940) đã thực hiện

các thí nghiệm quan trắc dòng ngang bờ và xác định dòng phản hồi [22]. Nielsen và

Sorensen (1970) đưa ra giải thích một cách định tính dựa trên phân tích lý thuyết về hiện

tượng dòng phản hồi [23]. Đánh giá định lượng về ý tưởng của Nielsen và Sorensen

(1970) dẫn đến các mô hình mô phỏng dòng phản hồi dựa trên phân bố theo phương

thẳng đứng của ứng suất bức xạ được thực hiện bởi Svendsen (1984) [8] [24].

Trong điều kiện cực trị, để có được bộ số liệu đo đạc hiện trường chi tiết đồng thời với

phân bố dòng chảy trên mặt cắt ngang bờ và sóng để nghiên cứu dòng phản hồi là điều

rất khó khăn trên toàn thế giới do hạn chế về thiết bị và điều kiện đo đạc. Các đo đạc

dòng chảy, sóng tương ứng với sự biến đổi địa hình trên mặt cắt ngang trong bão thu

thập được trên các bài báo, báo cáo đã xuất bản chỉ có từ một số dự án nghiên cứu lớn

của các nước tiên tiến trên thế giới như Mỹ, Úc, Canada, Nhật… [25] [16] [26] [27] [28]

[29] [30] [31]. Chính vì vậy khi nghiên cứu dòng phản hồi theo các khía cạnh khác nhau

nhằm dự tính cấu trúc của dòng phản hồi theo mô hình toán, các chuyên gia thường sử

dụng số liệu trong phòng thí nghiệm để phân tích tìm ra quy luật, đồng thời sử dụng số

liệu đo đạc trong mô hình vật lý đó để kiểm định mô hình [32] [33] [15] [35] [37] [38]

[39] [40] [10] [41] [43]… Các thí nghiệm mô hình vật lý trong các nghiên cứu đã thực

hiện chỉ giới hạn trong một số kịch bản nhất định về biên địa hình và biên thủy lực.

Mô hình hóa được nghiên cứu phát triển, hoàn thiện trong nhiều năm và đã được ứng

dụng rộng rãi [15] [44] [45] [46] [39]… Cách tiếp cận chung của mô hình được bắt

nguồn từ các phương trình cơ bản mô phỏng dòng nước trong vùng sóng vỡ bao gồm

phương trình cân bằng khối lượng (hay phương trình liên tục) và phương trình cân bằng

động lượng. Sự khác biệt giữa các mô hình hóa dòng phản hồi này là kỹ thuật mô hình

hóa để tính toán các khía cạnh của quá trình vật lý khi giải các phương trình như các giả

thiết, lựa chọn điều kiện biên, đặc trưng độ nhớt, xử lý lớp biên dưới đáy, loại lý thuyết

sóng [10] [47].

Trong phương trình chuyển động cơ bản, thành phần lực chủ đạo ở vùng sóng vỡ là

thông lượng động lượng sóng vỡ (ứng suất bức xạ), chính là thành phần sinh ra dòng

phản hồi. Ma sát đáy là thành phần lực cản dòng chảy. Phân bố ngang bờ của dòng phản

hồi trở lại biển ở dưới mực nước chân sóng u(z) được xác định dựa trên phân bố của

(1-1)

ứng suất tiếp rối theo phương thẳng đứng z theo công thức:

τ(z) = ρt(z) du dz

Trong đó  là khối lượng riêng của nước; t(z) là hệ số nhớt rối hay hệ số xáo trộn của

chất lỏng.

Giả thiết cơ bản đối với phương trình này là chỉ tính đến độ lệch của phân bố áp lực thủy

tĩnh do sóng gây ra. Để giải u(z) thì phân bố độ nhớt theo phương thẳng đứng t(z) được

giả định và tích phân phương trình trên hai lần theo phương thẳng đứng cùng với các

điều kiện biên phù hợp để xác định các hàm tích phân [48] [19].

Svendsen (1984) đã tính toán ứng suất tiếp trong trường hợp t = const (đồng nhất theo

độ sâu) và t biến đổi theo hàm mũ, trong khi Steetzel (1993) và Okayasu (1989) lại áp

dụng quan hệ tuyến tính [19] [15], còn De Vriend (1987) chọn giả sử t có dạng phân

bố parabol [51] [52]. Theo Steetzel (1993), sau khi tích phân theo phương thẳng đứng,

phương trình tính toán phân bố của dòng phản hồi u(z) trên mặt cắt ngang được viết như

sau [19]:

(1-2)

] u(z) = u0 + Klinz + Klogln [1 + az ε0

Trong đó, u0 là vận tốc dòng chảy trung bình ngang bờ (m/s), Klin (s-1) và Klog (m/s) là

hai hằng số liên quan đến thành phần tuyến tính và logarit, 𝜀0 là hệ số xáo trộn tại mực

tham chiếu (m2/s), a là gradient xáo trộn theo phương đứng = /z.

Nam (2013) khi nghiên cứu tính ảnh hưởng của độ lệch sóng đến dòng phản hồi đã sử

dụng công thức phân bố dòng chảy theo phương thẳng đứng của Rattanapitikon và

(1-3)

1/3 )

Shibayama (2000) cũng có dạng tương tự [39]:

− + 1)] u(z) = u0 + α1 ( [α2 ( ) + α3 (ln Dtotal ρ 1 2 z dt z dt

Trong đó 𝛼1, 𝛼2 , 𝛼3 là các hệ số, Dtotal là tổng năng lượng tiêu tán do sóng vỡ và ma sát,

dt là độ sâu dưới nước chân sóng.

Svendsen (1984) đã tập trung vào nghiên cứu vai trò của chuyển động rối trong động

lực dòng phản hồi và tham số hóa yếu tố này trong hình thành của cuộn sóng (wave

roller). Vì cuộn sóng trong sóng vỡ được chuyển từ mặt sóng tới (wave front) nên nó

ảnh hưởng tới sự dịch chuyển khối lượng. Hơn nữa ứng suất bức xạ giữa cuộn sóng và

mặt sóng (wave surface) tác động lên phân bố dòng phản hồi theo phương thẳng đứng

[8].

Trong phương trình liên tục, dòng phản hồi trung bình độ sâu nước được bù đắp bởi

thông lượng thể tích hướng vào bờ do sóng và cuộn sóng hoặc các sóng chưa vỡ.

Bằng cách bỏ qua các thông lượng do dòng chảy sát đáy (streaming), thông lượng khối

lượng tổng cộng (mt) do sóng vỡ bao gồm thông lượng khối lượng do chuyển động sóng

(mw) và thông lượng khối lượng do cuộn sóng trên mặt nước (mr). Các đại lượng này

được xác định bằng nhiều công thức khác nhau dựa trên giả thiết về phân bố vận tốc

dựa trên mô hình của Fredsoe & Deigaard (1992) [44] [45] [19] [15].

Theo Yoshiaki và Toshiyuki (2000), có hai phương pháp để tính toán diện tích cuộn

sóng trên mặt nước [45]. Một phương pháp giả thiết rằng diện tích cuộn sóng tỉ lệ với

bình phương chiều cao sóng: Ar1= aH2 trong đó Svendsen (1984b) đưa ra a = 0,9; Battjes

(1985) [48] Buhr Hansen (1984) đề xuất a = 0,2 ÷ 0,4; Mặt khác Okayasu (1989) [15]

cho thấy Ar có thể được tính bằng 0,06HL. Phương pháp thứ hai giả thiết rằng năng

lượng của chuyển động sóng được chuyển thành năng lượng của cuộn sóng mặt ở trong

sóng vỡ mà không bị tổn thất và sau đó năng lượng cuộn sóng mặt bị tiêu tán. Có một

điểm chung trong toàn bộ các nghiên cứu đó trong việc sử dụng định luật bảo toàn khối

lượng cục bộ theo phương thẳng đứng như một điều kiện biên [31]. Trong kĩ thuật này,

thông lượng khối lượng mt (kg/m/s) ở lớp trên mặt được cân bằng với tổng lượng dòng

𝑑+𝜂

𝑑𝑡

(1-4)

phản hồi mà được tích phân từ đáy đến mực nước chân sóng:

𝑧=0

𝑧=𝑑𝑡

∫ 𝑢(𝑧)𝑑𝑧 = ∫ 𝑢(𝑧)𝑑𝑧 = − 𝑚𝑡 𝜌

Trong đó: u(z) là trắc diện vận tốc theo phương đứng; dt là độ sâu nước ứng với chân

sóng; d là độ sâu nước trung bình;  là khối lượng riêng của chất lỏng.

Để xác định các hệ số trong công thức (1-2) hay (1-3) Điều kiện biên đầu tiên được hình

thành bởi cân bằng thông lượng khối lượng trong công thức (1-4). Hai điều kiện biên

khác là ứng suất tiếp tại biên mực nước chân sóng và biên tại đáy biển. Ứng suất tại mực

nước chân sóng trung bình có thể tính theo công thức đưa ra bởi Stive và Wind (1986),

Deigaard (1994), Tajima (2006) [9] [53] [35]. Theo Steetzel (1993) có ba lựa chọn cho

điều kiện biên đáy là: trượt tự do, không trượt và trượt một phần [19].

Mô hình tính toán dòng phản hồi được áp dụng theo các bước sau: Từ số liệu đầu vào

gồm chiều cao sóng (H0), chu kỳ sóng (T), điều kiện địa hình (zb) và mực nước, tiến

hành tính toán phân bố năng lượng sóng trên mặt cắt ngang, thông lượng khối lượng,

ứng suất tại chân sóng và đáy, từ đó xác định được trắc diện dòng phản hồi. Trong quá

trình tính toán có thể lựa chọn các công thức phù hợp với đặc điểm của khu vực nghiên

cứu, bởi sử dụng các công thức khác nhau sẽ cho các kết quả khác nhau như trong trường

hợp nghiên cứu của Hedegaard (1992) và Salmon (2016). Hầu hết các kết quả của mô

hình được hiệu chỉnh và kiệm định phù hợp với số liệu đo đạc trong phòng thí nghiệm

như các nghiên cứu của Svendsen (1984), Stive & Wind (1986), Cox & Kobayashi

(1996), Steetzel (1993), Hedegaard (1992), Svendsen & Hansen (1988), Okayasu (1989)

v.v. Một số mô hình được thực hiện với cả số liệu hiện trường và số liệu trong phòng

thí nghiệm như nghiên cứu của các tác giả Yoshiaki & Toshiyuki (2000), Brian (1998),

Grasmeijer & Ruessink (2003). Các mô hình tính dòng phản hồi hiện tại cho kết quả khá

tốt với những số liệu đo đạc được đó. Nhưng các số liệu đo đạc trong phòng thí nghiệm

phục vụ tính toán dòng phản hồi đó được thực hiện trong một máng sóng kín nghĩa là

khối lượng nước được bảo toàn mà chưa tính đến quá trình tổn thất do sóng tràn đi và

các kịch bản nếu có công trình thì thường là công trình tường đứng.

Những nghiên cứu gần đây cho thấy nỗ lực cải thiện mô hình số về dòng phản hồi để có

kết quả sát với thực tế hơn, nhưng các quá trình thủy động lực học vùng sóng vỡ rất

phức tạp, đặc biệt là trong điều kiện bão, mực nước dâng cao, sóng lớn hơn vỡ sát bờ,

sóng tràn xảy ra khá phổ biến đối với đê đỉnh thấp như ở Việt Nam thì cũng cần thiết

phải nghiên cứu xem xét tính toán đến hiện tượng sóng tràn và sóng phản xạ ảnh hưởng

đến dòng phản hồi như thế nào.

Sự thay đổi phân bố cấu trúc dòng phản hồi do sóng phản xạ của bãi biển được Neshaei

(2009) mô phỏng dựa trên mô hình cho sóng đều của Okayasu (1989), Neshaei (2009).

Thông lượng khối lượng tổng cộng của sóng vỡ và sóng phản xạ tính theo công thức mt

= (mw+mr)i – (mw)r với chiều cao sóng phản xạ bằng hệ số phản xạ nhân với chiều cao

sóng. Tương tự như vậy thì ứng suất bức xạ Sxx do sóng cũng được tính bằng cách cộng

thêm ứng suất do sóng phản xạ: Sxx = (Sxx)i + (Sxx)r.

Từ những vấn đề nêu trên có thể thấy sự cân bằng của thông lượng khối lượng do sóng

gây ra là nguyên tắc để xác định trắc diện dòng phản hồi trung bình, đại lượng có ý nghĩa

quan trọng nhất của bất kỳ mô hình quá trình tính toán xói lở do bão gây ra và hình thành

các cồn cát ngầm ở phía trước đê biển. Sự xuất hiện sóng tràn có xu hướng làm giảm

dòng phản hồi và do đó làm giảm xói trước chân đê. Tuy nhiên, quan sát trên thực địa

với một số loại cấu trúc mái dốc đê biển ở Việt Nam cho thấy sóng tràn có thể gây ra

nhiều rối hơn ở chân phía biển của đê mái nghiêng, làm tăng cường độ dòng chảy và

gây xói lở nhiều hơn. Lập luận này nên được làm sáng tỏ bởi vì nhiều nghiên cứu về

hiện tượng tràn sóng đã được phát triển, nhưng tác động của sóng tràn đến dòng phản

hồi vẫn chưa được làm sáng tỏ.

Nghiên cứu của Neshaei (2009) và Goda & Suzuki (1976) đã chỉ ra rằng khi hệ số phản

xạ của bãi tăng thì độ lớn của dòng phản hồi giảm mà hệ số phản xạ giảm dần từ mép

nước ra ngoài khơi và mô hình Neshaei và cộng sự (2009) cũng chỉ mới kiểm định với

ba kịch bản sóng đều trong máng nhỏ, chưa tính đến sự tương tác của sóng với công

trình đê và đặc biệt đê biển có tường đỉnh, đồng thời sự suy giảm của hệ số phản xạ theo

quan hệ nào thì nghiên cứu cũng chưa có đề cập tới.

1.3 Tổng quan mô hình vận chuyển bùn cát và xói lở ngang bờ

Trong những thập kỷ gần đây đã có rất nhiều nghiên cứu thuỷ lực, vận chuyển bùn cát

và xói lở ngang bờ từ đó phát triển mô hình toán mô phỏng từ đơn giản đến phức tạp.

Các mô hình đơn giản như mô hình kinh nghiệm mặt cắt xói sau bão như nghiên cứu

Bruun (1954) với mặt cắt cân bằng dạng hàm mũ, Dean (1987, 1991) mô tả hệ số hình

dạng mặt cắt liên hệ với mức độ tiêu hao năng lượng sóng trong vùng sóng đổ và tính

chất hạt bùn cát. Đơn giản hơn là công thức tính chiều sâu hố xói tại vị trí chân công

trình là hàm của đặc trưng sóng, độ sâu nước và độ dốc như nghiên cứu của Xie (1981),

Hughes và Fowler (1992), Mc Dougal (1996)... Các mô hình phổ biến được áp dụng

hiện nay là các mô hình mô phỏng quá trình dựa trên các quá trình vật lý như sóng bất

đối xứng, cân bằng thông lượng khối lượng, dòng phản hồi, dòng biên sát đáy… Hầu

hết các mô hình này đều phân chia hai kiểu vận chuyển bùn cát đó là vận chuyển bùn

cát lơ lửng và vận chuyển bùn cát đáy. Trong điều kiện sóng bão, sự khuấy động bùn

cát diễn ra mạnh mẽ nên vận chuyển bùn cát lơ lửng do dòng phản hồi chiếm ưu thế và

là nguyên nhân dẫn đến biến đổi hình thái mặt cắt ngang bờ nên Luận án tập trung nghiên

cứu vận chuyển bùn cát lơ lửng.

Cấu trúc của các mô hình vận chuyển bùn cát và biến đổi hình thái thường bao gồm 4

modul: (1) module sóng: tính toán truyền sóng ngang bờ (2) module dòng chảy: tính

phân bố dòng chảy do sóng (3) module vận chuyển bùn cát: tính toán tải lượng bùn cát

và (4) module hình thái: mô phỏng diễn biến mặt cắt ngang. Mục 1.2 đã trình bày tổng

quan về dòng chảy, phần dưới đây sẽ trình bày tổng quan về các module còn lại.

1.3.1 Tổng quan mô hình sóng

Hiện nay có nhiều mô hình sóng đã được xây dựng để mô phỏng quá trình truyền sóng

từ vùng nước sâu đến vùng nước nông bằng cách sử dụng lý thuyết sóng tuyến tính hay

phi tuyến ứng với việc mô phỏng những con sóng đều và mô phỏng những con sóng

ngẫu nhiên đối với địa hình bãi biển bất kì hay thoải [54]. Mỗi mô hình có giới hạn mô

phỏng các quá trình vật lý của sóng gió trong vùng ven bờ bao gồm các quá trình hiệu

ứng nước nông, khúc xạ, nhiễu xạ, sóng vỡ, sóng vỡ bạc đầu (white capping), tương tác

sóng (triad and quadruplet), suy giảm năng lượng sóng do rừng ngập mặn và ma sát đáy,

công trình… mỗi mô hình có ưu, nhược điểm và sự phù hợp riêng, khi lựa chọn ứng

dụng mô hình cần phải phân tích dựa trên bài toán cụ thể của vùng nghiên cứu [54] [55].

Mô hình cân bằng năng lượng sóng được phát triển sớm nhất và cập nhật các quá trình

vật lý sóng qua các thế hệ khác nhau. Dano Roelvink (2012) cho rằng thế hệ đầu tiên

xem xét sự biến đổi của phổ tần với số liệu đầu vào là gió và hiện tượng sóng bạc đầu

(while capping), thế hệ thứ hai có tính đến ảnh hưởng của sự tương tác giữa sóng phi

tuyến, đồng thời thêm các quá trình như lan truyền theo hướng sóng, khúc xạ, hiệu ứng

nước nông, ma sát đáy, tương tác sóng-dòng chảy, sóng vỡ do độ sâu nước hạn chế với

địa hình bất kỳ. Thế hệ thứ ba đã giải đầy đủ sự biến đổi của mật độ năng lượng sóng

theo tần số và hướng sóng (chẳng hạn như mô hình WAM, WAVEWATCH,

SWAN)…Nghiên cứu của Janssen (2006) được xem là thế hệ thứ tư, trong đó có bao

gồm phương trình biến đổi góc pha [20]. Mô hình sóng theo cách tiếp cận này phù hợp

để tính toán với các miền lớn bước tính rộng. Cách tiếp cận khác là giải trực tiếp phương

trình sóng phi tuyến ở vùng nước nông và vùng chuyển tiếp đó như các mô hình

Boussinesq [40] [39], đây là mô hình liên tục pha theo thời gian nên cho kết quả tính

sóng khá tốt ở ven bờ. Tuy nhiên mô hình không tính đến sự hình thành và phát triển

sóng từ năng lượng gió, mô hình này cần độ phân giải cao nên phù hợp cho vùng nhỏ,

thời gian mô phỏng ngắn.

Mô hình cân bằng năng lượng sóng được sử dụng khá phổ biến trong các mô hình tính

vận chuyển bùn cát và xói bồi ven biển bởi mô hình có tính hiệu năng cao và độ tin cậy

phù hợp. Các phương trình cơ bản tổng quát mô tả sự suy giảm chiều cao sóng có tính

đến mực nước ngang bờ do sóng  (trung bình trong thời gian) gồm phương trình

(1-5)

phương trình cân bằng năng lượng và động lượng ngang bờ như sau [1]:

(1-6)

d dx

+ ρg(d + ) = 0 (cgE) + Dw + Df = 0 dSxx dx d dx

2 𝜌𝑔𝐻𝑟𝑚𝑠

1 ) 𝐸 𝑛 = 2

Trong đó 𝐸 = 𝑘𝑑/𝑠𝑖𝑛ℎ(2𝑘𝑑) 𝑆𝑥𝑥 = (2𝑛 −

Hrms: Chiều cao sóng quân phương; Dw: Tiêu tán năng lượng do sóng vỡ;

Df: Tiêu tán năng lượng do ma sát đáy; d:Độ sâu nước trung bình cục bộ.

Young (1999) cho rằng trong số các quá trình vật lý được mô hình mô phỏng truyền

sóng vào bờ biển thì hiệu ứng nước nông và sóng vỡ do độ sâu nước hạn chế là quá trình

chủ đạo; ma sát đáy, khúc xạ và tương tác sóng là các quá trình quan trọng; những quá

trình khác là những quá trình ít quan trọng hơn [56]. Jinhai (2008) cũng cho rằng ở vùng

nước nông, các quá trình sóng vỡ là quá trình giảm năng lượng chính so với tất cả các

quá trình khác, chi phối sự biến đổi theo không gian của chiều cao sóng [54].

Những tài liệu thu thập được cho thấy yếu tố khó khăn nhất trong việc mô hình hóa quá

trình truyền sóng ven bờ là việc mô phỏng quá trình tiêu tán năng lượng sóng do hiện

tượng sóng vỡ. Điều này là do sự phức tạp của hiện tượng và hiếm có lời giải giải tích

cho các trường sóng thực tế cũng như chưa hiểu biết rõ về hiện tượng này. Kế đến là sự

tương tác của sóng với công trình cũng ảnh hưởng đáng kể đến chiều cao sóng tới, đặc

biệt là sóng phản xạ. Bất kể công trình ven biển nào cũng tạo ra sóng phản xạ, chính

sóng phản xạ này sẽ làm ảnh hưởng đến sóng tới sóng leo và quá trình sóng vỡ [58]. Các

mục dưới đây sẽ trình bày chi tiết hơn về các nghiên cứu tính toán sóng vỡ và sóng phản

xạ.

Telewac (2017), Roelvink (2015) đã thống kê một số công thức tính toán sự tiêu tán

năng lượng. Trong đó, công thức của Battjes (1978) được sử dụng rộng rãi để tính toán

sự suy giảm năng lượng sóng khi sóng đi qua vùng sóng vỡ trong một số mô hình phần

mềm thông dụng như Mike21SW, Litprof, Swan, Tomawac, Xbeach, Unibest-TC,

Durosta, Wadibe… [60]. Các công thức này đều được xây dựng dựa trên các thí nghiệm

trong mô hình vật lý, các hệ số được xác định dựa trên việc kiểm định ứng với số các

kịch bản thí nghiệm nhất định.

Các nghiên cứu của Hedegaard (1992), Battjes và Jansen (1985, 2008), Salmon (2016)

cũng đã tiến hành đánh giá các công thức sóng vỡ khác nhau trong các mô hình sóng

[61] [48] [62]. Kết quả cho thấy các công thức ứng với các tham số sóng vỡ khác nhau

có thể tạo ra sự khác biệt lớn về kết quả tính chiều cao sóng trong vùng sóng vỡ. Từ sự

khác nhau đó có thể thấy việc lựa chọn công thức tính sóng vỡ phụ thuộc rất nhiều vào

số liệu quan trắc để hiệu chỉnh và kiểm định mô hình cho khu vực nghiên cứu.

Trong vùng nước nông, chiều cao sóng tối đa của mỗi con sóng (Hmax) trong vùng sóng

vỡ thường được biểu thị bằng một phần của độ sâu cục bộ: Hmax = γd, trong đó γ được

gọi là hệ số sóng vỡ, d là độ sâu nước, độ lớn thực tế của nó thể thay đổi theo độ dốc bãi

biển và độ dốc của sóng tới. Battjes (1974) cho rằng các giá trị của γ thường nằm trong

khoảng từ 0,7 đến 1,2 và chỉ số Iribarren  có thể được sử dụng để chỉ ra các dạng sóng

vỡ: sóng vỡ cuộn, vỡ đổ, sóng vỡ tràn, sóng vỡ dâng [64]. Các dạng sóng vỡ này có thể

ảnh hưởng đến quá trình vận chuyển bùn cát. Andersen (2011) đưa ra giới hạn của γs là

từ 0,6 đến 0,8 đối với sóng tuyến tính và 0,5 đối với sóng phi tuyến (chiều cao sóng có

ý nghĩa lớn nhất Hs) [13] . Kris (2014) chỉ ra rằng hệ số này dao động từ 0,3 - 0,6 và

tăng theo độ dốc của bãi biển [65]. Asbury (1985) cho thấy tỷ lệ giữa chiều cao sóng

quân phương với độ sâu nước địa phương (γrms) dao động trong khoảng 0,29 đến 0,55

[66].

Hệ số sóng vỡ  là thông số quan trọng nhất trong các mô hình sóng bởi nó kiểm soát

khả năng sóng vỡ và mức năng lượng vùng nước nông nên cần thiết phải nghiên cứu

hiệu chỉnh, kiểm định và lựa chọn thông số này. Battjes (1985) dựa trên các số liệu thí

nghiệm và đo đạc hiện trường để kiểm định công thức. Battjes và Jansen (1978) đã chỉ

ra rằng quá trình sóng vỡ ở vùng nước nông bị ảnh hưởng bởi độ dốc sóng ở vùng nước

sâu. Sau đó, công thức Battjes &Janssen (2008) được sử dụng chuỗi số liệu khác cho lại

cho hệ số trong công thức [62]. Ruessink (2003) tính toán với số liệu thực đo ở bãi biển

Duck, Bắc Carolina được hệ số sóng vỡ trên mặt cắt ngang phụ thuộc và độ sâu nước

cục bộ [67]. Nelson (1987) đưa ra công thức tính hệ số sóng vỡ là một hàm của độ dốc

đáy cục bộ. Alex Apotsos (2008) đánh giá các mô hình trước đó và đưa ra công thức

tính  phụ thuộc vào chiều cao sóng nước sâu [68]và các hệ số được hiệu chỉnh theo một

bộ số liệu. Salmon (2016) đã đề xuất một tỉ lệ kết hợp phụ thuộc vào cả độ dốc đáy cục

bộ và số sóng đặc trưng chuẩn hóa cục bộ (𝑘𝑑) – với k là số sóng và d là độ sâu nước.

Từ các nghiên cứu trên đây có thể thấy: quá trình sóng vỡ và tiêu tán năng lượng do

sóng vỡ là quan trọng trong việc truyền động lượng từ sóng tới dòng chảy và là vấn đề

phức tạp và vẫn cần phải tiếp tục nghiên cứu [62]. Hầu hết các công thức tính toán đều

được kiểm định bởi các số liệu có được từ số liệu đo đạc sóng trong phòng thí nghiệm

(máng kín). Trên thực tế, khi áp dụng mô hình tính toán, việc kiểm định sự biến đổi của

chiều cao sóng hay phân bố của năng lượng trên mặt cắt ngang bờ trong vùng sóng vỡ

là cần thiết để đánh giá mô hình cũng như dự tính tin cậy dòng chảy trở lại bờ biển phía

dưới chân sóng.

1.3.2 Mô hình vận chuyển bùn cát và hình thái

Với giả thiết rằng vận tốc chuyển động của hạt bùn cát tương ứng với vận tốc của hạt

chất lỏng, phương trình cơ bản tính toán tốc độ vận chuyển bùn cát ngang bờ trên mặt

(1-7)

thẳng đứng trên một đơn vị bề rộng được tính theo công thức [1]:

Tính toán vận chuyển bùn cát theo phương trình này thường có những khó khăn lớn khi

định lượng hàm nồng độ bùn cát C(z,t) và vận tốc dòng chảy u(z,t). Những hiểu biết về

phản ứng của C(z,t) dưới tác động của sóng đều rất hạn chế và gần như không có gì biết

được đối với sóng phi tuyến dọc theo đường bờ biển. Hơn nữa trong thời kì bão ở vùng

sóng vỡ, do dòng chảy đối ngược với dòng phản hồi, ảnh hưởng của sóng bất đối xứng

đối với nồng độ bùn cát sát đáy lại càng khó hiểu biết một cách rõ ràng. Do đó cần phải

đơn giản hóa và sử dụng nồng độ trung bình theo thời gian và vận tốc của chất lỏng.

(1-8)

Tổng lượng vận chuyển bùn cát ngang bờ có thể được viết thành:

S: Lượng vận chuyển bùn cát [m3/m.s]

T: Chu kì sóng [s]

n: một số đủ lớn [-]

: Mực nước tức thời [m]

max: mực nước lớn nhất của đỉnh sóng so với đáy [m] C(x,z ,t): nồng độ bùn cát [kg/m3]

: nồng độ bùn cát trung bình theo thời gian

u(x, z ,t): vận tốc ngang bờ theo phương x [m/s]

: vận tốc trung bình theo thời gian tại một điểm [m/s]

z: vị trí trên phương ngang z=zb tại đáy [m]

t: thời gian [s].

Graaff (2009) và Nam (2017) đã chỉ ra một số cách tiếp cận để tính toán lượng vận

chuyển bùn cát (S) như: Tính vận tốc (u) và nồng độ bùn cát (C) để tính S = u.C, đây là

cách tiếp cận được cho là tốt nhất hiện nay và là cơ sở trong các mô hình phổ biến như

LITPROF, UNIBEST-TC, DUROSTA, Xbeach … ; Các cách tiếp cận đơn giản hơn

gồm ước tính (u) và giả thiết (C) có liên quan đến (u) như Bailard and Inman (1981)

Bailard (1982); Giả sử S có liên quan đến sự tiêu tán năng lượng do sóng như Kriebel

and Dean (1985); Giả sử S có liên quan đến ứng suất đáy như nghiên cứu của Madsen

and Grant (1976), Shibayama and Horikawa (1980) and Watanabe (1982); Ước tính S

bằng công thức kinh nghiệm như của Larson and Kraus (1989a) được sử dụng trong mô

hình SBEACH [1] [69].

Việc tính toán vận chuyển bùn cát theo cách tiếp cận đầu tiên ở trên thường có những

khó khăn lớn khi định lượng hàm u và C. Những hiểu biết về phản ứng của C dưới tác

động của sóng đều rất hạn chế và gần như không có gì biết được đối với sóng phi tuyến

ở khu vực ven biển. Hơn nữa trong thời kì bão ở vùng sóng vỡ, do dòng chảy đối ngược

với dòng phản hồi, ảnh hưởng của sóng bất đối xứng đối với nồng độ bùn cát sát đáy lại

càng khó hiểu biết một cách rõ ràng. Do đó vẫn cần phải đơn giản hóa nồng độ bùn cát

và vận tốc của chất lỏng, dẫn đến rất nhiều nghiên cứu với nhiều công thức tính khác

nhau. Mục 1.3 đã trình bày về u, phần dưới đây trình bày các nghiên cứu tính toán nồng

độ (C).

Phương pháp phổ biến nhất để xác định nồng độ bùn cát (C) là dựa trên phương trình

(1-9)

khuếch tán như sau [19] [74]:

) + = ωs(z) (ϑs(z) ∂C ∂t ∂C ∂z ∂ ∂z ∂C ∂z

Trong đó 𝜔𝑠 là vận tốc lắng chìm của hạt cát và 𝜗𝑠là hệ số khuếch tán.

Trắc diện theo phương thẳng đứng của nồng độ bùn cát lơ lửng trên nền cát có thể được

mô tả bằng công thức: C(z) = C0fc(z), với C0 nồng độ bùn cát tham chiếu tại đáy; fc(z)

là hàm phân bố bùn cát không thứ nguyên và phụ thuộc vào phân bố của hệ số xáo trộn

bùn cát 𝜀𝑠. Cũng giống như phân bố hệ

số nhớt rối, hệ số xáo trộn bùn cát 𝜀𝑠

được giả thiết với nhiều dạng phân bố

khác nhau như [1] đã trích dẫn tổng quan

nghiên cứu của Sistermans (2002) trình

bày trên Hình 1-3. Một số công thức tính

toán phân bố hệ số xáo trộn và hàm phân

bố bùn cát fc(z) dạng hằng số Lane và

Kalinske (1941), Van Rijn (1993), tuyến

tính Nielsen (2015) (Steetzel, 1993) và

parabol (Engelund, 1976) [75].

Hình 1-3 Phân bố hệ số xáo trộn bùn cát [1]

Các nghiên cứu cho thấy tất cả các công

thức tính hệ số xáo trộn và fc(z) đều phụ

thuộc vào vận tốc ma sát đáy và vận tốc lắng chìm của bùn cát. Đó là vận tốc trung bình

của hạt cát rơi trong nước phụ thuộc vào kích thước, hình dạng hạt, trọng lượng riêng,

độ nhớt, nhiệt độ, v.v. Có hơn 15 công thức khác nhau để tính vận tốc lắng chìm bùn cát

đã được các tác giả đánh giá như Van Rijn (1993), Amiri (2009) [76]. Trong số đó, công

thức của Zanke (1977) được đánh giá là khá phổ biến đối với bờ biển cát có đường kính

hạt từ 0,1 đến 1mm.

Nồng độ tham chiếu tại đáy C0 thường được xác định tại biên trên cùng của vận chuyển

bùn cát đáy (z= δ) hay có thể nói đó là nồng độ bùn cát lơ lửng gần đáy. Có nhiều công

thức tính C0 được phát triển [52]: Theo Einstein (1950), C0 được xác định theo lưu lượng

vận chuyển vận chuyển bùn cát đơn vị và vận tốc ma sát đáy. Van Rijn (1984b) đã đưa

ra mực tham chiếu (δ) tại chiều cao độ nhám tương đương hay một nửa chiều cao hình

dạng đáy và nồng độ tham chiếu phụ thuộc vào đường kính hạt trung bình, thông số kích

thước hạt phi thứ nguyên và thông số ứng suất tiếp đáy không thứ nguyên. Zyserman và

Fredsøe (1994) đề nghị tại mực tham chiếu tại z = 2d50, (d50 là đường kính hạt trung

bình) và công thức tính nồng độ bùn cát tham

chiếu phụ thuộc tham số Shields và vận tốc

ma sát đáy. Steetzel (1993) đưa ra công thức

tính nồng độ 𝐶0 phụ thuộc vào ứng suất tiếp

Hình 1-4 Bảo toàn thể tích bùn cát [77]

tới hạn, sự tiêu tán động năng, hàm không thứ

nguyên liên quan đến đường kính hạt và đặc

biệt là sự có mặt của hàm mô tả ảnh hưởng

của sóng vỡ.

Theo định nghĩa của dòng phản hồi, vận chuyển bùn cát tổng cộng được chia thành hai

(1-10)

phần, trên và dưới mực nước chân sóng:

Để mô hình hóa sự thay đổi địa hình đáy ven bờ, Van Rjin (1993) và Nielsen (2015) đã

đưa ra mối quan hệ giữa suất vận chuyển bùn cát và sự thay đổi cao độ đáy biển bằng

quan hệ bảo toàn thể tích bùn cát đối với thể tích xem xét (Hình 1-4), với n là độ rỗng

(1-11)

của lớp đáy xốp [77]:

(1 − 𝑛) = − 𝑑𝑧 𝑑𝑡 𝑑𝑆 𝑑𝑥

Từ các công thức trên cho thấy có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng đến vận chuyển bùn cát

và tiến thoái của mặt cắt địa hình. Nhóm các yếu tố quan trọng đầu tiên liên quan đến

đặc điểm thủy động lực học gồm chiều cao, chu kì sóng, dòng chảy (dòng phản hồi), độ

sâu nước, độ nhớt, độ nhám đáy. Nhóm yếu tố thứ hai đó là đặc trưng về bùn cát như

đường kính, hình dạng, kích thước hạt, mật độ hạt. Nhóm cuối cùng là đặc điểm hình

học của cao độ đáy như độ dốc đáy. Việc áp dụng các công thức khác nhau trong các

mô hình biến đổi mặt cắt ngang sẽ cho các kết quả khác nhau khá lớn. Ví dụ điển hình

đối với sự khác nhau này đã được nghiên cứu bởi Hedegaard (1992) [61], sự so sánh kết

quả của 6 mô hình được phát triển bởi các cơ quan khác nhau (1)Danish Hydraulic

Institute, (2)Delft Hydraulics, (3) HR Wallingford Ltd, (4)Laboratoire National

d'Hydraulique, (5) University of Liverpool và (6) Sogreah.

Như vậy việc mô hình hóa tất cả các quá trình liên quan đến sự biến đổi hình thái mặt

cắt ngang nên dựa trên sự sẵn có của số liệu tại vùng quan tâm để lựa chọn các phân bố

nhớt rồi và hệ số xáo trộn theo phương thẳng đứng đối với dòng chảy và nồng độ bùn

cát trong mô hình để có kết quả hợp lý. Các số liệu đo đạc vận chuyển bùn cát và xói lở

ngang bờ ở ngoài thực tế là rất khó khăn trong điều kiện bão, chính vì thế đa phần số

liệu của các nghiên cứu dựa trên các thí nghiệm mô hình vật lý để đánh giá và hiệu

chỉnh, kiểm định mô hình toán. Các số liệu nhất định từ các mô hình vật lý chủ yếu thí

nghiệm với công trình tường đứng ứng với số kịch bản hạn chế nhất định [70] [71] [72]

[73]… Mặt khác các mô hình mô phỏng đều coi các biên công trình đê biển như là biên

cứng chưa xem xét đến ảnh hưởng của kết cấu mái đê có tường đỉnh đến dòng chảy và

diễn biến chiều sâu hố xói như thế nào.

1.4 Tổng quan nghiên cứu về sóng phản xạ

Hiện tượng phản xạ sóng được xem là có ảnh hưởng đến đặc trưng thủy động lực học

do sóng đến và các hoàn lưu ven bờ, làm gia tăng xói lở chân công trình. Để đặc trưng

cho hiện tượng này, các nhà khoa học sử dụng hệ số phản xạ Kr, được xác định là tỉ lệ

giữa chiều cao sóng phản xạ và chiều cao sóng đến hoặc tỉ lệ giữa năng lượng/thông

lượng sóng phản xạ và năng lượng/thông lượng sóng tới [12] [79] [80]. Hệ số sóng phản

xạ phụ thuộc vào đặc điểm bãi dốc và hình dạng kết cấu công trình trên đó, đối với bãi

cát tự nhiên hệ số phản xạ thấp cỡ 0,05 ÷ 0,2, trong khi các công trình tường đứng có

thể phản xạ hoàn toàn, hệ số phản xạ xấp xỉ 1,0.

Seelig (1981) sử dụng khái niệm bảo toàn năng lượng tại công trình để xác định mối

liên hệ giữa các hệ số sóng phản xạ (Kr), tiêu tán năng lượng (Kd) và sóng truyền qua

2). Lưu lượng sóng tràn qua

2 + 𝐾𝑡

công trình (Kt) [86]. Theo đó, tổng các bình phương của các hệ số này bằng 1. Hệ số

phản xạ Kr được tính bằng công thức 𝐾𝑟 = √1 − (𝐾𝑑

công trình cũng có ảnh hưởng đến hệ số phản xạ và tác động của lượng nước tràn qua

công trình đến dòng chảy thường được coi là tính gộp ảnh hưởng với sóng phản xạ.

Hệ số phản xạ do sự có mặt các công trình ven bờ được rất nhiều các nhà khoa học quan

tâm nghiên cứu cho nhiều trường hợp khác nhau trong phòng thí nghiệm dẫn đến các

công thức đưa ra cũng khác nhau. Seelig (1981) dựa trên công thức trong luận án tiến sĩ

của Battjes (1974) đã đưa ra công thức tính toán hệ số phản xạ Kr cho công trình kè [86]

(1-12)

[64]:

2 a. ξ0 2 b + ξ0

Kr =

Trong đó 𝜉0 là chỉ số tương tự sóng vỡ (Iribarren) bằng tỉ số giữa độ dốc bãi tan, chia

căn bậc hai độ dốc sóng nước sâu 𝜉0 = 𝑡𝑎𝑛/√𝐻𝑚0/𝐿0, a và b là hệ số thực nghiệm

tùy thuộc vào từng loại đặc tính mái dốc là bãi tự nhiên, sóng vỡ ở tại chân công trình,

mái được bảo vệ bằng hai lớp đá, đập phá sóng…. Với mái dốc cot6, các hệ số này

2. Lam (2000) cũng đã thống kê một

được [86] đề xuất là a = 1, b = 5,5. Với trường hợp sóng vỡ cuộn (plunging) và độ dốc

thoải, Battjes (1974) đưa ra công thức Kr = 0,12𝜉0

số trường hợp nghiên cứu với các giá trị của hệ số a, b khác nhau [12].

Hệ số phản xạ xác định theo phương pháp tỉ số thông lượng năng lượng sóng vào ra của

2 =

𝐾𝑟

𝐹− 𝐹+

(1-13)

𝑓𝑈 𝐹± = ∫

√𝑔𝑑 [𝑆𝜂𝜂(𝑓) ± (2√𝑑/𝑔)𝑆𝜂𝑢(𝑓) +

𝑆𝑢𝑢(𝑓)] 𝑑𝑓

1 4

𝑑 𝑔

𝑓𝐿

Sheremet (2002):

Trong đó, F+ and F lần lượt là thông lượng năng lượng sóng vào và ra, S and Suu lần

lượt là mật độ phương sai của sóng và của dòng chảy, Su là mật độ hiệp phương sai của

sóng và dòng, d là độ sâu nước, f là tần số.

Khi nghiên cứu sự phản xạ và truyền qua của các công trình đỉnh thấp, Van de Meer

(2005) dựa trên công thức của Postma (1989) trong Sổ tay về đá (Rock manual) và số

liệu của hơn 150 kịch bản thí nghiệm từ bốn dự án về đê chắn sóng đá đổ cho thấy hệ

số phản xạ đối với công trình đỉnh thấp nhỏ hơn so với công trình không tràn do năng

lượng vượt qua công trình và độ cao lưu không tương đối cũng ảnh hưởng đến hệ số

phản xạ sóng [87]. Do đó hệ số phản xạ của công trình đỉnh thấp bằng hệ số suy giảm fr

(1-14a)

−0,46

nhân với hệ số Kr trong công thức của Sổ tay về đá:

Kr = 0,071P−0,082(tanα)0,62S0p

Với hệ số P = 0,4 - 0,6 được đề xuất dựa trên số liệu thực nghiệm. Hệ số suy giảm sóng

phản xạ là hàm của tỷ số giữa độ cao lưu không (Rc) trên chiều cao sóng (Hs) như sau:

(1-14b) fr = 0,2Rc/Hs + 0,9 với Rc/Hs < 0,5

fr = 1 với Rc/Hs ≥ 0,5

Zanuttigh (2008) đã phân tích sự phản xạ sóng dựa trên 4000 số liệu thí nghiệm đối với

các loại công trình ven biển trong điều kiện thiết kế khác nhau về độ nhám, đá và độ dốc

của lớp bảo vệ mái … và đưa ra công thức tính hệ số phản xạ theo chỉ số sóng vỡ có kể

(1-15)

đến ảnh hưởng của hệ số nhám f [58]:

Kr = tanh(aξ0

Trong đó: a = 0,167[1-exp(-3,2f)]; b = 1,49(f - 0,38)2 + 0,86

Zanuttigh (2008) cũng đánh giá ảnh hưởng của công trình đỉnh thấp đến sóng phản xạ

thông qua công thức tính hệ số chiết giảm sóng phản xạ:

fr = 0,67+0,37.Rc/Hs với điều kiện -1≤ Rc/Hs≤0,5

Theo Klopman và van der Meer (1999) tỷ số chiều cao sóng đo đạc tổng cộng và chiều

cao sóng tới Hm0,x/Hm0i,x trong phạm vi lân cận phía trước công trình có thể được biểu

diễn dưới dạng tổng quát sau đây:

(1-16)

Trong đó Fx(x/L) là hàm số của khoảng cách tương đối x/L phản ánh tính chất phân bố

của hệ số phản xạ Kr.

Có thể thấy các tham số sóng tại chân đê như chiều cao sóng, chu kỳ sóng, góc sóng tới,

chiều dài sóng là điều kiện tải trọng quyết định đến tính chất sóng tương tác với đê biển,

đặc biệt các nghiên cứu cho thấy chỉ số tương tự sóng vỡ Irribaren là thước đo độ dốc

tương đối giữa mái đê với sóng và đặc trưng cho tính chất của sóng trên mái dốc hay sự

tương tác giữa sóng và mái công trình [58]. Các tham số hình học kết cấu đê như độ dốc

mái đê, chiều cao lưu không đỉnh đê, cơ đê, độ nhám mái, tường đỉnh, độ dốc bãi trước

cũng có tính chi phối mạnh mẽ đến tính chất sóng trước chân đê. Với sự có mặt các công

trình biển như tường biển thì ảnh hưởng của sóng phản xạ tăng lên, làm giảm năng lượng

sóng đến và như vậy sẽ dẫn đến dòng phản hồi cũng sẽ giảm theo [88].

1.5 Tổng quan các nghiên cứu về dòng phản hồi và xói chân đê biển trong bão ở

Việt Nam

Hệ thống đê biển Việt Nam có chiều dài khoảng 2600 km, trong đó đê biển khu vực Bắc

Bộ chiếm tới trên 65% [3] [89] [90]. Phần lớn mặt cắt ngang đê có dạng đê mái nghiêng

có bề rộng đỉnh đê từ 3 ÷ 6 m, cao trình đỉnh đê phổ biến ở mức 5 đến 5,5m. Mái ngoài

đê có độ dốc m = 3 ÷ 4, được gia cố bảo vệ bằng cấu kiện bê tông đúc sẵn hoặc đá lát

khan, mái phía đồng dốc hơn m = 2 ÷ 3, được bảo vệ bằng cỏ trồng trong khung bê tông.

Chân đê kè biển được bảo vệ bằng ống buy (đường kính 1m), cọc cừ hoặc dầm bê tông

cốt thép. Tùy từng đoạn mà đê biển có cơ hay không có cơ đê, có tường đỉnh hay không

có tường đỉnh. Bề rộng cơ đê khoảng 3 - 5m và chiều cao tường đỉnh từ 0,5 đến 1m và

thường không có thềm trước tường. Mặc dù đã được đầu tư nâng cấp nhiều lần, nhưng

hiện tại đê biển nước ta được đánh giá là đê tương đối thấp, bởi trong điều kiện bão hoạt

động, mực nước dâng cao tạo điều kiện cho sóng lớn tiến sát vào chân công trình làm

xuất hiện sóng tràn qua đê, chưa có số liệu đo đạc thực tế, nhưng có thể ước tính lưu

lượng tràn lên tới hàng trăm lít trên giây trên một mét chiều dài đê [2], gây xói lở mái

đê, mất ổn định mái trong và ngập lụt phía trong đồng. Trung bình hàng năm có từ 4 ÷

6 cơn bão đổ bộ vào bờ biển Việt Nam, mang theo rất nhiều rủi ro cho vùng ven biển

mà ví dụ điển hình như trên Hình 1 và Hình 2. Chính vì vậy đã có rất nhiều nghiên cứu

về thủy động lực học, vận chuyển bùn cát và biến đổi hình thái hay xói lở dọc ven biển.

Dưới đây trình bày tóm tắt nội dung các nghiên cứu đã thực hiện về dòng chảy, vận

chuyển bùn cát ngang bờ và xói lở chân đê biển.

Hầu hết các đề tài nghiên cứu đều tập trung cho việc ứng dụng các phần mềm mô hình

toán như Mike, Delft3D… các mô phỏng bài toán thủy động lực học hai chiều cho các

vùng cửa sông ven biển như mô phỏng sóng, nước dâng, dòng chảy tổng hợp của thủy

triều kết hợp sóng gió và suất vận chuyển bùn cát để làm cơ sở cho việc đưa ra các giải

pháp chỉnh trị. Trong đó có sử dụng số liệu đo đạc về mực nước, dòng chảy, sóng ở một

vài vị trí trong thời đoạn ngắn để hiệu chỉnh và kiểm định mô hình [91] [92] [93] [94].

Các số liệu đo đạc này thường được đo trong điều kiện thời tiết bình thường ở cửa sông

và ngoài vùng sóng vỡ. Trong vùng sóng vỡ, số liệu thủy lực duy nhất được đo đạc bởi

công nghệ video camera đó là sự thay đổi mặt nước và tính ra chiều cao sóng [95] [96].

Sự tương tác giữa công trình đê biển với sóng trong mô hình lòng cứng được nghiên cứu

khá kỹ cho các kịch bản đê và đặc trưng sóng ở vùng ven biển Việt Nam, đặc biệt là

dạng kết cấu đê biển mái nghiêng có tường đỉnh/không tường đỉnh và mũi hắt sóng trong

trường hợp có sóng tràn và không tràn. Từ những số liệu này, các tác giả đưa ra được

các công thức kinh nghiệm cho việc xác định các hệ số chiết giảm sóng và phục vụ mô

phỏng sóng tràn qua đê biển [97] [84] [2] [85]. Các nghiên cứu này không thực hiện đo

đạc dòng chảy. Duy có nghiên cứu của Phạm Văn Lập (2019) về dòng chảy do sóng ở

chân đê, tuy nhiên việc đo đạc dòng chảy này chỉ được thực hiện đo 1 vị trí cao độ tại

chân kè để xác định kích thước viên đá bảo vệ chân. Phân bố dòng chảy ngang bờ trong

bão có tính đến ảnh hưởng của công trình đê biển vùng sóng vỡ chưa được xem xét.

Vấn đề nghiên cứu xói lở chân đê cũng đã được nghiên cứu bởi các đề tài thuộc chương

trình đê biển Vũ Minh Cát (2008), Nguyễn Bá Quỳ (2009), Phạm Ngọc Quý (2012) [3]

[98] [90]. Mô hình lòng động trên máng sóng được thiết lập để xem xét sự phát triển

của hố xói tại chân đê cho một số kịch bản kết cấu bảo vệ chân khác nhau gồm ống buy,

thảm đá dưới tác động của sóng ngẫu nhiên [3] [99]. Kết quả nghiên cứu thí nghiệm này

cho thấy chiều sâu hố xói gần như tương đương nhau trong các trường hợp chân đê

không có và có kết cấu bảo vệ như ống buy hay thảm đá. Chiều sâu hố xói lớn nhất trước

chân đê sau 4 giờ chịu tác dụng của sóng (thời gian mô phỏng một cơn bão) đạt giá trị

khoảng 1/5 chiều cao sóng trước hố xói. Tường đỉnh làm tăng hệ số phản xạ trước chân

đê, tuy nhiên ảnh hưởng của tường đỉnh tới quá trình xói chưa được chỉ rõ, thí nghiệm

không quan trắc dòng chảy và kịch bản thí nghiệm chưa đề cập đến trường hợp bão có

sóng tràn qua đê. Thiều Quang Tuấn (2008) đã sử dụng kết quả thí nghiệm này để kiểm

định mô hình toán mô phỏng xói lở chân kè theo thời gian [4]. Đồng thời, Steven (2008)

đã sử dụng kết quả thí nghiệm này kiểm nghiệm mô hình DUROSTA trong khuôn khổ

luận văn cao học. Trước đó, trong khuôn khổ luận văn thạc sĩ, Nguyễn Hoàng Hà (2003)

cũng đã thiết lập mô hình vật lý trong máng sóng để nghiên cứu bảo vệ chân đê kè biển

bằng ống buy hình trụ ở Việt Nam, tuy nhiên thí nghiệm này được thực hiện với sóng

đều và một vài kịch bản nhất định [100]. Như vậy có thể thấy, ở Việt Nam chưa có

nghiên cứu ảnh hưởng của kết cấu mái công trình đến phân bố của dòng phản hồi và vận

chuyển bùn cát ngang bờ thông qua sóng phản xạ ở trước chân đê biển ứng với điều kiện

đê biển nghiêng có tường đỉnh, cao trình đê thấp, sóng tràn xuất hiện trong bão.

1.6 Kết luận chương 1

1.6.1 Những vấn đề còn tồn tại

Chế độ thủy động lực vùng sóng vỡ trong bão rất phức tạp bởi quá trình tương tác giữa

các yếu tố thủy lực, bùn cát, địa hình đáy và công trình. Mặc dù có rất nhiều nghiên cứu

đã thực hiện, nhưng vẫn còn có những vấn đề cần tiếp tục nghiên cứu sâu hơn. Dưới đây

là một số vấn đề còn tồn tại được rút ra từ những nghiên cứu các tài liệu sẵn có thu thập

được.

- Việc thực hiện đo đạc số liệu dòng phản hồi và vận chuyền bùn cát ngoài thực tế

rất khó khăn về điều kiện và thiết bị nên việc kết hợp phương pháp mô hình toán

và mô hình vật lý luôn được xem là phương pháp hữu hiệu để nghiên cứu cấu trúc

dòng phản hồi và vận chuyển bùn cát vùng ven biển. Tuy nhiên các nghiên cứu dựa

trên mô hình vật lý bị giới hạn bởi điều kiện thí nghiệm và thiết bị đo đạc nên không

thể tính đến tất cả các yếu tố ảnh hưởng và các kịch bản đưa ra chỉ đạt được mục

đích nhất định nào đó. Hầu hết các thí nghiệm của các nghiên cứu được trình bầy

ở trên đều thí nghiệm với công trình đê chắn sóng và tường đứng, chưa có nghiên

cứu nào có kết cấu đê đặc trưng mái nghiêng kết hợp tường đỉnh như ở Việt Nam.

- Các mô hình toán mô phỏng sóng, dòng chảy và vận chuyển bùn cát rất đa dạng,

mỗi mô hình dựa trên các cách tiếp cận và giả thiết khác nhau. Các công thức sử

dụng trong các mô hình đều bao gồm những hệ số kinh nghiệm, những hệ số này

cần phải được hiệu chỉnh và kiểm định. Do sự hạn chế về số liệu thực tế nên đa

phần mô hình toán được hiệu chỉnh kiểm định với số liệu thu được từ các mô hình

vật lý trong phòng thí nghiệm với những kịch bản xác định. Các nghiên cứu từ mô

hình tỉ lệ nhỏ đến mô hình tỉ lệ lớn, hầu hết được thực hiện với các điều kiện ở các

nước phát triển như Hà Lan, Mỹ, Nhật. Ở Việt Nam đến nay chưa có nghiên cứu

dòng phản hồi hay thí nghiệm dòng phản hồi ứng với điều kiện kết cấu đê biển mái

nghiêng thấp của Việt Nam được thực hiện.

- Vấn đề nghiên cứu xói chân công trình biển thường được nghiên cứu với các thí

nghiệm cho đê chắn sóng, tường đứng hay đê cao không tràn. Ảnh hưởng của kết

cấu đê mái nghiêng điển hình như ở Việt nam đến kích thước hố xói như thế nào

vẫn chưa được làm rõ.

- Đối với công trình đê có tường đỉnh sẽ làm gia tăng sóng phản xạ, sự tương tác

giữa sóng phản xạ và sóng đến có thể làm dòng phản hồi sẽ nhỏ đi, nhưng nó lại

làm gia tăng chuyển động rối dẫn đến sự xáo trộn bùn cát có thể tăng dẫn đến sự

thay đổi như thế nào đến cấu trúc dòng phản hồi, vận chuyển bùn cát và thay đổi

hình lòng dẫn cũng là vấn đề cần làm sáng tỏ.

- Với công trình đê biển thấp, vấn đề ảnh hưởng của sóng tràn qua đê đến dòng phản

hồi và vận chuyển bùn cát trong điều kiện bão cũng cần phải nghiên cứu tiếp để

phát triển và hoàn thiện mô hình toán mô phỏng sát hơn với bản chất vật lý của

hiện tượng vùng trước chân đê biển.

1.6.2 Định hướng nghiên cứu của luận án

Thực tế còn rất nhiều vấn đề cần được nghiên cứu, nhưng luận án chỉ đi sâu vào nghiên

cứu ảnh hưởng của kết cấu công trình đê biển đến dòng phản hồi và xói lở chân đê trong

điều kiện bão thông qua sóng phản xạ, từ đó cập nhật thêm vào công cụ tính toán phục

vụ thiết kế, quy hoạch công trình ven biển. Những nội dung nghiên cứu chính của luận

án được trình bày trên Hình 1-5. Luận án bắt đầu nghiên cứu với việc thiết lập mô hình

vật lý trong máng sóng nhằm tạo ra bộ số liệu đo đạc trong phòng thí nghiệm để đánh

giá sự ảnh hưởng của các kết cấu đê biển đến dòng phản hồi. Tiếp theo dựa trên kết quả

phân tích số liệu sóng và phân bố dòng phản hồi, tìm ra quy luật phân bố hệ số phản xạ

dọc theo mặt cắt ngang đê, đây là tham số đại diện cho sự tương tác giữa sóng và công

trình có ảnh hưởng đến cấu trúc dòng phản hồi.

Bước kế tiếp là xây dựng cập nhật quy luật phân bố hệ số phản xạ vào module dòng

chảy của mô hình Wadibe-TC, đây là mô hình được GS. Thiều Quang Tuấn phát triển

dựa trên cơ sở của mô hình Unibest-TC (Delft Hydraulics). Tiếp đó sử dụng số liệu đo

đạc sóng và phân bố dòng phản hồi của các kịch bản thí nghiệm hiệu chỉnh và kiểm định

mô hình. Tiếp tục kết nối cập nhật module dòng chảy vào với module vận chuyển bùn

cát và biến đổi địa hình đáy. Module vận chuyển bùn cát này được kiểm định bởi số liệu

đo đạc địa hình trước và sau khi tác động sóng trong phòng thí nghiệm tương ứng với

điều kiện biên thủy lực và kích thước hình học của đê biển tương ứng với mô hình lòng

Hình 1-5 Nội dung nghiên cứu luận án

động. Cuối cùng là ứng dụng nội dung đã nghiên cứu cho vùng biển Nam Định.

CHƯƠNG 2

CƠ SỞ KHOA HỌC MÔ HÌNH HOÁ DÒNG PHẢN

HỒI DO SÓNG VÀ XÓI CHÂN ĐÊ BIỂN

2.1 Giới thiệu chung

Theo Dalrymple (1985), đo đạc hiện trường cho bộ số liệu tốt nhất, nhưng khó thực hiện

bị hạn chế bởi điều kiện thời tiết và thiết bị, đồng thời có quá nhiều biến tự nhiên xuất

hiện nên khó khăn trong việc diễn giải số liệu [101]. Trong khi đó sử dụng mô hình vật

lý ít tốn kém, nhỏ hơn, dễ nghiên cứu hơn, đơn giản hơn tự nhiên nhưng vẫn bao gồm

các yếu tố quan trọng nhất trong các bài toán. Cùng với mô hình toán thì mô hình vật lý

kiểm soát được điều kiện đầu vào trong khi thực địa không làm được như vậy [102].

Đây là phương pháp cho kết quả có độ tin cậy cao và trực quan hơn, kết quả của phương

pháp này là cơ sở để kiểm chứng lại các kết quả tính toán của các mô hình số nhất là

trường hợp cực trị, hạn chế số liệu đo đạc hiện trường.

Dean (1985) đưa ra hai yêu cầu chính đối với mô hình vật lý hay mô hình toán đó là

kiến thức về đặc trưng của các lực chính và hiểu biết về cơ chế phản ứng của các đối

tượng nghiên cứu đối với các lực chính đó. Do đó trước khi tiến hành xây dựng mô hình

thí nghiệm trong máng sóng (mục 2.3) và cơ sở phát triển mô hình toán (mục 2.4) cần

phải phân tích rõ các ảnh hưởng của sóng phản xạ đến đặc trưng sóng, dòng phản hồi và

vận chuyển bùn cát (mục 2.2). Phần cuối trình bày kết luận chương 2.

2.2 Ảnh hưởng của phản xạ sóng do công trình đến dòng phản hồi và vận chuyển

bùn cát

Cơ chế ảnh hưởng của kết cấu mái kè đê biển thông qua sóng phản xạ tới dòng phản hồi

và vận chuyển bùn cát trong vùng sóng đổ có thể được nhận biết như sau:

- Sự gia tăng mạnh mẽ về phía công trình của hệ số phản xạ sóng trong vùng sóng đổ

làm suy giảm đáng kể thông lượng sóng vận chuyển về phía bờ. Dòng phản hồi ra phía

biển, để cân bằng lại, cũng suy giảm theo. Phân bố ngang bờ của dòng phản hồi trong

vùng sóng đổ cũng biến đổi theo phân bố của sóng phản xạ.

- Sóng phản xạ tương tác với sóng tới làm gia tăng khuấy trộn vùng nước trước công

trình trong một phạm vi nhất định, ảnh hưởng tới các đặc trưng dòng chảy cũng như vận

chuyển bùn cát trong vùng sóng vỡ. Sóng phản xạ trước chân đê càng lớn thì mức độ

xáo trộn bùn cát càng cao, gia tăng nồng độ bùn cát lơ lửng theo chiều sâu (mặt cắt phân

bố nồng độ bùn cát trở nên đều hơn theo chiều sâu).

- Tuy sóng phản xạ làm giảm độ lớn dòng phản hồi nhưng vẫn có thể làm tăng độ lớn

lưu lượng vận chuyển bùn cát lơ lửng ngang bờ (do gia tăng nồng độ bùn cát lơ lửng).

Ngoài ra, do tính chất phân bố đặc biệt của sóng phản xạ trong vùng sóng đổ ở phía

trước công trình có thể làm tăng gradient (độ dốc) vận chuyển bùn cát theo hướng xa

bờ. Gộp lại thì chiều sâu hố xói chân đê biển có thể lớn hơn khi kể tới ảnh hưởng sóng

phản xạ.

Để tính toán sóng phản xạ có hai đại lượng cần xem xét là mức độ phản xạ sóng được

đặc trưng bởi hệ số phản xạ (Kr), cũng chính là vấn đề liên quan đến tiêu tán năng lượng

sóng và phạm vi (hay khoảng cách) mà sóng phản xạ ảnh hưởng. Các mục dưới đây sẽ

trình bày chi tiết ảnh hưởng của phản xạ sóng do công trình đến các yếu tố thủy động

lực học như thế nào.

2.2.1 Cơ sở xác định hệ số phản xạ và biến đổi chiều cao sóng trước chân công trình

Hệ số phản xạ đối với hầu hết các loại công trình thường được tính toán dựa trên số liệu

đo đạc từ mô hình trong phòng thí nghiệm vật lý. Các số liệu diễn biến cao độ mặt nước,

dòng chảy đo đạc trên thực tế cũng như trong thí nghiệm vật lý đều là mực nước và dòng

chảy tổng cộng. Để biết được sự phản xạ sóng do công trình biển diễn biến như thế nào

cần phải có kỹ thuật phân tách thành hai thành phần sóng tới và sóng phản xạ dọc theo

mặt cắt ngang bãi hay dọc máng sóng. Chiều cao sóng tới ở các vị trí đo đạc (x) trên mặt

cắt được xác định dựa trên hệ số phản xạ (Kr) và sóng tổng cộng (Hm0) theo công thức

(2-1)

[79]:

Hm0i,x = Hm0,x 2 √1 + Kr,x

Đã có nhiều nghiên cứu trong phòng thí nghiệm phân tích chuỗi số liệu sóng đo đạc

trong máng sóng thành sóng tới và sóng phản xạ theo các phương pháp khác nhau tùy

theo sóng đều hay không đều như Goda & Suzuki (1976), Mansard (1980), Guza (1984)

Hughes (1993), R.Capitao (1997), Hughes (2005)… [79] [103] [104] [105] [106] [102].

Trong Luận án, phương pháp mảng thẳng đứng (Vertical Array) của Sheremet (2002)

được lựa chọn để phân tích sóng phản xạ [80] [104]. Đây là phương pháp sử dụng chuỗi

số liệu đo đạc vận tốc theo phương ngang (u) và dao động mặt nước () từ máy đo dòng

chảy và đo sóng bố trí trong một mảng thẳng đứng nghĩa là đo đồng thời hai yếu tố này

tại cùng vị trí x, với giả thiết rằng trong máng sóng chỉ gồm sóng tới và sóng phản xạ,

bỏ qua sự tương tác sóng phi tuyến [102]. Theo Guza (1984), chuỗi dao động mặt nước

(2-2)

của sóng truyền vào bờ + và hướng ra xa bờ - được xác định theo công thức:

η± = ( ± u√d/g) 1 2

Trong đó d là độ sâu nước và g là gia tốc trọng trường.

Sheremet (2002) đã dựa trên công thức (2-2) của Guza (1984) nghiên cứu phát triển kỹ

thuật phân tích chuỗi sóng tới và sóng phản xạ thông qua thông lượng năng lượng sóng

ngang bờ [80]. Theo đó năng lượng E và thông lượng năng lượng P của sóng truyền

hướng vào bờ (vào) và hướng ra biển (ra) (tương ứng với chỉ số trên ) với tần số f và

(2-3)

vị trí x là:

(2-4)

𝐸±(𝑓, 𝑥) = [𝑆𝜂𝜂(𝑓, 𝑥) + 𝑆𝑢𝑢(𝑓, 𝑥) ± 2√ 𝑆𝜂𝑢(𝑓, 𝑥)] 𝑑 𝑔 𝑑 𝑔 1 4

𝑃±(𝑓, 𝑥) = 𝐸±(𝑓, 𝑥)√𝑔𝑑

Trong đó, S and Suu lần lượt là phổ mật độ năng lượng hay mật độ phương sai của

sóng và của dòng chảy, Su là mật độ hiệp phương sai của sóng và dòng.

Thông lượng tổng cộng ngang bờ: 𝑃+ − 𝑃− = 𝑑. 𝑆𝜂𝑢

Mật độ thông lượng năng lượng được lấy tích phân theo tần số để ước tính thông lượng

(2-5)

𝑓𝑢 𝐹±(𝑥) = ∫ 𝑃±(𝑓, 𝑥)𝑑𝑓 𝑓𝐿

vào ra F:

Hệ số phản xạ Kr được tính theo công thức:

(2-6)

2 =

F−(x) F+(x)

Như vậy, việc xác định hệ số phản xạ dựa trên chuỗi số liệu đo đạc đồng thời sóng

𝜂(𝑥, 𝑡) và u(x,t) tại các vị trí (x) trên mặt cắt tiến hành tính toán mật độ phương sai của

sóng, dòng chảy và mật độ hiệp phương sai, thông lượng vào ra và hệ số phản xạ (Hình

Hình 2-1Mật độ phương sai của sóng, dòng chảy và hiệp phương sai của sóng và dòng chảy

2-1). Từ đó biết được sự biến đổi của hệ số phản xạ Kr dọc theo x.

Sự biến đổi của chiều cao sóng có ý nghĩa trước chân công trình được xem xét thông

qua hàm chuyển đổi F(x) theo nghiên cứu của Gert Klopman và Van der Meer J.W

(2-7)

(1999) như sau:

ℱ𝑥 = 𝑆𝜁𝜁(𝑓, 𝑥) 𝑆𝜂𝜂(𝑓, 𝑥)

Trong đó 𝑆𝜁𝜁(𝑓, 𝑥) là hàm mật độ phổ tương ứng với cao độ mặt nước tự do tổng cộng

𝜁(𝑓, 𝑥) và 𝑆𝜂𝜂(𝑓, 𝑥) là hàm mật độ sóng tới tương ứng với mực nước 𝜂(𝑥, 𝑡).

2 + 2𝐾𝑟𝐹(𝑥) với 𝐹(𝑥) là hàm tương quan không gian.

ℱ𝑥 = 1 + 𝐾𝑟

Chiều cao sóng có ý nghĩa Hm0 được định nghĩa 𝐻𝑚0(𝑥) ≡ 4√𝑚0 ; với m0 là tổng

𝜋 −𝜋

phương sai của trường sóng 𝑚0(𝑥) = ∫ 𝑆𝜂𝜂(𝑓, 𝑥)𝑑𝑓

Tỉ số giữa chiều cao sóng đo đạc và chiều cao sóng tới tại vị trí tương đối x/L (với L là

1/2

(2-8)

chiều dài sóng cục bộ) được xác định theo công thức [107]:

2 + 2KrF(

𝑥

) ] = [1 + Kr x L Hm0(x) Hm0i(x)

𝐿

𝑥

 Tại chân công trình 𝐹( ) = 1 và 𝐻𝑚0(0) = (1 + 𝐾𝑟)𝐻𝑚0𝑖(𝑥)

2 ) = 0 và 𝐻𝑚0(∞) = 𝐻𝑚0𝑖(𝑥)√1 + 𝐾𝑟

𝐿

 Tại các vị trí rất xa công trình 𝐹(

𝑥

Như vậy chiều cao sóng có ý nghĩa thay đổi do sóng phản xạ nhanh như thế nào tùy

𝐿

thuộc vào hình dạng của hàm tương quan không gian 𝐹( ). Đại lượng này được xác định

dựa trên hình dạng của phổ sóng đến. Đây là hàm sẽ được trình bày kỹ hơn trong chương

kế tiếp khi có kết quả đo đạc sóng và dòng chảy trong máng sóng. Theo kết quả phân

tích sóng tới và phản xạ từ số liệu đo đạc sóng ngẫu nhiên tại 37 vị trí với khoảng cách

từ chân công trình đê biển ra phía ngoài bằng hai lần chiều dài đỉnh phổ sóng Jonswap

trong nghiên cứu của Gert Klopman (1999) [107] đã chỉ ra rằng, chiều cao sóng có ý

nghĩa bị ảnh hưởng ở ngay trước chân công trình đến vị trí khoảng 0,4 lần chiều dài

sóng (x/L>0,4) thì sóng độc lập.

Khi tính toán hệ số phản xạ, Goda (1976) đề xuất phạm vi đặt các đầu đo sóng trong

khoảng từ chân công trình đến khoảng hơn 1 lần chiều dài sóng đối với sóng không đều

và >0,2 lần chiều dài sóng đối với sóng đều. Khoảng cách giữa các đầu đo hay độ phân

giải của các đầu đo sóng nằm trong khoảng: 0,05 ≤l/L≤0,45.

Theo công thức (2-1), việc tính toán đến ảnh hưởng phản xạ sóng của công trình rõ ràng

là làm giảm chiều cao sóng đến bởi hệ số Kr >=0. Kết quả tính toán mức độ giảm bao

nhiêu và vùng ảnh hưởng như thế nào sẽ trình bày trong chương kết quả kế tiếp.

2.2.2 Ảnh hưởng của sóng phản xạ đến dòng phản hồi

Dựa trên cơ chế hình thành và tính toán dòng phản hồi đã phân tích trong chương trước,

dòng phản hồi ở dưới mực nước chân sóng là dòng đền bù của dòng hướng bờ do sóng

vỡ, việc xác định phân bố dòng phản hồi dựa trên phương trình cân bằng động lượng

hay còn gọi là phương trình chuyển động có tính đến phân bố ứng suất và phương trình

cân bằng thông lượng khối lượng.

Theo Fredsoe & Deigaard (2012), sự có mặt của sóng sẽ tạo ra ứng suất bức xạ làm gia

tăng động lượng dòng chảy. Thông lượng động lượng này gồm thành phần vận tốc của

𝑑+𝜂 các hạt nước do sóng tạo ra ∫ 0

𝑑+𝜂 và thành phần do áp lực ∫ 0

. Nguyên lý 𝜌𝑢2𝑑𝑧 𝑝𝑑𝑧

chung để tính ứng suất bức xạ theo hướng truyền sóng là bằng thông lượng động lượng

tổng cộng trung bình theo thời gian do sự xuất hiện của sóng trừ đi thông lượng trung

bình khi không có sóng. Ứng suất tiếp trung bình ở vùng sóng vỡ được phân tách thành

ba thành phần (Hình 2-2): Thành phần thứ nhất do áp suất và thông lượng động lượng

liên quan đến chuyển động sóng trễ trong vùng sóng vỡ; Thành phần thứ hai do sự thay

đổi của động lượng trong sóng vỡ cuộn và thành phần thứ ba là do độ dốc của mặt nước

Hình 2-2 Phân bố ứng suất tiếp theo độ sâu [108]

trung bình hay còn gọi là nước dềnh do sóng.

Phân bố của vận tốc dòng chảy phụ thuộc vào

𝜕𝑢

sự phân bố của lực điều khiển chính là phân bố

𝜕𝑧

ứng suất theo quan hệ 𝜏 = 𝜌𝜐𝑡 với 𝜐𝑡 là hệ

số nhớt rối. Phân bố của ứng suất tiếp lại phụ

thuộc vào cân bằng giữa độ dốc của mặt nước

(nước dềnh – set up) với gradient ứng suất bức

xạ. Nước dềnh cũng là tham số chưa biết và

thường được xác định thông qua phương trình

liên tục tích phân theo độ sâu. Lưu lượng tịnh

Hình 2-3 Phân bố ứng suất trung bình và vận tốc [108]

q được tính theo công thức:

𝑑 𝑞 = ∫ 𝑢̅𝑑𝑧 0

. Có thể thấy rằng q phụ thuộc vào ứng suất tiếp và cũng là hàm của nước

dềnh.

Hình 2-3 biểu thị sự phụ thuộc của phân bố vận tốc với phân bố ứng suất trung bình,

hình 2-3A là trường hợp nước dềnh chính xác bằng gradient ứng suất bức xạ (như trên

Hình 2-2) thì ứng suất tiếp trung bình bằng 0 ở tại đáy và hướng dòng chảy vào bờ trên

toàn bộ độ sâu nước. Hình 2-3B là trường hợp nước dềnh tăng lên, ứng suất tiếp ở gần

đáy trở nên ngược chiều và hoàn lưu dòng chảy được tạo ra với vận tốc sát đáy hướng

ra biển.

Theo H.J.Steetzel (1993), khi giải hệ

phương trình cân bằng động lượng và

khối lượng, các nghiên cứu thường

đưa ra dạng công thức chung để xác

định phân bố dòng phản hồi gồm ba

thành phần hằng số 𝑢̅, tuyến tính

Hình 2-4 Các thành phần trong cấu trúc dòng chảy [19]

ulin(z) và phi tuyến unonlin(z) [9] [19] [39]

như Hình 2-4:

u(z) = 𝑢̅ + ulin(z)+ unonlin(z) kết hợp với điều kiện biên ứng suất tiếp trung bình tại mực

nước chân sóng 𝜏𝑡 và hai điều kiện biên tại đáy (z=0) mô tả chuyển động dòng nước

trung bình (vận tốc tham chiếu) (u0) và ứng suất tiếp tham chiếu 𝜏0:

- Ứng suất tiếp tại mực nước chân sóng trung bình (t) được tính theo công thức:

𝐷𝑏𝑟 𝑐

trong đó Dbr là lượng tiêu tán năng lượng do sóng vỡ ( dE/dx), c là 𝜏𝑡 =

𝑔

vận tốc truyền sóng;

𝐶2 𝑢̅√𝑢̅ 2 + 𝑢𝑟𝑚𝑠

với C là hệ số Chezy, urms - Ứng suất tiếp tham chiếu (0): 𝜏0 = 𝜌

là vận tốc quân phương tại đáy; 𝑢̅ là vận tốc tại mực tham chiếu; Dòng chảy trung

𝑚𝑡 𝜌𝑑

, bình theo độ sâu 𝑢̅0 là được xác định từ cân bằng thông lượng khối: 𝑢̅ = −

trong đó d là độ sâu nước mt là thông lượng khối lượng ở phía trên mực nước chân

(2-9)

sóng được xác định theo công thức [19]:

2 𝜌𝑔𝐻𝑟𝑚𝑠 𝑐

2 𝐻𝑟𝑚𝑠 𝑇𝑝

𝑚𝑡 = + 𝑄𝑏𝜌𝑀𝑟 1 8

Với Qb là số phần trăm sóng vỡ, c là vận tốc truyền sóng, Mr là tỉ lệ không thứ nguyên

), Tp là chu giữa diện tích sóng cuộn và bình phương chiều cao sóng quân phương (𝐻𝑟𝑚𝑠

kỳ đỉnh phổ.

𝐻𝑟𝑚𝑠0

Như vậy tất cả các điều kiện biên trên đều tỉ lệ với chiều cao sóng bình phương, khi tính

2 √1+𝐾𝑟

đến sóng phản xạ, chiều cao sóng tính toán sẽ giảm 𝐻𝑟𝑚𝑠 = = 𝑓𝐾𝑟𝐻𝑟𝑚𝑠0 và độ

lớn dòng chảy sẽ giảm theo đó.

2.2.3 Ảnh hưởng của sóng phản xạ đến nồng độ bùn cát

Sự biến đổi hình thái bờ biển là kết quả của sự chênh lệch vận chuyển bùn cát theo

không gian. Vận chuyển bùn cát được xác định là sự chuyển động của các hạt bùn cát

qua một mặt cắt trong một đơn vị thời gian. Tốc độ và lượng vận chuyển này phụ thuộc

vào đặc tính của vật liệu và lực tác động gây ra vận chuyển bùn cát đó. Tại một vị trí cụ

thể, lượng vận chuyển bùn cát chính bằng tích phân của phân bố vận chuyển bùn cát

theo phương đứng trên toàn bộ cột nước. Để tính toán phân bố vận chuyển bùn cát lơ

lửng trong vùng sóng vỡ cần phải xác định phân bố vận tốc và nồng độ bùn cát (xem

Hình 2-5). Mục 2.2.2 đã trình bày ảnh hưởng của sóng phản xạ đến phân bố vận tốc

dòng chảy, mục này sẽ trình bày ảnh hưởng của sóng phản xạ đến phân bố nồng độ bùn

Hình 2-5 Nguyên lý tính toán vận chuyển bùn cát lơ lửng [1]

cát và dẫn đến sự thay đổi của vận chuyển bùn cát do phản xạ sóng.

Phân bố nồng độ bùn cát được xác định bằng cách giải phương trình khuếch tán và đối

lưu bùn cát ứng với trường hợp tốc độ lắng chìm là hằng số và tham số khuếch tán được

tính là hệ số xáo trộn 𝜀𝑠, phương trình tính toán cân bằng nồng độ bùn cát như sau: [1]

(2-10)

[109]:

= 0 𝜔𝑠𝐶(𝑧) + 𝜀𝑠(𝑧) 𝑑𝐶(𝑧) 𝑑𝑧

Như đã trình bày trong phần tổng quan, với việc giả thiết phân bố hệ số xáo trộn 𝜀𝑠(𝑧)

sẽ cho các dạng phân bố nồng độ bùn cát C(z) tương ứng. Ping Wang (2012) [109] cho

rằng ở vùng sóng vỡ, bùn cát lơ lửng bởi năng lượng sóng tiêu tán rất nhanh trong vùng

hẹp và tạo ra chuyển động rối mạnh làm khuấy động bùn cát trên toàn bộ cột nước, rối

được tạo ra bởi sóng vỡ khá lớn nên có thể giả thiết rằng hệ số xáo trộn là hằng số trên

(2-11)

toàn bộ cột nước, dẫn đến kết quả là hàm parabol có dạng tổng quát:

𝑧) 𝐶(𝑧) = 𝐶𝑎𝑒𝑥𝑝 (− 𝜔𝑠 𝜀𝑠

Ca là nồng độ bùn cát ở tại mực z=a , 𝜔𝑠 phụ thuộc vào kích thước hạt, nhiệt độ. Steetzel (1993) đề xuất công thức tính xáo trộn [19]:

(2-12a) s(z) = 0 + z

Trong đó 0 là hệ số xáo trộn tham chiếu tại đáy z=0m;

(2-13b)

 là độ dốc theo phương đứng của phân bố s(z) (Hình 2-6):

 = 𝐾 𝑐 𝛾

𝐾 là hệ số kinh nghiệm = 8.5*10-3; c là vận tốc truyền sóng ;  là hệ số sóng vỡ.

Khi tính đến phản xạ sóng thì hệ số sóng

vỡ =H/d giảm, do chiều cao sóng H giảm

như đã phân tích ở mục 2.2.1, dẫn đến 

tăng, hệ số xáo trộn 𝜀𝑠 tăng, hàm f(z) =

𝜔𝑠 𝜀𝑠

𝑒𝑥𝑝 (− 𝑧) tăng lên và C(z) tăng làm

Hình 2-6 Hệ số xáo trộn [19]

cho lượng vận chuyển bùn cát gia tăng

theo công thức (1-8). Như vậy kích thước

hố xói chân đê có thể tăng thêm do tại biên mái kè đê biển lưu lượng vận chuyển bùn

cát bằng không.

2.3 Xây dựng mô hình vật lý máng sóng nghiên cứu dòng phản hồi và xói chân đê

biển

Phương pháp mô hình vật lý là một trong những phương pháp hữu hiệu nhất thường

được sử dụng để nghiên cứu các vấn đề về kỹ thuật biển hiện nay, đặc biệt các vấn đề

thủy động lực học. Đây là phương pháp xây dựng mô hình nguyên mẫu ngoài thực tế

cho 1 đoạn bờ biển cụ thể nào đó hoặc các công trình theo tỷ lệ thu nhỏ. Các tác động

trong tự nhiên tới bờ biển như sóng, dòng chảy, địa hình đáy vv... được tạo ra trong

phòng thí nghiệm với các tỷ lệ tương ứng với tỷ lệ của mô hình. Việc lựa chọn tỷ lệ mô

hình được dựa trên sự phân tích về mục tiêu thí nghiệm, điều kiện nguyên mẫu và sự

đáp ứng của điều kiện thí nghiệm (kích thước của máng sóng thí nghiệm, đặc trưng sóng

tối đa có thể tạo ra bởi máy tạo sóng, thiết bị đo đạc…). Mục này sẽ trình bày việc xây

dựng thí nghiệm trong máng sóng nghiên cứu dòng phản hồi bằng mô hình lòng cứng

và nghiên cứu xói chân đê biển bằng mô hình lòng động tương ứng với các kịch bản kết

cấu đê như nhau.

2.3.1 Mục tiêu và điều kiện thực hiện thí nghiệm

Mô hình vật lý được thiết lập với mục tiêu phục vụ nghiên cứu sóng phản xạ, cấu trúc

dòng phản hồi và xói lở chân đê biển mái nghiêng dưới tác động của sóng bão tương

ứng với đặc điểm hiện trạng điều kiện địa hình, thủy lực, bùn cát, hình thái, kết cấu đê

thấp điển hình ở vùng ven biển miền Bắc. Đặc biệt là số liệu quan trắc hướng tới việc

đánh giá ảnh hưởng của tường biển đến sự thay đổi dòng chảy và độ sâu hố xói. Với

mục tiêu này, yêu cầu xây dựng mô hình lòng cứng trong máng sóng (2D) quan trắc

phân bố dòng chảy vùng sóng vỡ và mô hình lòng động quan trắc thay đổi địa hình trước

và sau tác động của sóng bao gồm:

o Đặc trưng mực nước và sóng bão;

o Có xét đến sự ảnh hưởng của sóng tràn;

o Có xét đến sự thay đổi kết cấu của đê (tường đỉnh hay không tường đỉnh).

Mô hình vật lý trong nghiên cứu này được thiết kế dựa trên sự phân tích về điều kiện

nguyên mẫu và sự đáp ứng của điều kiện thí nghiệm như sau:

 Điều kiện nguyên mẫu: công trình đê biển Việt Nam có cao trình đỉnh đê: 4,0  5,5

m; Chiều cao tường đỉnh trên đê: 0,5 ÷ 1 m; Hệ số mái trước của đê m = 3  4; Độ

cao lưu không (Rc) của đỉnh đê phía trên mực nước thiết kế là 1,5  2,5 m; Bãi trước

đê biển có độ dốc 1/40 và 1/100; đường kính hạt cát rời trung bình là 0,250 mm [3]

[89];

 Điều kiện máng sóng do Viện Thuỷ Lực Delft (W│L Delft Hydraulics) Hà Lan thiết

kế, chế tạo và chuyển giao tại Trường Đại học Thủy Lợi: Tổng chiều dài máng là 45

m, chiều dài hiệu quả 42m, chiều cao 1,2m, chiều cao hữu ích < 1,0 m, chiều rộng

1,0m, sóng ngẫu nhiên lớn nhất có thể tạo ra với chiều cao HS = 0,3 m và chu kỳ TP

= 3,0s. Máy tạo sóng được trang bị hệ thống hấp thụ sóng phản xạ chủ động (ARC -

Active Reflection Compensation). Mô hình được thực hiện với vật liệu cát rời có

kích thước đường kính trung bình là 0,120mm lấy từ bãi biển Hà Tĩnh, kế thừa từ

các đề tài nghiên cứu của Vũ Minh Cát (2008) sẵn có trong phòng thí nghiệm thủy

lực tổng hợp Trường Đại học Thủy lợi [3].

2.3.2 Lựa chọn tiêu chuẩn tương tự và tỉ lệ mô hình

Mô hình lòng cứng

Từ kết quả kiểm tra, phân tích yêu cầu tương tự giữa nguyên mẫu với mô hình dựa trên

hệ phương trình mô phỏng chuyển động của chất lỏng không nén được, có mặt thoáng

tự do, Steven A. Hughes (2005) đã đưa ra tiêu chuẩn tương tự đối với mô hình sóng

ngắn là phải được làm chính thái, tức là tỉ lệ hình học và vận tốc theo chiều ngang bằng

với tỉ lệ theo chiều đứng (NX = NZ và NU = NW). Kiểu dòng chảy và phân bố vận tốc

trong mô hình thủy động lực sóng ngắn bị chi phối chủ yếu bởi ảnh hưởng của lực quán

tính và trọng lực. Các tỉ lệ của mô hình cần tuân thủ định luật tương tự Froude. Đây là

tiêu chuẩn quan trọng bậc nhất trong mô hình thủy lực [102]. Tỉ lệ của một số đại lượng

vật lý cơ bản được xác định theo tiêu chuẩn Froude như Bảng 2-1 với Ng = 1.

Việc xác định tỉ lệ mô hình phù hợp đóng vai trò quan trọng, quyết định tính khả thi và

mức độ chính xác của kết quả thí nghiệm. Tỉ lệ trong mô hình lòng cứng của nghiên cứu

này được lựa chọn dựa trên điều kiện nguyên mẫu và điều kiện đáp ứng phòng thí

nghiệm kết hợp với tiêu chuẩn tương tự của mô hình lòng động.

Bảng 2-1. Tỉ lệ của một số đại lượng vật lý cơ bản theo tiêu chuẩn Froude [102]

STT Đại lượng Tỉ lệ Ký hiệu Thứ nguyên

1 2 3 4 5 6 7 Độ dài Diện tích Thể tích Thời gian Lưu tốc Lưu lượng sóng tràn đơn vị Khối lượng l A V t v q m M NL 2 𝑁𝐿 3 𝑁𝐿 1/2 𝑁𝐿 1/2 𝑁𝐿 3/2 𝑁𝐿 3𝑁𝜌 𝑁𝐿

Mô hình lòng động

Theo Steven A. Hughes (2005), vận chuyển bùn cát trong vùng chịu ảnh hưởng của

dòng chảy rối là hàm của năm đại lượng không thứ nguyên trong phương trình:

𝜔

(2-14)

;

]

𝜋𝑆𝑏 = 𝑔 [

√𝑔𝐻𝑏𝑑 

𝜌𝑠 𝜌

𝐻𝑏 𝑑

𝜌𝑔𝐻𝑏 𝛾𝑖𝑑

√𝑔𝐻𝑏

Tiêu chuẩn tỉ lệ cho mô hình lòng động chính thái về hình học gồm các tiêu chuẩn sau:

𝑁

=1; - Tiêu chuẩn số Reynolds cấp phối hạt: 𝑁𝑅𝑒 = √𝑁𝑔𝑁𝐿𝑁𝑑

𝑁𝜌𝑁𝑔𝑁𝐿 𝑁𝑑 𝑁𝛾𝑖

= 1; - Tiêu chuẩn số di động (Mobility number): 𝑁𝑚𝑏 =

𝑁𝜌𝑠 𝑁𝜌

- Tiêu chuẩn mật độ bùn cát tương đối: = 1;

𝑁𝐿 𝑁𝑑

- Tiêu chuẩn độ dài tương đối: = 1;

𝑁𝜔 √𝑁𝑔𝑁𝐿

- Tiêu chuẩn tốc độ lắng chìm tương đối: = 1.

Để thỏa mãn tất cả các tiêu chuẩn trên là điều không thể. Trong lịch sử phát triển tiêu

chuẩn tỉ lệ cho vận chuyển bùn cát lơ lửng đã đưa ra các cách để thỏa mãn điều kiện

tương tự chẳng hạn như tương tự độ dốc bãi hay tương tự về quỹ đạo (trajectories), mô

hình chính thái hay không chính thái, phụ thuộc vào tốc độ lắng chìm hay không phụ

thuộc.

Dean (1985) dựa trên việc xem xét cơ chế vật lý chủ đạo liên quan đến vận chuyển bùn

cát trong vùng sóng vỡ cho rằng trong vùng sóng vỡ thì chuyển động rối rất quan trọng

gây ra sự dịch chuyển bùn cát hơn là ứng suất đáy (bed shear). Từ đó Dean đề xuất một

số kiến nghị cho các mô hình quá trình ở vùng sóng vỡ [110]:

 Mô hình phải được xây dựng chính thái hình học (tỉ lệ ngang bằng tỉ lệ đứng) vì khi

đó quỹ đạo lắng chìm của các hạt lơ lửng phải tương tự hình học với trong nguyên

mẫu và thời gian lắng chìm trong mô hình cũng phải tỉ lệ với thời gian lắng chìm

nguyên mẫu. Điều này dẫn đến tương tự về tốc độ lắng chìm giữa nguyên hình và mô

hình chính thái hình học. Tương tự quỹ đạo lắng chìm cũng yêu cầu tỉ lệ thời gian

hình thái phải cùng tỉ lệ với thời gian thủy động lực học.

 Thủy động lực học phải tuân theo tiêu chuẩn tương tự Froude.

 Tương tự về thông số tốc độ lắng chìm nên được duy trì giữa mô hình và nguyên

hình.

 Mô hình phải đủ rộng để tránh độ nhớt, sức căng mặt ngoài và ảnh hưởng của bùn cát

dính làm cho đặc trưng của sóng vỡ được mô tả hợp lý nhất.

 Cát là vật liệu mô hình khá tốt, hay dùng hạt có trọng lượng nhẹ hơn phải có tốc độ

lắng chìm đạt tiêu chuẩn tỉ lệ.

Để đáp ứng các yêu cầu trên trong mô hình bùn cát phải đáp ứng được yêu cầu thủy

động lực học Froude chính thái cũng như đảm bảo tỉ tệ về độ dốc sóng (H/L0), thông số

tốc độ lắng chìm (H/T) [102].

Tiêu chuẩn tỉ lệ được Dean đưa ra:

NL = N.NT

Kết hợp với tiêu chuẩn Froude: NT = √𝑁𝐿

N = √𝑁𝐿 Đây là tiêu chuẩn tốc độ lắng chìm tương đối.

Cần phải xác định được giá trị tốc độ lắng chìm cho vật liệu và kích thước hạt cấp phối

đại diện. Công thức lý thuyết có thể được triển khai từ phương trình Navier Stokes để

tính tốc độ lắng chìm trong chất lỏng nhớt tĩnh, nhưng nghiệm của các phương trình lại

giới hạn đối với hình dạng đặc biệt như hình cầu, còn nghiệm cho các hạt cát góc cạnh

thì chưa có. Chính vì vậy mà đã có rất nhiều công thức kinh nghiệm tính toán tốc độ

lắng chìm của hạt. Ở bài toán nghiên cứu này, công thức kinh nghiệm tính tốc độ lắng

(2-15)

chìm () của Zanke (1977) được sử dụng [111]:

3 0.01∆𝑔𝑑50 2

𝜔 = [√1 + − 1] 10 𝑑50

là tỉ trọng tương đối của cát so với nước. Tỉ trọng Trong đó:  = (s - )/ = 1,65

này giữa mô hình và nguyên mẫu là bằng nhau do chọn cát thực tế để thí nghiệm. Kích

thước hạt đại diện d50 thì khác nhau: (d50)p = 0,250mm ; (d50)m = 0,120mm.

Nhiệt độ của nước vào mùa hè ở Việt Nam cỡ khoảng T=250C, độ nhớt động học của

nguyên mẫu nước mặn là p = 9.3713E-03cm2/s, mô hình nước ngọt m = 8.9266E-03cm2/s

[√1 +

− 1] = 3,63 𝑐𝑚/𝑠

𝜔𝑝 =

10(0,0093713) 0,025

0,01(1,65)(980,6)(0,025)3 (0,0093713)2

[√1 +

− 1] = 1,21 𝑐𝑚/𝑠

𝜔𝑚 =

10(0,0089266) 0,012

0,01(1,65)(980,6)(0,012)3 (0,0,0089266)2

= 3

𝑁𝜔 =

3,63 1,21

𝜔𝑝 𝜔𝑚

[https://ittc.info/media/4048/75-02-01-03.pdf]

Như vậy, tỉ lệ dài được chọn là 𝑁𝐿 = 9 và tỉ lệ thời gian là 𝑁𝑡 = 𝑁𝑇 = 3.

2.3.3 Thiết kế thí nghiệm và bố trí thiết bị đo đạc

Mô hình lòng cứng

Việc bố trí thí nghiệm rất quan trọng trong nghiên cứu vì nó thể hiện rõ ràng các điều

kiện thí nghiệm, bài toán đang nghiên cứu và các tham số vật lý nào phải được đo đạc

để diễn tả ý nghĩa của các quá trình vật lý, vị trí đo các tham số, thiết bị đo.

Dựa trên mục tiêu nghiên cứu trong mô hình thí nghiệm đã trình bày ở trên, mô hình đê

biển được thiết lập theo tỉ lệ trên được thể hiện trên Hình 2-7. Mô hình đê và bãi trước

được làm bằng gỗ, nhẵn, không thấm nước để giảm thiểu ảnh hưởng của độ nhớt tới kết

quả thí nghiệm. Mái đê m=3 được thiết kế cho 3 kịch bản kết cấu đỉnh đê gồm trường

hợp đê thấp có tràn có tường đỉnh (1) với chiều cao đê là 80cm, độ cao tường đỉnh 10cm,

bề rộng đỉnh đê là 40cm; trường hợp đê có tràn không tường đỉnh (2) có chiều cao đê là

Hình 2-7. Mô hình thí nghiệm lòng cứng

90cm và trường hợp đê cao không tràn (3). Bãi trước đê có độ dốc 1/40.

Các thiết bị đo sóng, vận tốc là được bố trí trong thí nghiệm lòng cứng như sau:

 6 đầu đo sóng (WG): Việc bố trí các đầu đo sóng để đảm bảo có được sự biến đổi của

sóng từ vùng biên, đi qua bãi và trước chân đê phục vụ hiệu chỉnh và kiểm định mô

hình toán và để phân tích sóng phản xạ. 5 đầu đo sóng được giữ cố định trên giá tại

các vị trí như Hình 2-7. Mô hình thí nghiệm lòng cứng. Trong đó một đầu đo gần máy

tạo sóng trước khi sóng vào bãi và 1 đầu đo giữa bãi, 3 đầu đo đặt cách chân đê

khoảng một lần chiều dài sóng, khoảng cách mỗi đầu đo được xác định theo hướng

dẫn tính sóng phản xạ [112]. 1 đầu đo sóng kết hợp với đầu đo Vectrino đo đạc dòng

chảy tại 9 vị trí khác nhau.

 Đầu đo vận tốc (CG): Máy Vectrino đo vận tốc dòng chảy được đặt trên giá đỡ con

lăn cho phép dịch chuyển theo phương dọc máng và phương thẳng đứng. Dọc theo

máng sóng, 9 vị trí trước chân đê được định sẵn để đo vận tốc với khoảng cách so với

chân đê: -0,2m, tại chân đê, 0,25m, 0,5m, 1,0m, 1,5m, 2,0m, 2,5m và 5,0m. Các vị trí

này được lựa chọn từ việc phân tích sự biến đổi địa hình đáy trong mô hình lòng động

và theo khuyến nghị của Goda (1976). Tại chân đê thường xuất hiện hố xói nên đặt

các điểm đo dày hơn và sự thay đổi địa hình diễn ra trong khoảng trên dưới 2m so

với chân đê. Mỗi vị trí đo theo phương ngang này lại được đo tại 5 đến 10 điểm cao

độ khác nhau để có được sự phân bố cấu trúc dòng chảy theo phương thẳng đứng.

 Để đo lượng nước tràn do sóng đối với các kịch bản cao trình đỉnh đê thấp, phía sau

đê có bố trí thùng thu nước để hứng toàn bộ lượng nước tràn do sóng trên chiều rộng

máng, sau đó nước tràn này bơm ra thùng đo thể tích và bơm ngay vào đường ống

dọc máng để trở lại phía sau máy tạo sóng đảm bảo mực nước ổn định tốt nhất trong

suốt thời gian thực hiện thí nghiệm.

 Thời gian quan trắc dòng chảy được lựa chọn dựa trên việc kiểm tra sự ổn định của

dòng phản hồi.

Tín hiệu từ các đầu đo sóng và dòng chảy được truyền tới bộ phận thu tín hiệu, sau đó

được truyền tới và lưu trữ trong máy tính chuyên dụng. Do mỗi lần tạo sóng chỉ đo dòng

chảy được tại một điểm nhất định, nên mỗi kịch bản mực nước và sóng sẽ phải nhắc lại

khoảng 75 lần để có được phân bố dòng phản hồi trên mặt cắt trước đê.

Mô hình lòng động

Mô hình lòng động ứng với ba loại kết cấu đê được thiết kế như với đê mái m=4 và độ

dốc bãi 1/100 như Hình 2-8, các kịch bản mài đê và độ dốc bãi khác cũng tương tự gồm:

đê cao không tràn, đê thấp không tường đỉnh và đê thấp có tường đỉnh. Đối với đê thấp,

chiều cao đê là 90cm, tường đỉnh 10cm, bề rộng đỉnh đê là 40cm. Mái đê m = 3 và m =

4. Bãi trước đê có độ dốc bãi 1/40, độ dày lớp cát tại chân đê là 40cm và giảm dần theo

độ dốc bãi, chiều dày này đảm bảo hố xói chỉ phát triển trong vùng vật liệu cát. Đoạn

chuyển tiếp giữa bãi và đáy máng được làm bằng gỗ, dạng nêm có độ dốc m  1/5 (đối

với độ dốc bãi 1/100). Nêm này có tác dụng giữ tổng lượng cát cố định trong phạm vi

bãi trong suốt quá trình thí nghiệm. Các mặt tiếp xúc giữa đê và máng, đặc biệt chỗ

chuyển tiếp giữa vật liệu gỗ và cát, được xử lý bằng keo silicon để đảm bảo không cho

nước và cát rò rỉ.

Do nghiên cứu có sóng tràn nên phần phía sau đỉnh đê có máng thu nước tràn và bơm

ra để đo tổng lượng nước tràn, đồng thời cũng bơm bổ sung nước đã tràn qua đê trở lại

máng ở phía sau bản tạo sóng. Phổ sóng Jonswap được lựa chọn để thực hiện thí nghiệm,

bởi đây là phổ được cho là phù hợp với điều kiện đà sóng hạn chế ở khu vực phía bắc

Việt Nam.

Các yếu tố cần đo đạc trong thí nghiệm bao gồm:

 Đo sóng (gồm 4 đầu đo dao động mặt nước (WG) cách chân đê khoảng một lần chiều

dài sóng, khoảng cách mỗi đầu đo được xác định theo hướng dẫn tính sóng phản xạ,

một đầu đo giữa bãi và một đầu đo gần máy tạo sóng trước khi sóng vào bãi. Các đầu

đo này được kết nối với máy tính để thu nhận thông tin số liệu sóng).

 Đo sự thay đổi lòng dẫn (Đo đạc cao độ bãi phía trước chân đê trước và sau khi chạy

sóng bão). Với máng rộng 1 m, tiến hành đo 3 mặt cắt dọc theo trục máng: bên trái,

bên phải cách thành máng 10 cm và giữa máng, sau đó lấy kết quả mặt cắt trung bình.

Phạm vi đo từ chân đê ra khoảng 2 tới 3 m, bao quát vùng xói lớn nhất và có ảnh

hưởng tới sự ổn định của đê.

 Đo lưu lượng tràn qua đê và bơm nước trở lại vào máng trong quá trình thực hiện thí

nghiệm.

 Hai camera quay khu vực mái và chân đê ở phía trên thành máng và ngang máng.

Hình 2-8. Mô hình lòng động với mái đê m=4 và độ dốc bãi 1/100

 Thời gian thực hiện thí nghiệm (thời gian chạy sóng) chọn =3000Tp.

2.3.4 Kịch bản thí nghiệm

Thí nghiệm được thực hiện nhằm nghiên cứu dòng phản hồi trong vùng sóng vỡ có xét

đến sóng tràn qua đê và ảnh hưởng của kết cấu đê biển, nên các kịch bản thí nghiệm

thực hiện cho hai trường hợp kết cấu đê biển mái nghiêng thấp không có tường đỉnh và

có tường đỉnh (chiều cao tường là 10cm) và một trường hợp đê cao không tràn. Độ dốc

mái ngoài đê là m = 3, mái trơn nhẵn. Bãi trước có độ dốc 1/40. Độ sâu nước trước máy

tạo sóng là 0,65m và 0,7m. Ba kịch bản biên sóng được tạo ra bởi máy tạo sóng tuân

theo phổ JONSWAP, đây là dạng phổ được xem là phù hợp với điều kiện sóng gió ở

khu vực biển Đông nước ta. Đặc trưng sóng được lựa chọn dựa trên số liệu sóng ở khu

vực Bắc bộ và điều kiện thí nghiệm trong máng sóng được trình bày trong Bảng 2-2.

Như vậy mô hình lòng cứng có tổng cộng 12 kịch bản mô phỏng sóng và dòng chảy

trước chân đê biển. Thời gian mô phỏng được lựa chọn dựa trên các thử nghiệm về sự

Bảng 2-2. Các kịch bản của mô hình lòng cứng

Bảng 2-3. Kịch bản thí nghiệm với mô hình lòng động

ổn định của dòng phản hồi.

Các thông số sóng ở bảng trên là các thông số sóng thiết kế, được khai báo để điều khiển

máy tạo sóng, các đặc trưng sóng được đo trong máng có thể nhận các giá trị khác với

thông số này do có thể sử dụng hệ số khuếch đại phổ sóng.

Đối với kịch bản độ dốc bãi 1/40 vẫn thực hiện ba loại kết cấu đê cao và thấp như trên,

độ dốc mái đê được thực hiện cho hai kịch bản mái đê m = 3 và m = 4 với đặc điểm mái

đều trơn nhẵn. Một chút thay đổi về kịch bản thủy lực so với độ dốc bãi 1/100, ở đây

kịch bản sóng H = 0,18m, T = 1,52s kết hợp với Rc = 0,2 và 0,25m được thay thế bằng

kịch bản sóng H = 0,15m, T = 1,9s và độ cao lưu không Rc = 0,25. Như vậy mỗi kịch

bản kết cấu đê có năm kịch bản thủy lực và với hai độ dốc mái đê có tổng số kịch bản

đối với bãi có độ dốc 1/40 cũng là 30 kịch bản như trên Bảng 2-3. Bên cạnh đó đối với

đê thấp mái m = 4, bãi 1/100 có thêm 12 kịch bản có mái nhám.

2.3.5 Thực hiện mô hình

Thí nghiệm mô hình lòng cứng được tiến hành theo các bước cơ bản sau:

- Chuẩn bị thí nghiệm: lắp đặt mô hình đê và các thiết bị đo đạc sóng, dòng chảy, máy

bơm nước bổ sung vào máng sóng, máy bơm để đo lượng nước tràn, kiểm tra sự kết

nối của các thiết bị đo đạc với đầu thu máy tính;

- Bơm nước đúng với độ sâu trong kịch bản;

- Kiểm định các đầu đo;

- Thử nghiệm thời gian chạy sóng để lựa chọn thời gian phù hợp cho kịch bản (t = 200,

250, 300, 500, 1000 con sóng);

- Chạy máy tạo sóng cho mỗi kịch bản và thu thập số liệu sóng, dòng chảy, tổng lượng

nước tràn qua đê (nếu có trong mỗi kịch bản);

- Lặp lại số lần chạy máy tạo sóng cần thiết để đo được phân bố dòng phản hồi cho mỗi

kịch bản biên thủy lực;

- Đối với trường hợp có sóng tràn qua thì kết quả đo thể tích sóng tràn sẽ là trung bình

của các trường hợp lặp lại trong kịch bản đó.

Từ Hình 2-9 đến Hình 2-11 trình bày ba kịch bản kết cấu đê và bố trí các thiết bị trong

Hình 2-9. Thực hiện thí nghiệm mô hình kết cấu đê cao không tràn

quá trình thực hiện thí nghiệm trong máng sóng Trường Đại học Thủy Lợi.

Hình 2-11. Thực hiện thí nghiệm mô hình kết cấu đê thấp có tường đỉnh

Hình 2-10. Thực hiện mô hình kết cấu đê thấp không thường đỉnh

Hình 2-12 thể hiện màn hình máy tính trung tâm thu nhận kết quả đo đạc dòng chảy và

sóng biến đổi theo thời gian với tần số lấy mẫu tương ứng là f = 100Hz và 50Hz. Máy

đo dòng chảy do sóng trong máng đo ba thành phần vận tốc theo phương x, y, z, thành

phần vận tốc theo phương dọc máng chiếm ưu thế, các hướng còn lại biến đổi không

Hình 2-12. Hiển thị kết quả đo sóng và vận tốc dòng chảy tại một điểm

đáng kể.

Mô hình lòng động

Dựa trên những đặc trưng thiết kế ở phần trên, mô hình đê được làm bằng gỗ lắp đặt

theo kích thước yêu cầu về kết cấu và độ nhám, bãi phía trước đê và phần tiếp giáp giữa

bãi và đáy máng được thể hiện như trên Hình 2-13 cho độ dốc bãi 1/100 và Hình 2-14

cho độ dốc bãi 1/40.

Ngoài việc lắp đặt mô hình và các thiết bị đo đạc thì mỗi thí nghiệm được thực hiện theo

một trình tự cơ bản: chuẩn bị san phẳng nền bãi theo độ dốc định trước, đo địa hình

trước khi chạy sóng, bơm nước, kiểm định thiết bị đo sóng, chạy máy tạo sóng đồng thời

đo nước tràn và bổ sung nước đối với kịch bản đê thấp, sau đó để bùn cát lắng đọng và

nước tĩnh trở lại thì tháo nước cạn đi để đo địa hình sau chạy sóng.

Trước khi thực hiện thí nghiệm đầu tiên, cát được bơm nước và rửa sạch bụi bẩn, sau đó

cho sóng tác động rất nhiều lần để đảm bảo độ đầm chặt. Số liệu địa hình đối với độ dốc

bãi 1/100 được dùng thước đo mực nước đo thủ công trước và sau khi tác động sóng với

điều kiện rút hết nước. Đối với các kịch bản với độ dốc bãi 1/40, sự thay đổi địa hình

đáy được đo bằng máy Vectrino chạy trên giá trước và sau khi tác động sóng, đo địa

hình sau tác động sóng xong mới rút nước để làm lại địa hình mới cho kịch bản kế tiếp.

Trên Hình 2-15 thể hiện địa hình lòng dẫn trước và sau khi chạy sóng của nhóm kịch

bản độ dốc bãi trước đê 1/100, trên đó có ba thước đo tại ba vị trí mặt cắt nhằm đánh giá

sự thay đổi địa hình. Hình 2-16 thể hiện máy Vectrino đo địa hình trước và sau khi tác

Hình 2-13. Mô hình thực hiện trong máng sóng với các kịch bản kết cấu đê, độ đôc bãi 1/100

động của sóng đối với độ dốc bãi 1/40.

Hình 2-14. Mô hình thực hiện trong máng sóng với các kịch bản kết cấu đê, độ dốc bãi 1/40

Hình 2-15. Địa hình trước và sau khi chạy sóng – độ dốc bãi 1/100

Hình 2-16. Địa hình trước và sau khi chạy sóng – độ dốc bãi 1/40

2.4 Phát triển cập nhật mô hình toán mô phỏng dòng phản hồi và xói bồi chân đê

biển

2.4.1 Giới thiệu chung

Các mô hình mô phỏng vận chuyển bùn cát và biến đổi địa hình đáy do sóng thường bao

gồm bốn module: module sóng mô phỏng biến đổi năng lượng sóng từ vùng nước sâu

vào vùng nước nông, module dòng chảy mô phỏng biến đổi dòng chảy do sóng, modul

vận chuyển bùn cát mô phỏng quá trình vận chuyển bùn cát dưới tác dụng của dòng

chảy và module thay đổi hình thái tính toán mô phỏng biến đổi dạng mặt cắt ngang theo

thời gian.

Luận án sẽ ứng dụng những nghiên cứu có được từ mô hình vật lý về ảnh hưởng của

sóng phản xạ đến dòng phản hồi và vận chuyển bùn cát, xói chân đê vào cập nhật hoàn

thiện trong mô hình Wadibe-TC do GS. Thiều Quang Tuấn phát triển [4]. Đây là mô

hình dựa trên cơ sở phương trình toán của mô hình UNIBEST-TC của viện Thủy lực

Delft phát triển, mô phỏng quá trình truyền sóng ngang bờ theo mô hình chiết giảm năng

lượng sóng (ENDEC) và mô hình dòng phản hồi do sóng trước chân đê biển có xét đến

ảnh hưởng của kết cấu công trình đê biển [113]. Các phương trình cơ bản của mô hình

được trình bày trong Phụ lục A, mục dưới đây sẽ trình bày những vấn đề nghiên cứu cập

nhật vào mô hình sẵn có đó.

2.4.2 Những vấn đề cập nhật trong mô hình Wadibe-TC

Mô hình Wadibe-TC gồm module thủy động lực học (sóng, dòng chảy) và module vận

chuyển bùn cát và biến đổi địa hình đáy. Các module này được cập nhật hoàn thiện phần

tính toán sóng có kể đến hệ số ảnh hưởng sóng phản xạ fKr như sau:

 Trong module thủy động lực (sóng, dòng), cập nhật hệ số phản xạ của công trình đê

biển Kr0 và chiều cao sóng tính toán được xác định theo công thức: 𝐻𝑚0,𝑖 = 𝑓𝐾𝑟𝐻𝑚0.

Trong đó, hệ số fKr được xác định từ kết quả thí nghiệm mô hình lòng cứng

 Trong module vận chuyển bùn cát, thay công thức tính hệ số xáo trộn của Van Rjin

𝑐

(1993) ( [78] bằng công thức của Steetzel (1993) [19]: s(z) = 0 + z. Trong đó:  =

𝛾′ ; 𝛾′ = 𝑓𝐾𝑟. 𝛾

𝐾

Dựa trên số liệu đo đạc trong các mô hình vật lý để hiệu chỉnh và kiểm nghiệm mô hình

toán.

2.5 Kết luận chương 2

Sóng phản xạ ảnh hưởng đến đặc trưng sóng tới, do đó ảnh hưởng đến dòng chảy và vận

chuyển bùn cát do sóng. Sóng phản xạ được xác định thông qua hệ số phản xạ sóng Kr.

Dựa trên số liệu quan trắc sóng và dòng chảy đồng thời trong mô hình lòng cứng, Kr

được xác định theo công thức (2-6) và phân bố của Kr trên mặt cắt ngang là hàm của vị

trí tương đối (x/L) được tính toán dựa trên công thức (2-8). Sóng phản xạ sẽ làm cho

sóng tới giảm, do đó dòng phản hồi và dòng chảy trung bình giảm đi, nhưng hệ số xáo

trộn bùn cát lại tăng lên dẫn đến có thể làm gia tăng dòng vận chuyển bùn cát.

Mô hình lòng cứng và lòng động được xây dựng dựa trên tiêu chuẩn Froude và vận tốc

lắng chìm của hạt bùn cát, điều kiện thuỷ lực phòng thí nghiệm và nguyên mẫu khu vực

Bắc bộ. Số liệu quan trắc sóng, dòng chảy và thay đổi địa hình đáy được sử dụng để

nghiên cứu xác định hệ số phản xạ và phân bố sóng phản xạ, đồng thời để hiệu chỉnh và

kiểm định mô hình toán Wadibe_TC cập nhật tính ảnh hưởng của sóng phản xạ đến

dòng chảy và xói chân đê nhằm nâng cao chất lượng kết quả tính toán dự báo. Các kết

quả thu được sẽ được trình bày trong chương kế tiếp.

CHƯƠNG 3

KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA SÓNG

PHẠN XẠ ĐẾN DÒNG PHẢN HỒI VÀ XÓI CHÂN ĐÊ BIỂN MÁI NGHIÊNG

3.1 Giới thiệu chung

Chương này trình bày phân tích kết quả, nghiên cứu sóng phản xạ và ảnh hưởng của

sóng phản xạ đến dòng phản hồi, vận chuyển bùn cát và xói chân đê biển trong mô hình

vật lý máng sóng, đồng thời áp dụng cập nhật những nghiên cứu đó vào mô hình toán

Wadibe-TC để mô phỏng. Việc hiệu chỉnh, kiểm định mô hình toán được thực hiện bằng

cách so sánh với số liệu thực đo trong các thí nghiệm đã được thiết lập ở chương 2.

3.2 Phân tích các kết quả nghiên cứu trên mô hình vật lý

3.2.1 Nghiên cứu cấu trúc dòng phản hồi

Dòng phản hồi là dòng chảy hướng ra biển ở dưới mực nước chân sóng, được xác định

là trung bình pha của các chuyển động dao động phần tử nước vùng sóng vỡ. Do đó thời

lượng mô phỏng trong các kịch bản được lựa chọn theo sự kiểm nghiệm thực tế mô

phỏng trên máng sao cho kết quả tính dòng phản hồi ổn định. Sau khi kiểm nghiệm, thời

gian mô phỏng cho các kịch bản được chọn bằng 300 lần chu kỳ đỉnh phổ (Tp).

3.2.1.1 Phân bố dòng phản hồi

Các kết quả đo đạc cấu trúc dòng phản hồi tại các vị trí tương ứng với các cao độ thủy

trực khác nhau trong 12 kịch bản được trình bày trên các hình từ Hình 3-1 đến Hình 3-4.

Ứng với cùng một điều kiện biên sóng, sự phân bố của dòng phản hồi có sự khác nhau

tại các vị trí do ảnh hưởng của kết cấu đê biển, có tường đỉnh hay không tường đỉnh, đê

thấp có sóng tràn hay đê cao không có sóng tràn.

Kết quả thí nghiệm cho thấy sự phân bố dòng phản hồi trên mặt cắt ngang trước chân

đê có dạng parabol, giống với xu thế của các nghiên cứu trước như Svendsen (1984),

Steezel (1993), Stive (1986), Nam (2013)… vùng sóng đổ tiêu tán nhiều năng lượng

nhất tương ứng với vùng có vận tốc dòng phản hồi lớn hơn vùng lân cận ở sát chân đê

và ở ngoài xa phía biển. Đối với đê không tràn, vận tốc dòng phản hồi ở sát đáy với kịch

bản mực nước thấp (Rc = 25cm hay độ sâu nước gần bản tạo sóng d = 65cm) lớn hơn

kịch bản mực nước cao (Rc = 20cm hay d = 70cm). Phân bố dòng phản hồi lớn nhất tập

trung trong khoảng từ 1m đến 2m tính từ chân đê. Đối với đê thấp không tường đỉnh thì

dòng sát đáy về cơ bản giống với trường hợp đê không tràn, riêng kịch bản độ dốc sóng

nhỏ, mực nước cao thì dòng chảy sát đáy lại nhỏ. Nói chung độ lớn dòng phản hồi trong

trường hợp đê này nhỏ hơn, các thủy trực có dòng phản hồi lớn nhất cách chân đê khoảng

1÷1,5m. Tương tự như vậy đối với đê có tường đỉnh dòng phản hồi được xem là nhỏ

hơn so với hai kịch bản kia do ảnh hưởng của sóng phản xạ, khu vực có dòng phản hồi

Hình 3-1. Phân bố tốc độ dòng phản hồi của các trường hợp thí nghiệm D65H15T19

Hình 3-2. Phân bố tốc độ dòng phản hồi của các trường hợp thí nghiệm D65H17T16

Hình 3-3. Phân bố tốc độ dòng phản hồi của các trường hợp thí nghiệm D70H15T19

lớn nhất cách chân đê khoảng 0,5 ÷1,5m.

Hình 3-4. Phân bố tốc độ dòng phản hồi của các trường hợp thí nghiệm D70H19T165

Vùng sóng vỗ (swash) xuất hiện giá trị vận tốc sát đáy theo chiều ngược dòng phản hồi

đặc biệt ở kịch bản độ dốc nhỏ (H = 0,15m, T = 1,9s) đối với trường hợp đê không tràn

và đê không tường đỉnh. Khi đê có tường đỉnh thì hầu hết các kịch bản biên thủy lực đều

thấy ở sát đáy dòng chảy cùng chiều dòng do sóng ở trên. Về độ lớn dòng phản hồi vùng

swash giảm dần từ kịch bản đê không tràn (tại mái đê, điểm cao độ lớn nhất đo đạc: Umax

= 5,34 cm/s), đến không tường đỉnh (Umax = 4,49 cm/s) và nhỏ nhất là đê có tường đỉnh

(Umax = 3,09 cm/s). Đây là vùng có ảnh hưởng của sự phản xạ sóng cao nhất. Tại vị trí

chân đê, độ lớn lớn nhất của dòng sát đáy ngược dòng phản hồi đối với đê không tràn là

(Usmax = 3,81cm/s), với đê không tường đỉnh là (Usmax = 3,06cm/s) và đê có tường đỉnh

là (Usmax = 4,25cm/s).

Theo kết quả này, yếu tố kết cấu của công trình đê biển có ảnh hưởng đến sự phân bố

của dòng phản hồi theo vị trí và độ lớn. Hay nói cách khác thì dòng phản hồi trước chân

đê biển chịu ảnh hưởng của sự tương tác giữa sóng với công trình. Phần sau sẽ trình bày

đánh giá sự ảnh hưởng của kết cấu đê biển đến dòng phản hồi thông qua dòng phản hồi

trung bình thực tính. Với công trình đê có kết cấu tạo ra sự phản xạ lớn, dòng chảy nhỏ

hơn so với công trình đê có kết cấu với hệ số phản xạ thấp hơn.

3.2.1.2 Đánh giá ảnh hưởng của kết cấu công trình đến dòng phản hồi trung bình

Những kết quả đo đạc dòng chảy phản hồi ở phần trên cho thấy kết cấu của đê có ảnh

hưởng nhiều đến yếu tố này trước chân đê. Mục này tập trung trình bày những đánh giá

sự ảnh hưởng của kết cấu đê đến biến đổi dòng phản hồi trung bình trên mặt cắt ngang

đê. Ứng với cùng điều kiện biên thủy lực, địa hình bãi và độ dốc mái, kết quả thu nhận

được dòng phản hồi trung bình tương đối trên toàn mặt cắt của các kịch bản đê thấp có

kết cấu tường đỉnh và không tường đỉnh được so sánh với đê cao không tràn như trên

các hình từ Hình 3-5 đến Hình 3-8. Trong đó Utb là vận tốc dòng phản hồi trung bình

thủy trực; c, L là vận tốc truyền sóng và chiều dài sóng tại vị trí thủy trực, x là vị trí tính

từ mép nước.

Xu thế chung cho tất cả các kịch bản là dòng phản hồi trung bình thủy trực trong trường

hợp đê thấp có tường đỉnh rõ ràng nhỏ hơn so với các trường hợp đê thấp không tường

đỉnh. Và trong hai trường hợp đê thấp có tràn này lại nhỏ hơn so với trường hợp đê cao

không tràn. Độ lớn của dòng phản hồi trung bình tương đối (Utb/c) có xu thế tăng dần từ

mép nước đến vị trí khoảng bằng từ 0,5 - 0,7 lần chiều dài sóng rồi lại tăng trở lại. Đây

chính là vùng sóng đổ và tiêu tán nhiều năng lượng sóng nhất cho dịch chuyển của phần

tử nước. Xu thế này tạo ra gradient vận tốc trung bình kéo theo đó là sự vận chuyển bùn

cát từ chân đê ra xa bờ, khi gặp dòng chảy nhỏ trở lại bùn cát sẽ bồi lắng tạo thành cồn

cát ngầm.

Mức độ chênh lệch vận tốc dòng phản hồi giữa các trường hợp kết cấu khác nhau giảm

dần từ bờ ra ngoài biển. Tính từ vị trí x = 0,6L vào đến mép nước, kịch bản biên thủy

lực D70H19T175 cho mức độ chênh lệch vận tốc lớn nhất và kịch bản D65H17T16 là

nhỏ nhất.

Vùng sát chân đê, vận tốc dòng phản hồi của các kịch bản có sự khác biệt nhỏ so với xu

thế trên chẳng hạn như kịch bản D65H15T19 thì ở gần vị trí x = 0,3L vận tốc trung bình

tương đối của đê cao không tràn lại nhỏ hơn so với kịch bản đê thấp. Kịch bản

D65H17T16 ở quanh vị trí x = 0,5L, vận tốc dòng phản hồi của kịch bản đê thấp không

Hình 3-5. Ảnh hưởng của công trình đến dòng chảy trung bình- các thí nghiệm D65H15T19

tường đỉnh lại nhỏ hơn so với kịch bản đê có tường đỉnh.

Hình 3-6. Ảnh hưởng của công trình đến dòng chảy trung bình- các thí nghiệm D65H17T16

Hình 3-7. Ảnh hưởng của công trình đến dòng chảy trung bình- các thí nghiệm D70H15T19

Hình 3-8. Ảnh hưởng của công trình đến dòng chảy trung bình- các thí nghiệm D70H19T165

Như vậy thông qua sự ảnh hưởng tới cân bằng động lượng, sóng phản xạ làm thay đổi

không những cấu trúc của dòng phản hồi mà còn thay đổi vận tốc dòng phản hồi trung

bình theo phương ngang bãi trước đê. Ngoài ra khi có sóng tràn qua đê, thì cân bằng

dòng khối lượng cũng thay đổi kéo theo sự biến đổi của dòng phản hồi. Trong nghiên

cứu này, ảnh hưởng của sóng tràn cũng được kế tới nhưng một các tổng hợp và gián tiếp

thông qua ảnh hưởng của sóng phản xạ. Sóng tràn lớn thì sóng phản xạ giảm và ngược

lại [107]. Có thể thấy ảnh hưởng của kết cấu công trình đê và mái kè tới dòng phản hồi

đều được phản ánh thông qua ảnh hưởng của sóng phản xạ. Ở phần tiếp theo sẽ trình

bày sự ảnh hưởng này đối với dòng phản hồi.

3.2.2 Phân tích đánh giá ảnh hưởng của sóng phản xạ đến dòng phản hồi

Từ cặp chuỗi số liệu đo đạc dao động mực nước và vận tốc dòng nước tại 9 vị trí dọc

theo mặt cắt như đã trình bày ở mục ”Bố trí thí nghiệm”, theo công thức (2-6), tiến hành

phân tích tính toán hệ số phản xạ sóng (Kr,x) cho 11 kịch bản. Hình 3-9 thể hiện kết quả

sự biến đổi của hệ số phản xạ Kr,x theo khoảng cách tương đối x/L (với L là chiều dài

sóng). Kết quả cho thấy hệ số phản xạ Kr,x có xu thế giảm dần khi ra xa công trình, đặc

biệt giảm mạnh từ vị trí mép nước đến vị trí khoảng x/L < 0,75 và tiệm cận tới một giá

Hình 3-9 Phân bố hệ số phản xạ Kr theo khoảng cách tương đối x/L ở lân cận phía trước công trình

trị không đổi ở khoảng cách x/L đủ lớn (x/L >> 1,0).

Mặt khác, từ số liệu đo đạc chiều cao sóng, áp dụng công thức (2-1), tính toán tỷ số giữa

chiều cao sóng tổng Hm0,x so với chiều cao sóng tới Hm0i,x tại vị trí xem xét thay đổi theo

khoảng cách tương đối x/L ở lân cận phía trước công trình. Kết quả tính toán được thể

Hình 3-10 Tỷ số giữa chiều cao sóng tổng và chiều cao sóng tới Hm0,x/Hm0i,x thay đổi theo khoảng cách tương đối x/L ở lân cận phía trước công trình

hiện trên Hình 3-10.

Kết quả sự biến đổi của hệ số phản xạ theo khoảng cách tương đối trong phạm vi lân

cận phía trước công trình cho thấy một xu thế biến đổi chung rất rõ ràng giữa các trường

hợp thí nghiệm với tính chất tương tự như với tỉ số chiều cao sóng Hm0,x/Hm0i,x đó là hệ

số phản xạ tăng nhanh ở khu vực gần sát công trình, giảm dần theo hướng ra phía biển

và tiệm cận một giá trị không đổi ở biên phía ngoài. Biên phía ngoài này của hệ số phản

xạ chính là vị trí chân công trình (thường ở khoảng cách x/L  1 - 2, được lấy là vị trí

xác định sóng tới trước công trình trong tính toán thiết kế công trình đê, kè). Lấy hệ số

phản xạ tại biên này (kí hiệu Kr,0) làm giá trị chuẩn hóa, tỷ số giữa hệ số phản xạ Kr,x

cục bộ và Kr,0 (tỷ số Kr,x/Kr,0) được thể hiện trên Hình 3-11. Lúc này sự phân tán về số

liệu thí nghiệm giữa các trường hợp (so với các kết quả trên Hình 3-9 và Hình 3-10) đã

không còn và quy luật biến đổi của hệ số phản xạ theo vị trí ở phạm vi lân cận công trình

Hình 3-11 Phân bố hệ số phản xạ Kr cục bộ theo khoảng cách tương đối x/L ở lân cận phía trước công trình

được thể hiện rõ ràng hơn.

Sự biến đổi (gia tăng) của chiều cao sóng tổng so với sóng tới phản ánh qua sự biến đổi

của hệ số sóng phản xạ ở lân cận phía trước công trình cũng đã được quan sát phát hiện

thấy ở nhiều nghiên cứu trước đây như Gert Klopman và van der Meer (1999), Goda

(2000). Tuy nhiên, tùy theo khả năng hấp thụ sóng quy định bởi các đặc điểm hình học

kết cấu của công trình và các điều kiện thủy lực (sóng, mực nước) mà tính chất sóng

phản xạ có thể rất khác nhau. Goda (2000) cho rằng, đối với công trình tường đứng, sự

biến đổi này chỉ giới hạn trong phạm vi khoảng 1 chiều dài sóng tính từ vị trí công trình

(x/Lp  1.0, Lp là chiều dài sóng địa phương dựa theo chu kỳ đỉnh phổ Tp). Gert Klopman

và van der Meer (1999) lại cho thấy đối với sóng phổ hẹp thì phạm vi này có thể lên tới

hai lần chiều dài sóng (x/Lp  2,0).

Áp dụng công thức của Klopman và van der Meer (1999) về sự biến đổi của tỷ số chiều

(3-1)

cao sóng Hm0,x/Hm0i,x trong phạm vi lân cận phía trước công trình:

Trong đó Fx(x/L) là hàm số của khoảng cách tương đối x/L phản ánh tính chất phân bố

(3-2)

của hệ số phản xạ. Các giá trị tiệm cận tại các biên của hàm Fx này như sau [107]:

(3-3)

Từ các phương trình(2-1), (3-1) và (3-2) , có thể rút ra:

Từ phương trình (3-3) với các số liệu đo đạc về tỷ số Kr,x/Kr,0 và hệ số phản xạ tại biên

Hình 3-12 Kết quả phân tích hồi quy hàm phân bố Fx (x/L)

Kr,0, quan hệ Fx ~ x/L có thể được xác định. Kết quả được thể hiện trên Hình 3-12.

(3-4)

Phân tích hồi quy hàm Fx(x/L) với các số liệu thực nghiệm và xét tới các giá trị tiệm cận

) = exp (−6,65 ) 𝐹𝑥 ( tại biên cho kết quả hàm phân bố như sau (R2 = 0,55): 𝑥 𝐿 𝑥 𝐿

Các phương trình (3-1) và (3-4) có thể được sử dụng để xác định hệ số phản xạ Kr,x và

theo đó là chiều cao sóng tới Hm0i,x tại các vị trí trong phạm vi lân cận phía trước công

trình. So sánh về hệ số phản xạ Kr,x thể hiện trên Hình 3-13 cho thấy có sự phù hợp rất

Hình 3-13 So sánh giữa kết quả tính toán và đo đạc hệ số phản xạ sóng Kr,x

tốt giữa các kết quả tính toán và đo đạc trong thí nghiệm (R2 = 0,86).

Hàm tương quan của hệ số phản xạ này sẽ được sử dụng để tính toán sự ảnh hưởng sóng

phản xạ đến sự biến đổi của dòng phản hồi trong mô hình toán.

3.2.3 Phân tích kết quả quan trắc xói chân đê trên mô hình lòng động

3.2.3.1 Kết quả đo đạc thay đổi địa hình đáy

Kết quả đo đạc sự thay đổi lòng dẫn trước và sau khi chịu tác động của 3000 con sóng

cho 60 kịch bản thiết kế được trình bày trên các hình từ Hình B–1 đến Hình B-11 trong

phụ lục B. Có thể nhận thấy sự thay đổi địa hình đáy trong các kịch bản chủ yếu diễn ra

trong khoảng 2m trước chân đê đối với độ dốc bãi 1/100 và mở rộng hơn đến 3m đối

với độ dốc bãi 1/40. Xu thế chung của biến đổi địa hình đáy có dạng yên ngựa, đa số

các hố xói xuất hiện ngay sát chân đê (đến khoảng cách 0,2 - 0,4m đối với độ dốc bãi

1/100 và 0,4 – 0,9 m đối với độ dốc bãi 1/40), sau đó đoạn bồi rộng khoảng vài 50cm

đến 1m và tiếp đó là đoạn xói cũng có bề rộng tương đương vậy. Đoạn tiếp theo đoạn

xói thứ 2 trở ra thì xu thế mặt cắt khá ổn định với các sóng cát tự nhiên. Chiều sâu hố

xói lớn nhất của các kịch bản dao động khá lớn từ 5mm đến 45mm. Đây là kết quả của

sự tương tác giữa đặc trưng sóng với công trình đê biển.

Các kịch bản với độ dốc bãi 1/100, mức độ xói bồi không nhiều, đặc biệt với đê cao

không tràn hay đê thấp không tường đỉnh có mái nhám, độ sâu hố xói lớn nhất Smax nhỏ

hơn 10mm nằm ở vị trí cách chân đê khoảng 1m và 1,7m tương ứng. Các kịch bản của

đê thấp, mái trơn và kịch bản đê thấp có tường đỉnh cho kết quả hố xói lớn nhất tại chân

đê. Chiều sâu hố xói lớn nhất là 22mm với đê mái trơn có tường đỉnh tương ứng với

kịch bản sóng cao H19T165 và ở cả hai độ sâu nước 70, 75cm đều có giá trị độ sâu hố

xói lớn nhất tương đương. Với cùng kịch bản đặc trưng sóng, đê thấp mái nhám có tường

đỉnh cho độ sâu hố xói lớn nhất (17mm) lớn hơn so với đê thấp mái trơn không có tường

đỉnh (14mm), đồng thời đê thấp mái nhám có chiều sâu hố xói lớn nhất ứng với kịch

bản độ sâu nước d = 75cm, trong khi đê thấp mái trơn có chiều sâu hố xói lớn nhất ứng

với độ sâu nước d = 70cm.

Vùng bồi ngày sau đoạn xói sát chân đê có phạm vi từ 0,3 ÷ 0,7m và chiều cao lớn nhất

khoảng 10mm. Phạm vi của đoạn xói tiếp theo đoạn bồi này rộng hơn so với đoạn xói ở

tại chân đê, có thể gấp 1,5 - 2 lần.

Theo kết quả đo đạc, năng lượng sóng đến vị trí cách chân đê chừng một lần chiều dài

sóng vùng nước sâu (L0) là không có sự biến đổi nhiều, nhưng khi tương tác với các

kiểu kết cấu công trình đê khác nhau sẽ cho kết quả độ sâu và phạm vi hố xói khác nhau.

Kết quả này cho thấy tường đỉnh ảnh hưởng đến chiều sâu hố xói khá nhiều mặc dù nó

làm giảm đi vận tốc của dòng phản hồi như đã đề cập trong mục trên, nhưng độ sâu hố

xói tăng lên do tác động của sóng phản xạ làm xuất hiện nhiều các chuyển động rối hơn.

Đối với độ dốc bãi 1/40 xu thế xói bồi cũng gần tương tự như độ dốc bãi 1/100 với cùng

các kịch bản thủy lực như nhau. Có sự khác biệt về độ lớn và phạm vi hố xói bồi ở kịch

bản mực nước thấp, độ dốc sóng nhỏ D65H15T19, xói sâu hơn và rộng hơn so với kịch

bản mực nước cao hơn, sóng lớn hơn và dốc hơn. Đặc biệt trường hợp đê cao không

tràn, mái đê 1/4 thì bồi sát chân đê và hố xói bị đẩy ra xa cách chân đê 1,3m và có độ

lớn gấp hai so với các kịch bản khác, còn kịch bản đê thấp không tường đỉnh có độ sâu

hố xói ở chân đê sâu hơn ba lần.

Có thể thấy kịch bản D65H15T19 có độ sâu hố xói lớn nhất nên phần bồi tiếp theo đó

cũng cao hơn, điểm bồi cao nhất là 25mm trong khi các kịch bản kia bồi dưới 10 ÷15mm.

So với mái đê m = 4, mái đê m = 3 có phạm vi xói lớn hơn từ 1,2 ÷ 1,8 lần cả về độ sâu

lẫn độ rộng của hố xói. Trong trường hợp có tường đỉnh, độ sâu hố xói lớn nhất của mái

m = 3 lên đến 45mm so với 25mm của đê mái m = 4.

Với đê thấp mái m = 3, phạm vi hố xói tại chân đê có sự phân tách làm hai nhóm đối

với đặc trưng sóng H17T156 và H19T165 mà không phụ thuộc nhiều vào độ sâu nước

70cm hay 75cm. Đặc trưng sóng lớn hơn H19T165 cho phạm vi hố xói lớn hơn khoảng

hai lần so với đặc trưng sóng nhỏ hơn H17T156. Trong kịch bản có tường đỉnh chiều

sâu hố xói của sóng lớn này còn sâu hơn so với kịch bản D65H15T19, dù bề rộng hẹp

hơn.

Từ kết quả đo đạc trên cho thấy sự biến đổi địa hình đáy ở khu vực chân đê biển rất phức

tạp phụ thuộc rất nhiều vào đặc điểm kết cấu đê (như tường đỉnh hay không tường đỉnh,

mái nhám hay mái trơn, dốc hơn hay thoải hơn), biên thủy lực (đặc trưng sóng kết hợp

với độ sâu nước) và sự tương tác giữa sóng với đê. Xu thế chung là xói chân đê, bùn cát

được mang ra xa bờ hơn tạo thành cồn cát, sau đó đến đoạn xói nông hơn và ổn định, xu

thế này cũng phù hợp với những nghiên cứu trước.

3.2.3.2 Đánh giá các yếu tố ảnh hưởng đến chiều sâu hố xói chân đê

Quá trình xói chân đê và hạ thấp bãi trước là kết quả của sự tương tác giữa các yếu tố

thủy lực, đặc trưng bùn cát và kết cấu công trình đê. Các công thức tính chiều sâu hố

xói hiện nay thường phụ thuộc vào đặc trưng sóng ở vùng nước sâu và độ sâu nước tại

chân công trình các nghiên cứu của US Army (1984), Fowler (1992), Wallingford

(2006) [114] [71] [72], [73] hay từ kinh nghiệm thực tế, chiều sâu này bằng 0,5 ÷ 1 lần

chiều cao sóng ý nghĩa như Pilarczyk (1998) [5]. Để hiểu hơn về cơ chế xói lở chân đê

mái nghiêng trong điều kiện bão, mục này trình bày đánh giá những ảnh hưởng của các

yếu tố kết cấu công trình và điều kiện thủy lực đến độ sâu hố xói tại chân đê.

1) Ảnh hưởng của tường đỉnh

Với cùng điều kiện biên thủy lực, kịch bản kết cấu đê cao không tràn có độ sâu hố xói

nhỏ hơn rất nhiều so với đê thấp cho phép tràn. Hình 3-14 biểu diễn so sánh chiều sâu

hố xói lớn nhất tương đối của đê thấp có tường đỉnh và đê thấp không tường đỉnh. Mỗi

kết cấu đê có năm đến sáu điều kiện biên sóng kết hợp với mực nước ứng với hai kịch

bản độ dốc bãi. Hầu hết các kịch bản đê có tường đỉnh cho giá trị độ sâu hố xói lớn nhất

tương đối lớn hơn từ 1,2 ÷ 2 lần so với đê không có tường đỉnh. Điều này cho thấy tường

đỉnh có ảnh hưởng quan trọng đến độ sâu hố xói lớn nhất tương đối tại chân đê. Xu thế

chung của những kịch bản thủy lực cho kết quả hố xói lớn ở kịch bản đê trơn có tường

đỉnh cũng cho hố xói lớn ở kịch bản đê trơn không tường đỉnh.

Cũng theo kết quả trên Hình 3-14 này có thể thấy, với cùng đặc điểm mái đê trơn, ảnh

hưởng của độ dốc mái đê đến hố xói nhiều hơn so với độ dốc bãi đê bởi một số kịch bản

độ dốc bãi 1/40 cho độ sâu hố xói lớn nhất tương đối nhỏ hơn so với độ dốc bãi 1/100.

Mái đê trơn m = 3 cho kết quả hố xói lớn hơn nhiều so với mái đê trơn m = 4.

Mái nhám được xem là yếu tố làm giảm sự phản xạ sóng, lưu lượng sóng tràn, dòng

chảy nên nó làm giảm độ sâu hố xói. Ba trên sáu kịch bản mái đê nhám cho kết quả hố

Hình 3-14. So sánh độ sâu lớn nhất tương đối giữa đê thấp có và không có tường đỉnh

xói của kịch bản không tường đỉnh lớn hơn và bằng so với kịch bản có tường đỉnh.

Một ảnh hưởng quan trọng của tường đỉnh đến điều kiện thủy lực trước chân đê đó là

làm gia tăng sóng phản xạ, tăng chuyển động rối và do đó gia tăng chiều sâu hố xói chân

đê gây mất ổn định mái kè. Hình 3-15 thể hiện sự phụ thuộc của độ sâu hố xói tương đối

vào hệ số phản xạ của 60 kịch bản mô phỏng. Ở đây hệ số phản xạ ở vị trí trước chân đê

biển khoảng 1 lần chiều dài sóng nước sâu được tính toán dựa trên 3 chuỗi số liệu đo

đạc sóng của 3 trạm đo như Hình 2-8. Mô hình lòng động với mái đê m=4 và độ dốc bãi

1/100 . Có thể thấy rõ ràng sự gia tăng chiều sâu hố xói trước đê theo sự gia tăng sóng

Hình 3-15 Ảnh hưởng của hệ số phản xạ đến độ sâu hố xói lớn nhất tương đối

phản xạ khi đê có tường đỉnh.

2) Ảnh hưởng của lưu lượng sóng tràn

𝑞

Hình 3-16 biểu diễn mối quan hệ giữa độ sâu hố xói tương đối với lưu lượng sóng tràn

3 √𝑔𝐻𝑠

không thứ nguyên (q là lưu lượng tràn trung bình, g là gia tốc trọng trường, Hs là

Hình 3-16 Ảnh hưởng của lưu lượng sóng tràn đến độ sâu hố xói

chiều cao sóng tại vị trí trước chân đê).

Kịch bản đê cao không có sóng tràn. Kết quả của kịch bản đê thấp cho thấy sự ảnh hưởng

của lưu lượng sóng tràn đến chiều sâu hố xói lớn nhất không rõ ràng bởi sự phân tán của

các điểm. Kịch bản có tường đỉnh hố xói lớn nhưng lưu lượng tràn không nhiều do nước

bị hắt trở lại, trong khi kịch bản không có tường đỉnh thì lượng nước tràn qua nhiều mà

độ sâu hố xói không lớn. Sở dĩ như vậy là vì sóng phản xạ có ảnh hưởng chi phối tới

dòng phản hồi và do đó tới chiều sâu hố xói chứ không phải sóng tràn.

3) Ảnh hưởng của độ sâu nước tương đối

Độ sâu nước ở trước chân đê có ảnh hưởng rất nhiều đến điều kiện thủy động lực học

tại chân đê và liên hệ mật thiết đến chiều sâu hố xói. Sự biến đổi của độ sâu nước tương

đối d/L0 (d là độ sâu nước tại chân đê và L0 là chiều dài sóng vùng nước sâu) so với độ

sâu hố xói tương đối được trình bày trên Hình 3-17. Có thể thấy xu hướng chung là độ

sâu hố xói tương đối giảm khi độ sâu nước tương đối tăng. Điều này phù hợp với những

nghiên cứu trước đây như Mutlu Sumer (2002), HR Wallingford (2006), Vũ Minh Cát

(2008) [115] [73] [3]. Khi mực nước cao hơn, đa phần sóng lớn vỡ trên mái công trình,

trong khi mực nước thấp hơn vỡ gần chân đê hơn. Với kịch bản có độ sâu nước tương

đối >0,085 cho mức độ chênh lệch độ sâu hố xói ít hơn so với các kịch bản có độ sâu

Hình 3-17 Ảnh hưởng của độ sâu nước tương đối đến độ sâu hố xói

nước tương đối <0,85.

4) Ảnh hưởng của chỉ số sóng vỡ Iribarren

Chỉ số sóng vỡ Iribarren đặc trưng cho phản ứng của sóng lên mái dốc hay đó chính là

sự tương tác của sóng với công trình, được tính theo công thức của Battjes (1974) [64].

Có thể thấy chỉ số sóng vỡ Iribarren liên quan đến sóng tràn, sóng phản xạ và do đó nó

liên quan đến chiều sâu hố xói. Kết quả thí nghiệm thu được sự biến đổi của độ sâu hố

xói tương đối theo chỉ số Iribarren được biểu diễn trên Hình 3-18. Xu thế chung của

Hình 3-18 Tương quan chỉ số sóng vỡ với độ sâu hố xói lớn nhất

quan hệ này đó là độ sâu hố xói tương đối tỉ lệ thuận với chỉ số sóng vỡ.

3.2.4 Nhận xét kết quả nghiên cứu trên mô hình vật lý máng sóng

Từ những kết quả nghiên cứu mô hình thí nghiệm trên máng sóng, có thể rút ra một vài

kết luận chính như sau:

a. Nghiên cứu dòng phản hồi trên mô hình lòng cứng

 Dòng phản hồi là kết quả của sự tương tác giữa sóng với kết cấu công trình đê tương

ứng với điều kiện mực nước khác nhau. Phân bố độ lớn dòng phản hồi lớn nhất cách

chân đê khoảng 0,5 ÷ 1m đối với đê có tường đỉnh, 1÷1,5m đối với đê có tràn không

tường đỉnh và 1÷2m đối với đê không tràn.

 Độ lớn của dòng phản hồi trung bình tương đối (Utb/c) có xu thế tăng dần từ mép

nước đến vị trí khoảng bằng từ 0,5 ÷ 0,7 lần chiều dài sóng, tạo ra gradient vận tốc

trung bình kéo theo đó là sự vận chuyển bùn cát từ chân đê ra xa bờ, khi gặp dòng

chảy nhỏ trở lại bùn cát sẽ bồi lắng tạo thành cồn cát.

 Hệ số phản xạ tính từ số liệu đo đạc trong các kịch bản mô phỏng giảm dần từ mép

nước đến vị trí khoảng 0,75 lần chiều dài sóng rồi tiệm cận đến giá trị không đổi.

 Yếu tố kết cấu công trình ảnh hưởng đến dòng phản hồi ở hai yếu tố trong hệ phương

trình mô phỏng chuyển động của chất lỏng: Lượng nước tràn trong phương trình cân

bằng khối lượng và hệ số phản xạ sóng trong phương trình cân bằng động lượng. Đây

là hai yếu tố quan trọng cần phải xem xét khi xét đến ảnh hưởng của kết cấu đê biển

đến dòng phản hồi cũng như vận chuyển bùn cát ngang bờ. Tuy nhiên, ảnh hưởng của

sóng phản xạ mang tính chi phối và ảnh hưởng của sóng tràn có thể được kể tới một

cách gián tiếp thông qua ảnh hưởng của sóng phản xạ.

 Việc đo đạc dòng phản hồi ngoài thực tế hiện trường vô cùng khó khăn nên kết quả

thực hiện thí nghiệm trong máng sóng là giải pháp hữu hiệu cho thấy sự phân bố, cấu

trúc dòng phản hồi ứng với các điều kiện khác nhau.

b. Nghiên cứu hố xói trên mô hình lòng động

- Xói lở chân đê là một vấn đề phức tạp, phụ thuộc vào rất nhiều tham số gồm cả yếu

tố thủy lực, bùn cát, kết cấu công trình và sự tương tác giữa sóng với công trình đê.

Xu thế chung cho các kịch bản mô phỏng trong thí nghiệm lòng động là xói chân đê

và hình thành cồn cát nhỏ phía ngoài và tiếp đó là hố xói nông rồi ra đoạn ổn định.

Vùng có biến động lòng dẫn trong khoảng 2m tính từ chân đê. Kết quả này khá phù

hợp với xu thế chung và theo kết quả đo đạc của một số nghiên cứu trước đây.

- Kết quả quan sát thí nghiệm cho thấy sóng chủ yếu vỡ trên mái đê và kết quả phân

tích cho thấy độ sâu hố xói lớn nhất tương đối tỉ lệ thuận với chỉ số sóng vỡ và xu thế

này cũng hợp lý bởi nó liên quan cả tới độ dốc của mái đê. Sự ảnh hưởng của lưu

lượng tràn đến chiều sâu hố xói lớn nhất tương đối không rõ ràng.

- Kích thước hố xói chân đê phụ thuộc rất nhiều vào độ dốc của bãi hay độ sâu nước

trước đê. Độ dốc của bãi có vai trò quan trọng, ảnh hưởng đến các đặc trưng của sóng,

đặc biệt là tạo ra hiện tượng sóng vỡ ở các vị trí khác nhau dẫn đến vị trí của các vùng

xói khác nhau. Xu thế chung là mái càng dốc, xói càng nhiều hay độ sâu nước tương

đối càng nhỏ thì chiều sâu hố xói lớn nhất tương đối càng lớn.

- Sự có mặt của tường đỉnh làm gia tăng sóng phản xạ, dẫn đến giảm dòng chảy ở gần

chân đê nhưng lại làm tăng kích thước hố xói đáng kể. Điều này sẽ được chứng minh

làm rõ hơn kết quả nghiên cứu mô hình toán ở phần tiếp theo.

3.3 Kết quả phát triển cập nhật mô hình toán mô phỏng cấu trúc dòng phản hồi

và xói bồi chân đê biển

3.3.1 Phát triển cập nhật mô hình toán Wadibe-TC

Như mục 2.4.2 đã trình bày các vấn đề luận án sẽ cập nhật trong mô hình Wadibe-TC

và dựa trên kết quả nghiên cứu phân bố sóng phản xạ và ảnh hưởng của sóng phản xạ

đến sóng tới theo phương trình (3-1) và phương trình (3-4) trong mục 3.2.2, mô hình

Wadibe được cập nhật quan hệ phân bố của hệ số phản xạ theo các vị trí mặt cắt ngang

bãi tính theo mép nước. Ứng với mỗi loại kết cấu công trình và điều kiện biên sẽ có hệ

số Kr0 khác nhau. Đưa các công thức này để tính chiều cao sóng tính toán trong module

thủy lực và hệ số sóng vỡ trong công thức tính hệ số xáo trộn bùn cát của module hình

thái lòng dẫn đáy. Trong phần khai báo đầu vào sóng và mực nước của mô hình Wadibe-

TC sẽ cần nhập thêm hệ số phản xạ ở xa bờ như Hình 3-19.

Hệ số phản xạ xa bờ được lựa chọn theo công thức (1-15) của Zanuttigh (2008), phụ

thuộc vào chỉ số sóng vỡ và hệ số nhám của công trình [58]. Đối với công trình có cơ

đê hay tường đỉnh thì cần tính toán mái dốc quy đổi khi tính chỉ số sóng vỡ theo TAW

(2002) hay Thiều Quang Tuấn (2013) [82] [81].

3.3.2 Kết quả hiệu chỉnh và kiểm định

module sóng

3.3.2.1 Số liệu đầu vào mô hình

Số liệu địa hình mặt cắt trong mô hình có bãi

trước đê có độ dốc 1:40, mái kè đê biển có hệ

số mái đê m = 3, đỉnh đê được thiết kế cho ba

kịch bản kết cấu gồm trường hợp đê thấp có

tường đỉnh (1) với chiều cao đê là 80cm, tường

đỉnh cao 10cm, trường hợp đê thấp không tường

đỉnh (2) có chiều cao đê là 90cm và bề rộng

đỉnh đê là 40cm, trường hợp đê cao không tràn

(3). Số liệu biên sóng và mực nước cho 12 kịch

Hình 3-19 Dữ liệu đầu vào module thuỷ lực của mô hình Wadibe-TC

bản được trình bày trên

Bảng 3-1. Mỗi kịch bản kết cấu đê sẽ có 2 độ sâu nước ở vùng nước sâu và các điều kiện

sóng khác nhau. Số liệu biên sóng của mô hình 2 chiều là số liệu đo đạc sóng tổng cộng

của đầu đo tại vị trí trước bãi biển, chiều cao sóng quân phương Hrms ứng với độ sâu

Bảng 3-1. Số liệu biên sóng và mực nước

nước tại đó là d0.

3.3.2.2 Kết quả hiệu chỉnh và kiểm định mô hình

Trong mô hình thủy động lực học việc hiệu chỉnh và kiểm định mô hình rất quan trọng

để xác minh sự phù hợp của kết quả tính toán với số liệu thực tế đo đạc. Hiệu chỉnh các

tham số để có kết quả phù hợp nhất. Các giá trị của tham số này được trình bày trên

Bảng 3-2. Mỗi tham số có ảnh hưởng nhất định đến kết quả mô phỏng được đánh giá

qua độ nhạy của mô hình trong mục sau. Kết quả so sánh giữa chiều cao sóng thực đo

Bảng 3-2. Các tham số được hiệu chỉnh

và mô phỏng được trình bày trên các hình từ Hình 3-20 đến Hình 3-22.

Yếu tố

Số TT 1 2 3 4 Giá trị 0,1 1,0 0,01 0,7 Độ dốc mặt sóng vỡ β0 Hệ số tiêu tán năng lượng D Hệ số ma sát f Hệ số sóng vỡ 

Hình 3-20. Kết quả mô phỏng và đo đạc chiều cao sóng - kịch bản đê cao không tràn

Hình 3-21. Kết quả mô phỏng và đo đạc chiều cao sóng - kịch bản đê thấp không tường đỉnh

Hình 3-22. Kết quả mô phỏng và đo đạc chiều cao sóng - kịch bản đê thấp có tường đỉnh

Với cùng bộ thông số của mô hình trong Bảng 3-2. Các tham số được hiệu chỉnh, tất cả

các kịch bản mô phỏng đều cho kết quả khá phù hợp với số liệu chiều cao sóng tổng

cộng trong máng sóng cho cả mô hình đê cao và đê thấp, đặc biệt trong vùng sóng vỡ

các điểm đo đạc rất sát với giá trị tính toán. Mô hình tính sóng chưa đề cập đến vùng

sóng vỗ (swash), các điểm sát chân đê trong phạm vi 0,5m, nên hầu hết các trường hợp

kịch bản giá trị tính toán nhỏ hơn giá trị thực đo. Tuy vậy về xu thế giá trị tính toán cũng

có sự gia tăng tương ứng.

Kết quả mô phỏng từ mô hình cho thấy trước khi sóng vào bãi, chiều cao sóng không

đổi so với biên. Khi sóng đi vào bãi do hiện tượng hiệu ứng nước nông làm cho chiều

cao sóng lớn hơn một chút ở vị trí giữa bãi và sau đó chiều cao sóng giảm khi vào vùng

sóng vỡ trước chân đê, vùng swash chiều cao sóng lại tăng lên.

Trong mô hình tính toán có kể đến nước dềnh do sóng, tuy nhiên nước dềnh trong các

kịch bản mô phỏng này khá nhỏ.

3.3.2.3 Đánh giá độ nhạy của mô hình sóng

Mỗi tham số trong mô hình có ảnh hưởng nhất định đến đặc trưng sóng. Độ nhạy của

các tham số trong mô hình truyền sóng được trình bày trên các hình từ Hình C-1 đến

Hình C-5 trong phụ lục C, theo thứ tự giảm dần về độ nhạy. Số liệu thực đo chiều cao

sóng trong các hình này là kịch bản số 2 với đê cao không tràn. Theo kết quả này, tham

số nhạy nhất trong mô hình đó là hệ số sóng vỡ , hệ số tiêu tán năng lượng D ít nhạy

do sóng vỡ chiếm ưu thế và các thông số còn lại gần như không nhạy đối với kết quả

mô phỏng sóng. Walstra (2000) cũng đề nghị hiệu chỉnh 2 tham số hệ số sóng vỡ và hệ

số tiêu tán năng lượng khi kiểm định chiều cao sóng [116]. Đối với hệ số sóng vỡ có thể

sử dụng là hằng số hoặc có thể dùng quan hệ để xác định.

Như đã đánh giá trong phần tổng quan, vùng sóng vỡ là vùng khó mô phỏng nhất bởi có

nhiều công thức mô tả các hiện tượng sóng vỡ thông qua hệ số sóng vỡ nhất và việc lựa

chọn hệ số sóng vỡ phù hợp với điều kiện bài toán mô phỏng cần được đánh giá bởi đây

là tham số quan trọng làm giảm đáng kể năng lượng sóng. Từ kết quả biểu thị độ nhạy

của hệ số sóng vỡ ứng với các hệ số sóng vỡ khác nhau có thể thấy vùng bị ảnh hưởng

bởi hệ số sóng vỡ khá rộng, cỡ khoảng 7m từ chân đê. Cách xác định hệ số sóng vỡ dựa

trên điều kiện độ dốc sóng ở vùng nước sâu của Battjes (1985) hay lấy theo hằng số của

Battjes (2008) cho  lớn ( 0,8) hơn nên kết quả mô phỏng chiều cao sóng lớn hơn so

với số liệu đo đạc. Do đó hiệu chỉnh hệ số  khác nhau để lựa chọn phù hợp. Trong giá

trị  cho kịch bản này hệ số =0,7 phù hợp hơn so với các giá trị khác.

Mô hình cuộn sóng mô tả tốc độ truyền năng lượng từ sóng vỡ sang cuộn sóng (bọt nước

trắng phía đầu sóng) và từ cuộn sóng đến phần tử nước dưới sóng. Tham số độ dốc cuộn

sóng  được dùng để điều chỉnh tốc tộ truyền năng lượng trong module sóng không nhạy

nhưng nó lại quan trọng trong module dòng phản hồi. Bước tính toán dx cũng được kiểm

tra độ nhạy để đánh giá độ ổn định của mô hình.

3.3.3 Kết quả hiệu chỉnh và kiểm định module dòng chảy

3.3.3.1 Hiệu chỉnh và kiểm định mô hình dòng phản hồi

Phân bố của vận tốc dòng chảy theo phương đứng phụ thuộc vào phân bố của sự tiêu

tán năng lượng sóng vì nó xác định lượng rối mà được tạo ra do sóng. Hệ số nhớt được

sử dụng để hiệu chỉnh tối ưu dòng phản hồi. Đồng thời lực của sóng đóng vai trò quan

trọng đến dòng chảy, vì vậy các tham số sóng trong mô hình sóng vỡ, sóng cuộn cũng

được đề xuất hiệu chỉnh trong quá trình tối ưu dòng phản hồi [116]. Trong mục này trình

bày kết quả đánh giá sự ảnh hưởng của hệ số nhớt cũng như các tham số sóng trong hiệu

chỉnh và kiểm định mô hình mô phỏng phân bố dòng phản hồi tại các thủy trực. Kết quả

so sánh các giá trị khác nhau của các tham số ảnh hưởng đến phân bố dòng phản hồi với

số liệu đo đạc trong kịch bản thí nghiệm số 2 được trình bày trên các hình từ Hình C-6

đến Hình C-11 tại phụ lục C.

Độ nhớt rối được biết đến như là sản phẩm của quy mô và hình dạng cấu trúc của dòng

phản hồi [113]. Trong mô hình lựa chọn hàm hình dạng theo phân bố parabol, hệ số hiệu

chỉnh được chọn từ 0,05 đến 0,2 để đánh giá mức độ biến đổi trong phân bố dòng phản

hồi. Kết quả cho thấy khi hệ số nhớt tăng thì độ dốc của đường phân bố vận tốc dòng

phản hồi theo phương đứng càng tăng. Các đường này có giá trị không đổi ở khoảng cao

độ z = 0,15m. Tại bốn vị trí thủy trực gồm tại chân đê, cách chân đê 0,25, 0,5, 1,5, 2,5m

có sự biến đổi của dòng chảy ở phía dưới giá trị không đổi khá hội tụ và khá sát với giá

trị đo đạc. Bốn vị trí còn lại có mức độ biến đổi rộng hơn. Xét tổng thể thì hệ số hiệu

chỉnh trong công thức tính độ nhớt rối trung bình theo độ sâu của Battjes (1974) là 0,15,

0,2 cho kết quả phân bố vận tốc dòng phản hồi sát với số liệu đo đạc thực tế hơn so với

kiểm định của bộ số liệu LIP (0,05 ÷ 0,1).

Hai tham số sóng đại diện cho hai quá trình tiêu tán năng lượng có độ nhạy cao đối với

phân bố vận tốc dòng phản hồi nhiều nhất đó là hệ số sóng vỡ  và độ dốc mặt cuộn sóng

, hệ số tiêu tán năng lượng D ít nhạy và hệ số ma sát fw và bước tính dx không nhạy.

Các giá trị hệ số sóng vỡ cũng được lấy giống như khi kiểm định sóng, hệ số sóng vỡ

càng lớn cho phân bố của vận tốc dòng phản hồi càng lớn. Mặc dù hai công thức xác

định  của Battjes cho giá trị chiều cao sóng như nhau và cao hơn so với thực đo, nhưng

lại có phân bố dòng phản hồi chênh lệch nhau và tại điểm cách chân đê 1 và 1,5m khá

phù hợp với số liệu đo đạc.

Hệ số độ dốc mặt sóng  không nhạy đối với chiều cao sóng nhưng lại khá nhạy đối với

phân bố vận tốc dòng phản hồi. Hệ số độ dốc càng lớn cho phân bố vận tốc dòng phản

hồi càng lớn.

Nói chung kết quả mô phỏng từ mô hình toán phù hợp với số liệu đo đạc vùng sóng vỡ.

3.3.3.2 Kết quả mô phỏng vận tốc dòng phản hồi trung bình

Vận tốc trung bình theo độ sâu theo mặt cắt ngang được xác định từ thông lượng khối

lượng ngang bờ hay dựa trên chiều cao sóng và mô hình cuộn sóng. Đặc biệt trong vùng

sóng vỡ, mô hình cuộn sóng có ảnh hưởng đáng kể đến vận tốc dòng chảy bằng cách

đưa vào sự trễ trong chuyển năng lượng từ sóng đến phần tử nước. Nếu vận tốc theo

phương ngang cho thấy nước sự dịch chuyển về phía biển thì độ dốc của mặt nước sẽ

giảm. Đây là thành phần quan trọng quyết định độ lớn của dòng phản hồi. Mục này trình

bày kết quả đánh giá ảnh hưởng của kết cấu công trình đê biển đến vận tốc dòng phản

hồi trung bình thông qua quan hệ của hệ số phản xạ trong mục 3.2.2.

Kết quả mô phỏng vận tốc dòng phản hồi trung bình dọc theo mặt cắt ngang đê của 12

kịch bản tương ứng với ba loại kết cấu đê cao không tràn, đê thấp không tường đỉnh và

đê thấp có tường đỉnh so sánh với số liệu thực đo trong máng sóng được thể hiện trên

Hình 3-23. Vận tốc dòng phản hồi trung bình – đê cao không tràn

các hình từ Hình 3-23 đến Hình 3-25.

Hình 3-24. Vận tốc dòng phản hồi trung bình – đê thấp không tường đỉnh

Hình 3-25. Vận tốc dòng phản hồi trung bình – đê thấp có tường đỉnh

Dựa trên các kết quả đo đạc vận tốc có thể thấy vùng cách chân đê 0,5 ÷1,5m dòng chảy

trung bình đạt độ lớn cao nhất và giảm dần về phía đê nhiều hơn so với ra ngoài biển.

Nghĩa là phía gần đê có gradient vận tốc trung bình lớn hơn phía ngoài biển và vùng có

vận tốc lớn nhất tương ứng với sự tiêu tán năng lượng sóng nhiều nhất.

Kết quả mô phỏng vận tốc trung bình từ ngoài biển đến vị trí 0,5m cách chân đê khá tốt

trong khi vùng sát chân đê cho kết quả lớn hơn so với số liệu thực đo. Đặc biệt là vùng

sóng tiêu tán nhiều năng lượng như đã nhắc ở trên trong kịch bản số 2, 4, 5, 6, 8 có kết

quả rất gần với số liệu đo đạc. Kịch bản đê cao không tràn và kịch bản đê thấp không

tường đỉnh cho kết quả mô phỏng sát với thực tế hơn so với kịch bản đê thấp có tường

đỉnh. Tất cả các kịch bản đều có kết quả mô phỏng vận tốc dòng phản hồi trung bình lớn

hơn so với giá trị đo đạc trong máng, đặc biệt kịch bản mực nước cao và độ dốc sóng

nhỏ (D70H15T19) có kết quả lớn hơn nhiều nhất.

Như đã trình bày trong phần trên, kết cấu của công trình có ảnh hưởng đến độ lớn của

dòng phản hồi và kết quả mô phỏng ở đây đã chứng minh điều đó. Mặc dù chiều cao

sóng tổng cộng mô hình đã kiểm định khá tốt, nhưng vận tốc dòng chảy vẫn có sự sai

khác nhất là khi đê thấp có tường đỉnh. Khi có tính đến ảnh hưởng của sóng phản xạ thì

kết quả mô phỏng vận tốc dòng phản hồi trung bình cho kết quả tốt hơn rất nhiều. Ở các

kịch bản đê cao không tràn, sự chệnh lệch của vận tốc khi chưa tính hệ số phản xạ và có

tính hệ số phản xạ chênh lệch nhau không nhiều như trường hợp đê có tường đỉnh. Đặc

biệt vùng sóng đổ nhiều như ở các kịch bản 2, 4, 5, 6, 8 thì gần như không có gì thay

đổi trước và sau khi tính đến hệ số phản xạ.

Trong tất cả các kịch bản khi tính đến hệ số phản xạ cho kết quả ở vùng xa chân đê sát

với số liệu đo đạc hơn so với tại chân đê. Điều này còn lý do nữa là vùng sát chân đê

còn bị ảnh hưởng bởi yếu tố dòng rút và sóng tràn do sóng mà trong phương trình của

Wadibe-TC chưa tính toán đến.

3.3.3.3 Kết quả mô phỏng phân bố vận tốc dòng phản hồi có xét ảnh hưởng của kết cấu

đê biển (Wadibe TC - Cập nhật)

Trong điều kiện có xét đến sóng phản xạ thì thông lượng khối lượng do sóng phản xạ

được trừ đi trong phương trình thông lượng khối lượng tổng cộng và như vậy thì thông

lượng khối lượng bị giảm dẫn đến vận tốc dòng phản hồi cũng sẽ giảm theo. Tương tự

đối với ứng suất bức xạ do sóng và nước dềnh do sóng. Phản xạ càng lớn thì vận tốc

dòng phản hồi giảm càng nhiều. Mục này sẽ trình bày kết quả mô phỏng phân bố dòng

phản hồi khi chưa tính đến hệ số phản xạ và có kể đến hệ số phản xạ của 12 kịch bản

tương ứng với ba kết cấu đê nghiên cứu.

1) Kịch bản đê cao không tràn

Kịch bản đê cao không tràn cho kết quả khá đúng với số liệu đo đạc trong máng sóng

nhất, đặc biệt là vùng sóng vỡ tiêu tán nhiều năng lượng sóng nhất. Rất nhiều vị trí có

sự chênh lệch không đáng kể giữa tính toán và thực đo. Cũng hầu hết các vị trí trong các

kịch bản đê cao không tràn, khi tính đến hệ số phản xạ cho kết quả tốt hơn so với khi

chưa tính, ngoại trừ vị trí cách chân đê 1,0, 1,5m ở kịch bản số 2 và vị trí 5m ở kịch bản

Hình 3-26. Kết quả mô phỏng kịch bản 1- D65H15T19_CW0

số 4. Vị trí chân đê ở kịch bản số 1, 3,4 có vận tốc tính toán lớn hơn 2 lần so với đo đạc.

Hình 3-27. Kết quả mô phỏng kịch bản 2 - D65H17T16_CW0

Hình 3-28. Kết quả mô phỏng kịch bản 3- D70H15T19_CW0

Hình 3-29. Kết quả mô phỏng kịch bản 4 – D70H19T165_CW0

2) Kịch bản đê thấp không tường đỉnh

Phân bố vận tốc của dòng phản hồi trong kịch bản đê thấp không tường đỉnh cũng có xu

thế giống với đê cao không tràn, kết quả mô phỏng so với số liệu thực đo là phù hợp tốt,

đặc biệt khi tính đến hệ số phản xạ của công trình cho kết quả tốt hơn. Các kịch bản 5,

6, 8 có chênh lệch rất nhỏ giữa tính toán và thực đo với tính toán kể cả vị trí chân đê.

Riêng kịch bản số 7 có sự chênh lệch nhiều nhất (lên đến 0,017m/s), bởi có hệ số phản

xạ lớn hơn và lượng nước tràn cũng lớn nhất.

Khi có tính đến hệ số phản xạ, độ dốc của đường phân bố vận tốc dòng chảy có xu hướng

dốc hơn so với khi chưa tính toán đến, phần dưới cao độ 0,2 ÷ 0,25m cho giá trị vận tốc

nhỏ hơn, trong khi phần cao hơn cao độ đó cho giá trị lớn hơn. Ngoại trừ vị trí chân đê

ở kịch bản số 5, 6 có độ dốc của đường phân bố vận tốc không đổi và tại vị trí cách chân

đê 1m ở kịch bản số 8 cho kết quả hai đường phân bố khi có tính đến phản xạ và không

tính đến phản xạ trùng nhau.

Tại vị trí cách chân đê 5m có sự dịch chuyển nhiều nhất tới các giá trị đo đạc, độ dốc

của đường phân bố có tính đến hệ số phản xạ lớn hơn so với các vị trí khác. Giá trị tính

toán vẫn nhỏ hơn giá trị đo đạc tương ứng với giá trị vận tốc dòng phản hồi trung bình

Hình 3-30. Kết quả mô phỏng kịch bản 5- D65H15T19_TW0

Hình 3-31. Kết quả mô phỏng kịch bản 6- D65H17T16_TW0

đã trình bày ở mục trên.

Hình 3-32. Kết quả mô phỏng kịch bản 7- D70H15T19_TW0

Hình 3-33. Kết quả mô phỏng kịch bản 8- D70H19T165_TW0

3) Kịch bản đê thấp có tường đỉnh

Đối với đê thấp có tường đỉnh, hệ số phản xạ lớn hơn nên vận tốc dòng phản hồi đo đạc

nhỏ hơn so với trường hợp đê cao. Riêng chỉ có kịch bản số 10, ở các vị trí cách chân

đê từ 0,25 đến 1,5m là có kết quả giống với đê cao, còn lại tất cả các trường hợp khác

cho kết quả tính toán lớn hơn đáng kể so với đo đạc trong máng sóng.

Kịch bản số 11 là kịch bản có sự chênh lệch giữa tính toán với thực đo nhiều nhất tương

tự như kịch bản số 7 trong trường hợp đê thấp không tường đỉnh, đây là kịch bản có

lượng nước tràn nhiều nên làm giảm dòng phản hồi mà mô hình chưa đề cập đến. Thậm

chí ở ba điểm quanh chân đê, dòng chảy sát đáy cùng chiều với dòng chảy trên mặt, vị

Hình 3-34. Kết quả mô phỏng kịch bản 9- D65H15T19_TW10

trí này có sai số lớn nhất trong các vị trí nghiên cứu.

Hình 3-35. Kết quả mô phỏng kịch bản 10 - D65H17T16_TW10

Hình 3-36. Kết quả mô phỏng kịch bản 11- D70H15T19_TW10

Hình 3-37. Kết quả mô phỏng kịch bản 12 – D70H19T165_TW10

Có thể thấy rằng cân bằng thông lượng khối lượng là nguyên lý để tính toán trắc diện

dòng chảy trung bình ở lớp dưới chân sóng. Khi không có sóng tràn thì thông lượng khối

lượng ở phía trên chân sóng được cân bằng với lượng nước dịch chuyển của dòng phản

hồi ở phía dưới chân sóng. Còn khi có sóng tràn, có nghĩa là một phần thông lượng khối

lượng bị mất đi do nước dịch chuyển qua đê vào phía đồng, sẽ làm giảm thông lượng

khối lượng và do đó dòng phản hồi ở dưới chân sóng giảm.

Từ những nghiên cứu mô hình mô phỏng và đánh giá kết quả trên, có thể rút ra được

những kết luận sau:

 Mô hình ENDEC tính toán lan truyền sóng ngang bờ cho kết quả phù hợp tốt với số

liệu đo đạc đặc biệt là vùng từ ngoài biên biển đến hết vùng sóng vỡ, vùng sóng vỗ

swash có kết quả đo đạc lớn hơn mô phỏng.

 Kết quả mô phỏng dòng phản hồi vùng sóng trong các kịch bản không tràn phù hợp

với số liệu đo đạc trong máng sóng cũng như các nghiên cứu trước như Svendsen

(1984), Wind (1986),Okayasu (1995), Steetzel (1993), Nam (2013)… Đối với đê thấp

có tường đỉnh thì giá kết quả mô phỏng lớn hơn so với đo đạc.

 Vận tốc dòng phản hồi trung bình và sự phân bố của nó phụ thuộc chặt chẽ vào sự

tương tác giữa sóng với công trình thể hiện ở hệ số phản xạ càng lớn thì vận tốc dòng

phản hồi càng nhỏ. Khi có kể đến hệ số phản xạ theo hàm xác định, kết quả mô phỏng

vận tốc trung bình cũng như phân bố vận tốc dòng phản hồi tốt hơn rất nhiều so với

khi không tính đến sóng phản xạ.

 Mô hình tính toán dòng chảy đóng vai trò quan trọng trong việc dự tính vận chuyển

bùn cát và biến đổi lòng dẫn. Dựa vào gradient vận tốc dòng chảy có thể phán đoán

được xu thế của dòng vận chuyển bùn cát.

 Sóng vỡ và cuộn sóng đóng vai trò quan trọng trong sự biến đổi dòng phản hồi, các

mô phỏng dòng phản hồi phù hợp nhất với số liệu đo đạc là vùng sóng tiêu tán nhiều

năng lượng nhất trước chân đê.

 Dòng phản hồi do sóng vỡ này được tính toán trong các mô hình dựa trên các kết quả

thí nghiệm vật lý với nguyên lý cân bằng thông lượng khối lượng. Mặc dù đã chỉ ra

mối liên hệ giữa sóng tràn với dòng phản hồi, nhưng mô hình vẫn chưa đề cập đến

mà tính gộp với sóng phản xạ.

3.3.4 Kết quả kiểm định module vận chuyển bùn cát và xói chân đê biển

3.3.4.1 Số liệu đầu vào cho các kịch bản mô phỏng

Số liệu địa hình cho mô hình tính toán tương ứng với 3 dạng kết cấu công trình đê gồm

đê cao không tràn, đê thấp có tường đỉnh và đê thấp không tường đỉnh với hệ số mái

m=3 được trình bày như Hình 2-8. Khi số hóa vào mô hình thì mặt cắt địa hình được

cập nhật với số liệu thực đo ở khoảng 2-3m tính từ chân đê và công trình đê để báo cho

mô hình biết công trình cứng không thể xói (Hình 3-38). Số liệu điều kiện biên thủy lực

cho 9 kịch bản được trình bày trên Bảng 3-3. Đây là số liệu đo đạc tại vị trí trước khi

sóng vào bãi.

Số liệu bùn cát, nhiệt độ của nước lấy theo thí nghiệm ở mục 2.3. Khối lượng riêng bùn

cát = 2650 kg/m3, góc nghỉ của bùn cát chọn bằng 320, độ rỗng 40%,

Bộ thông số kiểm định của module sóng và dòng chảy cũng như quan hệ phân bố hệ số

phản xạ dọc theo mặt cắt để đánh giá ảnh hưởng của nó đến mô phỏng chiều sâu hố xói

được xác nhận từ các module sóng và dòng chảy ở trên.

Thời gian chạy mô hình vẫn lấy với 3000*Tp (Chu kỳ đỉnh phổ được chọn theo kịch bản

Bảng 3-3 Các kịch bản mô phỏng

Hình 3-38. Mô hình hóa các kịch bản

dự kiến để phù hợp với thời gian mô phỏng trong máng sóng).

3.3.4.2 Kết quả hiệu chỉnh và kiểm định

Trước khi kiểm định kết quả mô phỏng vận chuyển bùn cát và biến đổi địa hình đáy cần

đánh giá độ nhạy của mô hình đối với hệ số phản xạ khác nhau. Kết quả mô phỏng độ

nhạy của hệ số Kr ảnh hưởng đến biến đổi địa hình đáy cho kịch bản

D70H19T165_TW10 được trình bày trong phụ lục C, trên hình C-12 và Bảng C-1 trình

bày sự thay đổi của độ sâu hố xói lớn nhất khi hệ số phản xạ thay đổi. Khi tính đến sóng

phản xạ, độ sâu hố xói lớn nhất lớn hơn từ 11 đến 20% so với độ sâu hố xói khi Kr = 0.

Bộ thông số được hiệu chỉnh cho kịch bản D65H15T19_CW0, đê cao không tràn, sau

đó sử dụng bộ thông số đó chạy mô hình cho tất cả các kịch bản còn lại. Kết quả so sánh

hiệu chỉnh và kiểm định thay đổi địa hình đáy giữa số liệu thực đo trong phòng thí

nghiệm và tính toán mô phỏng cho 9 kịch bản ứng với 3 loại kết cấu đê được trình bày

Hình 3-39 Kết quả mô phỏng xói chân đê cao không tràn

trên Hình 3-39 đến Hình 3-41.

Hình 3-40 Kết quả mô phỏng xói chân đê thấp không tường đỉnh

Kịch bản tính toán đối với đê cao không tràn và đê thấp không tường đỉnh cho kết quả

khá phù hợp số liệu đo đạc. Đặc biệt là kịch bản D70H19T165, kịch thước hố xói chân

đê phù hợp cả chiều sâu và phạm vi bề rộng. Với kịch bản D70H19T165 thì cả đê cao

hay đê thấp không có tường đỉnh đều có kết quả bề rộng phù hợp nhưng chiều sâu hố

xói lớn nhất tính toán lớn hơn chút so với số liệu đo đạc. Với kịch bản có độ sâu nước

thấp hơn D65H15T19 thì phạm vi tính toán bề rộng của kịch bản đê thấp không tường

đỉnh nhỏ chỉ bằng một nửa so với số liệu đo đạc.

Đối với kết cấu đê thấp có tường đỉnh, kết quả mô phỏng của kịch bản D70H19T165

khá phù hợp với số liệu thực đo, trong khi hai kịch bản biên thủy lực còn lại thì cho kết

quả kích thước hố xói thực đo lớn hơn khoảng 2 lần so với kết quả tính. Chẳng hạn như

kịch bản D65H15T19, bề rộng hố xói tính toán chỉ khoảng 0,4m trong khi thực đo lên

tới hơn 0,8m. Vị trí hố xói lớn nhất tính toán cách mép chân đê cỡ 0,05m trong khi đo

Hình 3-41 Kết quả mô phỏng xói chân đê thấp có tường đỉnh

đạc tại vị trí cách đó cỡ 0,3m. Tương tự với kịch bản D70H19T165.

Như vậy có thể thấy rằng các kịch bản của đê thấp có tường đỉnh có sự chênh lệch độ

sâu hố xói giữa thực đo và tính toán nhiều hơn so với hai kịch bản kết cấu đê còn lại,

điều đó cho thấy sự cần thiết phải xét đến ảnh hưởng của yếu tố tường đỉnh đến kích

thước hố xói chân đê thông qua hệ số phản xạ.

3.3.4.3 Đánh giá ảnh hưởng của hệ số phản xạ đến xói chân đê

Dựa trên kết quả mô phỏng ở phần trên, vẫn sử dụng bộ thông số của mô hình đó, tiến

hành mô phỏng xói chân đê khi có ảnh hưởng của sóng phản xạ. Kết quả so sánh thay

đổi địa hình đáy trước và sau thời gian chịu tác động của sóng bão với trường hợp có

tính và chưa tính đến ảnh hưởng của sóng phản xạ cho 9 kịch bản được trình bày trên

các hình từ Hình 3-42 đến Hình 3-44. Nhìn chung, khi có tính đến sóng phản xạ thì chiều

sâu hố xói tại chân đê lớn hơn so với khi chưa tính đến. Như đã trình bày, khi có tính

đến hệ số phản xạ, dòng chảy ở khu vực trước chân đê nhỏ hơn so với khi chưa tính,

nhưng do hệ số xáo trộn lớn hơn dẫn đến độ sâu hố xói lớn hơn. Với các kịch bản đê có

hệ số phản xạ thấp hơn, chênh lệch này nhỏ hơn so với các kịch bản có hệ số phản xạ

Hình 3-42 Kết quả mô phỏng biến đổi lòng dẫn khi có và chưa có sóng phản xạ - Đê cao

lớn hơn.

Trong số 9 kịch bản mô phỏng thì có bảy kịch bản khi tính toán đến sóng phản xạ cho

kết quả tốt hơn, sát với thực tế đo đạc hơn so với khi chưa tính phản xạ đó gồm 1 kịch

bản của đê cao không tràn ứng với mực nước thấp (D65H15T19-CW0) và sáu kịch bản

của đê thấp cả đê không tường đỉnh và đê có tường đỉnh. Các kịch bản của đê thấp mái

m=3 và độ dốc bãi 1/40 cho kết quả mô phỏng phạm vi bề rộng của hố xói chân tương

đối giống với kết quả thí nghiệm mô hình. Trong khi mái đê m = 4 và bãi 1/100 cho kết

Hình 3-43. Kết quả mô phỏng biến đổi lòng dẫn khi có và chưa có sóng phản xạ-Đê thấp không tường đỉnh

quả mô phỏng bề rộng lớn hơn kết quả đo đạc.

Từ những kết quả nghiên cứu ở trên có thể thấy mô hình toán mô phỏng quá trình vận

chuyển bùn cát và biến đổi lòng dẫn có rất nhiều hệ số và quan hệ kinh nghiệm và chưa

đề cập hết các yếu tố ảnh hưởng của công trình đê biển. Sự xuất hiện của hố xói nông

thứ hai và bãi bồi ở giữa chưa mô phỏng được rõ ràng. Tuy nhiên trong một số kịch bản

cho kết quả hiệu chỉnh và kiểm định khá tốt đối với kích thước hố xói ở chân đê. Mô

hình toán Wadibe-TC cập nhật thêm ảnh hưởng của sóng phản xạ đến kích thước hố xói

cho kết quả tốt hơn ở các kịch bản đê cao đê thấp. Đặc biệt trong trường hợp có tường

Hình 3-44. Kết quả mô phỏng biến đổi lòng dẫn khi có và chưa có sóng phản xạ-Đê thấp có tường đỉnh

đỉnh, hệ số phản xạ lớn hơn và hố xói có kích thước lớn hơn.

3.4 Kết luận chương 3

Từ những nghiên cứu trên có thể đưa ra một số kết luận về kết quả đạt được trong luận

án như sau:

- Hệ số phản xạ sóng tính toán ảnh hưởng trong phạm vi từ công trình đê đến vị trí

0,75L. Mức độ ảnh hưởng của sóng phản xạ đến sóng tới được xác định theo công

thức (3-1) và (3-4).

- Do ảnh hưởng của sóng phản xạ, sóng tới giảm đi và dẫn đến dòng chảy trung bình

thủy trực giảm và phân bố dòng phản hồi trở nên dốc hơn (thẳng đứng hơn từ đáy lên

mực nước chân sóng, nghĩa là đồng nhất hơn). Số liệu đo đạc trong máng sóng cho

thấy sự ảnh hưởng của sóng phản xạ từ các loại kết cấu mái đê làm cho phân bố dòng

phản hồi trên mặt cắt ngang khác nhau, với công trình đê biển có tường đỉnh dòng

phản hồi lớn nhất ở gần chân đê hơn so với kịch bản đê cao. Mô hình toán có kể đến

sóng phản xạ cho kết quả phù hợp với số liệu thí nghiệm hơn so với khi chưa kể đến

sóng phản xạ.

- Khi hệ số phản xạ tăng, kích thước hố xói cũng gia tăng. Việc tính toán đến hệ số

phản xạ trong công thức xáo trộn bùn cát cho kết quả tốt hơn, có sự phân biệt rõ sự

ảnh hưởng của tương tác sóng và kết cấu công trình khác nhau. Độ sâu hố xói lớn

nhất có thể gia tăng thêm từ 11 ÷ 20% so với khi không tính đến ảnh hưởng của sóng

phản xạ. Kết quả của mô hình toán được cải thiện rõ rệt, phù hợp với số liệu đo đạc

hơn.

CHƯƠNG 4

ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN XÓI CHÂN ĐÊ BIỂN NAM ĐỊNH

4.1 Giới thiệu chung

Vùng ven biển Nam Định là nơi có chế độ thủy động lực học phức tạp ở Bắc Bộ với

nhiều loại biến đổi hình thái bồi tụ và xói lở bờ biển với các loại công trình bảo vệ bờ

điển hình trong điều kiện bão. Hệ thống đê biển Nam Định kiên cố có chiều dài khoảng

91km, trong đó có 45 km là đê biển trực diện với biển, thường xuyên được củng cố và

nâng cấp nhưng vẫn xảy ra sự cố khi có tác động của bão đặc biệt là vấn đề xói lở.

Chương này sẽ trình bày việc áp dụng kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của sóng phản xạ

do công trình đê biển đến xói lở chân đê và đề xuất giải pháp bảo vệ chân đê biển ở khu

vực này.

4.2 Tổng quan khu vực ven biển Nam Định

4.2.1 Điều kiện biên tự nhiên khu vực Nam Định

Khu vực ven biển Nam Định mang đặc tính chung của vùng biển Bắc Bộ với chế độ

nhật triều đều, độ lớn

triều dao động từ 3-3,5m.

Độ lớn thủy triều cường

chu kỳ 19 năm tại Văn

Lý, Ba Lạt, Lạch Giang,

Hà Lạn đều khoảng 3,5m

[117]. Theo số liệu thống

kê từ trang web của Nhật

Bản [118] các trận bão có

nguồn gốc từ biển Đông

và Tây Thái Bình Dương

Hình 4-1 Thống kê bão đến khu vực nghiên cứu [118]

đổ bộ vào khu vực nghiên

cứu từ tháng 6 đến tháng

9 và số cơn bão xảy ra nhiều nhất vào tháng 7 (Hình 4-1). Bờ biển Nam Định nằm ở

khoảng giữa bờ biển Vịnh Bắc Bộ. Vì vậy bất cứ cơn bão nào đổ bộ vào Vịnh Bắc Bộ

100

đều trực tiếp gây ra nước dâng cho bờ biển Nam Định. Mặt khác trong thời kỳ chuyển

tiếp khí hậu trong tháng 9,10 hàng năm, gió chuyển dần từ hướng Tây Nam sang Đông

Bắc. Vì vậy những cơn bão muộn đổ bộ vào miền Trung đều gây nước dâng và sóng

lừng ảnh hưởng tới bờ biển Nam Định. Hơn nữa, do bờ biển hầu như không được che

chắn, hướng di chuyển của bão ít bị cản trở nên sóng phát triển khá thuận lợi là nguyên

nhân gây nên nước dâng cao và áp lực lớn khi tác dụng vào bờ biển và hệ thống đê.

Nước dâng do bão lớn nhất đã từng xảy ra được Viện Cơ học xác định là 2,2m và dự

tính nước dâng lớn nhất có thể xảy ra khoảng 3m.

Hình 4-2 trình bày đặc trưng thống kê chiều cao sóng từ nguồn số liệu tái phân tích sóng

(https://polar.ncep.noaa.gov/waves/ensemble/download.shtml) từ năm 2005 – 2017 tại

vị trí 106.5E_20.0N, cách bờ biển Hải Hậu, Nam Định chừng 25km. Số liệu cho thấy

sóng do gió mùa có chiều cao sóng khoảng 2m, chu kỳ 6-8 s. Sóng do bão thường có

chiều cao tới 3 ÷ 4m, hướng sóng chủ đạo đến đường bờ là Đông Nam và Đông Đông

Hình 4-2 Thống kê chiều cao sóng Wavewatch III

Bắc.

Theo nghiên cứu của Vu (2003), địa hình bãi biển ở khu vực Nam Định khá thoải, độ

dốc trung bình dao động từ 1/150 ÷ 1/300, phần sát bờ từ chân đê ra khoảng 300m có

độ dốc lớn hơn, 1/50 ÷1/100 [117].

4.2.2 Đặc điểm hệ thống đê biển Nam Định

Theo báo cáo Đánh giá hiện trạng công trình đê điều trước mùa lũ bão 2021 của Sở

Nông nghiệp và phát triển nông thôn tỉnh Nam Định, hệ thống đê biển Nam Định có

101

chiều dài 91km đi qua 3 huyện [119]: Giao Thuỷ (32 km), Hải Hậu (33 km), Nghĩa

Hưng (26 km). Phần lớn bờ biển Nam Định thuộc vùng biển lấn, bãi thoái nghiêm trọng,

đê thường xuyên chịu tác động gây hại của sóng do triều cường, gió mạnh, áp thấp nhiệt

đới và bão. Do đó kè mỏ hàn được xây dựng để giữ bãi bảo vệ đê.

Hình dạng của đê biển Nam Định thường là đê mái nghiêng dạng mặt cắt hình thang,

với độ dốc mái mái đê phía biển từ 1,5 - 4 tùy từng đoạn, mái trong trong từ 1,5 - 2, trên

mặt đê có tường đỉnh nhằm làm giảm lượng sóng tràn qua đê trong bão. Mái phía biển

được bảo vệ bằng cấu kiện bê tông đúc sẵn hoặc đá xây, đá lát khan. Mái phía đồng

được bảo vệ bằng các khung bê tông, có trồng cỏ ở trong khung đó. Mặt đê được đổ bê

tông kết hợp đường giao thông. Kết cấu bảo vệ chân đê thường là dạng cọc bê tông cốt

thép (dài tới 9m) và dạng ống buy (dài 2m), phía ngoài có thêm thảm đá 2m bảo vệ. Đặc

điểm của đê biển Nam Định được thống kê như trên bảng Bảng 4-1 và mặt cắt hình học

Bảng 4-1 Thống kê hiện trạng đê biển Nam Định [119]

ngang đê điển hình được thể hiện như trên hình Hình 4-3.

Theo báo cáo đánh giá hệ thống đê biển của Viện nghiên cứu thủy lợi [89], tuyến đê trực

diện với biển, trước đây bãi biển thường xuyên bị bào mòn, tốc độ hạ thấp nhanh gây

mất ổn định chân và mái kè, đặc biệt là trong bão độ sâu nước trước công trình lớn,

chiều cao sóng lớn, chân kè bị mất vật liệu dẫn đến ống buy bị xô nghiêng, bùn cát trong

thân đê bị xói mòn, mái kè bị lún sụt, phá hủy đê. Chính vì thế hệ thống kè mỏ hàn chữ

T và I được xây dựng ở một số đoạn nhằm giảm sóng, chặn bùn cát dọc bờ để bảo vệ

bãi và đê. Tính đến thời điểm hiện tại Nam Định có 65 kè mỏ hàn. Khoảng cách giữa

các mỏ hàn từ (50  60)m; chiều dài mỏ dao động từ (35  70)m. Có những kè mỏ hàn

này ban đầu được xây dựng với kết cấu như sau: thân và cánh mỏ bằng ống buy trong

bỏ đá hộc; mái thân và cánh mỏ lát bằng cấu kiện bê tông. Phía ngoài hàng ống buy ở

102

chân của cánh mỏ đặt hàng rọ đá vỏ thép bọc kẽm. Do ảnh hưởng của bão, thân mỏ bị

xói làm tụt các cục cấu kiện bê tông, gốc mỏ bị sập do bị xói sát mái đê, bãi trước kè mỏ

hàn bị hạ thấp bãi, nên sau đó hệ thống kè mỏ hàn và chân kè biển ở một số đoạn đê trực

Hình 4-3 Kết cấu đê biển điển hình ở khu vực Nam Định [89]

diện với biển Nam Định lại tiếp tục được kiên cố hóa bằng cấu kiện Tetrapod 2 lớp.

103

4.3 Kiểm định mô hình toán cho vùng ven biển Nam Định

Áp dụng mô hình toán vận chuyển bùn cát và biến đổi lòng dẫn cập nhật có tính đến

sóng phản xạ đã nghiên cứu ở chương 3 cho trường hợp thực tế xói chân đê biển Thịnh

Long ở Hải Hậu, Nam Định do ảnh hưởng của bão Damrey (9/2005).

Số liệu đầu vào dựa trên nghiên cứu Vũ Minh Cát (2008), Thiều Quang Tuấn (2008)

gồm:

- Số liệu địa hình như Hình 2. Đây là số liệu do viện Cơ học thực hiện. Luận án cũng

chọn thời hai thời điểm đo đạc để mô phỏng xói là 1/9/2005 và 29/9/2005. Trong

khoảng thời gian này vùng biển Nam Định chịu ảnh hưởng của hai cơn bão liền nhau

gồm bão Vicente (16-18/9) và bão Damrey (21-27/9).

- Số liệu đặc trưng bùn cát: d50 = 200m, d90 =250m, độ rỗng 40%

- Số liệu biên sóng nước sâu: Hs = 6,5 m, Tp = 9 s

- Mực nước tính toán +2,6m

- Thời gian mô phỏng là 6h

- Hệ số phản xạ xa bờ được tính dựa trên công thức (1-15): Kr0 = 0,37

Kết quả thiết lập mô hình và mô phỏng xói chân đê biển Thịnh Long được trình bày trên

Hình 4-4 và Hình 4-5. Có thể thấy mô hình mô phỏng khi tính toán đến hệ số sóng phản

xạ cho kết quả sát với thực tế hơn. Độ sâu hố xói tại chân đê khi tính sóng phản xạ lớn

hơn 22cm so với khi không tính đến ảnh hưởng của sóng phản xạ. Phạm vi hố xói trong

mô hình toán rộng hơn so với thực đo, độ sâu hố xói mô phỏng lớn nhất tại chân đê

0,7m, giảm dần ra phía biển khoảng 55m thì chuyển sang đoạn bồi. Kết quả thực đo cho

thấy độ sâu hố xói lớn nhất tại chân đê sâu 1,1m, cũng giảm dần đến vị trí cách chân đê

khoảng 22m, độ sâu hố xói còn 12cm và kéo dài xói nông đến vị trí khoảng 45m tính từ

chân đê. Như vậy độ sâu hố xói lớn nhất tính toán nhỏ hơn thực đo khoảng 40 cm, nhưng

bề rộng hố xói lại dài hơn 10m. Diễn biến hố xói thực tế khá phức tạp bị chi phối bởi

nhiều yếu tố và đặc biệt chịu ảnh hưởng của hai trận bão liền kề như trong trường hợp

mô phỏng này càng trở nên phức tạp hơn. Để kết quả mô phỏng hố xói trong mô hình

sát với thực tế cần có đủ số liệu về thủy lực và đặc trưng bùn cát để kiểm nghiệm biến

104

đổi đặc trưng sóng theo mặt cắt, biến đổi mực nước, nước dềnh và vận chuyển bùn cát.

Do đó có sự sai khác nhất định giữa tính toán so với thực tế là có thể chấp nhận được và

việc định lượng phạm vi hố xói trong mô hình có tính đến ảnh hưởng của hệ số phản xạ

cho kết quả khả quan có thể sử dụng để mô phỏng cho các kịch bản phục vụ quy hoạch

Hình 4-4 Thiết lập mô hình xói chân đê Thịnh Long

Hình 4-5 Kết quả kiểm định xói chân đê biển Thịnh Long – bão Damrey 9/2005

các công trình ven biển.

4.4 Mô phỏng một số kịch bản xói chân đê biển Nam Định

Sự phát triển hố xói ở chân đê trong điều kiện bão là quá trình xói cấp tính, phụ thuộc

nhiều yếu tố như kích thước hình học của đê, loại công trình bảo vệ chân, điều kiện

sóng, gió, dòng chảy ven bờ, độ sâu nước, độ dốc bãi, đặc tính bùn cát… Các yếu tố

thủy lực thường biến đổi và trong mô hình mô phỏng có rất nhiều tham số chưa biết

được tính theo thực nghiệm chính vì vậy mà việc mô phỏng các kịch bản khác nhau để

đánh giá sự ảnh hưởng của các yếu tố đó đến hố xói một cách định lượng là cần thiết.

Mục này sẽ trình bày kết quả mô phỏng của một số kịch bản nhằm đánh giá ảnh hưởng

105

của các yếu tố thủy lực và kết cấu đê biển điển hình đến kích thước hố xói khi tính đến

hệ số phản xạ và không tính đến hệ số phản xạ.

4.4.1 Xây dựng kịch bản

Kịch bản mô phỏng được xây dựng dựa trên số liệu của các nghiên cứu đã thực hiện

trước đây ở vùng biển Nam Định về điều kiện tự nhiên thủy lực và công trình nhằm

đánh giá ảnh hưởng của điều kiện thủy lực (chiều cao sóng, chu kỳ sóng, độ sâu nước)

và các giải pháp bảo vệ chân đê đến phạm vi hố xói tại chân đê biển.

Số liệu dùng để mô phỏng các kịch bản gồm:

- Kết cấu công trình đê, bảo vệ chân: Kết câu đê mái nghiêng m = 3, m = 4, tường

đỉnh cao 0,8m, bảo vệ chân đê bằng ống buy (2m) hoặc cọc bê tông và thảm đá rộng 3

÷ 6m, kè mỏ hàn dài 35-70m;

- Điều kiện biên thủy lực: Mực nước được chọn từ 2,0 ÷ 3m. Đặc trưng sóng tại

vị trí biên phía biển chọn theo thống kê trên như Bảng 4-2 tại vị trí 106,5E_20,0N: Hm0

= 2,0 ÷ 3m, chu kỳ 6 ÷12s;

- Điều kiện vật liệu bãi biển lấy như phần kiểm định ở trên;

- Mặt cắt ngang bãi được chọn tương ứng với điền kiện trước bão Damrey 2005

như Hình 2, phần ngoài bãi biển được kéo dài theo độ dốc 1/200 đến vị trí cách chân đê

chừng 3km;

Bảng 4-2 Thống kê chiều cao sóng theo chu kỳ sóng từ số liệu Wavewatch III

- Thời gian mô phỏng ảnh hưởng của bão là 5 giờ.

106

4.4.2 Kết quả mô phỏng xói chân đê

Ảnh hưởng của các yếu tố thủy lực đến chiều sâu hố xói

Kết quả mô phỏng trên bảng Bảng 4-3 và các hình từ Hình 4-6 đến Hình 4-8 biểu diễn

sự ảnh hưởng của các yếu tố thủy lực gồm chiều cao sóng, độ sâu nước và chu kỳ sóng

đến sự phát triển hố xói chân đê. Kích thước của hố xói chân đê tùy thuộc rất nhiều vào

năng lượng sóng đến tại chân đê, nên với cùng độ sâu nước d=1,8m chiều cao sóng càng

cao thì hố xói càng lớn. Với chiều cao sóng 2m tại biên ngoài thì phạm vi hố xói dài

khoảng 45m, trong khi chiều cao sóng 3m thì chiều dài hố xói lên đến 55m, chênh lệch

chiều sâu hố xói giữa hai điều kiện sóng này tại chân đê là 22cm. Độ sâu nước tại chân

đê thay đổi từ 0,8 ÷ 1,8m, chiều cao sóng tại chân đê thay đổi từ 0,73 ÷ 1,28m, chiều

sâu hố xói tại chân đê chênh lệch 28cm nhưng bề rộng hố xói không thay đổi. Cũng

giống như độ sâu nước, sự thay đổi chu kỳ sóng cũng không ảnh hưởng đến bề rộng hố

xói mà chỉ làm hay đổi độ sâu hố xói. Chênh lệch độ sâu hố xói tại chân đê giữa trường

hợp có chu kỳ ngắn T = 6s và chu kỳ dài hơn T = 12s là 0,31m. Do sóng có chu kỳ ngắn

hơn bị tiêu tán năng lượng nhiều trong quá trình truyền sóng nên chiều cao sóng tại chân

công trình giảm nhỏ hơn Htoe = 0,92m, trong khi chu kỳ lớn có Htoe = 1,18m.

Kết quả mô phỏng trên Bảng 4-3 cho thấy độ sâu hố xói tại chân đê bằng từ 0,57 đến

0,77 lần chiều cao sóng tại đó. Trong trường hợp tường đứng con số này có thể lên đến

lớn nhất bằng 1 [120]. Khi chiều cao sóng tăng, chiều sâu hố xói tại chân đê tăng, tỷ lệ

giữa chiều sâu hố xói với chiều cao sóng tại chân đê (Smax/Hm0toe) tăng, nhưng tỉ lệ giữa

chiều sâu hố xói với chiều cao sóng nước sâu (Smax/Hm0) lại giảm. Với các kịch bản thay

đổi mực nước, khi độ sâu nước tại chân đê tăng, chiều sâu hố xói tăng, (Smax/Hm0toe)

giảm, trong khi (Smax/Hm0) lại tăng. Với kịch bản thay đổi chu kỳ sóng, chiều sâu hố xói

tăng khi chu kỳ tăng, tỉ lệ Smax/Hm0 tăng nhưng tỉ lệ Smax/Hm0 không thay đổi với trường

hợp Tp = 9s và Tp = 12s. Như vậy tỉ lệ giữa độ sâu hố xói chân đê so với chiều cao sóng

tại chân và ngoài vùng nước sâu không cùng xu thế. Bởi quá trình lan truyền sóng phụ

thuộc rất chặt chẽ vào biến đổi điều kiện địa hình, ma sát đáy, sóng vỡ. Khi độ sâu nước

lớn, tạo điều kiện cho những con sóng lớn hơn đến chân đê, gây ra lực ứng suất tiếp lớn

hơn, khuấy động nhiều bùn cát hơn và dòng chảy rút trên mái đê cũng lớn hơn mang vật

liệu đi nơi khác gây hố xói sâu hơn.

107

Bảng 4-3 Điều kiện thuỷ lực ảnh hưởng chiều sâu hố xói lớn nhất

h(m)

d(m) Hm0 (m) Tp(s) Hm0toe(m) Smax(m)

Smax/Hm0toe Smax/Hm0

3 3 3 2 2,5 2,5 2,5

1,8 1,8 1,8 0,8 1,3 1,3 1,3

2 2,5 3 2,5 2,5 2,5 2,5

9 9 9 9 9 6 12

0,71 0,84 0,93 0,56 0,72 0,52 0,83

0,57 0,67 0,72 0,77 0,71 0,57 0,71

0,36 0,34 0,31 0,23 0,29 0,21 0,33

1,24 1,26 1,28 0,73 1,02 0,92 1,18

Hình 4-6 Ảnh hưởng của chiều cao sóng đến kích thước hố xói chân đê

Hình 4-7 Ảnh hưởng của độ sâu nước đến kích thước hố xói chân đê

Hình 4-8 Ảnh hưởng của chu kỳ sóng đến kích thước hố xói chân đê

108

Ảnh hưởng của kết cấu mái đê và đỉnh đê

Kết quả mô phỏng sự ảnh hưởng của kết cấu đê biển đến chiều sâu hố xói chân lớn nhất

(Smax), có tính và không tính đến hệ số phản xạ được trình bày trên Bảng 4-4 và Hình

4-9, Luận án mô phỏng với đê mái m = 3 và mái m = 4, có tường đỉnh 0,8m và không

có tường đỉnh tương ứng với bốn điều kiện sóng khác nhau. Hệ số phản xạ sóng xa bờ

Kr0 được ước tính theo công thức (1-15), phụ thuộc vào chỉ số sóng vỡ Irribaren và hệ

số nhám mái đê chọn bằng 0,9. Trong trường hợp có tường đỉnh, hệ số mái đê được tính

theo hệ số mái quy đổi. Hệ số Kr0 biến đổi từ 0,223 đến 0,533 tuỳ theo điều kiện kết cấu

mái đê và điều kiện sóng. Kết quả này cho thấy kết cấu đê biển ảnh hưởng khá nhiều

đến chiều sâu hố xói lớn nhất, bởi lượng chênh lệch Smax giữa việc có tính đến sóng phản

xạ (Kr0>0) và không tính đến sóng phản xạ (Kr0 = 0) là từ 0,08 - 0,45m tương ứng với

độ gia tăng hố xói khoảng từ 13-63% so với trường hợp bỏ qua ảnh hưởng của sóng

phản xạ.

Kết quả mô phỏng cho thấy trong trường hợp không tính đến hệ số phản xạ sóng, chiều

sâu hố xói lớn nhất chỉ phụ thuộc vào đặc trưng của sóng đến mà không nhạy với yếu tố

đặc trưng mái đê và tường đỉnh. Ngược lại khi tính đến hệ số phản xạ sóng, chiều sâu

hố xói lớn nhất thay đổi, có sự khác biệt rõ nét giữa ảnh hưởng của độ dốc mái đê và kết

cấu tường đỉnh đê. Với cùng điều kiện sóng, mái dốc dốc hơn m = 3 cho kết quả chiều

sâu hố xói lớn hơn so với mái dốc m = 4 từ 0,09 đến 0,21m. Với mái dốc m = 4, chênh

lệch độ sâu hố xói lớn nhất giữa kịch bản có tường đỉnh với không có tường đỉnh biến

Hình 4-9 So sánh chiều sâu hố xói lớn nhất ứng với sự thay đổi của Kr0

đổi từ 0,04 ÷ 0,08m, còn mái dốc m = 3 khoảng thay đổi này từ 0,08 ÷ 0,13m.

109

Bảng 4-4 Ảnh hưởng của kết cấu đê biển đến chiều sâu hố xói lớn nhất

TT

T(s)

Kr0

Kết cấu mái

Hm0 (m)

Smax(m) Kr0 = 0

Smax(m) Kr0 > 0

Chênh lệch Smax(m)

3,5

0,223

0,64

0,72

0,08

3.0

0,245

0,61

0,7

0,09

m = 4; CW=0

3,5

0,292

0,75

0,91

0,16

3.0

0,32

0,71

0,88

0,17

3,5

0,276

0,64

0,77

0,13

3.0

0,303

0,61

0,74

0,13

m = 4; CW=0,8

3,5

0,359

0,75

0,99

0,24

3.0

0,392

0,71

0,96

0,25

3,5

0,315

0,64

0,81

0,17

3.0

0,345

0,61

0,79

0,18

m = 3; CW=0

3,5

0,407

0,75

1,07

0,32

0,443

0,71

1,03

0,32

3.0 3,5

10 8

0,386

0,64

0,89

0,25

3.0

0,421

0,61

0,87

0,26

m = 3; CW=0,8

3,5

0,493

0,75

1,2

0,45

3.0

0,533

0,71

1,16

0,45

Ảnh hưởng của các kết cấu bảo vệ chân đê đến hố xói

Giải pháp bảo vệ chân kè ở Nam Định đang sử dụng phổ biến hiện nay đó là chân kè

ống buy được bảo vệ bởi thảm đá dài bằng 3-6 lần chiều cao sóng tại chân công trình.

Thực tế cho thấy kết cấu này chưa thật sự hiệu quả bởi qua bão Doksuri 9/2017 đã có

hai ống buy bị trôi đi và rất nhiều viên đá bị bốc lên mặt đê hay dạt đi nơi khác. Kết quả

mô phỏng biến đổi địa hình cho trường hợp giải pháp này được thể hiện trên Hình 4-10.

Với trường hợp xói chân ngay tại ống buy sẽ rất có thể gây sự dịch chuyển ông buy bởi

các lực tác động lên đó không cân bằng giữa phía mái kè và phía bãi, dẫn đến ống buy

bị xô nghiêng và hư hỏng mái kè như ảnh thực tế tại đê Hải Hòa – Nam Định trên Hình

1d,e.

Khi sử dụng thảm đá bảo vệ trước chân ống buy thì độ sâu hố xói dường như không thay

đổi, chỉ dịch chuyển đến đầu của thảm đá thay vì xói ngay tại chân đê, bề rộng của đoạn

xói tính từ chân đê đến vị trí khoảng 60m không thay đổi khi đặt công trình bảo vệ chân

đê bằng thảm đá. Chính vì xói ở đầu thảm đá mà các viên đá bị dịch chuyển dần lấp vào

110

những chỗ bùn cát bị mang đi, làm cho thảm đá dần bị hạ độ cao và ống buy lại tiếp tục

bị hở và qua nhiều trận bão có thể ảnh hưởng đến sự an toàn của mái kè. Có nhiều nghiên

cứu về dòng chảy để phục vụ việc lựa chọn kích thước của viên đá sao cho không bị

dịch chuyển, nhưng các hạt cát bị bới móc đem đi, đồng thời năng lượng sóng tác động

lên đó làm mài mòn đá hay cấu kiện bê tông đúc sẵn và nền phía đầu thảm không còn

ổn định nữa thì các viên đá đó cũng không thể ổn định được như trên Hình 1f và Hình 2

ngoài thực tế. Chính vì lý do đó mà trên thực tế kè mỏ hàn chữ T được xây dựng nhiều

Hình 4-10 Kết quả mô phỏng hố xói chân đê với giải pháp thảm đá rộng 3-6m

vị trí dọc đê biển trong khu vực nghiên cứu nhằm bảo vệ chân khỏi tác động xói chân.

Kết quả mô phỏng sự thay đổi địa hình hố xói khi xây dựng kè mỏ hàn dài 35m và 70m

so với trường hợp chỉ bảo vệ chân bằng ống buy được trình bày trên Hình 4-11. Có thể

thấy độ sâu hố xói bị đẩy ra xa khi tăng bề rộng bảo vệ chân đê. Trường hợp chiều dài

kè mỏ hàn L=70m cho chiều sâu hố xói chân đê lớn hơn so với L=35m và thậm chí

chiều sâu hố xói ở đầu kè L=70m còn lớn hơn gần gấp đôi hố xói ở sát chân đê trong

kịch bản chỉ bảo vệ chân bằng ống buy. Nguyên nhân của sự khác biệt đó bởi tại vị trí

đầu đập chiều cao sóng lớn hơn và độ sâu nước thay đổi đột ngột dẫn đến sóng vỡ làm

tiêu tán năng lượng ở đây nhiều hơn tạo ra ứng suất tiếp lớn hơn và hệ số xáo trộn bùn

cát cũng lớn hơn so với ở chân đê. Ngược lại với chiều sâu hố xói, chiều rộng hố xói với

các trường hợp xây kè mỏ hàn nhỏ hơn so với trường hợp làm thảm khoảng chục mét.

Kết quả này có thể giải thích một số kè mỏ hàn với lớp bảo vệ ngoài là vật liệu lát khan,

thực tế đã xây dựng nhưng một thời gian sau đã bị hư hỏng và không hoạt động nữa.

Một số kè mỏ hàn có nguy cơ bị hỏng hay xây dựng sau được bảo vệ bởi các cấu kiện

tetrapod ở đầu các mỏ hàn nhằm tiêu tán năng lượng sóng. Với điều kiện bãi thoải như

111

ở Nam Định, trong điều kiện bão dải sóng vỡ khá rộng, lên tới 1km, việc xây dựng công

trình kè mỏ hàn có chiều dài vài chục mét cũng chỉ là việc dời vị trí xói đi xa chân đê

hơn như mô hình mô phỏng là hợp lý. Như vậy xây dựng kè mỏ hàn làm giảm năng

lượng sóng đến chân đê, giảm dòng rút khi sóng vỡ trên mái đê và giúp bảo vệ sự ổn

Hình 4-11 Kết quả mô phỏng hố xói chân đê với giải pháp kè mỏ hàn dài 35-70m

định của đê biển.

4.5 Một số đề xuất giảm xói chân đê trong bão

Xói chân đê biển và bãi trước chân đê trong bão xảy ra trong thời gian ngắn, nhưng mức

độ nguy hiểm cho sự an toàn của công trình lại lớn, bởi bãi trước đê ảnh hưởng đến năng

lượng sóng đến chân đê, đây là nguyên nhân chính dẫn đến các cơ chế hư hỏng đê. Chính

vì vậy cần nghiên cứu, tính toán quá trình xói chân đê và bãi trước làm cơ sở cho việc

lựa chọn các kịch bản thiết kế công trình đê kè. Nếu công trình đảm bảo ổn định ứng

với kích thước hố xói nhất định thì sau đó trong điều kiện bình thường có thể bùn cát lại

được trả về cho bãi. Khi thiết kế các công trình bảo vệ chân đê, để giảm xói chân có thể

lựa chọn các giải pháp sau:

 Giải pháp làm giảm đặc trưng sóng đến chân công trình:

- Đặt công trình giảm sóng xa bờ;

- Trồng rừng ngập mặn

- Nuôi bãi, chuyển cát từ vùng bồi của hai cửa sông;

 Giải pháp kết cấu đê biển:

- Giảm sóng phản xạ bằng việc xem xét, tính toán và lựa chọn hợp lý các yếu tố: độ

dốc mái đê, có cơ đê hay không có cơ đê, có tường đỉnh hay hay không có tường đỉnh,

vị trí và chiều cao tường đỉnh;

112

- Bảo vệ chân đê phù hợp với chiều sâu hố xói được tính toán cho cấp bão thiết kế, tính

toán các lực tác động lên chân đê để đảm bảo vật liệu bảo vệ chân được ổn định, có

thể kết hợp nhiều lớp ống buy so le tạo ổn định chân đê hơn;

Công thức của Fowler (1992) trong Tiêu chuẩn quốc gia về công trình thủy lợi- yêu cầu

thiết kế đê biển cho kết quả tính chiều sâu hố xói tỷ lệ với chiều cao sóng ở nước sâu.

Tuy nhiên, như đã trình bày ở mục trên, đê biển Nam Định nằm sau một bãi biển thoải,

những con sóng lớn đều bị vỡ ở ngoài xa, nghĩa là sóng đến chân công trình là sóng bị

hạn chế bởi độ sâu nước, nên chiều sâu hố xói chỉ bị ảnh hưởng đến với chiều cao sóng

nhất định. Kết quả mô phỏng chiều sâu hố xói Bảng 4-3 cho thấy rõ ràng tỷ lệ giữa chiều

sâu hố xói lớn nhất với chiều cao sóng ngoài biên biển có xu thế ngược với xu thế ngược

với tỷ lệ giữa chiều cao sóng lớn nhất với chiều cao sóng tại chân công trình. Do vậy

nên sử dụng chiều cao sóng tại chân công trình thay cho việc dùng chiều cao sóng nước

sâu khi tính toán chiều sâu hố xói phục vụ thiết kế đê biển.

4.6 Kết luận chương 4

Việc ứng dụng mô hình Wadibe-TC cập nhật hệ số phản xạ sóng đối với xói chân đê

biển Nam Định cho kết quả phù hợp hơn, đặc biệt thấy rõ sự ảnh hưởng của kết cấu

công trình mái đê đến chiều sâu hố xói. Với các công trình mái có hệ số phản xạ lớn

hơn, cho kết quả kích thước hố xói lớn hơn ứng với cùng điều kiện biên thuỷ lực. Tuỳ

tổ hợp của điều kiện thuỷ lực và kích thước công trình, đặc biệt là khi đê có tường đỉnh,

chiều sâu hố xói lớn nhất có tính đến sóng phản xạ chênh lệch từ 20 ÷ 60% so với khi

không tính đến sóng phản xạ.

113

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Luận án đã đánh giá được sự ảnh hưởng của sóng phản xạ từ công trình đê biển mái

nghiêng khu vực Bắc Bộ đến sóng tới và từ đó ảnh hưởng đến sự thay đổi dòng phản

hồi trước chân đê biển cũng như tác động mở rộng kích thước hố xói chân đê hơn so với

khi chưa tính đến sóng phản xạ. Dưới đây là những kết luận và kiến nghị được rút ra từ

những nghiên cứu đã trình bày chi tiết trong Luận án.

1. Những kết quả đạt được

Luận án đã cho thấy việc nghiên cứu chế độ thủy động lực học và vận chuyển bùn cát,

xói chân đê biển trong điều kiện bão trong bối cảnh hiện nay là vấn đề thời sự và cần

thiết. Trong phạm vi nghiên cứu, Luận án tập trung vào một vấn đề trong tương tác giữa

sóng và công trình ảnh hưởng đến dòng chảy và biến đổi lòng dẫn liên quan đến sóng

phản xạ, tương ứng với dạng kết cấu công trình đê biển mái nghiêng điển hình ở Việt

Nam.

Ảnh hưởng của sóng phản xạ do công trình đến sóng tới, dòng phản hồi và xói chân đê

được xem xét ở hai khía cạnh, thứ nhất là phạm vi ảnh hưởng và thứ hai là mức độ ảnh

hưởng thông qua hệ số phản xạ Kr. Luận án đã nghiên cứu trên mô hình lòng cứng với

các kết cấu đê mái nghiêng có tường đỉnh và không có tường đỉnh, có sóng tràn và không

có sóng tràn tương ứng với các biên thủy lực khác nhau cho kết quả là sóng phản xạ ảnh

hưởng trong phạm vi đến vị trí khoảng 0,75 lần chiều dài sóng cục bộ, tính từ mép nước

(Hình 3-11). Mức độ ảnh hưởng của sóng phản xạ thông qua sự biến đổi của hệ số phản

xạ đó được xác định theo phương trình của Klopman và Van Der Meer (3-1) và phương

𝑥

trình (3-4):

𝐿

) = exp (−6,65 ) Với 𝐹𝑥 (𝑥

Tuỳ theo kết cấu mái kè mà phạm vi và mức độ ảnh hưởng của sóng phản xạ khác khau,

mái kè với tường đỉnh của đê thấp có sóng tràn cho kết quả sóng phản xạ lớn hơn so với

đê cao không tràn. Kết quả kiểm định dòng phản hồi với số liệu đo đạc trong máng sóng

114

cho thấy, khi tính đến sóng phản xạ, dòng phản hồi giảm về độ lớn và có phân bố đều

hơn theo phương thẳng đứng so với khi không tính đến. Trong nghiên cứu này, ảnh

hưởng của sóng tràn tới dòng phản hồi và xói chân đê được kể đến gián tiếp thông qua

ảnh hưởng của sóng phản xạ.

Luận án đã định lượng được sự khác nhau của kích thước hố xói khi sóng phản xạ từ

các loại kết cấu mái nghiêng của công trình đê biển khác nhau. Vận chuyển bùn cát phụ

thuộc vào vận tốc dòng chảy và nồng độ bùn cát. Khi có ảnh hưởng của sóng phản xạ

thì mặc dù dòng chảy giảm, nhưng hệ số xáo trộn trong công thức của Steetzel (1993)

[19] cho kết quả tăng lên theo hệ số sóng vỡ làm cho nồng độ bùn cát tăng lên và vận

chuyển bùn cát nhiều hơn, làm gia tăng gradient lượng vận chuyển bùn cát từ chân đê

theo hướng ra biển gây xói chân đê nhiều hơn.

Kết quả nghiên cứu về ảnh hưởng của sóng phản xạ đến sóng tới, dòng phản hồi và xói

chân đê biển đã được cập nhật vào phần mềm Wadibe-TC cho kết quả phù hợp với số

liệu đo đạc trong phòng thí nghiệm hơn và kết quả áp dụng mô phỏng xói chân đê cho

mặt cắt ngang đê biển Nam Định phù hợp với thực tế hơn so với khi chưa cập nhật.

Áp dụng mô hình toán bản cập nhật sóng phản xạ, mô phỏng các kịch bản vùng ven biển

Nam Định cho thấy sự ảnh hưởng rõ rệt của kết cấu công trình đến xói chân đê thông

qua hệ số phản xạ. Mô hình toán có độ tin cậy cao hơn và có khả năng ứng dụng trong

thực tiễn cao hơn. Đồng thời kết quả nghiên cứu trong Luận án là cơ sở để các nghiên

cứu tiếp theo tiếp tục phát triển.

Hệ thống đê biển dọc ven biển Việt Nam thường xuyên gặp sự cố khi bão đổ bộ, như đê

biển ở Nam Định là ví dụ điển hình, mặc dù thường xuyên nâng cấp, sửa chữa nhưng

xói lở vẫn xảy ra. Phần mềm tính xói chân đê cập nhật sóng phản xạ có triển vọng là

công cụ hữu dụng đối với các nhà quản lý, thiết kế trong việc lựa chọn công trình phù

hợp với tình hình thực tế cho khu vực nghiên cứu.

2. Những đóng góp mới của luận án

- Đánh giá được ảnh hưởng của kết cấu kè trên mái đê biển tới xói chân đê biển thông

qua ảnh hưởng của sóng phản xạ tới dòng phản hồi và hệ số xáo trộn của mặt cắt phân

bố nồng độ bùn cát lơ lửng;

115

- Xây dựng được quan hệ phân bố hệ số sóng phản xạ mặt cắt ngang trong vùng sóng

đổ ở trước chân công trình đê biển mái nghiêng;

- Tích hợp ảnh hưởng của sóng phản xạ trong mô hình toán mô phỏng xói chân đê biển

và thử nghiệm thành công cho mặt cắt đê biển thực tế tại Nam Định.

3. Tồn tại và hướng phát triển

Dựa trên bộ số liệu về sóng, dòng chảy và chiều sâu hố xói mà Luận án đã thực hiện,

các nghiên cứu tiếp theo có thể thực hiện tiếp với vấn đề về tương tác giữa sóng và công

trình ảnh hưởng đến xói chân đê. Bởi tương tác giữa sóng và công trình đê gây xói chân

đê biển gồm ba nguyên nhân chính: xói do sóng vỡ (chuyển động rối, khuấy bùn cát

chuyển động theo dòng nước), xói do sóng phản xạ (1 phần sóng phản xạ tạo ra ứng suất

đáy, gia tăng hệ số xáo trộn) và xói do dòng chảy rút trên mái đê (swash) (dòng rút trên

mái đê bị uốn tại chân đê tác động lên bãi không được bảo vệ gây xói chân). Luận án

mới chỉ tập trung vào sóng phản xạ, vấn đề xói do dòng rút cần được nghiên cứu kỹ hơn

trong các nghiên cứu tiếp theo, đặc biệt trong trường hợp đê thấp, có sóng tràn như ở

Việt Nam.

Kết cấu mái đê ở Việt Nam khá phong phú với nhiều loại độ dốc, tường đỉnh với kích

thước và vị trí đặt khác nhau như tưởng đỉnh thẳng góc với mặt đê, tường đỉnh có mũi

hắt sóng, tường nghiêng, tường cong, tường đặt ngay trên mép đỉnh mái hay có bố trí

đoạn thềm trước tường khoảng 50cm. Tuy nhiên Luận án mới chỉ nghiên cứu được một

loại tường đỉnh thẳng đặt ngay mép đỉnh mái đê. Các loại kết cấu mái đê khác cũng cần

thiết nghiên cứu tiếp theo nghiên cứu này.

Nghiên cứu mới xét đến điều kiện địa hình có đường đẳng sâu thẳng, song song với bờ

và sóng trực diện, chưa xét đến sự ảnh hưởng của hướng sóng đến cũng như địa hình

thay đổi (tác động hội tụ hay phân kì do khúc xạ sóng) đến dòng phản hồi và xói chân

kè. Các nghiên cứu tiếp theo có thể thực hiện với các dạng địa hình khác nhau để tìm ra

quy luật tổng quát hơn.

4. Kiến nghị

Đối với việc áp dụng mô hình toán cho các vùng nghiên cứu thực tế, cần thu thập, đo

đạc số liệu đầy đủ để hiệu chỉnh và kiểm định mô hình sẽ có bộ thông số tốt hơn.

116

Khi ứng dụng mô hình toán mô phỏng xói chân đê phục vụ nghiên cứu thiết kế cần lưu

ý chạy nhiều tổ hợp các kịch bản mực nước, kết cấu mái, biên sóng để tìm ra kịch bản

bất lợi nhất cho công trình.

117

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ

1. Nguyen Thi Phuong Thao (2022), Wave reflection from typical sloping dike in

the north of Vietnam, The 4th International Conference on Sustainability in Civil

Engineering - ICSCE 2022, University of Transport and Communications (UTC),

pp 51.

2. Nguyễn Thị Phương Thảo (2021), Ảnh hưởng của kết cấu tường đỉnh đến dòng

phản hồi trước chân đê biển mái nghiêng trong bão, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật

Thủy lợi - Môi trường, số 6.2021, pp 32-38.

3. Nguyễn Thị Phương Thảo (2020), Nghiên cứu dòng phản hồi trước chân đê

biển bằng mô hình vật lý, HNKHTN, ĐH Thủy Lợi 11-2020, pp 549-551.

4. Nguyen Thi Phuong Thao (2020), Thieu Quang Tuan, Influences of geometrical

and structural configurations on beach and sea-dike toe scour during storms,

Springer 2020, APAC 2019, Thuyloi University, pp 401-406.

5. Nguyễn Thị Phương Thảo (2019), Ảnh hưởng của độ dốc bãi biển đến xói lở

chân kè của đê biển mái nghiêng không tràn, HNKHTN, ĐH Thủy Lợi 11- 2019,

pp 774-776.

6. Nguyen Thi Phuong Thao (2018), Literature review on the modeling of

processes related to sea dike toe erosion during storms, ISLT 2018, ThuyLoi

university, pp 244.

7. Nguyễn Thị Phương Thảo (2018), Ứng dụng mô hình vật lý nghiên cứu xói lở

chân kè của đê biển mái nghiêng trong bão, HNKHTN, ĐH Thủy Lợi 2018, pp

551-553.

118

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] J. v. d. Graaff, Lecture note on Coastal Morphology & Coastal Protection, Delft

University, 2009.

[2] T. Q. Tuấn, Đê biển và kè mái nghiêng, Hà Nội: Nhà xuất bản Xây dựng, 2016.

[3] Vu Minh Cat, "Nghiên cứu đề xuất mặt cắt ngang đê biển hợp lý với từng loại đê và phù hợp với điều kiện từng vùng từ quảng Ninh đến Quảng Nam," Hà Nội, 2008.

[4] Thieu Quang Tuan, "Modelling sea dike toe erosion during storms," Journal of

water resrources and environment, pp. 235-243, 2008.

[5] K. W. Pilarczyk, Dikes and revetments, CRC Press, 1998.

[6] R. Dean, "Heuristic models of sand transport in the surf zone," in Engineering

Dynamics in the Surf Zone, Sydney, Australia, 1973.

[7] J. B. H. a. I. A. Svendsen, "A theoretical and experimental study of undertow,"

Coastal engineering, pp. 2246-2262, 1984.

[8] Svendsen I.A, "Mass flux and undertow in a surf zone," Coastal Engineering, 8,

pp. 347--365, 1984.

[9] Stive M.J.F and Wind H.G, "Cross-shore mean flow in the surf zone," Coastal

engineering 10, pp. 325-340, 1986.

[10] N. K. Daniel T. Cox, "Undertow profiles in the bottom boundary layer under

breaking waves," Coastal engineering, pp. 3194 - 3202, 1996.

[11] J. F. a. R. Deigaard, Mechanics of coastal sediment transport-Vol3, Singapore:

World scientific, 2012.

[12] N. T. Lam, Sóng gió, Nhà xuất bản Bách Khoa Hà Nội, 2020.

[13] e. a. Andersen, Lecture Notes for the Course in Water Wave Mechanics, Aalborg

University, Denmark, 2011.

[14] S. Longuet-Higgins, "Radiation stress in water wave. a physical discussion with

applications," Deep-sea research, V11, pp. 529-562, 1964.

[15] A. Okayasu, "Characteristics of turbulence structure and undertow in the surf

zone," Repository.tudelft.nl, Japan, 1989.

[16] G. a. B. Masselink, " Magnitude and cross-shore distribution of bed return flow

measured on natural beaches.," Coastal Engineering, 25, pp. 165-190, 1995.

[17] Van de Velden, Coastal engineering, Delft: IHE, 1995.

[18] L. J. V. Rjin, Principles of sediment transport in river, estuaries, coastal seas and

ocean, Delft: IHE lecture note, 1993.

119

[19] H. Steetzel, Cross-shore transport during storm surge, Doctoral thesis, Delft

Hydraulics, 1993.

[20] R. Dano and A. Reniers, A guide to modeling coastal morphology, World

scientific, 2012.

[21] D. Johnson, " Shore Processes and Shore Line Development," Facsimile reproduction 1972, Hafner Publishing Company, New York, p. 140, 1919.

[22] R. .. .. Bagnold, "Beach formationby waves; some model experiments in a wave

tank," J. Inst. Civil Eng., Vol.15, pp. 27-52, 1940.

[23] Dyhr-Nielsen M. and T. Sorensen, "Sand transport phenomena on coasts with

bars," Conf. Coastal engineering ch 54, pp. 855-866, 1970.

[24] Svendsen I A and J. Buhr Hansen, "Cross-Shore Currents in Surf-Zone

Modelling," Coastal Engineering 12, 23-42, 1988.

[25] S. E. R. T. G. Gallagher Edith L., "Observations of sand bar evolution on a natural

beach," Journal of Geophysical Research Atmospheres, pp. 3203-3215, 1998.

[26] R. G.-A. A. Davidson, "Nearshore water motion and mean flows in a multiple parallel bar system," Marine Geology, Elsevier B.V., pp. Volume 86, Issue 4, April 1989, Pages 321-338, 1989.

[27] P. D. Brian Greenwood, "Vertical and horizontal structure in cross-shore flows: An example of undertow and wave set-up on a barred beach," Coastal Engineering, Elsevier B.V., pp. Volume 14, Issue 6, Pages 543-580, 1990.

[28] K. Yoshiaki, "Field Measurements of Undertow on Longshore Bars," COASTAL

ENGINEERING, pp. 297-310, 1998.

[29] K. Yoshiaki and T. Nakatsukasa, "Undertow and Longshore current on a Bar- Trough Beach, Field Measurements at HORS and Modeling," Rep. Port and Harbor Res. Inst., pp. 3-28, 1999.

[30] Steven J. Lentz et al, "Observations and a Model of Undertow over the Inner

Continental Shelf," JPO, 2008.

[31] F. A. Garcez and E. T. e. al, "Undertow over a barred beach," Geophysical

research, pp. 16999-17010, 2000.

[32] M. Stive, "Velocity and pressure field of spilling breakers," in Proc.17th

Inst.Conf. con coastal engineering, Sydney, 1980.

[33] Dano J.A.R and Stive M., "Bar-generating cross-shore flow mechanisms on a beach," Journal of Geophysical Research Atmospheres, pp. 94(C4):4785-4800, 1989.

[34] C. T. a. J. T. K. Francis, "Observation of undertow and turbulence in a laboratory

surf zone," CoastalEngineering24, pp. 51-80, 1994.

120

[35] T. a. M. O. S. Yoshimitsu, "Modeling Near-Shore Waves, Surface Rollers, and Undertow Velocity Profiles," JOURNAL OF WATERWAY, PORT, COASTAL, AND OCEAN ENGINEERING, 2006.

[36] Chi Zhang, "Numerical study on vertical structures of undertow inside and

outside the surf zone," Acta Oceanologica Sinica, pp. 103-111, 2009.

[37] C. K. Nicholas and J. M. Smith, "SUPERTANK Laboratory Data Collection

Project," U.S. Army Corps of Engineers, 1994.

[38] Boers M., "Bedform and undertow in the surf zone, an analysis of the LIPP 11D-

data," TU Delft, Delft, 1995.

[39] P. T. Nam, "Modelling undertow due to random waves," Coastal dynamics, pp.

1655-1666, 2013.

[40] J. Salmon, "Surf Wave Hydrodynamics in the Coastal Environment," Delft

University of Technology, Delft, 2016.

[41] N. K. Daniel T. Cox, "Kinematic undertow model with logarithmic boundary layer," Journal of waterway, port, coastal and ocean engineering., 1997.

[42] D. C. Erik and D.-J. W. N. Emerat, "Vertical variation of the flow across the surf

zone," CE, (2002) .

[43] M. A. L. Neshaei, A. Mehrdad and M. Veiskarami, "The effect of beach reflection on undertow," Iranian Journal of Science & Technology, Transaction B, Engineering, Vol. 33, No. B1, pp. 49-60, 2009.

[44] A. O. e. a. Brian, "A 2d model of waves and undertow in the surf zone," Coastal

engineering, pp. 286-296, 1998.

[45] K. Yoshiaki and N. Toshiyuki, "A one-dimensional model for undertow and longshore current on a barred beach," Coastal Engineering 40, p. 39–58, 2000.

[46] B. Grasmeijer and B. Ruessink, "Modeling of waves and currents in the nearshore parametric vs. probabilistic approach," Coastal engineering 49, vol. 49 P(185– 207), pp. 185-207, 2003.

[47] G. a. H. O.-H. Guannel, "Formulation of undertow using linear wave theory,"

Physics of fluids 26, 2014.

[48] J. a. M. S. Battjes, "Calibration and verification of a dissipation model for random

breaking waves," in J. Geophys. Res., 90, No. C5, 1985.

[49] J. a. S. I. A. Buhr Hansen, "A theoretical and experimental study of undertow,"

Coastal engineering, pp. 2246-2262, 1984.

[50] I. Svendsen, "Mass flux and undertow in a surf zone," Coastal Engineering, 8,

pp. 347-365, 1984.

[51] H. a. S. M. De Vriend, "Quasi-3D modelling of near shore current," Coastal

engineering 11, pp. 565-601, 1987.

121

[52] N. T. P. Thao, literature review on the modeling of processes related to seadike

toe erosion during storms, Ha Noi: ISLT 2018, 2018.

[53] J. F. a. R. Deigaard, Mechanics of coastal sediment transport, World Scientific ,

1994.

[54] Z. Jinhai, "Implementation and evaluation of alternative wave breaking formulas in a coastal spectral wave model," Ocean Engineering 35 , p. 1090– 1101, 2008.

[55] H. Mase, "Extended energy-balance-equation wave model for multidirectional random wave transformation," Ocean Engineering 32, p. 961–985, 2005.

[56] I. Young, Wind generated ocean waves, Elsevier, 1999.

[57] B. Grasmeijer and B. Ruessink, "Modeling of waves and currents in the nearshore parametric vs. probabilistic approach," Coastal engineering 49, vol. 49 P(185– 207), pp. 185-207, 2003.

[58] B. ,. J. W. v. d. M. Zanuttigh, "Wave reflection from coastal structures in design

conditions," Coastal Engineering, 2008.

[59] Telewac, [Online]. 2017.

Available: http://wiki.opentelemac.org/doku.php?id=user_manual_tomawac. [Accessed 3 6 2018].

[60] Roelvink, XBeach Technical Reference: Kingsday Release, Delft: Deltares,

2015.

[61] I. B. a. a. Hedegaard, "Intercomparison of coastal profile models," Coastal

engineering, pp. 2108-2121, 1992.

[62] R. Battjes and T. T. Janssen, "Random wave breaking models -history and

discussion," Coastal engineering, pp. 25-37, 2008.

[63] J. a. J. J. Battjes, "Energy loss and set-up due to breaking of random wave," in

Proc. 16th Int. Conf. Coastal Engineering, ASCE, 1978.

[64] Battjes, "Surf similarity," Coastal engineering, pp. 466-480, 1974.

[65] W. I. Kris, "Surf Zone Hydrodynamics: Measuring Waves and Currents,"

Geomorphological Techniques, Chap. 3, Sec. 2.3, 2014.

[66] H. S. a. H. J. Asbury, "Wave energy saturation on a natural beach of variable

slope," American Geophysical Union, 1985.

[67] B. D. W. a. H. S. Ruessink, "Calibration and verification of a parametric wave model on barred beaches," Coastal Engineering, 48, pp. 139-149, 2003.

[68] B. R. S. E. a. R. G. Alex Apotsos, "Testing and calibrating parametric wave transformation models on natural beaches," Coastal engineering 55, p. 224–235, 2008.

[69] P. T. Nam, "Xây dựng mô hình số mô phỏng sự thay đổi địa hình đáy biển do

sóng và dòng chảy," Viện Cơ học, 2017.

122

[70] W. K. N. a. H. A. McDougal, "The effects of seawalls on the beach Part 2: numerical modeling of SUPERTANK seawall tests.," Journal of Coastal Research Vol 12, p. 702 – 713, 1986.

[71] Fowler J.E., "Scour problems and method for prediction of maximum scour at vertical seawalls, Technical report CERC-92-16," Coastal Engineering Research Centre, 1992.

[72] Xie S.L, "Scouring patterns in front of vertical breakwaters and their influence on the stability of the foundations of the breakwaters," Department of Civil Engineering, Delft University of Technology, Delft, The Netherlands, 1981.

[73] HR Wallingford, "Understanding the Lowering of Beaches in front of coastal defence structures, Phase 2," Department of Environment, Food and Rural Affairs, 2006.

[74] J. Fredsoe and S. A. O. H. a. Steen, "Distribution of suspended sediment in large waves," Journal of waterway, port, coastal and ocean engineering vol 111, pp. 1041-1059, 1985.

[75] F. a. F. J. Engelund, "A sediment transport model for straight alluvial channels,"

Nordic Hydrology 7 , pp. 296-306, 1976.

[76] T. S. S. -. H. Amiri, "Fall Velocity of Sediment Particles," in Proceedings of the 4th IASME / WSEAS Int. Conference on Water resources, hydraulics & hydrology, 2009.

[77] P. Nielsen, "Basic Coastal Sediment Transport Mechanisms," in International Compendium of Coastal Engineering, Nanyang technological university, 2015, pp. 85-152.

[78] L. C. Rijn, Principles of Sediment Transport in Rivers, Estuaries and Coastal

Seas, Aqua publications, 1993.

[79] Y. Goda and Y. Suzuki, "Estimation of incident and reflected waves in random

wave experiments," Coastal Engineering, pp. 828-845, 1976.

[80] A. R. T. G. S. E. a. T. H. C. H. Sheremet, "Observations of nearshore infragravity waves: seaward and shoreward propagating components.," Journal of Geophysical Research,, pp. 107(C8), 3095, 2002.

[81] TAW, "Technical report wave run-rup and wave overtopping at dikes," Technical

advisory committee on flood defence, The Netherlands, 2002.

[82] Thiều Quang Tuấn, "Influence of low sea dike crown wall on overtopping

discharge," Coastal engineering, p. 55(4), 2013.

[83] T. Tuấn and N. Thìn, "Numerical study of wave overtopping on sea dikes with crown walls," Journal of Hydro environment research, pp. 367-382, 2014.

[84] N. V. Thìn, "Nghiên cứu sóng tràn qua đê biển có tường đỉnh ở bắc bộ," Trường

Đại học Thủy lợi, Hà Nội, 2014.

123

[85] N. V. Dũng, "Nghiên cứu cơ sở khoa học của giải pháp tường đỉnh giảm sóng

tràn trên đê biển," Trường Đại học Thủy lợi, Hà Nội, 2017.

[86] W. N. a. J. P. A. Seelig, "Estimation of wave reflection and energy dissipation coefficients for beaches, revetments and Breakwater," U.S. Army Coastal Engineering Research Center, Fort Belvoir, Virginia, 1981.

[87] J. W. ,. R. B. B. Z. B. W. van der Meer, "Wave transmission and reflection at low-crested structures: Design formulae, oblique wave attack and spectral change," Coastal Engineering , p. 52 (915–929), 2005.

[88] C. E. B. R. A. J. Z. Kévin Martins, "The influence of swash-based reflection on surf zone hydrodynamics: a wave-by-wave approach," Coastal engineering, pp. 27-43, 2017.

[89] Viện KH Thủy Lợi VN, "Báo cáo đánh giá hiện trạng đê biển từ Quảng Ninh đến

Quảng Nam," Hà Nội, 2012.

[90] Phạm Ngọc Quý, "Nghiên cứu, đề xuất mặt cắt ngang đê biển hợp lý và phù hợp với điều kiện từng vùng từ Quảng Ngãi đến Bà Rịa – Vũng Tàu, Thuộc chương trình KHCN phục vụ xây dựng đê biển và công trình thủy lợi vùng cửa sông ven biển," Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2012.

[91] Lê Đình Thành, "Nghiên cứu đề xuất giải pháp ổn định các cửa sông ven biển

miền Trung," Trường ĐH Thủy Lợi, Hà Nội, 2009.

[92] Viện KHCN Việt Nam, "Tuyển tập báo cáo hội nghị khoa học và công nghệ biển

toàn quốc," Hà Nội, 2011.

[93] Nguyễn Trung Việt, "Nghiên cứu chế độ thủy động lực học và vận chuyển bùn cát vùng cửa sông và bờ biển Vịnh Nha Trang, tỉnh Khánh Hòa," Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2014.

[94] APAC, "Proceedings of the 10th International Conference on Asian and Pacific

Coasts," Hanoi, Vietnam, 2019.

[95] Lê Thanh Bình, "Nghiên cứu diễn biến đường bờ biển và giải pháp công trình để

bảo vệ bãi biển thành phố nha trang," Trường Đại học Thủy lợi, Hà Nội, 2017.

[96] Nguyễn Ngọc Thế, "Nghiên cứu ảnh hưởng của nước dâng do sóng đến biến động bãi biển và giải pháp bảo vệ bãi biển cửa đại, hội an," Trường Đại học Thủy lợi, Hà Nội, 2021.

[97] T. Q. Tuan and O. H., "A numerical model of wave overtopping on sea-dikes,"

Coastal Engineering Journal, pp. 57(8), 757-772, 2010.

[98] Nguyễn Bá Quỳ, "Nghiên cứu xây dựng yêu cầu xác định tuyến đê biển mới ở vùng chưa có đê và điều chỉnh cục bộ tuyến đê biển hiện có từ Quảng Ninh đến Quảng Nam," Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2009.

[99] Le Hai Trung, "Research on scour of sea dyke using physical model," Tạp chí

Khoa học kỹ thuật Thủy lợi và Môi trường, pp. 225-234, 2008.

124

[100] Nguyễn Hoàng Hà, "A physical model study on toe protection for sea dikes and

revetments in VietNam," Unesco IHE, Delft, 2003.

[101] R. A.Dalrymple, Physical modeling in coastal engineering, Rotterdam:

A.A.Balkema, P.O.Box 1675, 1985.

[102] S. A.Hughes, Physical models and laboratory techniques in coastal engineering,

3rd ed., Singapore: World scientific, 2005.

[103] E. F. E. Mansard, "The measurement of incident and reflected spectra using a

least square method," Coastal Engineering, pp. 154-172, 1980.

[104] T. E. H. R. Guza R.T, "Swash on steep and shallow beaches," Coastal

Engineering, pp. 708-723, 1984.

[105] Hughes S.A, "Laboratory wave reflection analysis using co-located gages,"

Coastal Engineering, pp. 223-247, 1993.

[106] &. M. M. d. C. R.Capitao, "Separation of incident and reflected spectra in wave flumes," Transactions on the Built Environment vol 27, WIT Press, ISSN 1743- 3509, p. www.witpress.com, 1997 .

[107] v. d. M. J. Gert Klopman, "Random Wave Measurements in Front of Reflective Structures.," Journal of Waterway Port Coastal and Ocean Engineering, ASCE,, p. 125:139, 1999.

[108] J. Fredsoe and R. Deigaard, Mechanics of coastal sediment transport, Singapore:

World Scientific, 2012.

[109] Ping Wang, "Measuring and modeling suspended sediment concentration profiles in the surf zone," Journal of Palaeogeography, pp. 1(2): 172-193 DOI: 10.3724/SP.J.1261.2012.00013, 2012.

[110] R. Dean, "Physical Modeling of Littoral Processes," in Physical Modelling in

Coastal Engineering, Rotterdam, 1985, pp. 119-139.

[111] T. Q. Tuan, Seasonal breaching of coastal barriers, Delft: Sieca Repro, 2007.

[112] A. V. Dongeren, "DELFT-AUKE Reference Manual," WL| Delft Hydraulics,

Delft, 2005.

[113] S. A. R. J. R. W. J. Bosboom, "Unibest-TC 2.0 Overview of model formulations,"

Delft hydraulics, Delft, 2000.

[114] US Army, Shore Protection Manual, Coastal Engineering Research Centre, 1984.

[115] J. F. B. Mutlu Sumer, The mechanics of scour in the marine environment,

Singapore: World scientific, 2002.

[116] i. D. Walstra, "Unibest-TC Userguide," WL | Delft Hydraulics, Delft, 2000.

[117] L. G. Vu, "Coastal morphology A case study in province of Nam Dinh, red river

delta, Vietnam," Unesco-IHE, Delft, 2003.

125

[118] Japan, "KITAMOTO Asanobu @ National Institute of Informatics," [Online]. Available: http://agora.ex.nii.ac.jp/digital-typhoon/index.html.en. [Accessed 12 2021].

[119] Sở NN&PTNN Nam Định, "Đánh giá hiện trạng công trình đê điều trước mùa lũ,

bão năm 2021 - Tỉnh Nam Định," UBND Tỉnh Nam Định, 2021.

[120] B. d. Hoop, "The influence of scour on the stability of concrete cylinder type sea

dike toe constructions in Vietnam," TU Deflt, 2006.

[121] Phạm Văn Lập, "Nghiên cứu vận tốc dòng chảy do sóng tại chân kè nông trong thiết kế chân kè đá đổ, áp dụng cho đê biển cát hải, hải phòng," Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2019.

126

PHỤ LỤC

A. Cơ sở mô hình toán Wadibe-TC

A.1 Phương trình mô phỏng sóng

Hệ phương trình cơ bản mô tả sự suy giảm chiều cao sóng dọc theo mặt cắt ngang có

tính đến ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng nước nông, sự bất đối xứng của sóng, sóng

vỡ cuộn sóng và mực nước dềnh ngang bờ do sóng  (trung bình trong thời gian) gồm

các phương trình sau:

(A-1)

A.1.1 Phương trình cân bằng năng lượng sóng

(𝑐𝑔𝐸) + 𝐷𝑤 + 𝐷𝑓 = 0 𝑑 𝑑𝑥

2 𝜌𝑔𝐻𝑟𝑚𝑠

, cg là vận tốc nhóm sóng, Trong đó: E là tổng mật độ năng lượng sóng 𝐸 =

Dw là tiêu hao năng lượng do sóng vỡ. Tiêu hao năng lượng do sóng vỡ có thể lựa chọn

theo nhiều phương pháp khác nhau như Battjes (1978, 1985, 2008) (Battjes J. a., 1978),

(Battjes R. a., 2008), (Battjes J. a., 1985)…Dưới đây là công thức theo (Battjes R. a.,

(A-2)

2008):

𝐷𝑤 = 𝑄𝑏 3√𝜋𝛼𝑓𝑝𝜌𝑔𝐻𝑟𝑚𝑠 16𝑑

3√𝜋

Qb là phần trăm sóng vỡ: (𝑅3 + 𝑅) 𝑒𝑥𝑝(−𝑅2) − 𝑒𝑟𝑓(𝑅) 𝑄𝑏 = 1 +

𝑅 = 𝐻𝑏 𝐻𝑟𝑚𝑠

 là hệ số hiệu chỉnh (1,0), fp = /Tp, Tp là chu kỳ đỉnh phổ, Hrms là chiều cao sóng trung

bình quân phương (Hrms =Hs/1,41), Hb là chiều cao sóng vỡ phụ thuộc hệ số sóng vỡ 

và d là độ sâu nước.

Df là tiêu hao năng lượng do ma sát đáy được xác định theo công thức:

3 𝑢𝑜𝑟𝑏

(A-3)

𝐷𝑓 = 𝑓𝑤𝜌 √𝜋

PL-1

fw là hệ số ma sát, uorb là biên độ dao động của vận tốc quỹ đạo sóng xác định dựa trên

lý thuyết sóng tuyến tính và Hrms

A.1.2 Phương trình cân bằng năng lượng cuộn mặt sóng (roller balance equation)

Để mô phỏng quá trình phát triển cuộn sóng trên mặt sóng vỡ trước khi chuyển thành

chuyển động rối và nâng cao độ chính xác khi dự tính nước dềnh do sóng, mô hình cuộn

(A-4)

sóng mặt của Nairn (1990) được ứng dụng (Nairn, 1990):

(2𝑐𝐸𝑟) − 𝐷𝑤 + 𝐷𝑠 = 0 𝜕 𝜕𝑥

𝐷𝑠 = 2𝑔 𝐸𝑟 𝑐

Với Er: là năng lượng cuộn mặt sóng (roller energy) biểu thị tổng động năng trong cuộn

sóng với diện tích A và chiều dài L:

𝐸𝑟 = 1 2 𝜌𝑐2 𝐴 𝐿

Ds là tiêu hao năng lượng của cuộn sóng mặt,  là độ dốc mặt của cuộn sóng, c là vận

𝜔

tốc đầu sóng, k là số sóng,  là vận tốc góc:

𝑘

;  = 2fp ; 2=gk.tanh(kd) 𝑐 =

(A-5)

A.1.3 Phương trình cân bằng động lượng (cross-shore momentum equation)

+ 𝜌𝑔(𝑑 + ) = 0 𝑑𝑆𝑥𝑥 𝑑𝑥 𝑑 𝑑𝑥

𝑆𝑥𝑥 = (2𝑛 − ) 𝐸 + 2𝐸𝑟 1 2

𝑛 = 𝑘𝑑/𝑠𝑖𝑛ℎ(2𝑘𝑑) 1 2

Sxx là ứng suất bức xạ sóng, d là độ sâu ứng với mực nước tĩnh

Hệ các phương trình trên được giải theo phương pháp sai phân hữu hạn để tìm được đặc

trưng sóng và nước dềnh dọc theo mặt cắt ngang bờ. Số liệu đầu vào của mô hình gồm

số liệu địa hình, điều kiện sóng tại biên. Độ cao nước dềnh tại biên là =0 nếu biên phía

PL-2

biển đặt ngoài vùng sóng vỡ. Năng lượng sóng cuộn Er tại biên phía biển được ước tính

theo công thức trên với giả thiết rằng Ds = Dw.

Các tham số của mô hình mô phỏng sóng được xác định dựa trên việc hiệu chỉnh và

kiểm định kết quả chiều cao sóng mô phỏng với số liệu đo đạc trong máng sóng. Giá trị

tối ưu của các tham số (Walstra, 2000): Hệ số hiệu chỉnh  =1, độ dốc mặt của cuộn

sóng  (0,05 - 0,1), hệ số tiêu tán năng lượng D (0,6 - 1,2), hệ số ma sát fw (0,001 - 0,1)

và hệ số sóng vỡ  (0,5 - 0,8).

A.2 Phương trình mô phỏng dòng phản hồi

Để xác định phân bố vận tốc của dòng hoàn lưu ngang bờ cần giải phương trình cân

bằng động lượng theo phương ngang. Roelvink và Reniers (1994) sử dụng mô hình giả

3D, trong đó có tính đến các yếu tố ảnh hưởng của các lực tạo ra do sóng vỡ, độ dốc mặt

nước, lớp biên sóng, ở đây bỏ qua ảnh hưởng của ứng suất do gió. Phân bố của độ nhớt

rối chọn là dạng parabol có tính đến tác động của độ dốc mặt nước, sóng vỡ và chuyển

động rối tăng thêm trong các lớp biên sóng. Mô hình giả 3D chia độ sâu nước thành 3

lớp, lớp trên mặt (từ chân sóng đến đỉnh sóng), lớp giữa và lớp đáy.

A.2.1 Phương trình cân bằng động lượng

Phương trình cân bằng động lượng theo phương x, bỏ qua thành phần gia tốc đối lưu do

dòng chảy trung bình theo thời gian, giả sử thành phần gradient áp suất không đổi theo

độ sâu:

(A-6)

𝜏 = 𝜏𝑠 − 𝑅(1 − 𝜎) 𝜎 > 𝛿

𝑧

𝜎 < 𝛿 𝜏 = 𝜏𝑠 − 𝑅(1 − 𝜎) + 𝐷𝑓𝑘 𝜔 𝛿 − 𝜎 𝛿

𝑑

(Hình A-1);  là độ dày của lớp biên sóng phi thứ nguyên: Trong đó: 𝜎 =

0,82 𝑘𝑠 ) 𝑑

𝛿 = 0,09𝛼 ( 𝐴 𝑘𝑠

Gradient áp suất R được xem là chiếm ưu thế:

𝑅 = −𝜌𝑔𝑑 𝜕 𝜕𝑥

PL-3

Tiêu tán năng lượng do ma sát đáy Df:

1 𝐷𝑓 = 𝜌𝑓𝑤𝑢𝑜𝑟𝑏 2√𝜋

−0,52 )

Uorb là vận tốc quỹ đạo sóng gần đáy; Hệ số ma sát fw:

𝑓𝑤 = 1,39 ( 𝐴 𝑧0

A tham số không đối xứng quỹ đạo sóng gần đáy

z0 = ks/33 với ks tham số độ cao nhám;

 = 20 dựa trên sự so sánh với đo đạc sóng

không đều, =1 đối với sóng đơn

 là khối lượng riêng của nước, g là gia tốc

trọng trường, d là độ sâu nước trung bình,  là

nước dâng do sóng trung bình, b là ứng suất

rối trung bình do dòng phản hồi ở đáy gây ra

x là trục tọa độ vuông góc với bờ.

s là ứng suất tiếp bề mặt tại mực nước trung

Hình A-1. Kí hiệu 

𝐷𝑠

bình, tính theo tiêu tán năng lượng do cuộn

𝑐

𝜕u

mặt sóng: 𝜏𝑠 =

𝜌𝜗𝑡 𝑑

𝜕𝜎

ứng suất tiếp  được xác định theo công thức: 𝜏 =

Cấu trúc của độ nhớt rối 𝜗𝑡 được lựa chọn có dạng parabol:

với > 𝜗𝑡 = ∅𝑠𝜗𝑡̅ 𝜎(𝜎𝑠 − 𝜎)

𝜗𝑡 = ∅𝑠𝜗𝑡̅ 𝜎(𝜎𝑠 − 𝜎) + ∅𝑏𝜗̅𝑡𝑏𝜎(𝛿 − 𝜎) với <

1 ∅𝑠 = ∅𝑏 = 6 𝜎 𝜎𝑠 −

PL-4

2 + 𝜗̅ 𝑡,𝑐

2 𝑡,𝑤𝑏

Độ nhớt trung bình theo độ sâu 𝜗𝑡̅ được xác định: 𝜗𝑡̅ = √𝜗̅

ℎ√𝑔𝑑|𝑠| Độ nhớt rối trung bình theo độ sâu do dòng chảy 𝜗̅𝑡,𝑐 =

Với s là độ dốc mặt nước do dòng chảy

1/3 )

Độ nhớt rối trung bình theo độ sâu do sóng vỡ của Battjes (1975):

𝜌

𝐿 𝜗̅𝑡,𝑤𝑏 = 𝛼𝑤 (𝐷𝑠

𝛼𝑤 là hệ số cần được hiệu chỉnh và kiểm định, dựa trên số liệu thí nghiệm LIP delta

flume, thí nghiệm ứng suất sóng LIP, giá trị của 𝛼𝑤 nằm trong khoảng tối ưu (0,05-0,1),

L:cỡ chiều dài điển hình = Hrms.

(𝑓𝑤𝑢𝑜𝑟𝑏)2 4𝜔

Độ rối gia tăng trong lớp biên sóng 𝜗̅𝑡𝑏 được xác định theo công thức: 𝜗̅𝑡𝑏 =

Phân bố vận tốc (velocity profile) có được từ việc giải phương trình:

>

=

)

𝜕𝑢𝑖 𝜕𝜎

𝑑 𝜌𝜙𝑠𝑣̅𝑡

(𝜏𝑠,𝑖−𝑅𝑖)+𝑅𝑖𝜎 ( 𝜎(𝜎𝑠−𝜎)

)𝜎

(𝜏𝑠,𝑖−𝑅𝑖+

)+(𝑅𝑖−

𝐷𝑓𝑘𝑖 𝛿𝜔

<

=

(

)

𝜕𝑢𝑖 𝜕𝜎

𝑑 𝜌(𝜙𝑠𝑣)𝑏

𝐷𝑓𝑘𝑖 𝜔 𝜎(𝜎𝑠−𝜎)

Kết quả phân bố vận tốc có dạng: u(z) = 𝑢̅ + f(z)

Với 𝑢̅ là vận tốc trung bình theo độ sâu

A.2.2 Cân bằng thông lượng khối (mass flux balance)

Thông lượng khối mt (kg/m/s) là khối lượng nước dịch chuyển ở phía trên mực nước

chân sóng trung bình trên một đơn vị chiều dài trong một đơn vị thời gian. Thông lượng

tổng cộng do sóng vỡ bằng tổng của thông lượng do chuyển động sóng mw và thông

(A-7)

lượng do các xoáy cuộn lớn mv:

+ = 𝑚𝑡 = 𝑚𝑤 + 𝑚𝑣 = 𝐸 𝑐 𝜌𝐴𝑐 𝑇 𝐸 + 2𝐸𝑟 𝑐

PL-5

2 𝜌𝑔𝐻𝑟𝑚𝑠

Trong đó: E: năng lượng sóng (= ); c: vận tốc truyền sóng ; Hrms: chiều cao

sóng quân phương ; T: chu kì sóng

𝑚𝑡 𝑑

Vận tốc trung bình trên thủy trực được tính theo công thức: 𝑢̅ = −

A.3 Phương trình mô phỏng vận chuyển bùn cát và thay đổi địa hình đáy

Công thức tính vận chuyển bùn cát gồm công thức tính bùn cát đáy và bùn cát lơ lửng

(Walstra, 2000).

Lượng vận chuyển bùn cát đáy:

(A-8)

= 9,1 𝛽𝑠 (1 − 𝑝) {|𝜃′(𝑡) − 𝜃𝑐|}1,8 𝜃′(𝑡) |𝜃′(𝑡)| 𝑞𝑏(𝑡) 3 √Δ𝑔𝑑50

Trong đó: qb(t): tốc độ vận chuyển bùn cát đáy trên đơn vị bề rộng trong đơn vị thời gian

: mật độ tương đối bằng (s - )/ với s là khối lượng riêng của bùn cát,  là

khối lượng riêng của nước;

g là gia tốc trọng trường; d50: đường kính hạt cát trung bình; p: độ rỗng của bùn cát.

Khối lượng riêng của nước w là hàm của nhiệt độ Te và độ muối Sa:

𝜌𝑤 = 1000 + 1,455𝐶𝑙 − 0,0065(𝑇𝑒 − 4 + 0,4𝐶𝑙)2

𝐶𝑙 = 𝑆𝑎 − 0,03 1,805

s: hệ số ảnh hưởng mái dốc (tham số Bagnold):

ub: vector vận tốc sát đáy

: góc nghỉ là hàm của khoảng cách ngang bờ. Công thức này hợp lý trong trường hợp:

PL-6

’(t) ứng suất hiệu quả phi thứ nguyên:

f cw là hệ số ma sát kết hợp của sóng và dòng chảy:

−1

𝑈̂ là biên độ vận tốc của dòng chảy do sóng sát đáy; c ứng suất giới hạn

𝜃𝑐𝑟 = 0,24𝐷∗ 1< 𝐷∗≤ 4

−0,64 4< 𝐷∗≤ 10

−0,1

𝜃𝑐𝑟 = 0,14𝐷∗

𝜃𝑐𝑟 = 0,04𝐷∗ 10< 𝐷∗≤ 20

0,29 20< 𝐷∗≤ 150

𝜃𝑐𝑟 = 0,013𝐷∗

𝜃𝑐𝑟 = 0,055𝐷∗ 150< 𝐷∗

Tiêu chuẩn giới hạn trong công thức vận chuyển bùn cát đáy được hiệu chỉnh bởi hệ số Schoklitsch có tính đến ảnh hưởng của độ dốc đáy trong khởi động chuyển động:

Vận chuyển bùn cát đáy do sóng và dòng chảy theo hướng ngang bờ:

𝑑

Vận chuyển bùn cát lơ lửng:

(A-9)

𝑎

∫ 𝑢′𝐶′ ̅̅̅̅̅𝑑𝑧 = 𝑞𝑠̅ = ∫ 𝑢𝐶𝑑𝑧 + 𝑞𝑠,𝑐̅̅̅̅ + 𝑞𝑠,𝑤̅̅̅̅̅

Trong đó: 𝑞𝑠,𝑐̅̅̅̅ là lượng vận chuyển bùn cát trong 1 đơn vị thời gian do tác dụng của

dòng chảy (kg/sm); 𝑞𝑠,𝑤̅̅̅̅̅ là lượng vận chuyển bùn cát trong 1 đơn vị thời gian do tác

PL-7

dụng của sóng (kg/sm). Giả thiết lượng 𝑞𝑠,𝑤̅̅̅̅̅ là nhỏ so với lượng 𝑞𝑠,𝑐̅̅̅̅ nên công thức được

đưa ra như sau (có xét tới cả độ rỗng):

𝑑 ∫ 𝑢𝐶𝑑𝑧 𝑎 (1 − 𝑝)𝜌𝑠