Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu đánh giá an toàn đê Hữu Hồng đoạn qua Hà Nội trong điều kiện biến đổi khí hậu

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

ĐẶNG QUỐC TUẤN

NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ AN TOÀN ĐÊ HỮU HỒNG

ĐOẠN QUA HÀ NỘI TRONG ĐIỀU KIỆN BIẾN ĐỔI KHÍ HẬU

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI, NĂM 2017

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ AN TOÀN ĐÊ HỮU HỒNG

ĐOẠN QUA HÀ NỘI TRONG ĐIỀU KIỆN BIẾN ĐỔI KHÍ HẬU

Nghiên cứu sinh:

Đặng Quốc Tuấn

Chuyên ngành:

Địa kỹ thuật xây dựng

Mã số:

62-58-02-11

Người hướng dẫn khoa học:

TS. Phạm Quang Tú

GS.TS Trịnh Minh Thụ

HÀ NỘI, NĂM 2017

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 đã được

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

Tác giả luận án

i

Đặng Quốc Tuấn

LỜI CẢM ƠN

Trước tiên tác giả xin bày tỏ lòng kính trọng và biết ơn sâu sắc đến hai thầy hướng dẫn

khoa học là GS.TS Trịnh Minh Thụ và TS Phạm Quang Tú đã tận tình định hướng, chỉ

bảo và theo sát tác giả trong suốt quá trình nghiên cứu và hoàn thiện Luận án. Tác giả

xin gửi lời cảm ơn sâu sắc đến Trường Đại học Thuỷ Lợi, phòng Đào tạo Đại học và

Sau đại học đã tạo điều kiện thuận lợi, hỗ trợ tác giả trong quá trình làm Luận án. Tác

giả xin cảm ơn các thầy cô trong Khoa Công trình, bộ môn Địa kỹ thuật, phòng Thí

nghiệm Địa kỹ thuật của trường đại học Thủy Lợi đã dành nhiều thời gian công sức

giúp đỡ tác giả hoàn thành Luận án. Trong quá trình thực hiện Luận án, tác giả còn

nhận được sự giúp đỡ về tin học của Thạc sĩ Nguyễn Văn Tuấn để giải quyết một số

bài toán lý thuyết độ tin cậy. Đồng thời tác giả cũng nhận được sự động viên và ủng hộ

rất lớn về vật chất và tinh thần từ gia đình, bạn bè và đồng nghiệp. Từ đáy lòng mình,

ii

tác giả xin gửi đến họ những lời cảm ơn chân thành và sâu sắc nhất.

MỤC LỤC

DANH MỤC CÁC HÌNH ẢNH .................................................................................. VIII

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU ................................................................................. XII

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

DANH MỤC KÝ HIỆU CÁC ĐẠI LƯỢNG ............................................................ XVI

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

1. Tính cấp thiết của đề tài ............................................................................................ 1

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

3. Câu hỏi nghiên cứu ................................................................................................... 3

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

5. Nội dung nghiên cứu ................................................................................................ 3

6. Phương pháp nghiên cứu .......................................................................................... 3

7. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn .................................................................................. 4

8. Cấu trúc luận án ........................................................................................................ 4

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU AN TOÀN ĐÊ TRONG BỐI CẢNH BIẾN ĐỔI KHÍ HẬU ....................................................................................................... 5

1.1 Hệ thống công trình phòng chống lũ bảo vệ vùng đồng bằng sông Hồng ............ 5

1.1.1 Hệ thống hồ chứa thượng lưu .......................................................................... 5

1.1.2 Hệ thống đê điều hạ lưu................................................................................... 7

1.2 Biến đổi khí hậu ở Việt Nam ................................................................................ 15

1.2.1 Kịch bản biến đổi khí hậu, nước biển dâng của IPCC .................................. 15

1.2.2 Kịch bản biến đổi khí hậu, nước biển dâng cho Việt Nam ........................... 15

1.3 Tổng quan về nghiên cứu an toàn đê .................................................................... 17

1.3.1 Các nghiên cứu ở nước ngoài ........................................................................ 17

1.3.2 Các nghiên cứu về sự cố đê trong nước ........................................................ 22

1.4 Định hướng nghiên cứu của luận án..................................................................... 26

1.4.1 Những vấn đề khoa học cần làm sáng tỏ ...................................................... 26

1.4.2 Định hướng nghiên cứu của luận án ............................................................. 28

iii

1.5 Kết luận Chương 1 ................................................................................................ 29

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ KHOA HỌC NGHIÊN CỨU, ĐÁNH GIÁ AN TOÀN ĐÊ VÀ GIẢI PHÁP TĂNG CƯỜNG ỔN ĐỊNH ĐÊ................................................................. 30

2.1 Điều kiện biên thủy lực......................................................................................... 30

2.1.1 Giới hạn lưu vực sông Hồng ......................................................................... 30

2.1.2 Dòng chảy lũ .................................................................................................. 31

2.1.3 Sự thay đổi lòng dẫn và mực nước trên sông Hồng...................................... 31

2.1.4 Dòng chảy lũ sông Hồng khi xét đến ảnh hưởng của BĐKH ...................... 34

2.2 Điều kiện địa chất công trình và phân chia cấu trúc nền đê ................................ 37

2.2.1 Điều kiện địa chất công trình ........................................................................ 37

2.2.2 Phân chia cấu trúc nền đê .............................................................................. 39

2.2.3 Các kiểu cấu trúc nền đê đại diện .................................................................. 40

2.3 Điều kiện địa chất thủy văn .................................................................................. 41

2.4 Đánh giá an toàn đê theo phương pháp truyền thống .......................................... 42

2.4.1 Các tiêu chuẩn an toàn ................................................................................... 42

2.4.2 Quy trình đánh giá an toàn ............................................................................ 43

2.5 Đánh giá an toàn đê theo phương pháp lý thuyết độ tin cậy................................ 44

2.5.1 Các khái niệm cơ bản .................................................................................... 45

2.5.2 Hàm tin cậy và xác suất sự cố ....................................................................... 46

2.5.3 Phân tích rủi ro và phân tích tối ưu ............................................................... 48

2.5.4 Các bất định trong địa kỹ thuật ..................................................................... 48

2.5.5 Phân tích các số liệu đầu vào ........................................................................ 49

2.5.6 Các cấp độ tính toán ...................................................................................... 50

2.5.7 Tính toán độ tin cậy theo cấp độ II ............................................................... 51

2.5.8 Tính toán độ tin cậy theo cấp độ III .............................................................. 52

2.5.9 Xác suất sự cố của hệ thống .......................................................................... 53

2.5.10 Ảnh hưởng của hiệu ứng độ dài .................................................................. 55

iv

2.5.11 Xác suất sự cố xảy ra ứng với một trận lũ cụ thể........................................ 57

2.5.12 Một số khác biệt khi đánh giá an toàn đê theo phương pháp truyền thống

và phương pháp lý thuyết độ tin cậy ...................................................................... 57

2.6 Phương pháp thực nghiệm nghiên cứu xói ngầm dưới nền đê bằng mô hình vật lý trong phòng ............................................................................................................. 58

2.6.1 Các khái niệm về xói ngầm ........................................................................... 58

2.6.2 Ảnh hưởng của xói ngầm đến an toàn đê ...................................................... 59

2.6.3 Cơ sở xây dựng mô hình thí nghiệm thấm trong phòng ............................... 60

2.7 Các giải pháp nâng cao an toàn đê ....................................................................... 62

2.7.1 Giải pháp tăng cường ổn định mái đê ........................................................... 62

2.7.2 Các giải pháp xử lý thấm ............................................................................... 63

2.7.3 Các giải pháp xử lý lún .................................................................................. 65

2.7.4 Các giải pháp phi công trình ......................................................................... 66

2.7.5 Đề xuất giải pháp tăng cường ổn định đê ..................................................... 66

2.8 Nguyên lý rủi ro trong thiết kế công trình............................................................ 66

2.9 Kết luận Chương 2 ................................................................................................ 67

CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU XÓI NGẦM DƯỚI NỀN ĐÊ BẰNG MÔ HÌNH VẬT LÝ TRONG PHÒNG...................................................................................................... 68

3.1 Đặt vấn đề ............................................................................................................. 68

3.2 Thiết kế mô hình thí nghiệm ................................................................................ 69

3.2.1 Tỷ lệ mô hình, ưu nhược điểm của mô hình thí nghiệm trong phòng .......... 69

3.2.2 Kích thước mô hình ....................................................................................... 71

3.2.3 Vật liệu thí nghiệm ........................................................................................ 74

3.2.4 Mực nước thí nghiệm .................................................................................... 74

3.3 Thí nghiệm thấm ngang ........................................................................................ 75

3.3.1 Mục đích thí nghiệm thấm ngang .................................................................. 75

3.3.2 Công tác chuẩn bị thí nghiệm thấm ngang .................................................... 76

3.3.3 Trình tự tiến hành .......................................................................................... 76

v

3.3.4 Kết quả thí nghiệm thấm ngang .................................................................... 77

3.3.5 Thảo luận về kết quả thí nghiệm thấm ngang ............................................... 85

3.4 Thí nghiệm thấm đứng.......................................................................................... 86

3.4.1 Mục đích thí nghiệm thấm đứng ................................................................... 86

3.4.2 Công tác chuẩn bị thí nghiệm thấm đứng ..................................................... 86

3.4.3 Trình tự tiến hành thí nghiệm ........................................................................ 87

3.4.4 Kết quả thí nghiệm thấm đứng ...................................................................... 87

3.4.5 Thảo luận về kết quả thí nghiệm thấm đứng ................................................. 89

3.5 Kết luận Chương 3 ................................................................................................ 90

3.5.1 Thí nghiệm thấm ngang ................................................................................. 90

3.5.2 Thí nghiệm thấm đứng .................................................................................. 91

CHƯƠNG 4 ĐỘ TIN CẬY CỦA HỆ THỐNG ĐÊ SÔNG HỒNG TRONG BỐI CẢNH BIẾN ĐỔI KHÍ HẬU ......................................................................................... 92

4.1 Đánh giá an toàn đê Hữu Hồng theo phương pháp truyền thống ........................ 92

4.1.1 Đánh giá an toàn của 17 đoạn đê................................................................... 92

4.1.2 Đánh giá an toàn của 10 cống dưới đê .......................................................... 94

4.2 Phân tích độ tin cậy của hệ thống đê Hữu Hồng trong điều kiện BĐKH............ 95

4.2.1 Mô tả hệ thống ............................................................................................... 96

4.2.2 Xác suất sự cố của đoạn đê ........................................................................... 97

4.2.3 Xác suất sự cố của hệ thống đê ................................................................... 115

4.3 Phân tích an toàn đê dưới trận lũ thiết kế trong bối cảnh BĐKH ...................... 119

4.3.1 Đặt vấn đề .................................................................................................... 119

4.3.2 Nghiên cứu trong phòng .............................................................................. 119

4.3.3 Nghiên cứu hiện trường ............................................................................... 120

4.3.4 Sự suy giảm và độ trễ thời gian của áp lực thấm ........................................ 123

4.3.5 Thiết lập phương trình dự báo sự phát triển của chiều dài ống xói hiện

trường .................................................................................................................... 124

vi

4.3.6 Phân tích ổn định cho đoạn đê điển hình .................................................... 131

4.4 Đề xuất giải pháp tăng cường ổn định đê Sen Chiểu theo nguyên lý rủi ro ...... 132

4.4.1 Giới thiệu chung về vùng nghiên cứu ......................................................... 132

4.4.2 Rủi ro ngập lụt của vùng nghiên cứu .......................................................... 134

4.4.3 Lựa chọn giải pháp tối ưu tăng cường ổn định cho đoạn đê Sen Chiểu ..... 139

4.5 Kết luận Chương 4 .............................................................................................. 142

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ...................................................................................... 144

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ ............................................................. 146

vii

TÀI LIỆU THAM KHẢO ............................................................................................ 147

DANH MỤC CÁC HÌNH ẢNH

Hình 0.1 Sơ đồ trình bày cấu trúc của luận án................................................................4

Hình 1.1 Sơ họa hệ thống hồ chứa thượng lưu và các nhánh sông chính của ĐBSH ..... 5

Hình 1.2 Đê Hà Nội giai đoạn từ 1915 đến 1945 ............................................................. 8

Hình 1.3 Đê Hà Nội giai đoạn từ 1945 đến 2000 ........................................................... 10

Hình 1.4 Sơ họa hiện tượng đùn sủi ở hạ lưu đê ............................................................ 13

Hình 1.5 Gradient áp lực thấm thu được từ đùn sủi hiện trường nền đê Hữu Hồng ..... 13

Hình 1.6 Đỉnh đê Hữu Hồng hiện trạng từ Km30+550 đến Km72+520 ....................... 14

Hình 1.7 Đỉnh đê Hữu Hồng hiện trạng từ Km72+520 đến Km117+900 ..................... 14

Hình 1.8 Biến đổi của bão và áp thấp nhiệt đới cuối thế kỷ so với thời kỳ cơ sở ......... 16

Hình 1.9 Kịch bản nước biển dâng khu vực Biển Đông ................................................ 16

Hình 1.10 NBD do BĐKH theo Ủy ban nghiên cứu về đồng bằng (2008) của Hà Lan ......................................................................................................................................... 18

Hình 1.11 Thí nghiệm xói ngầm tại Đại học Florida, Mỹ năm 2000 ............................ 20

Hình 1.12 Thí nghiệm xói ngầm tại đại học Okayama, Nhật Bản, năm 1987 .............. 21

Hình 2.1 Sơ họa vùng hạ du sông Hồng và sông Thái Bình .......................................... 30

Hình 2.2 Đường quan hệ Q = f(H) thực đo tại trạm thủy văn Sơn Tây qua các năm ... 32

Hình 2.3 Đường quan hệ Q = f(H) thực đo tại trạm thủy văn Hà Nội qua các năm ..... 32

Hình 2.4 Đường đáy sông thực đo tại trạm thủy văn Sơn Tây qua các năm ................. 33

Hình 2.5 Đường đáy sông thực đo tại trạm thủy văn Hà Nội qua các năm ................... 33

Hình 2.6 Sơ đồ tính toán dòng chảy lũ hệ thống sông Hồng ......................................... 34

Hình 2.7 Quá trình mực nước lũ tại Sơn Tây ................................................................. 35

Hình 2.8 Quá trình mực nước lũ tại Hà Nội ................................................................... 35

Hình 2.9 Mực nước lớn nhất sông Hồng từ Km31 đến Km73 ...................................... 36

Hình 2.10 Mực nước lớn nhất sông Hồng từ Km73 đến Km128 .................................. 36

Hình 2.11 Phân đoạn đê Hữu Hồng với mức độ nguy hiểm về thấm khác nhau .......... 40

Hình 2.12 Cắt dọc địa tầng nền đê Hữu Hồng từ Sơn Tây đến Phú Xuyên .................. 41

Hình 2.13 Các kiểu mô hình nền đê Hữu Hồng từ Sơn Tây đến Phú Xuyên ................ 41

Hình 2.14 Sơ đồ các bước đánh giá ATĐ theo phương pháp truyền thống .................. 44

Hình 2.15 Sơ đồ các bước đánh giá ATĐ theo phương pháp LTĐTC .......................... 45

viii

Hình 2.16 Hàm tin cậy biểu diễn trong mặt phẳng (RL) ............................................... 47

Hình 2.17 Các loại bất định trong địa kỹ thuật .............................................................. 48

Hình 2.18 Xác suất phá hỏng của một hệ thống nối tiếp với các cận khác nhau, theo Vrijling và Van Gelder ................................................................................................... 54

Hình 2.19 Quan hệ giữa β yêu cầu và chiều dài của hệ thống, theo Lopez De La Cruz ... 56

Hình 2.20 Các giai đoạn phá hủy do BDT dưới nền đê ................................................. 59

Hình 2.21 Phản áp tăng cường ổn định mái đê .............................................................. 63

Hình 2.22 Giải pháp sân phủ chống thấm ...................................................................... 63

Hình 2.23 Giải pháp lăng trụ thoát nước hạ lưu ............................................................. 64

Hình 2.24 Sơ đồ giếng giảm áp ...................................................................................... 64

Hình 2.25 Sơ đồ tường chống thấm ................................................................................ 65

Hình 2.26 Xử lý lún bằng cọc xi măng đất .................................................................... 65

Hình 2.27 Các bước phân tích rủi ro .............................................................................. 67

Hình 3.1 Thống kê một số sự cố vỡ đê sông điển hình .................................................. 69

Hình 3.2 Mặt cắt ngang đê Sen Chiểu (Km32+395) ...................................................... 70

Hình 3.3 Sơ đồ cấu tạo mô hình thí nghiệm ................................................................... 71

Hình 3.4 Mô hình thí nghiệm thấm ngang ..................................................................... 72

Hình 3.5 Mô hình thí nghiệm thấm đứng ....................................................................... 72

Hình 3.6 Đường lũ lên chu kỳ 500 năm (kịch bản RCP4.5_2030_500_BL) ................ 75

Hình 3.7 Đường dâng nước thí nghiệm thấm trong phòng ............................................ 75

Hình 3.8 Quá trình phát triển của ống xói ...................................................................... 77

Hình 3.9 Sơ đồ ống xói hình thành do biến dạng thấm từ thí nghiệm thấm ngang....... 78

Hình 3.10 Biểu đồ (ΔH-T) cát Sen Chiểu ...................................................................... 79

Hình 3.11 Biểu đồ ΔH  T cát Hoàng Mai .................................................................... 79

Hình 3.12 Biểu đồ (Lx-T) cát xốp Sen Chiểu ................................................................. 80

Hình 3.13 Biểu đồ (Lx-T) cát xốp Hoàng Mai ............................................................... 80

Hình 3.14 Biểu đồ (Lx-T) cát chặt vừa Sen Chiểu ........................................................ 80

Hình 3.15 Biểu đồ Lx-T cát chặt vừa Hoàng Mai .......................................................... 81

Hình 3.16 Biểu đồ Lx-T cát chặt Sen Chiểu ................................................................... 81

Hình 3.17 Biểu đồ Lx-T cát chặt Hoàng Mai ................................................................. 81

Hình 3.18 Biểu đồ (Lx  T) cát Sen Chiểu ..................................................................... 82

Hình 3.19 Biểu đồ (Lx  T) cát Hoàng Mai .................................................................... 82

ix

Hình 3.20 Sơ họa các giai đoạn phát triển của BDT ...................................................... 84

Hình 3.21 Diễn biến của quá trình thấm đứng ............................................................... 87

Hình 3.22 Tương quan (ΔH  T) và (J  T) của cát xốp Sen Chiểu .............................. 88

Hình 3.23 Tương quan (ΔH  T) và (J  T) của cát chặt vừa Sen Chiểu ...................... 89

Hình 3.24 Tương quan (ΔH  T) và (J  T) của cát chặt Sen Chiểu ............................. 89

Hình 4.1 Gradient áp lực thấm J và [J] của 17 đoạn đê Hữu Hồng ............................... 93

Hình 4.2 Hệ số ổn định mái Kmin min và [K] tương ứng của 17 đoạn đê Hữu Hồng ...... 93

Hình 4.3 Mực nước lớn nhất sông Hồng từ Km31 đến Km73 ...................................... 94

Hình 4.4 Mực nước lớn nhất sông Hồng từ Km73 đến Km128 .................................... 94

Hình 4.5 Sơ họa tuyến đê Hữu Hồng địa phận Hà Nội .................................................. 96

Hình 4.6 Cây sự cố của hệ thống phòng chống lũ đồng bằng sông Hồng ..................... 97

Hình 4.7 Cây sự cố tuyến đê Hữu Hồng, Hà Nội........................................................... 97

Hình 4.8 Cây sự cố của một đoạn đê .............................................................................. 98

Hình 4.9 Cây sự cố của đê .............................................................................................. 98

Hình 4.10 Cây sự cố của cống ........................................................................................ 99

Hình 4.11 Sơ họa sự cố nước lũ tràn đỉnh đê ............................................................... 100

Hình 4.12 Minh họa hiện tượng đẩy bục và xói ngầm ở nền đê .................................. 101

Hình 4.13 Minh họa hiện tượng trượt mái đê............................................................... 103

Hình 4.14 Tỷ lệ ảnh hưởng của các BNN đến sự cố lũ tràn đỉnh đê (đoạn 1) ............ 107

Hình 4.15 Ảnh hưởng của các BNN đến sự cố bục tầng phủ hạ lưu đê (đoạn 1) ....... 108

Hình 4.16 Ảnh hưởng của các BNN đến sự cố xói ngầm dưới nền đê (đoạn 1) ......... 109

Hình 4.17 Nội suy giữa chỉ số độ tin cậy β và mực nước H, theo GeoDelft ............... 110

Hình 4.18 Ảnh hưởng của các BNN đến sự cố đẩy bục lớp gia cố hạ lưu cống ......... 113

Hình 4.19 Ảnh hưởng của các BNN đến xác suất sự cố xói ngầm dưới nền cống ..... 114

Hình 4.20 Ảnh hưởng của các BNN đến sự cố nền cống mất khả năng chịu tải ........ 115

Hình 4.21 Sơ đồ đường xói phát triển theo thời gian ................................................... 119

Hình 4.22 Sự suy giảm của chiều dài đường thấm và phát triển của chiều dài ống xói theo thời gian ứng với một trận lũ ................................................................................ 120

Hình 4.23 Dòng chảy trong tầng cát dưới nền đê trong mùa lũ và mùa khô ............... 121

Hình 4.24 Sơ đồ tuyến khảo sát địa vật lý đoạn đê Sen Chiểu (Km32+322÷Km32+512) ....................................................................................................................................... 121

Hình 4.25 Vị trí các tuyến khảo sát .............................................................................. 122

x

Hình 4.26 Kết quả khảo sát tại tuyến đo T1 ................................................................. 122

Hình 4.27 Kết quả khảo sát tại tuyến đo T2 ................................................................. 122

Hình 4.28 Kết quả khảo sát tại tuyến đo T3 ................................................................. 122

Hình 4.29 Hình ảnh 3D mô phỏng các vùng xốp cục bộ dưới nền đê ......................... 123

Hình 4.30 Sự suy giảm và độ trễ thời gian của áp lực nước ........................................ 124

Hình 4.31 Tương quan giữa chiều dài ống xói và chênh cao áp lực ........................... 125

Hình 4.32 Đùn sủi dẫn đến vỡ đê Vân Cốc .................................................................. 127

Hình 4.33 Phân bố xác sất của hệ số  dự báo chiều dài ống xói dưới nền đê Vân Cốc ....................................................................................................................................... 129

Hình 4.34 Sơ họa mặt cắt ngang đê Sen Chiểu ............................................................ 129

Hình 4.35 Đường quá trình mực nước lũ tần suất 1/500 năm điển hình tại Sơn Tây có xét đến ảnh hưởng của BĐKH ...................................................................................... 130

Hình 4.36 Phân bố xác suất của hệ số nền tại khu vực Sen Chiểu, Phương Độ ......... 130

Hình 4.37 Sự biến đổi của các tham số dưới một trận lũ ............................................. 131

Hình 4.38 Chiều dài đường thấm suy giảm theo thời gian và xác suất sự cố xói ngầm ....................................................................................................................................... 131

Hình 4.39 Phạm vi vùng nghiên cứu rủi ro .................................................................. 133

Hình 4.40 Bản đồ mô hình số độ cao vùng nghiên cứu ............................................... 136

Hình 4.41 Bản đồ vùng nghiên cứu, một số diện tích bị ngập sâu 1m ........................ 136

Hình 4.42 Bản đồ vùng nghiên cứu, một số diện tích bị ngập sâu 3m ........................ 136

Hình 4.43 Bản đồ vùng nghiên cứu, một số diện tích bị ngập sâu 5m ........................ 137

Hình 4.44 Đường cong tỷ lệ thiệt hại theo độ ngập sâu của từng loại đất................... 138

Hình 4.45 Đường cong mức độ thiệt hại theo độ ngập sâu của từng loại đất ............. 138

Hình 4.46 Giá trị tổng thiệt hại ứng với các độ ngập sâu ............................................ 139

Hình 4.47 Sơ họa bố trí hào thu nước ở hạ lưu đê ....................................................... 139

xi

Hình 4.48 Đường cong tổng chi phí vùng nghiên cứu ................................................. 141

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 Dung tích phòng lũ và mực nước khống chế ở Hà Nội của các hồ.................. 7

Bảng 2.1 Kết quả phân chia CTN đê theo khả năng phát sinh BDT ............................. 40

Bảng 3.1 Đặc trưng cơ lý của mẫu cát sử dụng trong mô hình thí nghiệm ................... 74

Bảng 3.2 Tổng hợp kết quả mô hình thấm ngang .......................................................... 85

Bảng 4.1 Một số thông số chính của các cống dưới đê Hữu Hồng ............................... 95

Bảng 4.2 Gradient thấm (J) và gradient thấm cho phép [J] của các cống dưới đê ........ 95

Bảng 4.3 Tổng hợp kết quả tính toán xác suất lũ tràn đỉnh đê .................................... 106

Bảng 4.4 Kết quả tính toán đẩy bục tầng phủ hạ lưu ................................................... 107

Bảng 4.5 Kết quả tính toán xác suất xói ngầm dưới nền đê ........................................ 108

Bảng 4.6 Kết quả tính toán xác suất trượt mái đê với phân bố ngẫu nhiên của mực nước lũ ........................................................................................................................... 110

Bảng 4.7 Xác suất tràn đỉnh cống ................................................................................. 111

Bảng 4.8 Xác suất xảy ra sự cố đẩy bục ở hạ lưu cống ............................................... 112

Bảng 4.9 Xác suất xảy ra xói ngầm dưới nền cống ...................................................... 113

Bảng 4.10 Xác suất xảy ra sự cố nền cống không đủ khả năng chịu tải...................... 114

Bảng 4.11 Tổng xác suất sự cố của các đoạn đê và của cả hệ thống ........................... 116

Bảng 4.12 Tổng hợp kết quả tính xác suất sự cố của đê khi xét đến hiệu ứng chiều dài ....................................................................................................................................... 118

Bảng 4.13 Tổng hợp các tham số tương quan giữa Lxt và H ..................................... 126

Bảng 4.14 Các tham số đầu vào hiệu chỉnh mô hình dự báo xói ngầm qua trận vỡ đê Vân Cốc năm 1986 ...................................................................................................... 128

Bảng 4.15 Hiện trạng sử dụng đất năm 2016 huyện Phúc Thọ ................................... 134

Bảng 4.16 Thiệt hại lớn nhất cho một đơn vị sử dụng đất ........................................... 137

Bảng 4.17 Tổng hợp chi phí đầu tư xây dựng hào thu nước........................................ 140

Bảng 4.18 Tổng hợp kết quả tính xác suất sự cố đoạn đê 2 (Sen Chiểu) .................... 140

xii

Bảng 4.19 Kết quả xác định đường cong tổng thiệt hại của vùng nghiên cứu ............ 141

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT VÀ GIẢI THÍCH THUẬT NGỮ

1. Các từ viết tắt

An Toàn Đê ATĐ:

Biến Dạng Thấm BDT:

Biến Đổi Khí Hậu BĐKH:

Biến Ngẫu Nhiên BNN:

Cấu Trúc Nền CTN:

Đồng Bằng Sông Hồng ĐBSH:

Intergovernmental Panel on Climate Change (Ủy ban Liên chính phủ về IPCC:

Biến đổi khí hậu)

Lý Thuyết Độ Tin Cậy LTĐTC:

MNDBT: Mực nước dâng bình thường

MNDGC: Mực Nước Dâng Gia Cường

Nước Biển Dâng NBD:

QT1622: Quy Trình vận hành liên hồ chứa trên lưu vực sông Hồng, ban

hành theo Quyết định số 1622/QĐ-TTg ngày 17/9/2015 của Thủ tướng

Chính Phủ

Quy Trình Vận Hành QTVH:

Representative Concentration Pathways (đường phân bố nồng độ khí RCP:

nhà kính đại diện)

2. Các thuật ngữ

“Đoạn đê (dike stretch)” là thành phần được coi như tương đối độc lập trong hệ

thống đê (ở đây là đê Hữu Hồng), được phân chia theo địa tầng và các sự cố đã xảy ra

trong quá khứ. Các đoạn đê này kết nối với nhau tạo thành hệ thống công trình phòng

chống lũ.

“Hệ thống (system)” là tập hợp nhiều phần tử (thành phần) có chung mục đích và

xiii

chức năng. Hệ thống thường có một chức năng nhất định.

“Hệ thống công trình phòng chống lũ (flood defence system)” là các công trình

cùng phối hợp làm nhiệm vụ điều tiết, ngăn lũ chống ngập lụt cho vùng được bảo vệ.

Hệ thống công trình phòng chống lũ có thể bao gồm các hồ chứa, hệ thống đê sông, kè

bảo vệ bờ,…

“Hệ thống nối tiếp (serial system)” là hệ thống được cấu thành từ các thành phần con

và chúng được liên kết với nhau, trong đó có ít nhất một thành phần con thuộc hệ

thống gặp sự cố sẽ dẫn đến sự cố toàn bộ hệ thống.

“Hệ thống song song (parallel system)” là hệ thống có các thành phần con được liên

kết với nhau, bổ trợ cho nhau, chỉ khi tất cả các thành phần con gặp sự cố mới dẫn đến

sự cố của cả hệ thống.

“Sự cố (failure)” là khái niệm diễn tả các đối tượng không hoạt động theo đúng các

chức năng ban đầu, có thể dẫn tới hư hỏng và phá hủy.

“Cơ chế sự cố (failure mechanism)” là quá trình dẫn đến sự cố của một hạng mục

công trình, cơ chế sự cố được biểu diễn thông qua hàm trạng thái giới hạn.

“Trạng thái giới hạn (limit state)” là trạng thái ngay trước khi xảy ra sự cố, chỉ vượt

qua một tác động rất nhỏ của ngoại lực hoặc sự suy giảm rất nhỏ của sức kháng, sự cố

sẽ diễn ra.

“Hàm tin cậy (limit state function)” là phương trình toán học mô phỏng một cơ chế

sự cố bất kỳ và được thiết lập dựa trên trạng thái giới hạn của chính cơ chế đó.

“Xác suất sự cố (probability of failure - Pf)” là khả năng xảy ra sự cố của một cơ chế

sự cố, một thành phần con hay toàn bộ hệ thống (thành phần chính) được tính theo

nguyên lý xác suất.

“Chỉ số độ tin cậy β (reliability index)” là chỉ số phản ánh mức độ an toàn của một

thành phần công trình hay một hệ thống. Quan hệ giữa Pf và β được thể hiện bằng

phương trình: Pf = (-β).

“Xác suất an toàn ” chính là phần bù của xác suất sự cố: Ps = 1 - Pf (về mặt toán học).

“Tần suất thiết kế (design frequency)” là tần suất xảy ra lưu lượng và mực nước

thiết kế (tải trọng thiết kế) được quy định trong các Tiêu chuẩn an toàn hiện hành hoặc

xiv

được đề xuất trong quá trình nghiên cứu.

“Tiêu chuẩn an toàn (safety standard)” là giá trị tần suất thiết kế hoặc độ tin cậy

mục tiêu được xác định bằng phương pháp phân tích rủi ro và LTĐTC của một hệ

thống công trình phòng chống lũ. Tiêu chuẩn an toàn được đề xuất hoặc do cơ quan

quản lý có thẩm quyền ban hành.

“Rủi ro (risk)” là sự cố không mong muốn xảy ra trong không gian và thời gian nhất

định và được xác định bằng hàm số của xác suất sự cố và hậu quả do sự cố đó gây ra.

“Rủi ro chấp nhận (acceptable risk)” là giá trị rủi ro tương ứng độ tin cậy yêu cầu

được xác định bằng phương pháp phân tích rủi ro của hệ thống công trình phòng

chống lũ. Độ tin cậy yêu cầu tương ứng với giá trị rủi ro được chấp nhận chính là Độ

tin cậy hợp lý của hệ thống phòng chống lũ đang xem xét;

“Hàm thiệt hại (damage function)” là hàm số thể hiện quan hệ giữa mức độ thiệt hại

của từng loại diện tích sử dụng đất của vùng được bảo vệ theo chiều sâu ngập lụt. Hàm

thiệt hại cũng có thể biểu diễn dưới dạng đồ thị, khi đó còn được gọi là đường cong

thiệt hại.

“Bản đồ ngập lụt (flood map)” là bản đồ thể hiện phân bố sâu ngập lụt của vùng

được hệ thống công trình phòng chống lũ bảo vệ.

“Bản đồ thiệt hại (damage map)” là bản đồ thể hiện mức độ thiệt hại của vùng được

bảo vệ.

“Vùng được bảo vệ (protected region)” là vùng được bao bọc bởi hệ thống công

trình phòng chống lũ. Trong trường hợp hệ thống công trình phòng chống lũ gặp sự cố,

xv

vùng được bảo vệ sẽ bị ngập lụt.

DANH MỤC KÝ HIỆU CÁC ĐẠI LƯỢNG

J: Gradient áp lực thấm

Chênh cao cột nước thượng lưu và hạ lưu đê H:

L: Chiều dài đường thấm

Hệ số không đều hạt Cu:

Q: Lưu lượng

H: Mực nước

Cao trình đỉnh đê Zđđ:

Mực nước thiết kế đê Htk:

[J]: Gradient áp lực thấm cho phép

[K]: Hệ số ổn định mái cho phép

Z: Hàm tin cậy

Hàm sức kháng (Resistance) R(xi):

Hàm tải trọng (Load) L(yi):

Xác suất sự cố Pf:

β: Chỉ số tin cậy

Giá trị trung bình của hàm Z µz:

Độ lệch chuẩn của hàm Z σz:

Φ(): Giá trị hàm xác suất tích lũy theo phân phối chuẩn tại giá trị 

αi: Hệ số ảnh hưởng của các biến ngẫu nhiên Xi tới hàm tin cậy Z

Hàm mật độ xác suất của Z fRL:

Hàm phân phối tích lũy của sức kháng FR(hw):

Hàm mật độ xác suất của tải trọng fL(hw):

Li:

Mực nước tính toán hw:

sec_i:

Pf Xác suất sự cố của đoạn đê có chiều dài Li

Xác suất sự cố của đoạn đê thứ i Pf

xvi

Chiều dài của đoạn đê Li:

sys:

Chiều dài dự kiến bị phá hoại li:

sec_i:

Xác suất sự cố của toàn bộ hệ thống Pf

Xác suất sự cố của mặt cắt ngang i Pf

Đường kính hạt dh:

K: Hệ số thấm

Độ chặt tương đối Dc:

Hệ số nền αn:

Hệ số mô hình trong bài toán xói ngầm theo thời gian :

Khối lượng riêng hạt

s:

emax:

Hệ số rỗng lớn nhất

emin:

Hệ số rỗng nhỏ nhất

chiều rộng chân đê Lcđ:

Jcực hạn:

Gradient tại thời điểm ống xói hình thành hoàn chỉnh, thông suốt từ hạ lưu đến thượng lưu miền thấm

ts:

Thời điểm quan sát thấy ống xói bắt đầu hình thành ở hạ lưu của miền thấm

Chiều dài ban đầu của miền thấm L0:

Chiều dài ống xói phát triển theo thời gian Lx,t:

Chiều dài còn lại của miền thấm Lt:

Thời điểm quan sát thấy cát bắt đầu dịch chuyển t1:

t2: Thời điểm quan sát thấy ống xói đạt chiều dài Lx-gh

tf:

Thời điểm quan sát ống xói hoàn chỉnh nối thông từ hạ lưu đến thượng lưu

Cao trình mực nước thượng lưu ZTL:

Chiều cao nước dềnh do gió h:

Cột nước thượng lưu HTL:

Cao trình mực nước thượng lưu ZTL:

xvii

Cao trình chân đê thượng lưu Zcd:

Vận tốc gió thực đo vw:

Đà gió được lấy theo phương vuông góc với đê Lg:

Gia tốc trọng trường g:

Hệ số phụ thuộc vào vận tốc gió Kw:

Khối lượng đơn vị bão hòa của lớp đất nền ρbh:

Khối lượng đơn vị của nước ρw:

Chiều dày tầng phủ

d:

Hệ số truyền dẫn nước Tn:

Hệ số chứa nước S:

Erfc: Hàm bù của erf (error function)

Hệ số mô hình (các bài toán thông thường) mp:

Cột nước tới hạn gây ra hiện tượng xói ngầm Hc:

Đường kính hạt mà tỷ lệ lọt sàng chiếm tỉ lệ 70% D70:

Chiều dày tầng chứa nước (tầng cát dưới nền đê) D:

Hệ số an toàn của mái đê FS:

Hàm phân bố xác suất chuẩn tiêu chuẩn Φ:

Cao trình đỉnh cống Zđđ:

Khối lượng riêng của vật liệu gia cố hạ lưu cống

ρbt:

Khối lượng riêng của nước

ρw:

Khối lượng riêng đẩy nổi của cát

ρdn:

Bề dày lớp gia cố sân sau

tss:

Chiều cao cột đất từ chân khay tới lớp gia cố Sd:

Là độ trễ thời gian tính từ thời điểm lũ đạt đỉnh đến thời điểm đê vỡ Ttrễ:

Chiều dài ống xói ngoài hiện trường Lx_ht:

xviii

Chiều dài ống xói trong phòng thí nghiệm Lx_tn:

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Đồng bằng sông Hồng (ĐBSH) là một vùng đất rộng lớn nằm quanh khu vực hạ

lưu sông Hồng thuộc miền Bắc Việt Nam, bao gồm 10 tỉnh và thành phố: Hà Nội, Bắc

Ninh, Hải Dương, Hưng Yên, Hải Phòng, Hà Nam, Nam Định, Ninh Bình, Thái

Bình và Vĩnh Phúc. Đây là vùng kinh tế, chính trị quan trọng của đất nước, trong đó có

thủ đô Hà Nội.

Lũ lụt là một trong những thiên tai lớn ở Việt Nam, nhất là ở miền Bắc vì tổn thất do

ngập lụt gây ra rất lớn. Trận lũ lịch sử năm 1971 do vỡ đê sông Hồng (được liệt kê

trong danh sách các trận lụt lớn nhất thế kỷ 20 của Cơ quan Quản trị Hải dương và Khí

tượng Hoa Kỳ) đã gây ra thiệt hại và để lại hậu quả rất lớn, phải khắc phục trong nhiều

năm sau đó.

Biến đổi khí hậu (BĐKH) là nguy cơ hiện hữu, ngày càng có biểu hiện rõ nét và tác

động trực tiếp đến các công trình hạ tầng kỹ thuật đặc biệt là các công trình phòng

chống lũ. Hệ thống công trình phòng chống lũ trên ĐBSH cũng nằm chung trong bối

cảnh đó: mưa lũ bất thường trên thượng nguồn gây bất lợi cho các hồ chứa trong công

tác vận hành cắt lũ cho hạ du; bão dị thường và sự ấm lên toàn cầu khiến mực nước

biển dâng cao, ảnh hưởng đến việc thoát lũ trên hệ thống sông. Tổ hợp những bất lợi

trên theo thời gian càng làm tăng áp lực cho hệ thống đê sông, đe dọa đến an toàn đê

và các công trình trên đê trong mùa mưa lũ.

Hệ thống công trình phòng chống lũ, bảo vệ cho vùng châu thổ sông Hồng ngoài các

hồ chứa ở thượng nguồn và các công trình chống lũ khác còn có hệ thống đê sông

Hồng, sông Thái Bình với tổng chiều dài khoảng 3.000km, được xây dựng qua nhiều

thời kỳ khác nhau. Theo đó, các tuyến đê ngày càng được tôn cao, mở rộng và nối dài

tạo thành hệ thống công trình phòng lũ có thể chống được những trận lũ lớn hơn, bảo

vệ cho cả vùng rộng lớn của đồng bằng châu thổ. Do thân đê được tôn cao, áp trúc

nhiều lần để chống lũ tràn nhưng riêng nền đê từ khi hình thành cho đến ngày nay hầu

như chưa được xử lý. Mỗi khi có lũ lớn, những đoạn đê có nền xấu thường xuất hiện

1

các sự cố, nhiều nơi lặp đi lặp lại với quy mô và mức độ khác nhau. Sau hòa bình lập

lại, hệ thống công trình phòng chống lũ trên lưu vực sông Hồng luôn được Nhà nước

quan tâm, đầu tư cải tạo, nâng cấp, đến nay đã tạo ra được một hạ tầng công trình

phòng chống lũ vững chắc, bảo vệ an toàn cho ĐBSH trong các trận lũ lớn đã xảy ra

với mức bảo đảm an toàn ngày càng được nâng cao. Giai đoạn trước 1954, mức đảm

bảo chống lũ của hệ thống đê lưu vực sông Hồng tương ứng trận lũ có chu kỳ lặp lại

25÷50 năm, sau đó nâng cao đến lũ chu kỳ 125 năm giai đoạn 1990; lũ chu kỳ 500

năm cho khu vực nội thành Hà Nội và 300 năm cho các khu vực khác hiện nay. Hiện

tại, công tác phòng chống lũ lụt và hệ thống đê điều trên lưu vực đang đứng trước

những thuận lợi và khó khăn, thách thức cần được xem xét, nghiên cứu, cụ thể:

Về mặt thuận lợi: hệ thống hồ chứa lớn (Lai Châu, Sơn La, Hòa Bình, Thác Bà, Tuyên

Quang) trên thượng nguồn, được xây dựng gần như hoàn chỉnh, hệ thống đê điều ở hạ

lưu đã và đang được củng cố, nâng cấp nhằm nâng cao mức đảm bảo phòng chống lũ

cho vùng được bảo vệ. Khả năng dự báo lũ trong ngắn hạn và dài hạn ngày càng được

cải thiện về độ chính xác nhờ sự hỗ trợ của khoa học công nghệ [1]. Bên cạnh đó, nhận

thức của xã hội về tầm quan trọng của hệ thống công trình phòng lũ ngày càng nâng

cao, từ lĩnh vực nghiên cứu, quản lý nhà nước cũng như trong thực tế vận hành và khai

thác các công trình phòng lũ.

Các thách thức: BĐKH đang tạo ra nhiều hình thái thời tiết cực đoan, lũ lớn trái mùa

có thể xảy ra. Sự phát triển về kinh tế, xã hội và tầm quan trọng của vùng được bảo vệ

ngày càng tăng do đó đòi hỏi phải nâng cao mức đảm bảo an toàn cho hệ thống công

trình phòng chống lũ. Ngoài ra, hệ thống đê cũng luôn tiềm ẩn nhiều nguy cơ mất an

toàn trong mùa mưa lũ, nhất là khi lũ lớn xảy ra và duy trì dài ngày, kinh phí nâng cấp,

cải tạo còn chưa đáp ứng đầy đủ.

Trước thực trạng trên, việc nghiên cứu cơ sở khoa học làm căn cứ đề xuất các giải

pháp tăng cường ổn định đê sông Hồng trong bối cảnh BĐKH là cần thiết và cấp bách.

2. Mục tiêu nghiên cứu

Luận án cần đánh giá được mức độ an toàn của hệ thống đê Hữu sông đoạn từ Sơn Tây

về Phú Xuyên (Hà Nội) trong điều kiện BĐKH trong đó trọng tâm vào xác định điều

kiện biên thủy lực, nghiên cứu quá trình xói ngầm dưới nền đê cùng một số giải pháp

2

giảm thiểu ngập lụt theo lý thuyết độ tin cậy và phân tích rủi ro.

3. Câu hỏi nghiên cứu

Dựa trên mục tiêu nghiên cứu đã nêu, các câu hỏi nghiên cứu sau được đặt ra:

(i) Ảnh hưởng của BĐKH theo các kịch bản khí hậu tác động như thế nào đến chế độ

thủy văn trên sông Hồng trong phạm vi nghiên cứu?

(ii) Cơ chế sự cố nào có nguy cơ gây mất ổn định hệ thống đê sông Hồng?

(iii) Đánh giá ảnh hưởng của quá trình xói ngầm dưới nền đê sông Hồng thông qua mô

hình vật lý trong phòng và phân tích thống kê hiện trường?

(iv) Đánh giá an toàn hệ thống đê sông Hồng hiện tại trong điều kiện BĐKH và NBD

bằng lý thuyết độ tin cậy và phân tích rủi ro?

4. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu: đối tượng nghiên cứu chủ yếu của luận án là hệ thống đê hữu

sông Hồng trên địa bàn thành phố Hà Nội (từ Sơn Tây đến Phú Xuyên) với điều kiện địa

chất và điều kiện biên thủy lực có xét đến tác động của BĐKH.

Phạm vi nghiên cứu: đề tài tập trung đánh giá an toàn hệ thống công trình phòng lũ

qua các cơ chế mất ổn định dưới nền (không xét sự cố do kết cấu phía trên) theo các

kịch bản BĐKH và NBD cập nhật đến năm 2016.

5. Nội dung nghiên cứu

Dựa trên mục tiêu đã nêu, các câu hỏi nghiên cứu sau được đặt ra: (i) Ảnh hưởng của

BĐKH theo các kịch bản khí hậu tác động như thế nào đến chế độ thủy văn trên sông

Hồng trong phạm vi nghiên cứu?; (ii) Cơ chế sự cố nào có nguy cơ gây mất ổn định hệ

thống đê sông Hồng?; (iii) Đánh giá ảnh hưởng của quá trình xói ngầm dưới nền đê

sông Hồng thông qua mô hình vật lý trong phòng và phân tích thống kê hiện trường?;

(iv) Đánh giá an toàn hệ thống đê sông Hồng hiện tại trong điều kiện BĐKH và NBD

bằng lý thuyết độ tin cậy và phân tích rủi ro?.

6. Phương pháp nghiên cứu

Trong nghiên cứu này, các phương pháp sau được sử dụng, vận dụng: (i) Phương pháp

kế thừa (các kết quả nghiên cứu, giải pháp công nghệ đã có trước đây); (ii) Phương

pháp chuyên gia thông qua các hội thảo khoa học, thảo luận; (iii) Phương pháp tổng

3

hợp, thống kê, phân tích, xử lý các số liệu cơ bản đã có, các số liệu thực đo cho nghiên

cứu và đặc điểm điều kiện tự nhiên khu vực nghiên cứu; (iv) Phương pháp sử dụng các

mô hình số để tính toán, mô phỏng an toàn hệ thống đê theo các mô hình địa kỹ thuật

như: Geo-Studio 2016; (v) Phương pháp thí nghiệm trong phòng bằng mô hình vật lý

nghiên cứu hiện tượng xói ngầm dưới nền đê.

7. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn

Ý nghĩa khoa học: bằng nghiên cứu phân tích hệ thống và nghiên cứu thực nghiệm chỉ

ra nguyên nhân quan trọng dẫn đến sự cố đê sông Hồng.

Ý nghĩa thực tiễn: xác định được xác suất sự cố của hệ thống đê Hữu Hồng làm cơ sở

lựa chọn giải pháp phòng sự cố.

8. Cấu trúc luận án

Ngoài phần mở đầu và phần kết luận, kiến nghị, luận án được trình bày trong bốn

chương, theo sơ đồ Hình 0.1 như sau:

4

Hình 0.1 Sơ đồ trình bày cấu trúc của luận án

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU AN TOÀN ĐÊ TRONG BỐI CẢNH BIẾN ĐỔI KHÍ HẬU

1.1 Hệ thống công trình phòng chống lũ bảo vệ vùng đồng bằng sông Hồng

Hệ thống công trình phòng chống lũ bảo vệ cho vùng đồng bằng sông Hồng ngoài các

hồ chứa ở thượng nguồn và các công trình chống lũ khác còn có hệ thống đê sông và

các cống dưới đê với tổng chiều dài các tuyến đê khoảng 3.000 km. Hiện nay, hệ thống

hồ chứa thượng lưu đã được xây dựng tương đối hoàn chỉnh, hệ thống đê hạ lưu cũng

được đầu tư cải tạo, nâng cấp bằng nhiều nguồn vốn khác nhau nhằm nâng cao an toàn

chống lũ, vững vàng bảo vệ cho vùng kinh tế chính trị quan trọng của đất nước trước

những trận lũ lớn có thể xảy ra. Hình 1.1 sơ họa hệ thống sông Hồng và sông Thái

Bình cùng một số hồ chứa lớn trên thượng lưu.

Hình 1.1 Sơ họa hệ thống hồ chứa thượng lưu và các nhánh sông chính của ĐBSH

1.1.1 Hệ thống hồ chứa thượng lưu

1.1.1.1 Các hồ chứa trên các sông chính của hệ thống sông Hồng

Do có vị trí và địa hình thuận lợi nên trên lãnh thổ Việt Nam đã có nhiều hồ chứa được

xây dựng. Theo thống kê chưa đầy đủ, trên lưu vực hiện nay có khoảng 53 hồ lớn nhỏ

trong trạng thái đã vận hành, đang xây dựng và quy hoạch [2]. Đặc biệt, trên các dòng

5

sông chính có 05 hồ chứa lớn đa mục tiêu đã được xây dựng và vận hành, đó là:

- Hồ chứa Thác Bà (trên sông Chảy): cao trình mực nước dâng bình thường (MNDBT)

+58 m; cao trình mực nước dâng gia cường (MNDGC) +61,0 m; dung tích phòng lũ

cho hạ du 0,45 tỷ m3.

- Hồ chứa Hòa Bình (trên sông Đà): cao trình MNDBT +117 m; cao trình MNDGC

+122,0 m; dung tích phòng lũ cho hạ du 2,9 tỷ m3.

- Hồ chứa Tuyên Quang (trên sông Gâm): cao trình MNDBT +120,0 m; cao trình

MNDGC +122,55 m; dung tích phòng lũ cho hạ du 1,0 tỷ m3.

- Hồ chứa Sơn La (trên sông Đà): cao trình MNDBT +215,0 m; cao trình MNDGC

+217,83 m; dung tích phòng lũ cho hạ du (kết hợp với hồ Hòa Bình) 7,0 tỷ m3.

- Hồ chứa Lai Châu (trên sông Đà): cao trình MNDBT +295,0m; mực nước lớn nhất

thiết kế 297,0 m;

Các hồ lớn trên dòng chính sông Hồng đều là các hồ chứa đa mục tiêu (chống lũ cho

hạ du, phát điện, cấp nước,…). Tổng dung tích chống lũ cho hạ du của bậc thang sông

Đà là 7,0 tỷ m3 và hệ thống sông Lô, Gâm là 1,45 tỷ m3.

1.1.1.2 Nhiệm vụ chống lũ của hệ thống hồ chứa trên lưu vực sông Hồng

Việc đảm bảo chống lũ cho hạ du phụ thuộc vào vận hành của các hồ chứa thượng

nguồn và năng lực của hệ thống đê hạ lưu. Đã có nhiều quy định liên quan của Nhà

nước về quy trình vận hành (QTVH) của các hồ chứa cũng như mức đảm bảo an toàn

cho hệ thống đê sông Hồng được ban hành ở các giai đoạn khác nhau như ở [3, 4].

Gần đây nhất, ngày 18/02/2016, Chính phủ đã có Quyết định số 257/2016/QĐ-TTg,

Phê duyệt quy hoạch phòng chống lũ và quy hoạch đê điều hệ thống sông Hồng, sông

Thái Bình [5], trong đó quy định về mức đảm bảo an toàn của hệ thống đê sông Hồng

và giải pháp điều tiết lũ của các hồ chứa lớn trên lưu vực.

Để đảm bảo an toàn cho hệ thống đê hạ lưu, đặc biệt là hệ thống đê sông Hồng bảo vệ

thủ đô Hà Nội, Thủ tướng chính phủ đã có Quyết định số 1622/QĐ-TTg ngày

17/9/2015 về việc ban hành QTVH liên hồ chứa trên lưu vực sông Hồng [6] (sau đây

gọi tắt là QT1622). Theo đó, hệ thống hồ chứa thượng lưu phải phân chia các thành

6

phần dung tích và mực nước tương ứng (xem Bảng 1.1) để vận hành tích nước, điều

tiết lũ nhằm đảm bảo an toàn hệ thống đê hạ lưu với các mực nước đã khống chế, đồng

thời cũng phải đảm bảo an toàn cho các công trình đầu mối của hồ chứa. Ở các thời kỳ

lũ sớm, lũ chính vụ và lũ muộn, sự phối hợp điều tiết cắt lũ của liên hồ chứa luôn phải

đảm bảo mực nước lớn nhất tại Hà Nội không vượt quá cao trình +13,10 m với lũ chu

kỳ lặp lại 300 năm và +13,40 m tương ứng với lũ chu kỳ 500 năm tại Sơn Tây.

Mức nước khống chế tại Hà Nội

Dung tích dành cắt lũ theo mực nước khống chế tại Hà Nội (tỷ m3) Tổng cộng

2,13

ZHN ≤ 11,5m

4,87

ZHN > (13,1÷13,4)m

Hồ Sơn La 1,00 (mực nước hồ từ 197,3m÷203m) 3,00 (mực nước hồ từ 203m÷217,2m)

Hồ Hòa Bình 1,13 (mực nước hồ từ 101m÷107m) 1,87 (mực nước hồ từ 107m÷117m)

Bảng 1.1 Dung tích phòng lũ và mực nước khống chế ở Hà Nội của các hồ [6]

1.1.2 Hệ thống đê điều hạ lưu

1.1.2.1 Lịch sử hình thành và phát triển [7]

Quá trình hình thành và xây dựng hệ thống đê điều Bắc Bộ gắn liền với lịch sử dựng

nước, giữ nước của dân tộc ta và được chia thành các giai đoạn như sau [7]:

(1) Thời kỳ phong kiến

Các triều đại phong kiến Việt Nam ở các giai đoạn và thời kỳ khác nhau luôn phải đối

phó đồng thời với giặc ngoại xâm và lũ lụt. Vấn đề trị thủy luôn được chính quyền

phong kiến quan tâm1, hàng năm thường huy động sức dân, ngân khố và cử ra các

quan lại phụ trách công tác đắp và tu bổ đê. Những con đê có quy mô lớn bắt đầu được

hình thành dưới triều nhà Lý (năm 1077), trong đó có đê sông Như Nguyệt (sông Cầu)

dài khoảng 30 km. Năm Mậu Tý (1108), con đê đầu tiên của sông Hồng được đắp ở

phường Cơ Xá (từ Nghi Tàm đến Thanh Trì) để bảo vệ kinh thành Thăng Long. Đến

triều nhà Trần, năm 1248 mực nước sông Hồng lên cao gây vỡ đê, vua Trần Thái Tông

đã ra lệnh cho các tỉnh ở hai bên sông Hồng từ thượng nguồn ra tới biển phải đắp đê

chống lũ. Từ đó, việc đắp đê càng được chú trọng. Ngoài các tuyến đê sông lớn như

sông Hồng, các tuyến đê sông khác như sông Đuống, sông Đà,... vẫn tiếp tục được xây

1 Thủy - Hỏa - Đạo - Tặc luôn là bốn nguy cơ thường trực trong xã hội phong kiến và lũ lụt được xếp hàng đầu

7

dựng và nâng cấp để chống các trận lũ lớn hàng năm. Các triều đại sau này mặc dù có

nhiều biến động nhưng công cuộc đắp đê chống lũ vẫn luôn được duy trì và đã có hàng

nghìn kilômet đê mới được xây dựng.

(2) Thời kỳ Pháp thuộc

Năm 1873, thực dân Pháp đánh chiếm Hà Nội. Dưới chế độ cai trị của người Pháp,

nạn vỡ đê liên tiếp xảy ra, nhất là dọc tuyến đê sông Hồng. Chính quyền bảo hộ cũng

đã tổ chức đắp đê sông quy mô từ năm 1908 đến năm 1913 để chống được lũ ở Hà Nội

đến +10,50 m. Tại Hà Nội, năm 1926 đã xây dựng công trình phân lũ đập Đáy I. Thực

tế việc đầu tư của người Pháp cho lĩnh vực đê điều ít có hiệu quả. Ở Hà Nội, từ năm

1905 đến 1945 đã xảy ra vỡ đê trong 10 năm và có 25 đoạn đê bị vỡ. Hình 1.2 minh

họa cho các giai đoạn đắp nâng cao và mở rộng mặt cắt ngang đê Hà Nội từ năm 1915

đến năm 1945.

Hình 1.2 Đê Hà Nội giai đoạn từ 1915 đến 1945

Từ Hình 1.2 có thể thấy: trước năm 1915, đê còn thấp nên chỉ chống được những trận

lũ nhỏ. Sau trận lũ gây vỡ đê năm 1915, đê được đắp tôn cao và mở rộng dần, đến năm

1945 đê Hà Nội có thể chống được lũ với cao trình mực nước lớn nhất là +12,00 m.

(3) Sau cách mạng tháng 8 năm 1945 đến nay

 Giai đoạn 1945 đến 1954:

Trong 09 năm kháng chiến chống Pháp, Nhà nước ta luôn chú trọng công tác phòng

chống lũ lụt. Trước tiên là phải khắc phục hậu quả của các trận vỡ đê năm 1945, tiếp

tục củng cố dần các tuyến đê xung yếu [7]. Giai đoạn này, ghi nhận việc củng cố mở

rộng các tuyến đê thuộc địa bàn các huyện: Thanh Trì; Từ Liêm; Gia Lâm. Tuy nhiên

hệ thống đê sông Hồng thời điểm này được đánh giá chỉ chống được lũ với mực nước

8

tại Hà Nội là +12,00 m.

 Giai đoạn 1954 đến 1965:

Sau khi tiếp quản thủ đô tháng 10/1954, Nhà nước xã hội chủ nghĩa tiếp tục công cuộc cải

tạo, nâng cấp hệ thống đê điều vùng đồng bằng Bắc Bộ. Ngoài các tuyến đê chính thì

nhiều tuyến đê bối, đê bao được xây dựng. Sau năm 1961, hệ thống đê điều thành phố Hà

Nội tăng lên khoảng 110 km, trong đó có 16 đoạn kè quan trọng và 16 cống các loại trên

đê được đầu tư. Tuy nhiên, sau nhiều năm lũ nhỏ thì đến năm 1964 có lũ lớn (+11,70m)

vượt báo động III, đê Hà Nội bộc lộ nhiều khuyết tật, nhiều đoạn bị đùn sủi đe dọa đến an

toàn đê, điển hình là các đoạn thuộc Đổng Viên (Gia Lâm), Nhật Tân, Phú Thượng, Nghi

Tàm (Từ Liêm), đê Bùng (Thanh Trì),… Công tác ứng cứu, xử lý được thực hiện ngay

trong mùa lũ, khi lũ rút các đoạn đê này tiếp tục được quan tâm củng cố [7].

 Giai đoạn 1965 đến 1974:

Mặc dù trong điều kiện khó khăn của chiến tranh nhưng giai đoạn này, đã có nhiều

tuyến đê được củng cố, nâng cấp, mở rộng. Tuy nhiên, đã xảy ra các trận lũ lớn ở các

năm 1968; 1969 (+13,20 m); 1970 (+12,05 m) và lũ lịch sử năm 1971 (hoàn nguyên:

+14,13 m) [7, 8]. Tháng 7/1971, mưa thượng nguồn diễn ra liên tục khoảng một tháng,

lũ trên báo động III trở lên kéo dài 13 ngày đêm. Nhiều đoạn đê bị ngâm nước lâu

ngày đã có hiện tượng bùng nhùng, đùn sủi diễn ra ở nhiều nơi, nhiều đoạn có nguy cơ

bị nước lũ tràn đỉnh, hiện tượng trượt mái hạ lưu đã diễn ra ở nhiều vị trí và đã phải

cấp tốc vá đê. Khi lũ bắt đầu rút xuống được khoảng 40 cm thì đoạn đê Cống Thôn

(Gia Lâm) bị vỡ, sau vài ngày đoạn vỡ mở rộng tới 800 m đã gây ra hậu quả rất

nghiêm trọng [8]. Việc khắc phục hậu quả của trận lũ lịch sử năm 1971 là vô cùng

gian nan và tốn kém. Thành phố Hà Nội cho tôn cao đắp rộng biến những đoạn trước

đây có con trạch thành đê rộng 6 m như đoạn đê Từ Liêm; đoạn Thanh Trì, Đông Anh,

Gia Lâm cũng được tích cực tu bổ, củng cố, mở rộng.

 Giai đoạn từ 1975 đến 2000:

Sau trận lũ lịch sử năm 1971 gây tổn thất lớn cho miền Bắc, quy hoạch phòng chống lũ

vùng ĐBSH được điều chỉnh, theo đó hệ thống đê sông Hồng phải chống được lũ

tháng 8/1971 ứng với lưu lượng tại Sơn Tây là 37.800 m3/s (chu kỳ lặp lại 125 năm).

Do vậy, nhiều đoạn đê được tu bổ, nâng cấp, mở rộng mặt cắt ngang, nâng cao trình

đỉnh để đảm bảo chống lũ thiết kế. Đê Hà Nội cũng được kéo dài trên 365 km đê các

9

loại trong đó trên 200 km đê sông Hồng, sông Đuống, 40 kè và trên 300 cống dưới đê.

Năm 1996, Nhà nước đã thực hiện chương trình củng cố đê điều tuyến đê Hữu Hồng

đoạn trực tiếp bảo vệ Hà Nội từ Tiên Tân (Đan Phượng) đến Vạn Phúc (Thanh Trì)

bằng nguồn vốn vay của ngân hàng Phát triển Châu Á. Mục tiêu của chương trình là:

nâng cao trình đỉnh đê để chống lũ thiết kế tại Hà Nội (+13,40 m); mở rộng đỉnh đê;

khoan phụt vữa chống thấm cho thân đê; lấp ao hồ sát chân đê; xây dựng một số giếng

giảm áp;… Song song với công tác tu sửa, củng cố đê điều, khoa học công nghệ cũng

được đầu tư và áp dụng trong công tác xây dựng và quản lý.

Hình 1.3 Đê Hà Nội giai đoạn từ 1945 đến 2000

Hình 1.3 cho thấy từ năm 1945 đến năm 2000 đê sông Hồng ngày càng được tôn cao

và mở rộng hơn, ngoài mục tiêu chống lũ cao hơn còn giải quyết nhu cầu giao thông

trên đỉnh và cơ đê. Tuyến đê Hữu Hồng thuộc nội thành Hà Nội có thể chống được lũ

thiết kế với tần suất P = 0,2% (chu kỳ lặp lại 500 năm) tương ứng với mực nước tại Hà

Nội ở cao trình +13,40 m.

 Giai đoạn từ 2000 đến nay:

Trong những năm qua, hệ thống đê sông Hồng và sông Thái Bình luôn nhận được sự

quan tâm của các cấp chính quyền từ Trung ương đến địa phương nên đã được bố trí

nhiều nguồn vốn khác nhau để đầu tư củng cố, nâng cấp. Cho đến nay, mặt cắt ngang

đê được đánh giá là tương đối hoàn chỉnh [1] [9] [10] [11], bảo đảm chống lũ thiết kế

với tiêu chuẩn an toàn hiện hành quy định ở [5] [12].

1.1.2.2 Hiện trạng hệ thống đê sông Hồng địa phận Hà Nội

Thành phố Hà Nội hiện có 20 tuyến đê chính với tổng chiều dài 469,9 km, trong đó:

37,7 km đê Hữu Hồng là đê cấp đặc biệt; 211,6 km đê cấp I (Hữu Hồng, Tả Hồng,

Hữu Đuống, Tả Đáy), còn lại là các tuyến đê cấp II và cấp III. Hầu hết các tuyến đê

trên địa bàn Hà Nội được đánh giá là đã đảm bảo mặt cắt ngang và cao trình đỉnh

10

chống được lũ thiết kế theo tiêu chuẩn phòng chống lũ hiện hành [10].

Theo thống kê chưa đầy đủ, chỉ tính riêng cho hơn 200 km đê tả và 244 km đê Hữu

Hồng đã có khoảng 98 cống dưới đê lớn nhỏ [13]. Tính đến năm 2016 trên các tuyến

đê Hữu Hồng, tả Hồng, Vân Cốc thuộc địa phận Hà Nội có tổng số 28 cống dưới đê

(Hữu Hồng: 17 cống; Vân Cốc: 02 cống; tả Hồng: 09 cống) [10]. Các cống dưới đê

được xây dựng qua nhiều thời kỳ, kết cấu cống chủ yếu bằng bê tông và bê tông cốt

thép. Tiết diện của các cống ngầm khá đa dạng: tròn; vòm; hộp; cống hộp chiếm đa số.

Để có số liệu về các cống dưới đê Hữu Hồng, trong đề tài này tác giả đã tiến hành

khảo sát hiện trạng mười cống dưới đê tiêu biểu, trong đó có hai cống lộ thiên và tám

cống ngầm. Sơ bộ đánh giá các cống vẫn đảm bảo nhiệm vụ tưới/tiêu, tuy nhiên do

nhiều cống được xây dựng đã lâu nên có sự suy thoái về vật liệu, thiết bị đóng mở ở

một số cống có biểu hiện xuống cấp,... Theo Chi cục Đê điều và Phòng chống lụt bão

thành phố Hà Nội [10] thì các cống dưới đê thường được xem là các trọng điểm trong

mùa mưa lũ (chi tiết hơn về các cống, xem Phụ lục A).

(1) Những sự cố thường gặp

 Các sự cố về thân đê

Đối với thân đê thường xảy ra các hiện tượng: thẩm lậu, lún, nứt, trượt, rò rỉ, và tổ mối

[8] [10] [11] [14]. Đây là những hiện tượng có nguy cơ gây mất an toàn cho đê, đặc

biệt là trong mùa mưa lũ nếu như không có các biện pháp khống chế.

Hiện tượng thẩm lậu đối với đê sông Hồng thường xuất hiện ở mái đê và chân đê hạ

lưu khi mực nước lũ từ báo động II trở lên. Đê Hữu Hồng, thẩm lậu được ghi nhận ở

một số đoạn đê trên địa bàn huyện Ba Vì, huyện Từ Liêm và Phú Xuyên. Ở tuyến đê

Tả Hồng hiện tượng thẩm lậu diễn ra thường xuyên khi mực nước sông lên cao.

Hiện tượng lún, nứt đê chủ yếu là xuất hiện các vết nứt dọc và nứt ngang mặt đê, đa số

các đoạn đê bị nứt đã được xử lý bằng nhiều biện pháp khác nhau như đào và nêm lại

vết nứt hoặc khoan phụt vữa vào thân đê [10].

Hiện tượng trượt mái: khi lũ cao, một số đoạn thuộc tuyến đê tả Hồng có thể xảy ra

sạt, trượt mái, đó là các đoạn tuyến thuộc địa bàn xã Hải Bối, huyện Đông Anh; khu

vực quận Long Biên và huyện Gia Lâm [11, 14].

Tổ mối là một trong những ẩn họa khôn lường nếu như không kịp thời phát hiện và xử

11

lý. Theo kết quả khảo sát của viện Sinh thái và Bảo vệ công trình thuộc viện Khoa học

thuỷ lợi thì trên tuyến đê Hữu Hồng nhiều đoạn phát hiện thấy tổ mối, trong đó xuất

hiện nhiều nhất ở các đoạn đê thuộc địa phận huyện Thường Tín. Tương tự, đối với

tuyến đê tả Hồng tổ mối nhiều nhất được tìm thấy ở các đoạn đê chạy qua địa bàn các

huyện: Mê Linh; Đông Anh; Long Biên và Gia Lâm.

 Các sự cố về nền đê

Cũng như các tuyến đê sông của đồng bằng Bắc Bộ, nền đê sông Hồng ẩn chứa nhiều

nguy hiểm, vào mùa lũ thường xảy ra các mạch đùn sủi hoặc bãi đùn sủi với nước

trong hoặc nước đục. Từ đặc điểm hình thành, đê được đắp tôn cao áp trúc qua nhiều

thời kỳ khác nhau, tuyến đi qua nhiều vùng mà nền bên dưới có địa chất phức tạp và

thường không được xử lý trước khi đắp. Các số liệu ghi chép của các hạt quản lý đê

qua theo dõi hàng năm cho thấy mạch đùn, mạch sủi thường xuất hiện khi mực nước

lũ từ báo động II trở lên ở nhiều vị trí, nhạy cảm nhất là những đoạn đê đã từng bị vỡ

trước đây. Đặc biệt khu vực Sen Chiểu - Phúc Thọ (Km31+500  Km33+500) nền đê

có lớp cát pha, cát bụi cùng với lớp cát mịn đến cuội sỏi gây thấm mạnh và biến dạng

thấm. Khi mực nước lũ ngoài sông từ báo động I (+12,40 m) trở lên, nhiều giếng nước

ăn của nhân dân phía trong đê xuất hiện sủi, có nhiều giếng sủi đục phải xử lý bằng

tầng lọc ngược. Mùa lũ năm 1999, khi mực nước lũ ngoài sông trên báo động III đã có

120 giếng nước ăn của dân cách chân đê (30  400)m xuất hiện sủi đục trong lòng

giếng, trong đó có 36 giếng sủi đục mang theo bùn cát phải xử lý lọc ngược.

Theo các tài liệu [8, 10, 15], từ năm 1978 đến năm 2010 hiện tượng đùn sủi phía chân

đê hạ lưu diễn ra phổ biến. Mặc dù số liệu thống kê chưa được đầy đủ trên toàn tuyến

đê Hữu Hồng nhưng với 65 trường hợp đùn sủi đã xảy ra cho thấy: ở một số đoạn, vị

trí đùn sủi ngay sát chân đê; một số đoạn khác, vị trí đùn sủi cách xa chân đê hàng

trăm mét. Xét gradient áp lực thấm trung bình theo công thức (1.1):

J = H/L (1.1)

Trong đó: J là gradient áp lực thấm tại vị trí đùn sủi; H là chênh cao cột nước; L là

khoảng cách từ chân đê thượng lưu đến vị trí đùn sủi, L = Lcd + Ls (Lcd là chiều rộng

12

chân đê, Ls là khoảng cách từ mép chân đê hạ lưu đến vị trí đùn sủi, xem Hình 1.4).

Hình 1.4 Sơ họa hiện tượng đùn sủi ở hạ lưu đê

Áp dụng biểu thức (1.1), tính được J ở 65 vị trí đùn sủi hiện trường, kết quả được tổng

hợp trong Hình 1.5 dưới đây, chi tiết hơn về sự cố đùn sủi xem Phụ lục B.

Hình 1.5 Gradient áp lực thấm thu được từ đùn sủi hiện trường nền đê Hữu Hồng

Hình 1.5 cho thấy gradient áp lực thấm khi xảy ra đùn sủi là khá nhỏ J = 0,006 ÷

0,124, trong đó: không đùn cát J = 0,015 ÷ 0,073; đùn cát J = 0,006 ÷ 0,124. Tại sao

khi J nhỏ mà hiện tượng đùn sủi vẫn xảy ra, phải chăng đã có sự suy giảm về chiều dài

đường thấm (L) dưới nền đê, vấn đề này sẽ được làm rõ ở Chương 3 và 4.

Như vậy, sự cố có thể xảy ra ở thân và nền đê sông Hồng rất đa dạng. Trong đó, nền

đê có nguy cơ xảy ra sự cố do BDT cao trước những diễn biến bất lợi khi biên độ giao

động mực nước và thời gian duy trì lũ trên sông Hồng có xu thế tăng so với thời kỳ

13

trước đây do những thay đổi cực đoan của các yếu tố thời tiết, khí hậu.

(2) Mức đảm bảo chống lũ

Tuyến đê Hữu Hồng thuộc địa bàn Hà Nội ngày nay được tính từ Sơn Tây đến Phú

Xuyên với chiều dài khoảng 100km. Theo phân cấp ở [5]: đoạn đê bảo vệ khu vực

trung tâm thành phố được giới hạn trong phạm vi đường vành đai IV (Km44÷Km86)

là đê cấp đặc biệt; các đoạn còn lại là đê cấp I. Cao trình đỉnh đê và mực nước thiết kế

hiện trạng được thể hiện ở Hình 1.6 và Hình 1.7.

Hình 1.6 Đỉnh đê Hữu Hồng hiện trạng từ Km30+550 đến Km72+520

Hình 1.7 Đỉnh đê Hữu Hồng hiện trạng từ Km72+520 đến Km117+900

Từ Hình 1.4 và Hình 1.5 có thể thấy, nếu không kể đoạn đê Vân Cốc (Km36+730 ÷

Km40+290) thì đường đỉnh đê hiện trạng luôn cao hơn đường mực nước thiết kế với

14

chu kỳ lặp lại 500 (tần suất 0,2%) từ 0,95 m đến 2,40 m.

1.2 Biến đổi khí hậu ở Việt Nam

Trong nhiều năm qua, con người đã phải đối mặt với hàng loạt các vấn đề môi trường

bức xúc trên phạm vi toàn cầu trong đó có BĐKH. Nhận thức về BĐKH là một quá

trình dài, phải mất hơn 30 năm với nhiều cuộc tranh luận, cho đến nay các nhà khoa

học đã có sự nhất trí cao và cho rằng trong những thập kỷ gần đây, những hoạt động

phát triển kinh tế - xã hội với cường độ ngày một cao trong nhiều lĩnh vực như năng

lượng, công nghiệp, giao thông, nông - lâm nghiệp và sinh hoạt đã làm tăng nồng độ

các khí (N2O, CH4, H2S và nhất là CO2) gây hiệu ứng nhà kính trong khí quyển, làm

trái đất nóng lên, làm biến đổi hệ thống khí hậu [16].

1.2.1 Kịch bản biến đổi khí hậu, nước biển dâng của IPCC

1.2.1.1 Kịch bản nồng độ khí nhà kính

Theo bộ Tài nguyên và Môi trường [17], kịch bản BĐKH được xây dựng từ các giả

định về sự thay đổi trong tương lai và quan hệ giữa phát thải khí nhà kính và các hoạt

động kinh tế - xã hội, tổng thu nhập quốc dân, sử dụng đất,… Năm 2013, Ủy ban Liên

chính phủ về Biến đổi khí hậu (IPCC) đã công bố kịch bản cập nhật đường phân bố

nồng độ khí nhà kính đại diện (RCP). Các RCP được lựa chọn sao cho đại diện được

các nhóm kịch bản phát thải và đảm bảo bao gồm được khoảng biến đổi của nồng độ

các khí nhà kính trong tương lai một cách hợp lý [17].

Có bốn kịch bản RCP (từ phát thải khí nhà kính cao đến phát thải thấp) được thiết lập

đó là: phát thải cao (RCP8.5); phát thải trung bình cao (RCP6.0); phát thải trung bình

thấp (RCP4.5) và phát thải thấp (RCP2.6). Chi tiết hơn có thể xem ở [17].

1.2.1.2 Kịch bản biến đổi khí hậu, nước biển dâng

Căn cứ vào các kịch bản nồng độ khí nhà kính, IPCC đã đưa ra kết quả dự tính BĐKH

và NBD toàn cầu trong thế kỷ 21, chi tiết có thể xem ở [17].

1.2.2 Kịch bản biến đổi khí hậu, nước biển dâng cho Việt Nam

Kịch bản BĐKH và NBD cho Việt Nam được Bộ Tài nguyên và Môi trường công

bố lần đầu vào năm 2009 trên cơ sở tổng hợp các nghiên cứu trong và ngoài nước.

Mức độ chi tiết của các kịch bản mới chỉ giới hạn cho bảy vùng khí hậu và dải ven

15

biển Việt Nam.

Kịch bản BĐKH và NBD năm 2016 được xây dựng dựa trên cơ sở: báo cáo đánh giá

lần thứ 5 (AR5) của IPCC; số liệu quan trắc khí tượng thủy văn và mực nước biển cập

nhật đến năm 2014; số liệu địa hình của bản đồ cập nhật đến tháng 3 năm 2016; xu thế

biến đổi gần đây của khí hậu và NBD ở Việt Nam; các mô hình khí hậu toàn cầu, mô

hình khí hậu khu vực độ phân giải cao cho khu vực Việt Nam và các mô hình khí

quyển - đại dương; các nghiên cứu của Viện Khoa học Khí tượng Thủy văn và Biến

đổi khí hậu, Hội đồng tư vấn của Ủy ban Quốc gia về Biến đổi khí hậu, các Viện

nghiên cứu và trường đại học của Việt Nam; các dự án mô hình hóa khí hậu do Chính

phủ Na Uy, Chính phủ Úc tài trợ; các hợp tác với Cơ quan Khí tượng Vương quốc

Anh và viện nghiên cứu Khí tượng Nhật Bản,... Một số kết quả chính của kịch bản

BĐKH và NBD năm 2016 được trích ra dưới đây, chi tiết xem ở phụ lục A của [17]:

Hình 1.8 Biến đổi của bão và áp thấp nhiệt đới cuối thế kỷ so với thời kỳ cơ sở [17]

Hoạt động của bão và áp thấp nhiệt đới có xu thế dịch chuyển về cuối mùa bão, thời kỳ

mà bão hoạt động chủ yếu ở phía Nam.

16

Hình 1.9 Kịch bản nước biển dâng khu vực Biển Đông [17]

Trong những thập kỷ đầu thế kỷ 21, xu thế tăng của mực nước biển theo cả 04 kịch

bản RCB là khá tương đồng, tuy nhiên có sự khác biệt đáng kể từ khoảng năm 2040.

Mực nước biển có mức tăng thấp nhất ở kịch bản RCP2.6 và cao nhất ở kịch bản

RCP8.5 [17].

Theo Bộ Tài nguyên và Môi trường [17, 18], do tính phức tạp và những hiểu biết chưa

thật đầy đủ về BĐKH của Việt Nam cũng như trên thế giới cùng với yếu tố tâm lý,

kinh tế, xã hội, tính chưa chắc chắn về kịch bản phát thải khí nhà kính, tính chưa chắc

chắn của kết quả mô hình tính toán xây dựng kịch bản,… nên kịch bản hài hòa nhất là

kịch bản trung bình (RCP4.5) được khuyến nghị cho các bộ, nghành và địa phương

làm định hướng ban đầu để đánh giá tác động của BĐKH, NBD và xây dựng kế hoạch

hành động ứng phó với BĐKH.

1.3 Tổng quan về nghiên cứu an toàn đê

1.3.1 Các nghiên cứu ở nước ngoài

Trước thực trạng của BĐKH toàn cầu, các quốc gia phát triển đã tập trung nghiên cứu

để đối phó với những biến đổi, thách thức trong bối cảnh mới. Hà Lan là quốc gia có

trình độ phát triển cao về xây dựng các công trình phòng lũ khi phần lớn diện tích đất

nước nằm dưới mực nước biển. Chương trình phát triển đê và các công trình phòng lũ

được đẩy mạnh sau trận lũ lịch sử năm 1953 (Delta program), trong đó việc nâng cấp

đê, xây dựng hệ thống phòng chắn nước lũ từ biển Bắc, cống ngăn triều,... được đề cập

rất cụ thể. Những thành quả có được ngày nay ở Hà Lan là nhờ vào quyết tâm và sự

kiên định thực hiện mục tiêu chương trình của chính phủ.

Năm 2005, với chương trình VNK05, Hà Lan đã tiến hành đánh giá lại một cách

nghiêm túc an toàn của hệ thống công trình phòng lũ trong điều kiện BĐKH. Hàng

loạt dự án được đầu tư trong đó tập trung vào gia cường hệ thống đê, cải tạo các công

trình phòng lũ, nâng cao năng lực ứng phó của người dân và xã hội,... Tiêu chuẩn an

toàn của các hệ thống đê được nâng cao hơn theo nguyên lý giảm thiểu rủi ro ngập lụt.

Trong báo cáo này, thời gian đánh giá lại tính an toàn của hệ thống phòng lũ được đề

xuất là 5 năm. Năm 2008, Ủy ban nghiên cứu về đồng bằng của Hà Lan đã đưa ra 12

kiến nghị đảm bảo an toàn chống lũ cho tương lai, với kế hoạch tổng hợp được xây

17

dựng cho tới năm 2100. Chính phủ Hà Lan căn cứ vào các kiến nghị này đã ban hành

chính sách của thế kỷ 21 để ứng phó với BĐKH bằng việc tăng tiêu chí trong xây dựng

hệ thống đê điều gấp mười lần so với trước đây, trong đó mực NBD tại bờ biển Hà

Lan lên tới 1,3 m vào năm 2100 (0,55÷1,30)m, xem Hình 1.10 [19-21].

Tại Mỹ, các chương trình nghiên cứu thường được gắn với các lưu vực sông như

Mississipi, Arizona, Secamento,... (Master plan) để nghiên cứu khai thác chung cho cả

lưu vực. Hiệp hội kỹ sư quân đội Mỹ (USACE) là đầu mối nghiên cứu chuyên sâu và

thực dụng các vấn đề về an toàn đê, đập với tính ứng dụng cao. Sản phẩm thường gắn

với các tiêu chuẩn kỹ thuật, kiến nghị thiết kế. Nhìn chung, tiêu chuẩn an toàn cho các

công trình phòng lũ tại Mỹ thấp hơn nhiều so với các tiêu chuẩn thiết kế đê ở Hà Lan do

đặc thù địa hình, sự ảnh hưởng của mực NBD,...[22-24].

Hình 1.10 NBD do BĐKH theo Ủy ban nghiên cứu về đồng bằng (2008) của Hà Lan

Hàng loạt các nghiên cứu cơ bản và ứng dụng được thực hiện ở Hà Lan cũng như các

nước khác trong cộng đồng chung Châu Âu như Đức, Anh, Bỉ, Ý,... để giải quyết các

bài toán cụ thể khác nhau liên quan đến an toàn hệ thống công trình phòng lũ trước bối

cảnh BĐKH. Chính sự hợp tác xuyên quốc gia này đã huy động được sức mạnh của

cộng đồng các nhà nghiên cứu tại các viện và các trường đại học trong toàn khối, tạo

ra các sản phẩm có hàm lượng khoa học và tính ứng dụng cao nhất. Nhìn chung, các

nghiên cứu tập trung vào hai nhóm vấn đề chủ yếu: nhóm các vấn đề về phương pháp

luận và nhóm các vấn đề về cơ chế phá hoại hệ thống công trình phòng lũ [25].

Nhóm các nghiên cứu tập trung về phương pháp luận đánh giá an toàn công trình

phòng lũ đã phát triển nở rộ ở Hà Lan từ những năm 1960 rồi đến các nước Tây Bắc

Âu và Nam Âu. Cơ sở chung của các phương pháp này là phát triển lý thuyết độ tin

18

cậy và phân tích rủi ro trong bài toán ngập lụt, từ việc xem xét sự bất định của các biến

đầu vào, bất định của mô hình tính toán cũng như các lỗi do con người gây ra. Từ bài

toán rủi ro tổng thể của hệ thống, phương án thiết kế tối ưu được đề xuất tùy theo mức

độ phát triển của từng quốc gia và từng khu vực [26-29]. Tại Mỹ, việc tiếp cận có thận

trọng hơn nhưng sau sự cố ngập lụt tại New Orlean năm 2005 do ảnh hưởng của cơn

bão Katrina, nguyên lý tiếp cận hệ thống và các lý thuyết liên quan đến rủi ro được

quan tâm nhiều hơn và được tiêu chuẩn hóa trong tính toán thiết kế [30, 31].

Nhóm các nghiên cứu về cơ chế phá hoại công trình phòng lũ tập trung vào các sự cố

thường gặp với rủi ro và bất định cao nhất. Xói ngầm dưới nền đê sông và sự ổn định

của hệ thống đê biển là những vấn đề dành được sự quan tâm nhiều hơn cả của các nhà

khoa học. Các nghiên cứu về xói ngầm dưới nền đê được tiến hành ở nhiều nước như

Mỹ và các nước Tây Âu (Hà Lan, Đức) cũng như Nhật Bản vào những thập niên đầu

tiên của thế kỷ 20. Bligh [32] đã đề xuất mô hình kiểm toán xói ngầm dưới nền đập

thông qua hàng loạt số liệu thực tế xảy ra vỡ đập tại nhiều nước trên thế giới. Lane

[33] cải tiến mô hình của Bligh có xét đến ảnh hưởng của dòng thấm theo phương

đứng trong mô hình xói ngầm. Cả hai mô hình kinh nghiệm này đều đi vào dự báo

chiều cao cột nước chênh giới hạn ứng với từng loại đất nền khác nhau; mặc dù chứa

đựng nhiều hệ số kinh nghiệm nhưng hai mô hình này được dùng phổ biến ở các nước

phương Tây cho đến khi ra đời một số mô hình dự báo khác ưu việt hơn.

Tsugaev (1998) [34] đã căn cứ vào các số liệu thống kê sự cố của các công trình thủy

lợi bằng đất để chỉnh lý mô hình lý thuyết, xác định được Gradient áp lực thấm cho

phép. Theo Tsugaev dòng thấm nguy hiểm nhất (không cho phép) trong đập đất hoặc

nền là dòng thấm xuất hiện trong những hang thấm tập trung (vùng khuyết tật trong

thân hoặc nền công trình, được hình thành bởi nguyên nhân đặc biệt nào đó) và nhiệm

vụ cơ bản khi xây dựng công trình đất là cần phải làm thế nào để không cho phép xuất

hiện những hang thấm tập trung này (độ bền thấm đặc biệt).

Sellmeijer (1988) [35] đã phát triển mô hình xói ngầm dựa trên phân tích điều kiện cân

bằng giới hạn trong ống xói dưới nền đê ở Hà Lan. Ngoài ảnh hưởng của đường kính

hạt, mô hình này còn xét đến các tham số khác của đất nền như bề dày tầng thấm

nước, khối lượng thể tích, hệ số thấm,... Dựa vào kết quả quan trắc thực tế, sự khác

biệt giữa mô hình dự báo tại một số trường hợp đã được giải quyết thông qua hệ số mô

hình - phương pháp chuyển đổi sự khác biệt giữa hai chuỗi kết quả (theo quan trắc và

19

theo dự báo lý thuyết) để tìm ra hệ số hiệu chỉnh, như được trình bày trong [36] [37].

Vera van (2011) [38] tiếp tục cải tiến mô hình của Sellmeijer thông qua hàng loạt thí

nghiệm mô hình vật lý trong phòng và ngoài trời. Kết quả nghiên cứu chưa kết thúc

nhưng đánh giá sơ bộ cho thấy mô hình Sellmeijer có xu hướng dự báo thiên về an toàn

và điều này gây lãng phí cho các giải pháp xử lý gia cố nền đê đang được tiến hành tại

Hà Lan. Trước đó, một số nghiên cứu về xói ngầm cũng được tiến hành tại Mỹ, Đức và

Nhật Bản như nội dung đã được đề cập trong các công bố của [39-42]. Nhìn chung, các

kết quả nghiên cứu đều xác nhận vai trò quan trọng của xói ngầm trong đánh giá an toàn

đê. Hiện tại, mô hình của Sellmeijer vẫn được dùng rộng rãi, các mô hình khác như

Bligh hoặc Lane cần được hiệu chỉnh tùy thuộc điều kiện thực tế áp dụng.

Tại Mỹ, Schmertmann (2000) [40] đã tiến hành thí nghiệm tương tự như tại Hà Lan và

tìm ra quan hệ ảnh hưởng của của hàng loạt các nhân tố như hệ số không đều hạt Cu,

hệ số hình dạng, bề dày lớp đất, hệ số thành phần hạt, độ chặt, hệ số gradient thủy

lực,... Tác giả đã đưa ra những đề xuất mang tính thực dụng để kỹ sư có thể sử dụng

các hệ số này trong tính toán thiết kế.

Hình 1.11 Thí nghiệm xói ngầm tại Đại học Florida, Mỹ năm 2000

Trước đó tại Nhật Bản và Đức, hai nhóm tác giả độc lập cũng đã đưa ra những kết quả

nghiên cứu trong phòng liên quan đến mô hình thấm và xói ngầm. Các quan hệ giữa

thành phần hạt, độ chặt, hệ số không đều hạt,... với gradient tới hạn đều được khảo sát

20

để đưa ra các kiến nghị cho công tác thiết kế và đánh giá an toàn đê, đập [41, 43].

Hình 1.12 Thí nghiệm xói ngầm tại đại học Okayama, Nhật Bản, năm 1987

Xói ngầm trong đất dính cũng được quan tâm nghiên cứu, ở Australia, Wan và Fell

[44] đã khảo sát tốc độ xói ngầm qua thí nghiệm vật lý trong phòng để đưa ra các dự

báo về ảnh hưởng của xói ngầm đến an toàn đập. Kết quả nghiên cứu là tài liệu tham

khảo quan trọng trong đánh giá an toàn đập tại Australia trong những năm sau đó.

Ở các nước thuộc Liên Xô cũ, các nhà khoa học cũng có bước tiến xa về những nghiên

cứu liên quan đến xói ngầm, các tác giả có công trình đã công bố tiêu biểu như: V.D.

Lomtadze, V.A. Mironenko, V.M. Sextakov, A.N. Patrusev, L.I. Kozlova, V.X.

Ixtomina,... L.I. Kozlova (1934) đã tiến hành thực nghiệm và chứng minh được diễn

biến của xói ngầm thông qua vận tốc giới hạn làm lôi cuốn các hạt nhỏ thông qua các

đường kính hạt theo quan hệ:

(1.2)

Trong đó: d60 là đường kính hạt nhỏ mà 60% trọng lượng hạt lọt qua; D60 là đường

kính hạt lớn mà 60% trọng lượng hạt lọt qua.

V.X. Ixtomina (1952; 1957) đã xây dựng đồ thị quan hệ giữa áp lực thấm với hệ số

không đều hạt và đưa ra kết luận: Cát càng không đồng nhất thì gradient xói ngầm

xuất hiện càng thấp. Bà đưa ra một số giá trị gradient cho phép đối với một số loại đất

có hệ số không đồng nhất khác nhau: Icf = 0,2 khi 10< Cu < 20; Icf = 0,1 khi Cu > 20;

21

trong đó Cu là hệ số không đều hạt.

Phạm Quang Tú trong nghiên cứu [37] đã áp dụng LTĐTC để đánh giá an toàn hệ

thống đê sông Hồng trên địa bàn thành phố Hà Nội. Trong nghiên cứu này, tác giả đã

sử dụng điều kiện biên thủy lực của Hà Văn Khối ở nghiên cứu [45] có kết hợp với

việc sử dụng mô hình tương tự xói ngầm của Bùi Văn Trường ở [46] và số liệu thống

kê các sự cố đùn sủi trên tuyến đê Hữu Hồng. Tác giả đã đề xuất mô hình xói ngầm

theo thời gian nhưng dựa trên giả thiết về hàm phát triển chiều dài ống xói mà chưa

dựa trên các kết quả thực nghiệm. Nghiên cứu của tác giả đã cho kết quả tham khảo

tương đối tốt về đánh giá ATĐ nhưng cần được cải tiến và khắc phục một số hạn chế

như: trong bài toán hệ thống chưa xét đến các cống dưới đê; điều kiện biên thủy lực

chưa xét đến các bất lợi nhất như tác động của BĐKH.

1.3.2 Các nghiên cứu về sự cố đê trong nước

Việc nghiên cứu các sự cố của đê được bắt đầu bởi các nhà khoa học thuộc các viện

Khoa học Thủy Lợi và viện các Khoa học về Trái đất (nay là viện Địa chất thuộc viện

Khoa học và Công nghệ Việt Nam) từ những năm 80 của thế kỷ trước. Sự cố bắt đầu

được quan tâm không phải là các hiện tượng địa chất thông thường mà là sự cố nứt

ngang và dọc theo tuyến đê của một số điểm thuộc Hà Nội và các vùng lân cận như

Khê Thượng (Ba Vì - Hà Nội), Văn Quán (Mê Linh - Hà Nội), Phúc Thọ, Vân Cốc

(Đan Phượng), Thường Tín (Hà Nội), Gia Lương (Bắc Ninh),… Với chương trình

nghiên cứu sự hình thành khe nứt hiện đại trên đê, các nhà khoa học đã luận giải hiện

tượng nứt đê chủ yếu do hoạt động kiến tạo hiện đại của trũng Hà Nội.

Nguyễn Trấn trong nghiên cứu ở [47] đã khái quát tình hình mất an toàn của đê sông

xảy ra trong những năm trước đó và đi sâu vào đánh giá nguyên nhân sự cố ở một số

đoạn xung yếu thuộc đê sông Hồng trên nền cát, từ đó kiến nghị biện pháp phòng ngừa

và xử lý. Trong quá trình nghiên cứu, đã tiến hành khảo sát, quan trắc mực nước ngầm,

thí nghiệm tương tự điện thủy động cho bài toán thấm không ổn định.

Nguyễn Trấn và Nghiêm Hữu Hạnh trong [48] đã đề nghị phương pháp xác định áp

lực thủy động của dòng thấm có áp, một chiều, với mực nước lũ sông đột biến trong

từng giai đoạn, sử dụng bảng tra hàm truyền áp R() phụ thuộc thông số truyền áp 

22

của V.M. Sextakov.

Nguyễn Hữu An trong nghiên cứu [49], thông qua việc giải bài toán thấm và đánh giá

ổn định thấm nền đê, đã xác định và đề nghị phạm vi bảo vệ đê sông vùng đồng bằng

Bắc Bộ.

Năm 1996, bằng nguồn vốn vay của ngân hàng Phát triển Châu Á, dự án đê Hà Nội

được triển khai, đơn vị tư vấn thiết kế là công ty Tư vấn xây dựng Thủy lợi I (HEC) đã

tính toán thấm cho các đoạn đê Hà Nội thuộc dự án theo bài toán thấm ổn định, phẳng

đứng với các phương án có giếng tiêu thoát áp lực thủy động cho nền đê.

Nguyễn Hữu An và nnk trong [50] đã tiến hành tính toán thấm cho các đoạn đê có nền

cát thông với sông theo bài toán ổn định, một chiều bằng phương pháp giải tích và sai

phân hữu hạn. Mặt khác các tác giả cũng đã ứng dụng phần mềm Geo-Studio của

Canada với module Seep/W để tính thấm ổn định - phẳng đứng cho các đoạn đê này.

Phạm Văn Quốc trong đề tài [51] đã tiến hành mô hình thấm không ổn định qua đê

trên mô hình khe hẹp để nghiên cứu động thái của dòng thấm không ổn định trong môi

trường phân lớp. Bên cạnh đó tác giả đã thiết lập phương trình vi phân dòng thấm

không ổn định có áp - không áp bão hòa - không bão hòa tương tác lẫn nhau, lập thuật

toán phần tử hữu hạn để giải bài toán thấm cho đê có nền cát thông với sông. Bằng mô

hình và kết quả tính toán, tác giả đã chứng minh sự tồn tại song song và tương tác lẫn

nhau giữa dòng thấm không ổn định không áp trong tầng phủ và thân đê với dòng

thấm có áp trong nền cát thông với sông. Kết quả nghiên cứu cũng chỉ ra rằng: vị trí

đường đo áp cao nhất ở phía đồng; gradient áp lực thấm lớn nhất của đất bề mặt tầng

phủ chân đê phía đồng; đường bão hòa thấm cao nhất ở phần nửa thân đê phía đồng

không xảy ra vào thời điểm đạt đỉnh lũ cao nhất ngoài sông mà chậm sau đỉnh lũ từ 1,5

ngày đến 2 ngày. Đây là kết quả quan trọng trong tính toán thấm và ổn định đê, đồng

thời còn có ý nghĩa cảnh báo tránh tình trạng chủ quan trong công tác phòng chống lũ,

nhất là ở thời đoạn lũ rút. Tác giả cũng đã kiến nghị khi tính ổn định của mái dốc đê

phía đồng khi dùng biểu thức của K. Terzaghi và của N. M. Ghecxêvanôv thì cần tính

toán bổ sung thêm áp lực thủy động đẩy nổi của dòng thấm có áp. Ngoài ra tác giả còn

đóng góp một biểu thức tính toán hệ số an toàn chống đẩy bục đột ngột tầng phủ nền

23

đê theo phương pháp trạng thái cân bằng giới hạn có xét đến lực dính của đất.

Tô Xuân Vu trong [52] đã chỉ ra rằng, trong các loại trầm tích nền đê, BDT có thể xảy

ra dưới nhiều hình thức đó là: đùn đất; cát chảy và xói ngầm. Đùn đất phát triển trong

lớp phủ thấm nước yếu có ảnh hưởng quan trọng nhất đến ổn định nền đê bởi nó là tiền

đề cho sự phát triển các hình thức BDT khác như cát chảy, xói ngầm. Gradient áp lực

thấm giới hạn phát sinh đùn đất phụ thuộc vào kích thước (d) và chiều dày (mp) của

diện xung yếu và tỷ lệ thuận với tỷ số  = mp/d. Bằng mô hình thí nghiệm trong phòng,

tác giả đã xác định được gradient giới hạn: cát chảy ; xói ngầm ; đùn đất

của các dạng CTN khác nhau. Và bằng lời giải theo phương pháp giải tích của

V. M. Sextakov, tác giả đã lập được quan hệ giữa áp lực ra tăng của dòng thấm với

khoảng cách từ biên thấm tại các vị trí khác nhau trong thân đê và biến đổi áp lực thấm

theo thời gian ở các vị trí khác nhau với các mực nước lũ trên sông. Theo tác giả, áp

lực gia tăng của dòng thấm ở phía trong đê không chỉ phụ thuộc vào chế độ lũ của

sông mà còn phụ thuộc vào CTN đê, từ đó tạo ra nguy cơ phát sinh BDT khác nhau ở

mỗi dạng CTN đê. Từ các kết quả nghiên cứu thực nghiệm và lý thuyết, tác giả đã xác

định được phạm vi có khả năng phát sinh BDT của các dạng CTN với đường kính

xung yếu d = (20; 30; 40; 50)m. Qua kết quả nghiên cứu, tác giả cũng đã đề xuất giải

pháp xử lý BDT cho đê sông Hồng ứng với mỗi dạng CTN đê. Hiệu quả hơn cả là tổ

hợp của nhiều giải pháp truyền thống như: sân phủ; tường chống thấm; giếng khoan

giảm áp; cơ phản áp tiêu nước;… Trong đó giải pháp tường chống thấm bằng đất xi

măng sét cắt qua tầng chứa nước thi công bằng công nghệ khoan trộn được cho là khả

thi ở một số dạng CTN.

Bùi Văn Trường ở [46] đã phân chia CTN đê sông Hồng địa phận tỉnh Thái Bình

thành 5 kiểu, 11 phụ kiểu và 23 dạng CTN có mức độ nhạy cảm về thấm từ đặc biệt,

cao đến thấp và rất thấp. Đồng thời tiến hành một loạt các mô hình ngoài hiện trường

với mục đích xác định gradient giới hạn (Igh) BDT của cát trong tầng chứa nước ở

vùng cửa thoát và nghiên cứu quá trình phát triển các hình thức BDT trong điều kiện

tự nhiên. Mô hình của tác giả có nhiều cải tiến, khắc phục được những hạn chế về kích

thước cũng như tính nguyên trạng của mẫu đất. Thông qua mô hình, đã xác định được

gradient áp lực thấm giới hạn gây xói ngầm và gradient áp lực thấp giới hạn gây cát

24

chảy của cát hạt bụi và cát hạt nhỏ. Kết quả nghiên cứu của tác giả đã cho thấy: khả

năng phát sinh, phát triển BDT không chỉ phụ thuộc vào CTN đê mà còn phụ thuộc

vào mức độ đồng nhất, đặc biệt là mức độ khuyết tật ở tầng phủ; theo tác giả BDT ở

nền đê phát triển theo 3 giai đoạn rất rõ rệt, giai đoạn 1 phá vỡ tầng phủ, giai đoạn 2

mở rộng mạch đùn phát triển BDT, giai đoạn 3 phá vỡ CTN. Tốc độ, diễn biến của

mỗi giai đoạn phụ thuộc vào cột nước áp lực tầng chứa nước, CTN đê và mức độ bền

vững của tầng phủ thấm nước yếu; cát chảy là hình thức BDT nguy hiểm quyết định

khả năng ổn định thấm ở nền đê, xói ngầm cũng phát triển trong cát nhưng ảnh hưởng

không lớn đến ổn định nền đê. BDT được nghiên cứu cho một số cắt đê trọng điểm,

luận án sử dụng phần mềm Visual Modflow của hãng Waterloo (Canada): với mỗi

đoạn đê, tác giả đã vẽ được đẳng cao cột nước áp lực cho phép. Kết quả cho thấy, tùy

theo CTN mà BDT có thể phát sinh cách chân đê từ 30m đến 250m. Từ các kết quả

nghiên cứu, tác giả đã phân tích và đề xuất các giải pháp nhằm nâng cao ổn định nền

đê như: tầng phản áp hạ lưu; tường chống thấm; giếng khoan giảm áp; sân chống

thấm. Bên cạnh đó Luận án cũng đề xuất một số giải pháp công nghệ mới như: làm

tường chống thấm bằng cọc xi măng đất; cắm cừ bản nhựa; rải màng chống thấm sân

phủ thượng lưu,… Trong số đó, tác giả kiến nghị sử dụng giải pháp cắm cừ nhựa áp

dụng cho đê sông địa phận tỉnh Thái Bình.

Trịnh Minh Thụ và nnk ở [53] đã đưa ra kết quả nghiên cứu xử lý đùn sủi nền đê sông

Hồng, đoạn Mai Động - Đức Hiệp (Hưng Yên). Trong nghiên cứu này, mô hình thấm

ba chiều đã được sử dụng để mô phỏng hiện tượng thấm ở nền đê với các mực nước lũ

khác nhau, phương án xử lý bằng giếng giảm áp (ở hạ lưu) hoặc xử lý bằng tường

Bentonite (ở thượng lưu). Kết quả tính toán áp lực thấm nền đê bằng phần mềm Seep

3D trong bộ phần mềm Geo-Studio (Canada) cho thấy: cột nước áp lực thấm tại mặt

dưới lớp 2 (lớp tầng phủ thấm nước yếu nằm phía trên tầng cát pha 3) bị tổn thất đột

ngột cho trường hợp xử lý bằng giếng giảm áp, khi khoảng cách giữa các giếng giảm

áp tăng thì cột nước áp lực thấm tăng. Tuy nhiên, trong cả hai trường hợp này cột nước

áp lực vẫn nhỏ hơn cột nước giới hạn gây bục nền; với trường hợp xử lý chống thấm

bằng tường hào Bentonite thì cột nước áp lực thấm cao hơn giới hạn cho phép. Điều

này cho thấy việc xử lý bằng tường hào Bentonite là không phù hợp và được các tác

giả giải thích là do hiện tượng thấm không gian quanh tường hào. Cuối cùng các tác

25

giả kết luận: giếng giảm áp là giải pháp có hiệu quả nhất để giảm áp lực thấm nền đê.

Nguyễn Quốc Đạt [54], trên cơ sở kế thừa phương pháp phân loại nền đê theo mức độ

nhậy cảm về thấm của các nghiên cứu trước và tài liệu điều tra thu thập được. Tác giả

đã lập bản đồ phân loại nền đê Hữu Hồng, đê tả Đáy, đê sông Nhuệ và chỉ ra 3 vị trí

trọng điểm có nguy cơ mất ổn định về thấm. Bằng phương pháp tính toán theo công

thức giải tích, đã định lượng cụ thể mức độ an toàn về thấm của các đoạn đê này. Bản

đồ phân loại nền đê có tác dụng thiết thực phục vụ công tác quản lý đê và lập phương

án phòng chống lũ trên địa bàn tỉnh Hà Nam. Luận án sử dụng đồng thời các công thức

giải tích và phương pháp phần tử hữu hạn với bộ phần mềm Geo-Studio (module

Seep/W) để kiểm tra an toàn ổn định về thấm cho một số đoạn đê cụ thể. Tác giả cho

rằng việc mô phỏng đơn giản hóa mô hình thấm và sử dụng các công thức giải tích để

tính áp lực thấm nền đê cho kết quả tương đối phù hợp với tính bằng phương pháp

phần tử hữu hạn, có thể sử dụng phương pháp này trong bước tính toán thiết kế sơ bộ.

Tác giả cũng đã đề xuất xử lý ổn định thấm nền đê cho đoạn đê tả Đáy bằng giải pháp

giếng cọc vây, thi công bằng các cọc xi măng đất chồng lấn tạo thành tường liên tục.

Đề xuất của tác giả phù hợp với đoạn đê mà phía hạ lưu có nhiều ao hồ, cho hệ số an

toàn tương tự như làm giếng giảm áp hoặc lấp ao. Tác giả đã chứng minh rằng giải

pháp này bền vững hơn giải pháp làm giếng giảm áp vì không cần thau rửa màng lọc

định kỳ và có ưu điểm hơn cách lấp ao vì không ảnh hưởng đến sản xuất và môi

trường hiện có. Luận án là công trình đầu tiên ở Việt Nam tiến hành nghiên cứu thử

nghiệm công nghệ khoan phụt hóa chất kết hợp xi măng, nhằm mục đích xử lý thấm

nền đê trong điều kiện có dòng chảy ngầm, trong nền cát, cát pha. Kết quả nghiên cứu

của luận án cung cấp một giải pháp mới hiệu quả và có tính khả thi để xử lý khẩn cấp

sự cố thấm dưới nền đê trong mùa lũ.

1.4 Định hướng nghiên cứu của luận án

1.4.1 Những vấn đề khoa học cần làm sáng tỏ

Các nghiên cứu trong và ngoài nước chủ yếu tập trung đi sâu nghiên cứu hiện tượng

xói ngầm và đã chỉ ra xói ngầm là nguy cơ tiềm ẩn gây mất ổn định đê. Đã có nhiều

mô hình nghiên cứu, đánh giá xói ngầm được đề xuất, từ các mô hình thống kê sự cố

đến các mô hình vật lý mô hình trong phòng và hiện trường. Thông qua các mô hình

này, các nhà khoa học đã xác định được các giai đoạn phát triển của xói ngầm tương

26

ứng với nó các gradient áp lực thấm giới hạn cũng được xác định.

Các nghiên cứu ở nước ngoài đã tiếp cận và sử dụng phương pháp tính toán hiện đại

bằng LTĐTC để đánh giá ATĐ và có xét đến ảnh hưởng của BĐKH. Từ kết quả

nghiên cứu, các nhà khoa học đã đề xuất nâng cao mức đảm bảo an toàn cho vùng

được bảo vệ để công trình phòng chống lũ có thể ứng phó được với BĐKH và NBD

trong dài hạn.

Các nghiên cứu trong nước đã chỉ ra xói ngầm là nguy cơ gây mất ổn định đê nói

chung và đê sông Hồng nói riêng. Một số nghiên cứu của các nhà khoa học trong nước

đã đưa ra các giải pháp công trình nhằm đảm bảo an toàn, ổn định cho đê như: làm

tầng phản áp hạ lưu; giếng giảm áp; sân chống thấm; tường chống thấm; cừ chống

thấm,... Trong những giải pháp này, giải pháp dùng giếng giảm áp và cừ chống thấm

được nhiều nhà khoa đề xuất. hệ thống giếng giảm áp đã được áp dụng nhiều vào thực

tế ở một số tuyến đê nhất là đê sông Hồng và đã chứng minh được hiệu quả của giải

pháp này.

Trong những năm gần đây, BĐKH ngày càng có nhiều biểu hiện rõ nét, theo đánh giá

của Ngân hàng thế giới, Việt Nam xếp trong 05 quốc gia hàng đầu trên thế giới dễ bị

tác động của BĐKH. Trong đó, đồng bằng sông Cửu Long và ĐBSH là hai khu vực có

khả năng bị thiên tai, lũ lụt cao nhất. Trước thực trạng đó, để nghiên cứu an toàn đê

sông Hồng, ngoài việc kế thừa các thành quả của các nghiên cứu trong và ngoài nước

cũng cần xem xét đến những diễn biến và tình hình mới mà các nghiên cứu trước chưa

đề cập tới trong đó có BĐKH.

Các nghiên cứu trong nước mới chỉ tập trung nghiên cứu xói ngầm thuần túy mà chưa

kết nối hiện tượng này trong đánh giá an toàn của hệ thống đê.

Trong các nghiên cứu an toàn của công trình phòng lũ, các tác giả mới chỉ xét đến điều

kiện thủy văn, thủy lực ở các góc độ khác nhau mà chưa xét đến các yếu tố bất lợi có

thể xảy ra khi chịu ảnh hưởng của BĐKH.

Các lý thuyết đánh giá an toàn đê hiện đang áp dụng chưa xét hết được sự bất định của

các tham số đầu vào như điều kiện biên thủy lực (mực nước lũ, thời gian duy trì lũ)

cũng như các tham số đất nền. Ngoài ra, nguyên lý rủi ro cũng cần được áp dụng để

27

lựa chọn tiêu chuẩn an toàn cũng như tiêu chuẩn phòng lũ cho hệ thống đê sông. Theo

đó, LTĐTC sẽ khắc phục được các nhược điểm đã nêu, xem xét bài toán theo nguyên

lý hệ thống, sau khi xác định được xác suất sự cố của hệ thống có thể tích hợp với bài

toán rủi ro để phân tích và lựa chọn các phương án thiết kế hoặc gia cố tối ưu nhất.

1.4.2 Định hướng nghiên cứu của luận án

Qua những phân tích trên, các tồn tại liên quan đến ATĐ cần tập trung giải quyết trong

đề tài gồm:

(i). Đánh giá hiện trạng hệ thống đê sông Hồng trong đó tập trung vào các đoạn đê

Hữu Hồng trên địa bàn Hà Nội. Kế thừa các nghiên cứu đã có, tác giả sẽ phân đoạn,

đánh giá các sự cố thường gặp với hệ thống đê, chỉ ra xói ngầm là cơ chế có thể đe dọa

ATĐ trong mùa mưa lũ, đặc biệt là dưới bối cảnh BĐKH và NBD;

(ii). Phân tích điều kiện biên thủy lực khi xét đến BĐKH thay đổi và các tác động đến

an toàn của hệ thống đê. Từ việc mô tả hệ thống dòng chảy, kế thừa các nghiên cứu đã

có, tác giả kết hợp các kịch bản BĐKH và NBD đã được cập nhật cho ĐBSH để mô

phỏng và dự báo mực nước và quá trình lũ theo tiêu chuẩn phòng lũ và QTVH hồ chứa

nước hiện tại. Đây sẽ là dữ liệu đầu vào quan trọng cho bài toán đánh giá ATĐ trong

bối cảnh BĐKH và NBD (nội dung được đề cập trong Chương 2);

(iii). Nghiên cứu hiện tượng xói ngầm thông qua mô hình vật lý trong phòng, số liệu

khảo sát và thống kê hiện trường qua đó đề xuất mô hình nghiên cứu cho phù hợp với

vùng nghiên cứu. Thông qua mô hình thấm theo phương ngang và đứng, hiện tượng

xói ngầm được quan sát và nghiên cứu chi tiết với các loại vật liệu được lấy về từ

những vị trí trọng điểm đùn sủi ở đê Hữu Hồng; theo đó, các tương quan so với lý

thuyết truyền thống được thiết lập. Các sự cố đùn sủi trên tuyến đê được thống kê từ

những năm 1970 trở về hiện tại, số liệu địa tầng, mực nước và vị trí đùn sủi được

thống kê chi tiết, từ đó có thể phân tích ngược và so sánh với các nghiên cứu trong

phòng. Những khác biệt giữa mô hình trong phòng và thực tế quan sát sẽ được giải

quyết thông qua hệ số mô hình (hệ số hiệu chỉnh lý thuyết truyền thống và số liệu quan

sát thực tế). Các nội dung được đề cập trong Chương 2 và 3;

(iv). Xây dựng bài toán đánh giá ATĐ theo LTĐTC dựa trên bài toán hệ thống và các

28

lý thuyết xác suất thống kê. Ngoài các đoạn đê được xem xét trong bài toàn này, các

cống dưới đê cũng được đưa vào đánh giá an toàn. Xác suất sự cố hệ thống được so

sánh với bài toán truyền thống để người đọc có sự liên hệ khác nhau giữa hai nhóm lý

thuyết này. Bài toán sẽ được áp dụng cho đê Hữu Hồng (Hà Nội) với các số liệu đầu

vào phân tích ở trên. Nội dung chi tiết được trình bày trong Chương 4;

(v). Đề xuất phương pháp lựa chọn giải pháp xử lý, gia cường ATĐ tối ưu thông qua

kết quả đánh giá ATĐ theo LTĐTC và phân tích rủi ro cho một vùng cụ thể được đê

Hữu Hồng bảo vệ (đoạn đê Sen Chiểu, Phúc Thọ), các đoạn đê khác được áp dụng

tương tự. Nội dung này được trình bày ở Chương 4.

1.5 Kết luận Chương 1

Đê sông Hồng có lịch sử hình thành từ lâu đời, được đắp tôn cao và mở rộng dần qua

nhiều thời kỳ khác nhau, việc chọn tuyến và xử lý nền đê trước khi đắp thường chưa

được xem trọng. Do vậy thân và nền đê luôn tiềm ẩn nhiều nguy cơ có thể dẫn tới mất

an toàn trong mùa mưa lũ.

BĐKH là hiện hữu, với mưa bão trái mùa cường độ lớn, nhiệt độ tăng, NBD có thể

gây ra các tác động làm thay đổi chế độ thủy văn, thủy lực trên hệ thống sông theo xu

thế bất lợi như sự gia tăng hoặc kéo dài của mực nước lũ. Điều này sẽ làm phát sinh

các sự cố có thể dẫn đến nguy cơ mất an toàn đê, đặc biệt là các sự cố do BDT gây ra.

Kịch bản BĐKH và NBD trung bình (RCP4.5) được Bộ Tài nguyên và Môi trường

khuyến nghị áp dụng đối với Việt Nam làm định hướng ban đầu để ứng phó với tác

động của BĐKH.

Mô hình thí nghiệm vật lý trong phòng và hiện trường được sử dụng phổ biến trong

các nghiên cứu về xói ngầm. Các nghiên cứu trong và ngoài nước đã chỉ ra xói ngầm

là nguy cơ chính gây mất an toàn của công trình chắn nước. Các nghiên cứu trong

nước đã chỉ ra xói ngầm và cát chảy là các biến hình thấm phổ biến gây mất an toàn đê

nói chung và đê sông Hồng nói riêng.

Nghiên cứu này sẽ một phần làm sáng tỏ an toàn đê sông Hồng trong bối cảnh BĐKH

29

có xem xét chi tiết đến các cơ chế BDT (xói ngầm, đẩy trồi,...) cũng như tràn đỉnh đê.

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ KHOA HỌC NGHIÊN CỨU, ĐÁNH GIÁ AN TOÀN ĐÊ VÀ GIẢI PHÁP TĂNG CƯỜNG ỔN ĐỊNH ĐÊ

2.1 Điều kiện biên thủy lực

Trong bối cảnh hiện nay, dưới tác động của BĐKH và NBD có thể dẫn đến sự thay đổi

về điều kiện biên thủy lực là mực nước lũ trên sông. Mực nước lũ lớn hơn so với thiết

kế cùng với sự duy trì dài ngày sẽ gây bất lợi cho hệ thống đê điều. Đặc biệt, đê Hữu

Hồng là một trong những tuyến được cho là có nguy cơ mất ổn định do BDT cao.

2.1.1 Giới hạn lưu vực sông Hồng

Lưu vực sông Hồng - sông Thái Bình được tạo thành bởi hai hệ thống sông lớn của

miền Bắc đó là hệ thống sông Hồng và hệ thống sông Thái Bình (Hình 2.1). Đây là

lưu vực sông quốc tế bắt nguồn từ Vân Nam (Trung Quốc), với 05 phụ lưu lớn khi

chảy vào địa phận Việt Nam hợp thành 03 nhánh sông chính: sông Đà, sông Thao và

sông Lô [2].

30

Hình 2.1 Sơ họa vùng hạ du sông Hồng và sông Thái Bình [55]

Theo viện Quy hoạch Thủy lợi [56], hệ thống sông Hồng - sông Thái Bình được hợp

thành bởi sáu lưu vực chính, gồm: sông Thao; sông Đà; sông Lô; sông Thái Bình và

lưu vực thuộc vùng đồng bằng sông Hồng và sông Thái Bình. Tổng diện tích lưu vực

sông Hồng và sông Thái Bình là 169.020km2, trong đó phần lưu vực thuộc lãnh thổ

Việt Nam là 86.720km2, chiếm 51%. Riêng lưu vực sông Hồng tính đến Sơn Tây là

143.700km2, sông Thái Bình là 12.680km2, vùng đồng bằng gồm cả sông Tích, sông

Bôi là 12.640km2 [56].

2.1.2 Dòng chảy lũ

Lũ ở hạ lưu sông Hồng và sông Thái Bình là tổ hợp lũ các sông thượng du, các sông ở

trung du, đồng bằng và mực nước triều ở các cửa sông.

Ở lưu vực sông Hồng dòng chảy lũ do mưa rào gây nên. Mưa, lũ lớn và đặc biệt lớn

thường do hoạt động liên tiếp hoặc sự kết hợp của một số hình thế thời tiết (như: cao

áp Thái Bình Dương; rãnh thấp nóng; hoàn lưu bão tan; không khí lạnh; gió xoáy thấp

lạnh; dải hội tụ nhiệt đới; bão) gây ra. Theo Viện Quy hoạch Thủy lợi [56], hoạt động

đơn độc của một hình thế gây mưa (trừ bão) không có khả năng gây ra lũ lớn trên hệ

thống sông mà thường là sự kết hợp của hai đến đến ba loại hình. Hoạt động của dải

hội tụ nhiệt đới kết hợp với các hình thế thời tiết khác được cho là bất lợi nhất. Chính

sự hoạt động kéo dài của hội tụ nhiệt đới được tăng cường bởi cao áp Thái Bình

Dương và xoáy thấp trên cao đã gây ra trận lũ lịch sử tháng 8/1971.

Lũ trên lưu vực sông Hồng có tính phân kỳ rõ rệt, lũ lớn nhất thường xảy ra vào tháng

8 (8/1945; 8/1971; 8/1996; 8/2008), lũ tháng 7 và tháng 9 chỉ xảy ra với quy mô nhỏ

hơn; lũ trên lưu vực sông Thái Bình tính phân kỳ không rõ, từ tháng 7 đến tháng 9

trong bất kỳ thời điểm nào cũng có thể xảy ra lũ lớn [56].

2.1.3 Sự thay đổi lòng dẫn và mực nước trên sông Hồng

Những năm gần đây, do sự thay đổi về khí tượng thủy văn cùng với việc các hồ chứa

thượng lưu được xây dựng hoàn thiện đi vào vận hành khai thác,… đã làm cho mực

nước hạ lưu sông Hồng có diễn biến ngày càng phức tạp trong cả mùa lũ và mùa kiệt.

31

Theo các số liệu quan trắc: lưu lượng; mực nước; đo mặt cắt ngang sông tại các trạm

thủy văn (Sơn Tây và Hà Nội) qua các thời kỳ từ năm từ 1971 đến năm 2015 cho thấy

đã có sự thay đổi rõ rệt về quan hệ lưu lượng với mực nước (Q  H: Hình 2.2 và 2.3)

và có những vị trí đáy sông đã bị hạ thấp hơn 6m (Hình 2.4 và 2.5).

Hình 2.2 Đường quan hệ Q = f(H) thực đo tại trạm thủy văn Sơn Tây qua các năm

Hình 2.3 Đường quan hệ Q = f(H) thực đo tại trạm thủy văn Hà Nội qua các năm

Hình 2.2 và 2.3 cho thấy, với cùng một cấp lưu lượng (Q) thì mực nước (H) có xu thế

giảm dần qua các thời kỳ. Hay nói một cách khác, với cùng một cao trình mực nước

32

trên sông thì lưu lượng dòng chảy ngày càng tăng.

Hình 2.4 Đường đáy sông thực đo tại trạm thủy văn Sơn Tây qua các năm

Hình 2.5 Đường đáy sông thực đo tại trạm thủy văn Hà Nội qua các năm

Các Hình 2.4 và 2.5 thể hiện đường thực đo mặt cắt ngang đáy sông tại vị trí trạm thủy

văn Sơn Tây (Km31+600) và trạm thủy văn Hà Nội (Km65+210) qua các năm. Có thể

thấy, hàng năm đáy sông có sự biến động khá lớn, diện tích mặt cắt ướt ngày càng có

xu hướng tăng lên. Đây là hiện tượng hạ thấp đáy sông được đề cập chi tiết trong các

33

nghiên cứu [57-60].

2.1.4 Dòng chảy lũ sông Hồng khi xét đến ảnh hưởng của BĐKH

Trong bối cảnh mới đó là sự thay đổi theo xu thế bất lợi của các yếu tố thời tiết, khí

tượng do BĐKH, cần tiến hành tính toán xác định mực nước lũ và quá trình lũ trên hệ

thống sông Hồng để làm cơ sở (điều kiện biên thủy lực) cho bài toán phân tích, đánh

giá an toàn đê (ở Chương 4). Mực nước và quá trình lũ trên hệ thống sông Hồng thay

đổi và phụ thuộc vào quy trình vận hành của liên hồ chứa thượng lưu và kịch bản

BĐKH (cụ thể trong nghiên cứu này là NBD). Hiện tại, liên hồ chứa thượng lưu được

vận hành theo Quyết định số 1622/QĐ-TTg ngày 17/09/2015 của Thủ tướng Chính

phủ (QT1622), theo đó các hồ chứa có thể làm việc trong hai trạng thái bình thường

thường và bất lợi (chi tiết xem ở [6]).

Sử dụng kịch bản NBD trung bình ứng với RCP4.5 (cho năm 2030 và 2050); lũ thiết

kế chu kỳ lặp lại 300 năm và 500 năm; các hồ chứa thượng lưu vận hành theo QT1622

ở hai trạng thái (bình thường và bất lợi). Tổng hợp lại có 12 kịch bản để xác định mực

nước và quá trình lũ sông Hồng, từ đó tiến hành tính toán diễn toán lũ trên hệ thống

sông. Sơ đồ tính toán dòng chảy lũ trên hệ thống sông Hồng được thể hiện ở Hình 2.6.

Hình 2.6 Sơ đồ tính toán dòng chảy lũ hệ thống sông Hồng

Trong diễn toán dòng chảy lũ trên hệ thống sông Hồng ở nghiên cứu này đã kế thừa

toàn bộ mạng lưới sông, mặt cắt và các thông số của MIKE 11 đã được viện Quy

hoạch Thủy lợi thiết lập cho lưu vực sông Hồng trong [1] làm công cụ tính toán để mô

phỏng dòng chảy từ sau hệ thống hồ chứa về đến hạ du (Hình 2.6). Chi tiết tính toán

34

được trình bày ở Phụ lục C.

2.1.4.1 Kết quả tính toán

Kết quả tính toán của hai kịch bản bất lợi nhất là RCP4.5_2030_300_BL và

RCP4.5_2030_500_BL được thể hiện ở các Hình 2.7 đến 2.10.

Hình 2.7 Quá trình mực nước lũ tại Sơn Tây

Hình 2.8 Quá trình mực nước lũ tại Hà Nội

Hình 2.7 và 2.8 thể hiện ba đường quá trình lũ, gồm: đường quá trình lũ tự nhiên năm

1996; đường quá trình lũ chu kỳ 300 năm xét đến NBD năm 2030, các hồ chứa thượng

lưu vận hành bất lợi; đường quá trình lũ chu kỳ 500 năm xét đến NBD năm 2030, các

hồ chứa thượng lưu vận hành bất lợi. Với lũ chu kỳ 500 năm: mực nước lớn nhất ở

Sơn Tây đạt cao trình +16,0 m và tại Hà Nội là +13,40 m; thời gian duy trì mực nước

lũ tại Sơn Tây ở mức trên báo động III (cao trình +14,40 m) khoảng 175 giờ. Tương

35

tự, tại Hà Nội thời gian duy trì lũ trên báo động III (cao trình +11,50 m) là 180 giờ.

Với lũ chu kỳ 300 năm: mực nước lớn nhất ở Sơn Tây và Hà Nội lần lượt là +15,5 m

và +12,9 m; thời gian duy trì lũ trên báo động III tương ứng là 180 giờ và 195 giờ. Với

lũ 1996 thì mực nước lớn nhất ở các vị trí: Sơn Tây là +15,10 m; Hà Nội là +12,40 m,

thời gian duy trì lũ trên báo động III tương ứng là 90 giờ và 120 giờ. Trong đó, các

mực nước báo động được quy định ở [61].

Hình 2.9 Mực nước lớn nhất sông Hồng từ Km31 đến Km73

Hình 2.10 Mực nước lớn nhất sông Hồng từ Km73 đến Km128

Hình 2.9 và 2.10 thể hiện đường mực nước lũ lớn nhất (chu kỳ lặp lại 300 năm và 500

năm) ở tất cả các vị trí dọc sông Hồng đoạn Hà Nội khi xét đến tác động của BĐKH

và QTVH bất lợi của liên hồ chứa thượng lưu. Theo đó, đoạn đê Hữu Hồng

(Km31+550÷Km117+900) với lũ có chu kỳ 500 năm, mực nước lớn nhất ở Sơn Tây

(Km31+600) là +16,0 m, ở Hà Nội (Km65+210) là +13,4 m; với lũ chu kỳ 300 năm,

36

mực nước tương ứng ở Sơn Tây và Hà Nội lần lượt là +15,5 m và +12,9 m.

Các kết quả tính toán điều kiện biên thủy lực được tổng hợp từ Hình 2.7 đến 2.10 được

sử dụng làm số liệu đầu vào của bài toán đánh giá an toàn đê và các nghiên cứu liên

quan trong đề tài. Đây là trường hợp được xem là bất lợi nhất có thể xảy ra trong thực

tiễn. Mặc dù, cao trình mực nước sông Hồng ở Sơn Tây và Hà Nội không vượt qua

ngưỡng quy định trong Tiêu chuẩn phòng lũ hiện hành [5] nhưng thời gian duy trì lũ

trên báo động III kéo dài (tới 180 giờ) gây nguy hiểm cho tuyến đê.

2.2 Điều kiện địa chất công trình và phân chia cấu trúc nền đê

2.2.1 Điều kiện địa chất công trình

Hà Nội trước đây cũng như Hà Nội mở rộng ngày nay có địa giới hành chính nằm

trong vùng đồng bằng châu thổ sông Hồng với địa hình xu thế nghiêng từ Tây Bắc

xuống Đông Nam. Tuyến đê sông Hồng được xây dựng trên nền địa chất trẻ thuộc

“trũng sông Hồng” và có hiện trạng địa chất phức tạp [14, 62].

Cấu trúc địa tầng dưới nền đê đóng vai trò hết sức quan trọng đến an toàn đê, các sự cố

đối với đê được ghi nhận trong nhiều năm qua đều liên quan đến nền đê. Trong các

thành tạo cấu trúc nền đê thì các thành tạo địa tầng tuổi Đệ tứ là các trầm tích bở rời

được xem là các thành tạo chính gây mất ổn định đê trong các mùa lũ, các thành tạo

trước kỷ Đệ tứ là đá cứng lại nằm ở độ sâu lớn nên hầu như không ảnh hưởng đến ổn

định đê. Thành tạo kỷ Đệ tứ theo thứ tự sắp xếp từ trên xuống gồm các hệ tầng: Thái

Bình; Hải Hưng; Vĩnh Phúc; Hà Nội; Lệ Chi. Trong những năm qua đã có nhiều báo

cáo về địa chất thành phố Hà Nội, địa chất nền đê vùng đồng bằng Bắc Bộ, các báo

cáo khảo sát chi tiết, các lỗ khoan thăm dò để phục vụ các mục đích khác nhau dọc hai

tuyến đê sông Hồng và sông Đuống được thu thập. Căn cứ vào các tài liệu này, các

nhà khoa học đã khái quát đặc điểm hệ tầng trong mặt cắt địa chất công trình nền đê

sông Hồng địa phận Hà Nội như sau:

Hệ tầng Thái Bình: các trầm tích tầng Thái Bình là những trầm tích trẻ nhất, phân bố

hầu hết khu vực Hà Nội [lớp (2) ở Hình 2.12]. Ở dưới nền đê sông Hồng nhiều vị trí

bắt gặp lớp sét - sét pha màu xám nâu nhạt có cấu trúc đặc chắc và chỉ tiêu cơ lý khá

tốt đóng vai trò là lớp phủ chống thấm bảo vệ cho đê. Tuy nhiên cũng có nhiều vị trí

tại các khu vực có chuyển dòng hoặc lấp dòng khi chuyển dòng của sông cổ xuất hiện

lớp cát pha, cát bụi, sét pha, đặc biệt cục bộ ở một số vị trí là cát pha, cát mịn với chiều

37

dày xen kẹp lẫn nhau. Tác giả Trần Văn Tư [14] đã chỉ ra các đoạn đê nguy hiểm: đê

Hữu Hồng [gồm: Phúc Thọ (Km31÷Km43); Vân Cốc; Thanh Trì (Km72÷Km73;

Km81÷Km85); Thường Tín (Km85÷Km90; Km96÷Km101); Phú Xuyên (Km101

÷Km106)]; đê Tả Hồng (gồm các đoạn: Km29÷Km35; Hải Bối, Km52÷Km57; Gia

Lâm). Các mạch cát nhiều khi nối liền từ sông vào đồng gây ra thấm sủi nền đê. Tại

các khu vực có cát pha, cát bụi hoặc bùn có thể gây nguy hiểm cho đê.

Hệ tầng Hải Hưng (xem Hình 2.12): nằm ngay bên dưới nhưng phạm phân bố không

rộng đều như hệ tầng Thái Bình. Hệ tầng Hải Hưng gồm 2 lớp: lớp (3) là sét xám xanh

có chỉ tiêu cơ lý khá tốt nhưng khi bị lộ lên mặt đất thì khả năng co ngót mạnh; lớp

(3c) là bùn sét - sét pha chứa nhiều hữu cơ, đây là lớp đất yếu chiều dày ven đê lên đến

cả chục mét. Do hoạt động chuyển dòng hiện đại mà nhiều nơi thiếu vắng hệ tầng Hải

Hưng. Theo [14]: ở khu vực Km73, Km81÷Km85 Hữu Hồng tầng Hải Hưng bị bào

mòn toàn bộ, thay vào đó lại là tầng Thái Bình yếu về phá hủy thấm.

Dưới hệ tầng Hải Hưng là hệ tầng Vĩnh Phúc [lớp (4) và (7) ở Hình 2.12]. Lớp (7) là

sét loang lổ chiều sâu phân bố không đều, đây là lớp đất rắn chắc có chỉ tiêu vật lý cơ

học tốt, tuy nhiên cũng như lớp (3) của hệ tầng Hải Hưng lớp này có tính co ngót

mạnh. Theo các chuyên gia hiện tượng nứt đê ở Ba Vì và Mê Linh đều liên quan đến

co ngót của sét loang lổ tầng Vĩnh Phúc. Lớp (4) là cát mịn đến cát trung có đôi chỗ

lẫn cuội sỏi, đây là lớp cũng có khả năng gây nên thấm mạnh ở nền đê sông Hồng.

Tầng cuội sỏi tầng Hà Nội và Lệ Chi (tầng Hà Nội phủ trực tiếp lên tầng Lệ Chi) nằm

ở độ sâu khác nhau từ Ba Vì đến Phú Xuyên. Lớp cuội sỏi có nguồn gốc lũ tích chiều

sâu bề mặt hệ tầng khu vực đê thay đổi từ bắc xuống nam (vùng Ba Vì: 15÷20m, Phúc

Thọ: 20÷30m, Trung tâm Hà Nội: 30÷40m, Phú Xuyên: 40÷65m). Đây là tầng chứa

nước có áp chính của vùng trũng Hà Nội. Tại một số vị trí, lớp cuội sỏi này ở độ sâu

nhỏ và thông với lòng sông, nước sông có thể ảnh hưởng trực tiếp đến nước ngầm tầng

nông trong đồng gây ra các sự cố về thấm của đê.

Tầng dưới cùng là đá trầm tích Neogen, hoặc đá gốc có tuổi và thành phần thạch học

khác nhau, chiều sâu có chỗ đạt tới trên 100m. Theo Văn Đức Chương (1986), móng

cứng của trầm tích Đệ tứ vùng Hà Nội gồm các đá trầm tích Neogen hệ tầng Phù Cừ,

Tiên Hưng (phía nam Hà Nội), các thành tạo cacbonat thuộc Triat (vùng Phúc Thọ) và

đá biến chất thuộc hệ tầng sông Hồng (vùng Ba Vì, Sơn Tây). Nhìn chung bề mặt đá

cứng không bằng phẳng, phụ thuộc vào bề mặt cổ địa lý nhất là tác động của các đứt

38

gãy tân kiến tạo.

2.2.2 Phân chia cấu trúc nền đê

Cấu trúc nền (CTN) là khái niệm được một số tác giả sử dụng để phản ánh đặc điểm

nền công trình. CTN được đặc trưng bằng những quy luật phân bố theo chiều sâu các

thành tạo đất đá có liên kết kiến trúc, nguồn gốc, tuổi, thành phần, cấu trúc, bề dày,

trạng thái và tính chất địa chất công trình không giống nhau.

Nền đê sông Hồng nói chung, đê Hữu Hồng nói riêng có đặc điểm địa chất công trình

biến đổi phức tạp. Do sự phức tạp này mà mức độ ổn định thấm là không giống nhau ở

mỗi đoạn đê. Để đơn giản trong việc đánh giá khả năng phát sinh BDT nhằm tìm ra

các giải pháp xử lý, cần điển hình hóa cấu trúc địa chất nền đê trên toàn tuyến, hay nói

cách khác là phải tiến hành phân chia nền đê thành các đoạn có CTN hoặc mô hình

nền đại diện. Đã có nhiều tác giả trong các nghiên cứu liên quan về BDT đã phân chia

nền đê sông thành các kiểu CTN khác nhau.

Tô Xuân Vu [52] và Bùi Văn Trường [46] đã phân chia CTN theo quan điểm nhạy

cảm về BDT. Trần Văn Tư [11] phân chia địa chất nền đê sông Hồng thành 05 kiểu

nền theo quan hệ về mặt địa tầng của 05 lớp đất có nguy cơ gây lên sự cố của đê về

mùa khô và mùa lũ (gồm: lớp sét - sét pha phủ bề mặt; lớp cát pha, cát bụi; lớp cát mịn

đến trung; lớp sét, bùn sét lẫn hữu cơ hệ tầng Hải Hưng; lớp cát trung đến thô và cuội

sỏi hệ tầng Vĩnh Phúc và Hà Nội).

Phạm Quang Tú [37] đã căn cứ vào điều kiện địa chất thủy văn nền đê và đặc tính của

tầng phủ thấm nước yếu hệ tầng Thái Bình như: chiều dày; độ bền; sự xuất hiện lớp

xen kẹp;… để phân chia CTN đê Hữu Hồng từ Sơn Tây đến Phú Xuyên thành 17

đoạn, tương ứng là ba mức độ nguy hiểm về thấm khác nhau (A; B; C). Trong đó: kiểu

A có nguy cơ mất ổn định thấm cao; kiểu B khả năng phát sinh BDT ở mức độ trung

bình; kiểu C được xem như ít có khả năng phát sinh BDT. Bảng 2.1 tổng hợp kết quả

phân chia CTN đê Hữu Hồng [37].

Kết quả ở Bảng 2.1 cho thấy, với chiều tổng dài khoảng 100km đê Hữu Hồng thì có:

08 đoạn đê có nguy cơ mất ổn định thấm cao (kiểu nền A: chiếm khoảng 30%); 05

đoạn đê khả năng phát sinh BDT thấp hơn (kiểu nền B: chiếm khoảng 25%) và 04

đoạn ít có khả năng mất an toàn về thấm (kiểu nền C: chiếm khoảng 45%). Các tỷ lệ

39

trên được tính theo chiều dài (xem Hình 2.11 và 2.12).

Lý trình

Từ

Đến

Chiều dài (km)

C

A

Kiểu nền B 3,00

4,70

7,00

2,00

6,20 7,65

11,60

1,40 2,00 8,20 3,40 6,20 2,20

17,00

1,30

14,70

Đoạn đê 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17

Km31+500 Km28+500 Km36+200 (Km0 Vân Cốc) Km31+500 Km7+000 Km0+000 Km9+000 Km7+000 Km15+200 (Km40+350) Km9+000 Km48+000 Km40+350 Km59+600 Km48+000 Km61+000 Km59+600 Km63+000 Km61+000 Km71+200 Km63+000 Km74+600 Km71+200 Km80+800 Km74+600 Km83+000 Km80+800 Km83+000 Km100+000 Km100+000 Km101+300 Km101+300 Km116+000 Km116+000 Km117+900

Bảng 2.1 Kết quả phân chia CTN đê theo khả năng phát sinh BDT [37]

Tổng cộng

1,90 24,80 45,55

30,10

3,00 4,70 7,00 2,00 6,20 7,65 11,60 1,40 2,00 8,20 3,40 6,20 2,20 17,00 1,30 14,70 1,90 100,45

5

6

8

9

10

11

12

13

2 1 B A

3 B

4 A

C

7 B

14 C

15 B

16 C

17 A

A

Tuyến đê hữu Hồng từ Sơn Tây đến Phú Xuyên

Chú thích: 1, 2, …, 17: các đoạn đê phân theo CTN. A  có nguy cơ mất ổn định thấm cao: B  có khả năng mất ổn định thấm thấp: C  ít có khả năng mất an toàn về thấm:

Hình 2.11 Phân đoạn đê Hữu Hồng với mức độ nguy hiểm về thấm khác nhau [37]

2.2.3 Các kiểu cấu trúc nền đê đại diện

Nhìn chung, khi phân chia CTN đê các tác giả đều xét tới quan hệ tương tác giữa địa

chất - địa chất thủy văn nền đê và xét tới quan hệ sắp xếp, phân bố không gian giữa

các lớp trầm tích nền đê, giữa các lớp chứa nước với lớp phủ thấm nước yếu ở phía

trên,… Trong nghiên cứu ở đề tài này, sử dụng kết quả phân chia CTN đê Hữu Hồng,

Hà Nội của Phạm Quang Tú [37] để thực hiện các tính toán đánh giá an toàn đê, do

cách phân chia này khá chi tiết với 17 đoạn và tài liệu địa chất đã được cập nhật, bổ

sung đến thời điểm 2014. Cắt dọc địa chất nền đê Hữu Hồng và ba kiểu CTN đại diện

40

theo cách phân chia ở [37] được thể hiện ở Hình 2.12 và 2.13.

Hình 2.12 Cắt dọc địa tầng nền đê Hữu Hồng từ Sơn Tây đến Phú Xuyên [37]

Hình 2.13 Các kiểu mô hình nền đê Hữu Hồng từ Sơn Tây đến Phú Xuyên [37]

2.3 Điều kiện địa chất thủy văn

Ảnh hưởng của điều kiện địa chất thủy văn đối với mỗi loại công trình xây dựng khác

nhau là khác nhau. Đối với nền các tuyến đê, hoạt động của nước ngầm trong tầng

chứa nước thứ nhất kể từ trên xuống (đây chính là lớp cát thuộc hệ tầng Thái Bình)

trực tiếp ảnh hưởng đến an toàn đê. Nước ngầm thuộc tầng này có quan hệ mật thiết

41

với nước mặt, Nguyễn Gia Quang [63] đã tổng hợp các tài liệu nghiên cứu về đặc điểm

địa chất thủy văn đồng bằng, trung du Bắc bộ cho thấy biên độ giao động của nước

ngầm trong các lỗ khoan quan trắc giữa mùa kiệt và mùa lũ là (4÷5)m. Theo dõi mực

nước ở các giếng đào của nhà dân ở các làng ven đê (Phú Cường - Ba Vì; Sen Chiểu -

Phúc Thọ) đều thấy hiện tượng: khi mực nước lũ sông Hồng lên cao thì mực nước

trong các giếng này cũng lên theo. Ngược lại, vào mùa kiệt khi nước sông Hồng hạ

thấp thì nước ngầm tàng trữ trong tầng cát sẽ chảy ra ngoài sông.

Khác với tầng chứa nước không áp, tầng chứa nước áp lực phân bố không rộng khắp ở

các khu vực nền đê nhưng rất nguy hiểm khi nền đê bị khoan hoặc đào sâu vì bất cứ

mục đích gì như khai thác nước ngầm hoặc thăm dò khảo sát địa chất,… Nước có áp

thoát qua các lỗ khoan (lấp không đúng quy trình) và giếng nước với áp lực khá lớn

mang theo nhiều cát làm sập miệng lỗ khoan, sập giếng đào. Thực tế đã ghi nhận nhiều

trường hợp nước áp lực khi mang theo cát lên phía trên đã làm sập miệng hố với

đường kính (4÷5)m, sâu (1÷1,5)m, lượng cát lên đến hàng trăm mét khối như ở Đông

Dư (Gia Lâm năm 1982) hoặc Tân Hưng (Sóc Sơn năm 1986). Nhiều giếng khoan ở

khu vực Sen Chiều đã trở thành giếng thoát áp mặc dù khoảng cách từ giếng đến chân

đê lên tới (400÷500)m. Đây thực sự là điều bất lợi, gây nguy hại cho đê sông Hồng khi

gặp mực nước lũ cao ngoài sông [11].

2.4 Đánh giá an toàn đê theo phương pháp truyền thống

2.4.1 Các tiêu chuẩn an toàn

Đánh giá an toàn đê là công việc được tiến hành thường xuyên, định kỳ cho các tuyến

đê trên các lưu vực sông. Ở Việt Nam, quy trình và chu kỳ lặp lại việc đánh giá an

toàn đê không được trình bày trong các văn bản pháp quy mà được thực hiện tùy theo

kế hoạch duy tu hoặc cải tạo, nâng cấp đê điều của các địa phương. Ở các nước khác

trên thế giới như Hà Lan, đánh giá an toàn đê được thực hiện theo chu kỳ 5 năm một

lần với các số liệu được cập nhật đầy đủ nhất của hiện trạng đê điều.

Hiện nay, ở Việt Nam việc đánh giá an toàn đê sông vẫn thực hiện theo phương pháp

truyền thống, đê được xem là an toàn khi đồng thời thỏa mãn các tiêu chuẩn an toàn:

không xảy ra lũ tràn đỉnh; không xảy ra biến dạng thấm; không xảy ra trượt mái;…

42

được quy định cụ thể trong các Quy chuẩn, Tiêu chuẩn thiết kế hiện hành [64, 65].

2.4.2 Quy trình đánh giá an toàn

Đánh giá an toàn của đê theo quy trình hiện tại (phương pháp truyền thống hay

phương pháp tất định) thường được tiến hành với các bước cơ bản như sau:

Bước 1: Khảo sát, điều tra thu thập các tài liệu cơ bản (dân sinh, kinh tế - xã hội; địa

hình; địa chất; khí tượng, thủy văn;…). Ở bước này xác định được: các thông số công

trình; các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất ở thân và nền đê; lưu lượng và mực nước ứng

với các tần suất thiết kế và kiểm tra; tải trọng tác động lên công trình.

Bước 2: Phân chia tuyến đê thành các đoạn, việc phân chia này được căn cứ vào các

tài liệu cơ bản đã xác định được ở Bước 1. Chọn các mặt cắt ngang đại diện cho từng

đoạn để phục vụ các tính toán ở bước sau.

Bước 3: Tiến hành tính toán đánh giá ATĐ theo các tiêu chuẩn an toàn: kiểm tra lũ

tràn đỉnh đê; trượt mái; và kiểm tra biến dạng thấm,… Ngày nay, với sự trợ giúp của

các mô hình toán hiện đại như phần mềm địa kỹ thuật (Geo-Studio, 2016) của Canada

với module Seep/W và module Slope/W thì việc giải quyết các bài toán thấm qua thân,

nền đê và phân tích ổn định mái đê để xác định gradient áp lực thấm (J) và hệ số ổn

định mái (Kmin min) đã trở nên đơn giản và nhanh gọn.

Bước 4: Tuyến đê đang xét được đánh giá là an toàn nếu tất cả các mặt cắt đại diện

đồng thời thỏa mãn các quy định về an toàn (2.1)÷(2.3), cụ thể:

(i) Không xảy ra lũ tràn đỉnh đê, thỏa mãn biểu thức (2.1):

(2.1) Zđ ≥ Htk + h + a + b + s

Trong đó: Zđ là cao trình đỉnh đê (m); Htk là mực nước thiết kế đê (m); h là chiều cao

nước dềnh do gió gây nên (m); a là độ gia cao an toàn của đê (m), phụ thuộc cấp công

trình đê; b là độ dâng cao của mực nước sông do ảnh hưởng của mực nước biển dâng

(m); s là tổng độ lún của đê (m): đối với đê hiện hữu, có thể bỏ qua độ lún s.

(ii) Điều kiện an toàn về thấm, gradient J không được lớn hơn giá trị cho phép [J]:

J ≤ [J] (2.2)

(iii). Điều kiện an toàn về trượt, hệ số Kmin min không bé hơn giá trị cho phép [K]:

43

(2.3) Kmin min ≥ [K]

a; [J] và [K] phụ thuộc vào cấp công trình, địa chất nền và được quy định ở [64, 65].

Đánh giá an toàn đê theo phương pháp truyền thống đã được trình bày ở trên với các

phân tích, đánh giá thường được áp dụng trong các tiêu chuẩn và chỉ dẫn thiết kế. Nội

dung, trình tự chi tiết các bước xem trong Hình 2.14.

Hình 2.14 Sơ đồ các bước đánh giá ATĐ theo phương pháp truyền thống

2.5 Đánh giá an toàn đê theo phương pháp lý thuyết độ tin cậy

LTĐTC nhằm giải quyết các bài toán có nhiều biến số mà quy luật biến đổi ngẫu nhiên

của chúng ảnh hưởng nhiều đến kết quả tính toán, và khắc phục những tồn tại của

phương pháp thiết kế truyền thống như phụ thuộc tất cả vào hệ số an toàn cũng như

việc lựa chọn các hệ số an toàn hiện còn đang là ẩn số. Hình 2.15 là sơ đồ trình bày

các bước đánh giá ATĐ theo phương pháp LTĐTC, theo đó bài toán đánh giá ATĐ

thường được bắt đầu bằng các số liệu cơ bản về thủy văn, đê và các thông số của nền

44

để tìm các quy luật phân phối của chúng; bước tiếp theo là tiến hành mô tả hệ thống,

phân đoạn đê, mô tả các cơ chế phá hoại, lập các sơ đồ cây sự cố, thiết lập các hàm tin

cậy và tìm xác suất sự cố; bước cuối cùng là so sánh độ tin cậy của hệ thống với độ an

toàn cho phép, đề xuất các giải pháp để nâng cao ATĐ.

Hình 2.15 Sơ đồ các bước đánh giá ATĐ theo phương pháp LTĐTC

2.5.1 Các khái niệm cơ bản

2.5.1.1 Sự cố và rủi ro

Sự cố là khái niệm diễn tả các đối tượng không hoạt động theo đúng các chức năng

ban đầu, có thể dẫn tới hư hỏng và phá hủy. Tùy vào sơ đồ cấu tạo của hệ thống, tầm

quan trọng của đối tượng cũng như sự biến đổi của các biến ngẫu nhiên mà sự cố của

đối tượng có thể dẫn tới phá hủy của hệ thống nhanh hay chậm, ít hoặc nhiều. Nghiên

cứu này dừng lại ở việc định nghĩa sự cố hệ thống và tìm xác suất xảy ra sự cố chứ

45

cũng chưa tiệm cận đến trạng thái phá hủy của kết cấu và công trình.

Rủi ro là sự cố không mong muốn xảy ra trong không gian và thời gian nhất định. Rủi

ro thường có liên quan đến xác suất sự cố của hệ thống cũng như những hậu quả do sự

cố xảy ra và thường được tính bằng giá trị kinh tế. Chi tiết về rủi ro trình bày trong

Chương 4.

2.5.1.2 Hệ thống và phần tử trong hệ thống

Hệ thống là tập hợp các phần tử có chức năng và mối quan hệ qua lại nhất định. Các

phần tử có mối liên hệ lẫn nhau và có thể có cả quan hệ với các phần tử hoặc các quá

trình khác nằm ngoài hệ thống [66]. Hệ thống có thể do một hay nhiều thành phần

(phần tử) cấu thành, và thường được chia làm ba loại: hệ thống nối tiếp; hệ thống song

song và hệ thống hỗn hợp (vừa song song vừa nối tiếp).

2.5.2 Hàm tin cậy và xác suất sự cố

Độ tin cậy của một phần tử thuộc hệ thống được xác định dựa trên việc tính toán xác

suất an toàn hoặc phần bù của xác suất sự cố của phần tử đó. Xác suất này được xác

định thông qua hàm tin cậy của từng cơ chế phá hỏng (Z). Hàm Z được thiết lập căn

cứ vào trạng thái giới hạn tương ứng với cơ chế phá hỏng đang xem xét và là hàm của

nhiều biến ngẫu nhiên. Trạng thái ngay trước khi xảy ra sự cố gọi là trạng thái giới

hạn. Xác suất an toàn là xác suất mà trạng thái giới hạn này không bị vượt quá. Người

ta thường dùng các trạng thái giới hạn để xây dựng, thành lập các hàm tin cậy [66].

Công thức tổng quát của một hàm tin cậy là:

(2.4) Z = R(xi) – L(yi)

Trong đó: R(xi) = R(x1, x2, x3,…, xn) là hàm sức kháng, xi là các biến cơ bản biểu thị

sự chống lại các lực tác dụng hay chống lại sự phá hoại do tác dụng của tải trọng gây

ra đối với công trình và nền của chúng; L(yi) = L(y1, y2, y3,…, yn) là hàm tải trọng,

tương tự yi là các loại tải trọng tác động (nước, bản thân, gió, phương tiện giao

thông,…) lên công trình.

Như vậy, Z < 0 được coi là có xảy ra sự cố và ngược lại sự cố sẽ không xảy ra nếu Z

46

nhận các giá trị Z > 0 [66]. Hình 2.16 biểu diễn các giá trị của Z trên mặt phẳng (R - L).

Hình 2.16 Hàm tin cậy biểu diễn trong mặt phẳng (RL)

Trên Hình 2.16, trạng thái giới hạn là trạng thái Z = 0 trong mặt phẳng (R - L), đường

Z = 0 được coi là biên sự cố. Biên sự cố chia mặt phẳng (R - L) thành hai phần: an

toàn và mất an toàn. Do đó, xác suất phá hỏng (sự cố) được xác định là P(Z < 0).

(2.5) Pf = P(Z < 0) = P(R < L)

Xác suất an toàn, theo phương trình (2.5), là xác suất để Z > 0, và là phần bù của xác

suất xảy ra sự cố:

P(Z > 0) = 1 - P(Z < 0) (2.6)

Trong tính toán người ta thường dùng chỉ số tin cậy  thay cho xác suất P(Z>0). Chỉ số

tin cậy được xác định theo công thức sau:

(2.7)

Trong đó µz và σz lần lượt là giá trị trung bình (mean) và độ lệch chuẩn của hàm Z.

Trường hợp hàm tin cậy Z có dạng phân phối chuẩn (phân phối Gauss) thì xác suất

P(Z > 0) và chỉ số độ tin cậy của hàm Z có quan hệ với nhau theo công thức:

P(Z > 0) = Φ() (2.8)

47

Φ() là giá trị hàm xác suất tích lũy theo phân phối chuẩn tại giá trị .

2.5.3 Phân tích rủi ro và phân tích tối ưu

2.5.3.1 Phân tích rủi ro

Rủi ro là hàm của xác suất xảy ra thiệt hại và hậu quả thiệt hại. Định nghĩa tổng quát

nhất về rủi ro là: tích số của xác suất xảy ra thiệt hại với luỹ thừa bậc n của hậu quả

thiệt hại [66]:

(2.9) Risk = Pf.(Hậu quả)n

Trường hợp phân tích rủi ro tự nhiên n = 1; trong khi n > 1 phản ánh trường hợp rủi ro

không mong muốn. Trong nghiên cứu này, lấy hệ số n = 1, chi tiết hơn có thể xem

thêm ở [66].

2.5.3.2 Phân tích tối ưu

Là một bước trong phân tích rủi ro, sau bước xác định hậu quả và xác suất tương ứng

(phân tích định lượng) là bước xác định và đánh giá rủi ro. Thông thường bước phân

tích rủi ro dựa trên các tiêu chuẩn cho trước, các bước thiết kế được lặp lại nhiều lần

để điều chỉnh các chi tiết kỹ thuật của hệ thống để hướng tới một thiết kế tối ưu - thiết

kế có giá trị rủi ro thấp nhất.

2.5.4 Các bất định trong địa kỹ thuật

Các rủi ro trong địa kỹ thuật phát sinh do hàng loạt các yếu tố bất định mà chúng ta

không thể chắc chắn được. Theo [67], các bất định trong địa kỹ thuật được chia thành

ba nhóm (xem thêm ở Hình 2.17).

48

Hình 2.17 Các loại bất định trong địa kỹ thuật [68]

(i). Bất định vốn có (inherent uncertainty): đất là vật liệu tự nhiên có đặc tính biến đổi

theo không gian và thời gian (bất định không gian và thời gian). Bất định này là kết

quả từ các quá trình địa chất khác nhau như: trầm tích, vận chuyển, phong hóa, các

phản ứng hóa học. Các bất định này không thể làm giảm được tuy nhiên chúng ta có

thể tăng sự hiểu biết để ứng xử với chúng trong thực tế;

(ii). Bất định mô hình (model uncertainty): bất định này hay gọi là bất định tri thức

(epistemic uncertainty). Bất định này là do thiếu sự hiểu biết về các hiện tượng tự

nhiên. Các mô hình giả thiết được đưa ra mô phỏng các quá trình và hiện tượng tự

nhiên, tuy nhiên chúng có một vài phương thức không phù hợp với thực tế. Có thể làm

giảm bất định này bằng cách gia tăng sự hiểu biết về các quá trình và hiện tượng tự

nhiên;

(iii). Bất định thống kê (statistical): được chia làm hai nhóm là bất định của các tham

số đất nền (parameter uncertainty) và bất định hàm phân phối (distribution function

uncertainty) của các biến ngẫu nhiên. Bất định hàm phân phối là do việc lựa chọn luật

phân phối của dữ liệu không phản ánh đúng quy luật của nó. Bất định của các tham số

đất nền là kết quả do sự tiếp cận kém của chúng ta với các dữ liệu thu thập được từ các

thí nghiệm trong phòng, ngoài trời và các quan trắc khác.

2.5.5 Phân tích các số liệu đầu vào

2.5.5.1 Thu thập số liệu đầu vào

Các số liệu đầu vào trong trường hợp này gồm: các số liệu liên quan đến việc xác định

tải trọng (gió và mực nước sông); các số liệu liên quan đến việc xác đinh sức kháng

(các số liệu về địa chất thân, nền đê). Kết quả của việc phân tích số liệu đầu vào là tìm

được hàm mật độ phân bố xác suất của các BNN, từ đó tiến hành tính toán xác suất sự

cố của từng cơ chế phá hoại thông qua các hàm tin cậy.

 Các số liệu về gió

Tài liệu gió được thu thập từ các trạm đo Sơn Tây và Láng, với chuỗi số liệu thực đo

từ năm 2000 đến năm 2015 (16 năm). Xác định hướng gió tác động vào công trình,

hướng bất lợi là hướng vuông góc với tuyến đê. Tiếp theo, khi có hướng gió tìm hàm

49

mật độ phân bố xác suất của vận tốc gió.

 Các số liệu về mực nước sông

Mực nước thực đo được thu thập ở hai trạm thủy văn Sơn Tây và Hà Nội với chuỗi số liệu

từ năm 1971 đến năm 2015 (45 năm). Mực nước cực trị được xác định thông qua tính

toán lũ trên sông Hồng có xét đến tác động của BĐKH, NBD và quy trình vận hành của

các hồ chứa thượng lưu (xem Mục 2.1.4). Các số liệu này được xử lý thống kê dọc theo

sông Hồng đến các vị trí khác nhau cho 17 đoạn đê và 10 cống dưới đê.

 Các số liệu về địa chất

Căn cứ vào các tài liệu địa chất thu thập được từ các đề tài khoa học, các dự án sản

xuất liên quan đến tuyến đê Hữu Hồng trong nhiều năm qua, điển hình là các tài liệu

[11, 69-72]. Từ nguồn tài liệu này, các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất đá của tuyến đê

Hữu Hồng được xử lý thống kê, tìm phân bố xác suất phù hợp và các giá trị đặc trưng

là số liệu đầu vào để đánh giá ATĐ.

2.5.5.2 Lựa chọn phân phối xác suất phù hợp nhất

Khi có các giá trị trong tập hợp mẫu (các BNN) thì cần tìm quy luật phân phối của

chúng. Chi bình phương (Chi-square), K-S test, A-D test là các phép kiểm định giúp

tìm được phân bố phù hợp nhất. Các kiểm định này đã được tích hợp trong phần mềm

BestFit và EasyFit được lập trình sẵn, là công cụ hữu hiệu để tìm luật phân bố xác suất

của các biến đầu vào nhanh gọn và chính xác.

2.5.6 Các cấp độ tính toán

Để đánh giá mức độ an toàn của công trình liên quan đến một cơ chế phá hỏng nào đó

thì cần tiến hành tính toán xác suất xảy ra sự cố liên quan đến cơ chế này. Có bốn

phương pháp tiếp cận sau đây được sử dụng [66]:

Cấp độ 0: là phương pháp thiết kế tất định (phương pháp hệ số an toàn). Thiết kế dựa

trên cơ sở các trạng thái trung bình, các trị trung bình và kèm theo hệ số an toàn thích

hợp tương ứng với mỗi loại công trình;

Cấp độ I: là phương pháp tiếp cận bán ngẫu nhiên. Trong thiết kế, sử dụng một nhóm

các hệ số an toàn riêng phần để tăng giá trị của tải trọng và giảm giá trị độ bền. Mỗi

nhân tố chứa chưa đựng rủi ro từ tải trọng và sức kháng đều được bổ sung bằng các hệ

50

số an toàn riêng;

Cấp độ II: là phương pháp thiết kế ngẫu nhiên. Cấp độ này bao gồm một số phương

pháp gần đúng để biến đổi hàm phân phối xác suất sang dạng hàm phân phối chuẩn

hay phân phối Gauss. Để xác định gần đúng các giá trị xác suất xảy ra sự cố, quá trình

tuyến tính hóa toán học các phương trình tương quan cần được thực hiện;

Cấp độ III: là phương pháp thiết kế ngẫu nhiên. Theo cấp độ này, các hàm phân phối

xác suất của các biến ngẫu nhiên được xem xét hoàn toàn đúng với quy luật phân phối

thực của chúng. Trường hợp bài toán phi tuyến, vấn đề cũng sẽ được giải quyết theo

phi tuyến.

2.5.7 Tính toán độ tin cậy theo cấp độ II

Để xác định được xác suất xảy ra sự cố theo cấp độ II thì hàm tin cậy phải là hàm

tuyến tính và các BNN độc lập tuân theo phân bố chuẩn [66]. Tuy nhiên trong thực tế,

khi phân tích đánh giá độ tin cậy của công trình nói chung, hệ thống đê điều nói riêng

thì điều kiện này rất hiếm xảy ra. Do vậy, để giải quyết được bài toán phân tích độ tin

cậy với các trường hợp khác với điều kiện trên thì một số phương pháp gần đúng được

áp dụng để biến đổi hàm tin cậy từ phi tuyến về tuyến tính và biến đổi hàm phân phối

xác suất của các biến sang phân phối chuẩn (xem thêm ở [66]).

- Nếu hàm tin cậy là tuyến tính:

(2.10) Z = a1X1 + a2X2 + … + anXn + b

Kỳ vọng và độ lệch chuẩn của Z có thể được xác định:

(2.11) µZ = a1µX1 + a2µX2 + … + anµXn + b

và (2.12)

Trong đó các giá trị µXi; σZi đã được xác định từ các phân phối chuẩn của các biến Xi.

- Nếu các biến ngẫu nhiên cơ bản Xi (i = 1 ÷ n) tuân theo luật phân bố chuẩn thì Z

51

cũng là hàm phân bố chuẩn (Normal Distribution; thường ký hiệu là N). Khi đó xác

suất P(Z<0) được xác định thông qua hàm phân bố chuẩn tiêu chuẩn (Standard Normal

Distribution; là trường hợp đặc biệt của phân bố chuẩn N với µX = 0 và σX = 1) [66].

(2.13)

Chỉ số độ tin cậy (β) được xác định bằng phương trình (2.7): .

Khi các biến ngẫu nhiên phân bố chuẩn và độc lập thống kê thì hoàn toàn có thể xác

định được điểm thiết kế (chi tiết được trình bày trong [66]). Thông qua đó có thể xác

định được hệ số ảnh hưởng của các biến ngẫu nhiên Xi tới hàm tin cậy Z.

(2.14)

2.5.8 Tính toán độ tin cậy theo cấp độ III

Các nguyên tắc cơ sở của việc phân tích độ tin cậy được đề cập ở những phần trên. Để

đánh giá an toàn hệ thống đê, mực nước ngoài sông là tải trọng chính yếu, và R, L là

độc lập thống kê, do đó ta có:

(2.15)

Trong đó: fRL là hàm mật độ xác suất của Z; L, R tương ứng đại diện cho tải trọng và

sức kháng. Trong trường hợp này, tải trọng là mực nước, và R, L là độc lập thống kê,

vì thế:

(2.16)

Theo tính chất của hàm mật độ xác suất thì:

52

(2.17)

Do đó, phương trình (2.16) có thể được viết lại như sau:

(2.18)

Trong đó: FR(hw) là hàm phân phối tích lũy của sức kháng R; fL(hw) là hàm mật độ xác

suất của tải trọng L; hw là mực nước đã biết.

Phép toán tích phân này về nguyên tắc có thể được xác định bằng phương pháp giải

tích nhưng sẽ mất nhiều thời gian, có sự hạn chế dẫn đến sai số của kết quả. Vì vậy,

giải pháp thông thường là sử các phương pháp số. Có hai phương pháp hay được sử

dụng là phương pháp tích phân số và phương pháp Monte Carlo. Ngày nay, với sự trợ

giúp của nhiều ngôn ngữ lập trình và máy tính, phương pháp Monte Carlo được ứng

dụng rộng rãi vì tính hiệu quả và giải quyết nhanh gọn nhất là khi hệ thống có nhiều

phần tử như hệ thống phòng lũ sông Hồng.

2.5.9 Xác suất sự cố của hệ thống

Các công trình thủy lợi thường bố trí như là một hệ thống nối tiếp. Xét hệ thống đơn

giản gồm hai phần tử, xác suất sự của hệ thống xảy ra khi một trong hai phần tử bị sự

cố. Có thể biển diễn quan hệ đó như sau:

(2.19)

Nếu hai phần tử Z1 và Z2 là độc lập về mặt thống kê thì có thể xét:

(2.20)

Thay (2.20) vào công thức (2.19) ở trên ta có:

(2.21)

Nếu một hệ thống gồm với n phần tử, sự cố có thể được xác định như sau:

(2.22) = P(Z1 < 0∪Z2 < 0∪...∪Zn)

Nếu Zi là độc lập thống kê thì xác suất sự cố của hệ thống có thể được tính bằng:

53

(2.23)

Phạm vi của biên hệ thống có thể được ước lượng theo dạng sau:

(2.24)

Ditlevsen [73] đã phát triển một biên hẹp hơn cho n phần tử trong phương trình (2.22):

(2.25)

Do đó, xác suất sự cố của một hệ thống nối tiếp với hai phần tử được tính như sau:

(2.26)

Trong đó:

(ρ là hệ số tương quan giữa Z1 và Z2)

Một số nhà nghiên cứu thuộc lĩnh vực phân tích độ tin cậy như Ditlevsen [73];

Hohenbichler và Rackwitz [74] đã cố gắng đưa ra phương pháp gần đúng để thu hẹp

biên độ tin cậy (xem Hình 2.18).

Hình 2.18 Xác suất phá hỏng của một hệ thống nối tiếp với các cận khác nhau, theo

54

Vrijling và Van Gelder [75]

Một hệ thống song song cũng sẽ gặp sự cố nếu như tất cả các phần tử trong hệ bị sự

cố; điều này có thể được mô tả theo xác suất dưới đây:

(2.27)

Phần tử cuối cùng trong công thức (2.27) có thể được áp dụng cho các cận Ditlevsen

trong phương trình (2.25). Cho n phần tử độc lập thống kê, xác suất sự cố của một hệ

thống song song có thể được biểu thị như sau:

(2.28)

Hình 2.18 ở trên cho thấy các mối quan hệ giữa xác suất sự cố của một hệ thống nối tiếp

và số lượng các phần tử trong hệ theo các biên Ditlevsen và phép toán đơn giản. Số

lượng các phần tử trong hệ càng lớn, phạm vi biên của hệ càng rộng, và ngược lại.

2.5.10 Ảnh hưởng của hiệu ứng độ dài

Vrouwenvelder và Steenbergen [76], Vrouwenvelder [77] đã sử dụng mối liên hệ sau

để diễn tả sự biến thiên liên tục của biến dọc theo phương x.

(2.29)

Trong đó: ρ(Δx) là hàm tương quan giữa hai điểm với khoảng cách Δx, ρx là hệ số

tương quan và d là chiều dài tương quan của tham số. Vrijling et al [78];

Vrouwenvelder [77]; Calle [79] đã thảo luận về xác suất của hệ thống từ một chiều đến

đa chiều và xác suất sự cố trong một đoạn đê chiều dài L có thể được lấy gần đúng

bằng:

sec_i là xác suất sự cố của

(2.30)

Li là xác suất sự cố của đoạn đê có chiều dài Li; Pf

Trong đó: Pf

đoạn đê thứ i; Li là chiều dài của đoạn đê, và li là chiều dài dự kiến bị phá hoại.

Trong một hệ thống gồm n đoạn đê, giả thiết mỗi phần tử trong hệ là độc lập; xác suất

55

sự cố của hệ có thể được ước tính như sau Calle [79]:

sec_i là xác suất sự cố của mặt cắt

(2.31)

sys là xác suất sự cố của toàn bộ hệ thống; Pf

Với Pf

L là hệ số ảnh hưởng chiều dài của đoạn đê thứ i.

ngang i; f i

Chiều dài kỳ vọng được tính như sau:

(2.32)

Và (2.33)

Trong đó ρ’’(0) là đạo hàm bậc hai của hàm tự tương quan ρ tại gốc tọa độ; αi, di lần

lượt là hệ số ảnh hưởng và chiều dài tương quan của biến i. Lopez De La Cruz [80] đã

trình bày ảnh hưởng của hiệu ứng chiều dài tới độ tin cậy (xem Hình 2.19).

Hình 2.19 Quan hệ giữa β yêu cầu và chiều dài của hệ thống, theo Lopez De La Cruz [80]

Trên Hình 2.19: Ldr,s là chiều dài hệ thống phòng lũ; βreq là chỉ số độ tin cậy yêu cầu;

Pf,adm,dr,p là tần suất mực nước thiết kế. Từ đó thấy rằng, khi đê càng dài thì độ tin cậy

yêu cầu càng phải lớn, hay nói cách khác khi chiều dài đê lớn thì xác suất sự cố cũng

56

sẽ lớn, công trình chịu nhiều rủi ro hơn.

2.5.11 Xác suất sự cố xảy ra ứng với một trận lũ cụ thể

Xác suất có điều kiện của một cơ chế phá hoại bởi mực nước H0 được xác định:

(2.34)

Trong đó: Pf(sc|H0) là xác suất sự cố có điều kiện của một cơ chế được cho bởi mực

nước H0; Pf(sc∩H0) là xác suất sự cố và mực nước H0 xảy ra đồng thời; và P(H0) là

xác suất xuất hiện mực nước H0.

Như vậy, hàm trạng thái giới hạn được thiết lập cho mỗi phần tử cũng như cho toàn bộ

hệ thống; trong mỗi trường hợp, các BNN được xem xét. Chúng ta sẽ áp dụng lý

thuyết phân tích độ tin cậy trong mỗi cơ chế phá hoại, như cơ chế tràn, xói ngầm, đẩy

trồi, mất ổn định tổng thể,... Trong phần này, chủ yếu quan tâm đến các cơ chế phá

hỏng trong địa kỹ thuật như: mất ổn định; xói ngầm, đẩy trồi; ... của một đoạn đê và cả

tuyến đê. Các cơ chế khác như ảnh hưởng do động đất và thay đổi lòng dẫn do con

người gây ra chưa được đề cập trong nghiên cứu này.

2.5.12 Một số khác biệt khi đánh giá an toàn đê theo phương pháp truyền thống và phương pháp lý thuyết độ tin cậy

Qua sơ đồ ở Hình 2.14 và 2.15, có thể thấy sự khác biệt giữa hai phương pháp như sau:

- Số liệu đầu vào của phương pháp truyền thống là các giá trị cụ thể của tải trọng và

các tham số độ bền (tương ứng với tần suất thiết kế); trong khi đó số liệu đầu vào của

phương pháp LTĐTC là các giá trị ngẫu nhiên của các biến tải trọng và sức kháng với

tính bất định được biểu diễn thông qua một quy luật phân bố xác suất. Các BNN này

được thể hiện trong các hàm tin cậy ứng với từng cơ chế sự cố cụ thể.

- Kết quả đánh giá an toàn đê: phương pháp truyền thống đưa ra các hệ số an toàn tính

toán, các hệ số này được đối chiếu với các hệ số an toàn cho phép quy định trong các

tiêu chuẩn ATĐ hiện hành, từ đó đưa ra kết luận đê có an toàn hay không; phương

pháp LTĐTC đưa ra xác suất của sự cố của từng thành phần công trình, từ đó có thể

xác định được xác suất sự cố của cả hệ thống đê phòng lũ. Xác suất sự cố của hệ thống

là cơ sở để phân tích rủi ro, lựa chọn giải pháp thiết kế công trình tối ưu nhất.

Những ưu điểm của phương pháp LTĐTC sẽ làm rõ ở các phần tiếp theo thông qua

việc vận dụng lý thuyết của phương pháp này để đánh giá ATĐ Hữu Hồng (bao gồm

57

đê và cống dưới đê) trong phạm vi Hà Nội.

2.6 Phương pháp thực nghiệm nghiên cứu xói ngầm dưới nền đê bằng mô hình vật lý trong phòng

BDT là một trong những hiện tượng địa chất công trình nguy hiểm đe dọa đến an toàn

đê cũng như các công trình phòng lũ, đã được nhiều nhà khoa học trong và ngoài nước

quan tâm nghiên cứu. Các nghiên cứu trong nước đã chỉ ra xói ngầm, cát chảy là các

biến hình thấm gây mất ổn định đê nói chung và đê sông Hồng nói riêng [37, 46, 52,

81]. Thông qua mô hình vật lý trong phòng và ngoài trời cũng như phân tích lý thuyết

các tác giả đã đề xuất phương pháp đánh giá mất ổn định do thấm dưới nền đê.

Tô Xuân Vu [52] nghiên cứu trên mô hình tỷ lệ nhỏ để quan sát hiện tượng xói ngầm

và cát chảy xuất hiện phía hạ lưu và xác định gradient giới hạn: xói ngầm (Jgh-x), cát

chảy (Jgh-c); Bùi Văn Trường [46] nghiên cứu hiện tượng xói ngầm và cát chảy trên mô

hình thí nghiệm ngoài hiện trường với nhiều cải tiến và ưu điểm, tuy nhiên việc quan

sát hiện tượng xói ngầm, cát chảy trong hố đào mới chỉ thấy được diễn biến tại cửa ra

(miền thoát) và ảnh hưởng kích thước của hố đào cũng chưa được xét tới.

2.6.1 Các khái niệm về xói ngầm

Có nhiều quan niệm khác nhau về xói ngầm, về cơ bản đó là sự dịch chuyển các hạt

đất (thường là cát) ra khỏi vị trí ban đầu dưới tác dụng của dòng thấm. Việc di chuyển

này tạo ra khoảng trống dưới nền công trình, thúc đẩy BDT phát triển, gây phá hủy

dưới nền và công trình phía trên. Các nghiên cứu ở [46, 52] phân chia hiện tượng

thành hai giai đoạn: bắt đầu có sự di chuyển các hạt đất (gọi là xói ngầm) và sự di

chuyển thành dòng, đưa vật liệu lên phía trên nhiều hơn (gọi là cát chảy). Trong khi đó

(Sellmeijer [35], USACE [22]) quan tâm đến việc kiểm soát Gradient giới hạn để thiết

kế công trình an toàn mà không chia tách BDT thành hai giai đoạn như trên.

TAW [82], đã định nghĩa xói ngầm là quá trình hình thành một đường ống dưới nền đê

hoặc công trình thủy lợi bởi một dòng thấm tập trung; hiện tượng này còn được gọi là

sự xói ngầm cơ học. Trong định nghĩa này, xói ngầm xảy ra chủ yếu ở vùng đất rời

nằm dưới một lớp đất dính và là nguy cơ chính đối với các công trình phòng chống lũ

58

dọc theo sông.

2.6.2 Ảnh hưởng của xói ngầm đến an toàn đê

Theo TAW [82], Van Beek [38], Van Beek và nnk [83], có thể phân chia quá trình xói

ngầm dưới nền đê theo bốn giai đoạn như Hình 2.20.

Hình 2.20 Các giai đoạn phá hủy do BDT dưới nền đê

Trong Hình 2.20: (a) khi có chênh cao cột nước, áp lực thấm sẽ hình thành lớn nhất ở

hạ lưu. Dịch chuyển của cát chỉ xảy ra khi có phá hủy (hoặc khuyết tật) của tầng phủ

[46], cuối giai đoạn này có thể quan sát được cát đùn lên mặt đất; (b+c) ống xói hình

thành và tiếp tục phát triển về thượng lưu khi không có giải pháp ngăn chặn cát đùn ra

hoặc chênh cao cột nước tiếp tục được duy trì; (d+e) khi ống xói hình thành hoàn

chỉnh, lượng vật liệu bị cuốn trôi sẽ tăng lên cực hạn, đê sẽ bị lún xuống và nước sẽ

tràn đỉnh đê, gây xói và vỡ đê.

Trần Mạnh Liểu [84] đã cho rằng, phá hủy thấm ở nền đê có khả năng xảy ra cao khi

gradient đẩy nổi lớn hơn gradient giới hạn đùn đất, dù không có khả năng xảy ra bục

đất ở tầng phủ hạ lưu (hệ số chống bục K > 1). Do dòng thấm mang vác vật liệu cát từ

tầng thấm nước qua lỗ hổng sẵn có của tầng phủ chắn nước.

Mục tiêu các nghiên cứu đều hướng đến kiểm soát J tại cửa ra để thiết kế công trình

cho an toàn, J thường là hàm của các biến số liên quan đến vật liệu đất dưới nền đê:

59

(2.35) J = f(dh, Cu, K, Dc, LP)

Trong phương trình (2.35): dh, Cu, K, Dc lần lượt là đường kính hạt, hệ số không đều

hạt, hệ số thấm và độ chặt của lớp cát; LP là các tham số của tầng phủ như: bề dày, sức

chống cắt, mức độ khuyết tật,… Thí nghiệm mô hình ở Chương 3 chỉ đi sâu vào

nghiên cứu ảnh hưởng của các tham số của lớp cát dưới nền đê đến J cũng như quá

trình hình thành và phát triển của ống xói.

2.6.3 Cơ sở xây dựng mô hình thí nghiệm thấm trong phòng

Có nhiều phương pháp nghiên cứu BDT khác nhau, trong đó nghiên cứu bằng mô hình

vật lý là phương pháp có nhiều ưu điểm vì nó cho phép xét đến khá đầy đủ tính phức

tạp của điều kiện tự nhiên [52].

Mô hình vật lý phải đáp ứng các tiêu chí tương tự sau [85]:

- Sự tương tự về vật lý: hai quá trình vật lý mô hình và thực tế phải có cơ chế tương

đồng, với những đặc trưng hình học khác nhau theo tỷ lệ nhất định. Điều này có nghĩa

là sự tương tự về vật lý dựa trên sự tương tự hình học của hai quá trình vật lý cần xem

xét. Khi có sự tương tự hình học, thì để biết tất cả các kích thước của hình thể tương

tự, ta nhân với tỷ lệ tuyến tính (l). Đây chính là tỷ số giữa kích thước trong thiên

nhiên và kích thước ở mô hình.

- Sự tương tự toán học: được thiết lập giữa những quá trình vật lý khác nhau và yêu

cầu có sự đồng nhất giữa những biểu thức toán học mô tả các quá trình đó, sau khi

nhân những đại lượng ở trong quá trình với các hệ số tỷ lệ. Tương tự toán học đóng vai

trò quan trọng trong việc lập mô hình những quá trình cơ học (kể cả thủy địa cơ).

Chọn mô hình thí nghiệm trong phòng với sự tương tự về vật lý để nghiên cứu hiện

tượng thấm dưới nền đê sông Hồng. Mô hình thí nghiệm thấm được xây dựng trên cơ

sở các tiêu chuẩn tương tự để đảm bảo tính đồng nhất của các phương trình chuyển

động và tính liên tục của dòng chảy. Theo Mironenko và Sextakov [85], phương trình

chuyển động đối với dòng chảy thiên nhiên và dòng chảy mô hình trong trường hợp

này có cùng một dạng của định luật Darcy.

Dòng chảy thiên nhiên:

60

Q = K..(H/l) (2.36)

Dòng chảy mô hình:

(2.37) Qm = Km.m.(Hm/lm)

Trong đó:

- Tỷ lệ lưu lượng:

(2.38) Q = Q/Qm

- Tỷ lệ hệ số thấm:

(2.39) K = K/Km

- Tỷ lệ tuyến tính:

(2.40) l = l/lm

- Quan hệ về diện tích:

2.m

(2.41)  = l

- Cột nước thấm:

(2.42) H = l.Hm

Trong các biểu thức (2.36 ÷ 2.42): Q là lưu lượng; K là hệ số thấm; là diện tích; H

là cột nước thấm; l là chiều dài; “m” là ký hiệu biểu thị những đại lượng ở mô hình. Từ

các biểu thức trên, quan hệ giữa dòng chảy thiên nhiên với dòng chảy mô hình như sau:

2.m.(l.Hm/l.lm) = K.l

2.Km.m.(Hm/lm)

 Q.Qm = K..(H/l) = K.Km.l

Đồng nhất vế trái và vế phải của hệ thức trên suy ra:

2

  (2.43) Q = K.l

Hệ thức (2.43) là tiêu chuẩn tương tự thứ nhất. Điều kiện động học trên mặt tự do của

dòng chảy không áp cần phải xét riêng để đảm bảo tính bất biến đối với dòng thấm

trong thiên nhiên và ở mô hình [85]. Điều này chỉ có thể xảy ra nếu tỷ lệ thời gian thỏa

mãn hệ thức sau:

(2.44) t = (.l)/K

61

Trong đó: tỷ lệ thời gian t = t/tm; tỷ lệ hệ số sức chứa  = /m (là hệ số sức chứa).

Hệ thức (2.44) là tiêu chuẩn tương tự thứ hai. Đây là tiêu chuẩn tương tự mà nếu dòng

chảy trong mô hình thấm là dòng chảy không áp phải tuân thủ. Tuy nhiên, đối với mô

hình thấm có áp như thấm dưới nền đê thì tính liên tục của dòng thấm trong mô hình

được tự động thỏa mãn [85].

Do vật liệu thấm sử dụng mô hình là cát ở một số vị trí đại diện dưới nền đê sông

Hồng được lấy mẫu và bảo quản theo quy định nên có trạng thái tự nhiên hoặc chế bị

tương đương trạng thái tự nhiên, khi đó có thể coi hệ số K = 1.

Như vậy, việc thiết kế xây dựng mô hình thí nghiệm thấm trong trường hợp này cần

đảm bảo về kích thước hình học của thiết bị phải đủ để mô phỏng chiều dài đường

thấm thực tế đối với mô hình thấm ngang và bề dày của tầng chứa nước đối với mô

hình thấm đứng.

2.7 Các giải pháp nâng cao an toàn đê

Đê là công trình chống lũ bằng đất, có vai trò hết sức quan trọng nhưng do nằm ở

ngoài thiên nhiên nên chịu sự tác động tổng hợp của nhiều yếu tố: tự nhiên như mưa

bão, dòng chảy; động vật, côn trùng như chuột, cầy, mối,…; con người gồm các hoạt

động khoan, đào, chất tải,… Các tác động này thường gây ra những hư hại bên trong

nên rất khó phát hiện và kiểm soát, chỉ khi có lũ lớn mới xuất hiện và bộc lộ ra ngoài.

Chúng ta luôn phải đối phó với những nguy cơ tiềm ẩn đó trong tình trạng bị động và

thực tế đã xảy ra những trận vỡ đê lớn để lại hậu quả nghiêm trọng.

Đối với công trình chắn nước bằng đất, thường gặp phải các sự cố như: mất ổn định mái

dốc; thấm vượt giới hạn cho phép; lún lớn; sự hình thành các hang hốc trong thân hoặc

nền công trình. Nếu không có giải pháp xử lý, ngăn chặn kịp thời thì có thể dẫn tới nguy

cơ đổ vỡ nhất là trong mùa mưa lũ. Để đảm bảo ổn định cho đê, các giải pháp công trình

và phi công trình đưa ra cần tập trung vào việc tăng cường ổn định mái đê, giảm áp lực

thấm dưới nền đê, hạn chế lún và chênh lệch lún, xử lý và chống mối,… Dưới đây là

một số giải pháp tăng cường ổn định cho đê đã và đang được áp dụng phổ biến.

2.7.1 Giải pháp tăng cường ổn định mái đê

Phản áp thường được áp dụng để tăng cường ổn định cho mái đê thượng và hạ lưu.

Nhiều trường hợp, phản áp còn được tận dụng để kết hợp làm đường giao thông ở phía

62

hạ lưu (Hình 2.21). Bệ phản áp thích hợp cho những đoạn đê nằm ngoài khu đô thị

hoặc nơi có mặt bằng rộng. Giải pháp này có ưu điểm là thi công nhanh, giá thành rẻ.

Tuy nhiên, khối phản áp thượng lưu có thể gây cản trở dòng chảy lũ trên sông, nhiều

trường hợp phải xử lý nền của khối phản áp khi có đường giao thông phía trên.

Hình 2.21 Phản áp tăng cường ổn định mái đê

Sử dụng kè bảo vệ mái nghiêng để tăng cường ổn định cho mái đê. Phương án này

thường được áp dụng cho những đoạn đê có mặt bằng chật hẹp. Đây là phương án

thường có giá thành đầu tư cao, phù hợp với các đoạn đê trong trung tâm thành phố.

2.7.2 Các giải pháp xử lý thấm

2.7.2.1 Làm sân phủ chống thấm ở thượng lưu

Đây là giải pháp được sử dụng phổ biến, sân phủ được làm bằng loại đất dính có hệ số

thấm nhỏ nhằm kéo dài đường viền thấm nên giảm gradient áp lực thấm (Hình 2.22).

Giải pháp sân phủ có ưu điểm là thi công đơn giản, dễ kiểm soát chất lượng và có thể

dễ dàng kết hợp với các giải pháp xử lý khác. Tuy nhiên, với giải pháp này khi chiều

dài sân phủ lớn sẽ chiếm nhiều diện tích bãi sông. Vật liệu sử dụng để đắp sân phủ

cũng khan hiếm, nếu phải vận chuyển từ nơi xa đến sẽ làm tăng giá thành xây dựng.

Mặt khác, sân phủ thường xuyên phải chịu tác động của khí hậu, thời tiết và các tác

động khác nên có thể dẫn tới độ bền không cao và làm giảm hiệu quả chống thấm.

Hình 2.22 Giải pháp sân phủ chống thấm

2.7.2.2 Lăng trụ tiêu nước hạ lưu

Lăng trụ tiêu nước hạ lưu vừa có tác dụng làm giảm gradient thấm, nước thoát ra

63

nhanh giảm áp lực thủy động; vừa có tác dụng tăng cường ổn định cho mái hạ lưu đê

(Hình 2.23). Giải pháp này tương đối đơn giản, kiểm soát tốt chất lượng thi công. Tuy

nhiên, trường hợp đùn sủi không xảy ra gần chân đê thì thiết bị tiêu nước phải có bề

rộng lớn, chiếm nhiều diện tích, chi phí xây dựng và đền bù giải phóng mặt bằng lớn.

Hình 2.23 Giải pháp lăng trụ thoát nước hạ lưu

2.7.2.3 Giếng giảm áp

Giếng giảm áp được bố trí ở phía hạ lưu đê có tác dụng giảm áp lực thấm lên tầng phủ

hạ lưu (Hình 2.24). Có hai loại giếng giảm áp, đó là giếng đào và giếng khoan.

- Giếng đào: thi công đơn giản, hiệu quả giảm áp cao. Tuy nhiên, sau một thời gian sử

dụng có hiện tượng tầng lọc bị tắc nghẽn, cần phải kiểm tra và duy tu, bảo dưỡng

thường xuyên.

- Giếng khoan: có giá thành xây dựng cao, kỹ thuật thi công phức tạp, thường xuyên

phải bảo trì tầng lọc, chi phí vận hành, duy tu, bảo dưỡng lớn nên không được sử dụng

nhiều như giếng đào.

Hình 2.24 Sơ đồ giếng giảm áp

2.7.2.4 Tường chống thấm

Đây là giải pháp kéo dài đường viền thấm dưới nền đê nhằm làm giảm gradient áp lực

thấm gây ra BDT (Hình 2.25). Giải pháp này có tính ổn định lâu dài, không phải bảo

trì, có độ tin cậy cao. Tuy nhiên, giá thành cao, thi công phức tạp, nhất là khi chiều dầy

của tầng chứa nước lớn. Có thể kết hợp giải pháp tường chống thấm với sân phủ

64

thượng lưu, hoặc tường chống thấm kết hợp mái nghiêng để kéo dài đường viền thấm.

Hình 2.25 Sơ đồ tường chống thấm

2.7.2.5 Giải pháp màng chống thấm

Dùng thiết bị chuyên biệt khoan phụt dung dịch sét, xi măng, bentonite vào trong thân

đê để tạo màng chống thấm nhằm giảm hệ số thấm của đất đắp đê, kéo dài đường viền

thấm, tăng cường ổn định.

2.7.3 Các giải pháp xử lý lún

Ngày nay, một số tuyến đê sông hiện hữu được quy hoạch thêm nhiệm vụ làm đường

giao thông nên chịu sự tác động gia tăng của tải trọng xe hoặc tải trọng đất đắp, một số

vị trí đê đắp trên nền đất yếu có thể bị lún quá giới hạn, gây nứt hoặc sạt lở mái đê.

Trường hợp này, giải pháp cọc xi măng đất để xử lý tăng cường khả năng chịu tải cho

nền là phù hợp nhất (Hình 2.26).

Hình 2.26 Xử lý lún bằng cọc xi măng đất

Cọc xi măng đất được hạ tới độ sâu phù hợp, khi tầng đất yếu không sâu thì cọc

thường được chống vào lớp đất tốt ngay bên dưới. Phương pháp này có ưu điểm là: thi

công nhanh, kỹ thuật thi công không phức tạp, thiết bị linh hoạt cho phép triển khai

với mặt bằng hiện trường chật hẹp, ngập nước; khả năng xử lý khá sâu; thích hợp đất

cát, á cát, á sét,...; hạn chế tối đa ảnh hưởng đến các công trình lân cận. Tuy nhiên, đây

là công nghệ mới với máy móc thiết bị hiện đại, cần phải có đội ngũ công nhân kỹ

65

thuật lành nghề, kỹ thuật cao.

2.7.4 Các giải pháp phi công trình

Ngoài các giải pháp công trình ở trên ra, các giải pháp phi công trình cũng được thực

hiện để nâng cao an toàn đê. Trong số đó phải kể tới các giải pháp như: trồng tre chắn

sóng ở phía chân đê thượng lưu; san lấp ao hồ, thùng đấu ở chân đê hạ lưu; xử lý mối

thân đê; tăng cường công tác quản lý, theo dõi, bảo vệ đê nhất là ở các vị trí trọng

điểm; ứng dụng công nghệ khoa học để tăng độ chính xác trong công tác dự báo thiên

tai, bão lũ để kịp thời ứng phó với các tình huống xấu có thể xảy ra.

2.7.5 Đề xuất giải pháp tăng cường ổn định đê

Không có một giải pháp thuần túy nào có thể áp dụng chung để nâng cao an toàn cho

cả một hệ thống đê [46, 52]. Để tăng cường ổn định đê cần căn cứ vào kết quả phân

tích, tính toán xác định các sự cố nguy hiểm có thể xảy ra ở từng đoạn đê cụ thể. Từ đó

đề xuất giải pháp, hoặc tổ hợp của nhiều giải pháp công trình để hạn chế khả năng xảy

ra sự cố nguy hiểm phù hợp cho từng đoạn đê này. Giải pháp hợp lý nhất phải được

xác định căn cứ vào bài toán phân tích rủi ro thông qua các kịch bản ngập lụt đối với

vùng được đê bảo vệ. Với các kịch bản ngập lụt (khi đê vỡ) sẽ xác định được mức độ

thiệt hại có thể xảy ra, từ đó quyết định mức độ thiệt hại cho phép của vùng được bảo

vệ. Mức thiệt hại cho phép là căn cứ thiết kế giải pháp nâng cao ATĐ để đảm bảo thiệt

hại có thể xảy ra luôn thấp hơn thiệt hại cho phép. Nội dung này sẽ được nghiên cứu ở

Chương 4 bằng việc phân tích rủi ro cho một vùng cụ thể được đê Hữu Hồng bảo vệ.

2.8 Nguyên lý rủi ro trong thiết kế công trình

Rủi ro do ngập lụt là hiện hữu, thực tế trong quá khứ đã xảy ra nhiều lần vỡ đê sông

Hồng gây hậu quả nghiêm trọng, cần rất nhiều kinh phí và thời gian khắc phục.

Các sự cố sạt trượt mái đê, đùn sủi do BDT dưới nền đê đều có nguy cơ dẫn đến vỡ đê

khi diễn ra trong mùa mưa lũ. Do vậy cần phân tích và kiểm soát rủi ro để đưa ra giải

pháp giảm thiểu tối đa rủi ro cho vùng bảo vệ. Ngoài ra, phân tích rủi ro còn giúp đưa

quyết định lựa chọn giải pháp công trình thích hợp để có sự đầu tư hiệu quả. Tổng

quan về quản lý rủi ro được thể hiện bằng sơ đồ ở Hình 2.27 trong đó các bước quan

trọng bao gồm: phân tính, tính toán định lượng được giá trị rủi ro và đề xuất các giải

66

pháp giảm thiểu rủi ro.

Hình 2.27 Các bước phân tích rủi ro

2.9 Kết luận Chương 2

Kết quả tính toán lũ sông Hồng với các kịch bản khác nhau cho thấy mực nước lũ bất

lợi nhất tại Hà Nội không vượt ngưỡng mực nước quy định ở [5]. Tuy nhiên, thời gian

duy trì lũ với trận lũ chu kỳ 500 năm kéo dài tới 180 giờ (tính từ báo động III ở cao

trình +11,50 m trở lên).

Nền đê sông Hồng có địa chất phức tạp, rất nhạy cảm với BDT, khi mực nước lũ cao

và kéo dài ngày sẽ phát sinh nhiều nguy cơ gây mất an toàn đê do thấm. Việc phân

chia cấu trúc nền đê giúp đánh giá an toàn đê có tính hệ thống và khoa học trong đó

trọng tâm vào các đoạn có nguy cơ mất ổn định về biến dạng thấm.

Mô hình vật lý nghiên cứu về thấm trong phòng sẽ mô phỏng lại các điều kiện biên

thủy lực trong điều kiện BĐKH và mô hình nền tại các vị trí nhạy cảm về biến dạng

thấm, nội dung chi tiết sẽ trình bày trong Chương 3 và 4.

LTĐTC có thể giải quyết các bài toán có nhiều biến số mà quy luật biến đổi ngẫu

nhiên của chúng ảnh hưởng nhiều đến kết quả tính toán và khắc phục những tồn tại

của phương pháp thiết kế truyền thống như phụ thuộc tất cả vào hệ số an toàn cũng

như việc lựa chọn các hệ số an toàn hiện còn đang là ẩn số.

Nhiều giải pháp công trình có thể áp dụng để tăng cường ổn định cho đê, tuy nhiên cần

căn cứ vào kết quả đánh giá ATĐ theo LTĐTC và phân tích rủi ro để lựa chọn giải pháp

67

tối ưu ứng với từng đoạn đê cụ thể, nội dung này được trình bày chi tiết ở Chương 4.

CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU XÓI NGẦM DƯỚI NỀN ĐÊ BẰNG MÔ HÌNH VẬT LÝ TRONG PHÒNG

3.1 Đặt vấn đề

Bằng mô hình thí nghiệm vật lý trong phòng, tác giả tiến hành nghiên cứu hiện tượng

xói ngầm nhằm hiểu rõ bản chất vật lý của BDT diễn ra dưới nền đê:

- Quan sát được chi tiết diễn biến của quá trình thấm dưới nền đê ở thí nghiệm thấm

ngang và quan sát được quá trình đùn sủi dẫn tới phá hủy nền hạ lưu đê ở thí nghiệm

thấm đứng.

- Rút ra được các quan hệ như: cột nước áp lực thấm; gradient áp lực thấm tương ứng

với mỗi giai đoạn phát triển của hiện tượng xói ngầm (cát bắt đầu dịch chuyển; bắt đầu

hình thành ống xói; ống xói phát triển đến hoàn chỉnh gây phá hủy nền). Cụ thể hơn:

đối với mô hình thí nghiệm thấm đứng, xác định được 03 giai đoạn khác nhau của hiện

tượng thấm đứng [giai đoạn 1, nền an toàn (Jđ1); giai đoạn 2, chuyển biến từ trạng thái

làm việc an toàn sang nguy hiểm, cát bị đẩy ra rất lớn môi trường thấm có thể bị phá

hủy bất cứ lúc nào (Jđ2); giai đoạn 3, môi trường thấm bị phá hủy (Jđ3)]; ở mô hình thí

nghiệm thấm ngang, xác định gradient tại thời điểm bắt đầu xảy ra xói ngầm (cát dịch

chuyển), gradient tại thời điểm ống xói đạt đến chiều dài giới hạn (Lx-gh) và gradient

khi ống xói hình thành hoàn chỉnh, liên tục, thông suốt từ hạ lưu đến thượng lưu miền

thấm (Jcực hạn).

- Thông qua mô hình thấm ngang, tìm được quan hệ (Lx  T, Lx  H) với các độ chặt

khác nhau của cát thí nghiệm (Lx là chiều dài của ống xói theo phương dòng thấm, T

là thời gian mô hình và H là chênh cao cột nước thượng và hạ lưu). Các tương quan

này có ý nghĩa hết sức quan trọng trong dự báo quá trình phát triển của ống xói ở mỗi

trận lũ trên sông Hồng.

Thực tế quan sát hiện tượng đùn sủi ở đê sông Hồng cho thấy khi lũ rút, đùn sủi có thể

gây ra sự cố nguy hiểm hơn (vỡ đê Cống Thôn) hoặc những năm lũ thấp hơn lại xảy ra

đùn sủi nhiều hơn. Đây phải chăng là do độ trễ trong sự khuếch tán của áp lực nước lỗ

rỗng. Ví dụ điển hình được đề cập tại Mỹ khi tổng hợp số liệu ba lần vỡ đê trên lưu

68

vực sông Feather - nhánh chính của sông Sacramento ở phía bắc California, Hình 3.1.

a. Các trận lũ gây vỡ đê Cống Thôn và đê Vân Cốc [37] b. Các trận lũ gây vỡ đê trên lưu vực sông Feather [86]

Hình 3.1 Thống kê một số sự cố vỡ đê sông điển hình

Mặt khác, từ các số liệu thống kê đùn sủi đã xảy ra trong quá khứ có thể thiết lập được

quan hệ giữa sự cố hiện trường với mực nước ngoài sông. Có sự khác biệt giữa J hiện

trường với J thí nghiệm trong phòng. Để đánh giá an toàn đê phải dựa vào kết quả quan

sát, thống kê thực tế. Tuy nhiên, trên toàn tuyến công trình không phải vị trí nào cũng có

đầy đủ số liệu thống kê hiện trường. Đây cũng là lý do cần tiến hành các mô hình trong

phòng và cùng với số liệu hiện trường đã có để đánh giá an toàn đê. Sự khác biệt giữa

hai chuỗi số liệu được tác giả đề xuất một hệ số, đó là hệ số tương quan giữa hai mô

hình trong phòng và ngoài trời [hệ số nền alpha (αn) và hệ số mô hình ()]. Các nội dung

này sẽ được nghiên cứu sâu hơn ở các phần tiếp theo của luận án và Chương 4.

3.2 Thiết kế mô hình thí nghiệm

Có nhiều phương pháp nghiên cứu BDT khác nhau, trong đó nghiên cứu bằng mô hình

vật lý là phương pháp có nhiều ưu điểm vì nó cho phép xét đến khá đầy đủ tính phức

tạp của điều kiện tự nhiên [52].

3.2.1 Tỷ lệ mô hình, ưu nhược điểm của mô hình thí nghiệm trong phòng

3.2.1.1 Tỷ lệ mô hình

Đê Hữu Hồng hiện trạng từ Sơn Tây (Km28+500) đến Phú Xuyên (Km117+900) có

đỉnh ở cao trình (18,00÷10,60)m; chân đê ở cao trình (12,0÷1,20)m. Theo chi cục Đê

điều và Phòng chống lụt bão Hà Nội [87], tổng thể đê Hữu Hồng đoạn Hà Nội có mặt

cắt ngang thiết kế như sau: chiều rộng mặt đê (6÷18)m (trừ một số vị trí đặc biệt cần

69

mở rộng lớn theo nhu cầu giao thông); hệ số mái dốc thượng lưu m=2, mái hạ lưu

m=3; xác định được chiều rộng chân đê Lcđ = (36÷512)m. Hình 3.2 dưới đây là mặt cắt

ngang đê đại diện khu vực Sen Chiểu.

Mô hình thí nghiệm thấm ngang dùng để nghiên cứu dòng thấm theo chiều từ thượng

lưu về hạ lưu đê. Do vậy tỷ lệ mô hình phải đảm bảo sao cho chiều dài của thiết bị đủ

lớn để mô phỏng được chiều dài đường thấm thực tế (khoảng cách từ chân đê thượng

lưu đến chân đê hạ lưu Lcđ), xem Hình 3.2.

Hình 3.2 Mặt cắt ngang đê Sen Chiểu (Km32+395)

Mô hình thí nghiệm thấm đứng dùng để nghiên cứu dòng thấm theo phương đứng.

Như vậy, chiều cao của thiết bị mô hình phải phù hợp để mô phỏng được chiều dày

thực tế của tầng chứa nước dưới nền đê.

Qua phân tích ở trên có thể thấy, với mô hình thấm ngang thì chiều dài của đường

thấm, còn với mô hình thấm đứng thì chiều dày tầng chứa nước là yếu tố trực tiếp

quyết định đến việc lựa chọn tỷ lệ mô hình. Tuy nhiên, điều kiện vận chuyển lắp đặt,

và thao tác vận hành mô hình cũng là các yếu tố ảnh hưởng đến kích thước của thiết

bị. Từ đó, chọn tỷ lệ mô hình thấm ngang là 1/100 và thấm đứng là 1/50, tỷ lệ này là

cơ sở để thiết kế, chế tạo và thi công lắp đặt mô hình.

3.2.1.2 Ưu nhược điểm

Mặc dù mô hình thí nghiệm vật lý trong phòng đóng vai trò rất lớn trong nghiên cứu

2 Trong đánh giá an toàn đê dưới trận lũ điển hình (Mục 4.3.6 Chương 4) có xét thêm hành lang bảo vệ đê trong

đồng là 25m và ngoài sông là 20m tính từ chân đê để tính chiều dài đường thấm giảm dần.

70

thủy địa cơ, nhưng cũng chỉ mô phỏng được gần đúng hiện tượng với các điều kiện

tương đồng với thực tế làm việc của công trình. Hạn chế này là do ảnh hưởng bởi kích

thước của thiết bị và tính nguyên trạng của vật liệu thí nghiệm. Tuy nhiên, phương

pháp này có ưu điểm là tiến hành khá đơn giản, lặp đi lặp lại được nhiều lần với nhiều

trường hợp và kịch bản khác nhau, chi phí ít tốn kém và điều quan trọng là nghiên cứu

và quan sát được trực tiếp bản chất, diễn biến của quá trình thấm.

3.2.2 Kích thước mô hình

(a). Thiết bị thí nghiệm thấm ngang

I: Hộp thí nghiệm (chứa mẫu cát), II: Bình tạo áp thượng lưu, III: Bình chứa nước hạ lưu, IV:

Máy bơm, (1): Miền cấp nước (thượng lưu), (2) mẫu cát, (3) miền thoát nước (hạ lưu)

(b). Thiết bị thí nghiệm thấm đứng

71

Hình 3.3 Sơ đồ cấu tạo mô hình thí nghiệm

Nghiên cứu về xói ngầm dưới nền đê sông Hồng ở chương này, hai mô hình vật lý

được sử dụng, đó là: mô hình thí nghiệm thấm đứng và mô hình thí nghiệm thấm

ngang. Sơ đồ chế tạo mô hình thí nghiệm thấm ngang và thấm đứng được thể hiện ở

Hình 3.3 và 3.4. Dưới đây là mô hình thí nghiệm thấm ngang và thấm đứng thực tế

được lắp đặt, vận hành tại phòng mô hình Địa kỹ thuật của trường Đại học Thủy Lợi.

Hình 3.4 Mô hình thí nghiệm thấm ngang

Hình 3.5 Mô hình thí nghiệm thấm đứng

Mô hình thí nghiệm do ba bộ phận chính cấu thành: hộp thí nghiệm, được làm bằng

vật liệu có độ bền cao, kín khít, vận chuyển và lắp đặt tiện lợi, đồng thời phải quan sát

72

được hiện tượng diễn ra phía bên trong. Ngoài ra, ngăn chứa vật liệu thí nghiệm phải

điều chỉnh được chiều dài để có thể mô phỏng được các đường thấm khác nhau ngoài

thực tế và đảm bảo các điều kiện tương tự; hệ thống cung cấp và duy trì áp lực cần có

sự kết nối linh hoạt với hộp mô hình và thiết bị cấp nước ở phòng thí nghiệm, đảm bảo

việc duy trì và tăng áp trong quá trình thí nghiệm; hệ thống đo áp và theo dõi thí

nghiệm, bộ phận này rất quan trọng vì liên quan đến kết quả thí nghiệm nên cần sự ổn

định và chính xác. Trong trường hợp cần thay thế, hoặc sửa chữa thiết bị thì có thể

tháo rời từng bộ phận để công việc sửa chữa, thay thế được nhanh chóng và tiện lợi.

(i). Hộp thấm (I) gồm 3 khoang: khoang phụ (1) chứa nước cấp; khoang chính (2)

chứa vật liệu thí nghiệm; khoang phụ (3) chứa nước thấm thoát ra. Đối với mô hình thí

nghiệm thấm ngang, hộp thấm là hình chữ nhật được làm bằng thép, kích thước (rộng

x dài x cao) = (53x113x42)cm, khoang chính (2) cũng có thể điều chỉnh được chiều dài

để phù hợp với chiều dài đường thấm thực tế. Giữa các khoang (1) và khoang (2) là

tấm chắn thượng lưu cấu thành bởi hai tấm thép đục lỗ và ở giữa là một lớp vải lọc.

Giữa khoang (2) và (3) là tấm chắn hạ lưu có cấu tạo tương tự tấm chắn thượng lưu

nhưng trên đỉnh của tấm này bố trí cửa thoát để vật liệu thí nghiệm có thể tự do thoát

ra hạ lưu dưới tác dụng của dòng thấm. Để quan sát được diễn biến của quá trình thấm

diễn ra trong khoang (2) thì nắp đậy được thiết kế là tấm mica trong suốt dày 20mm,

giữa thành hộp và nắp đậy bố trí gioăng cao su và hệ thống bu-lông quanh chu vi thành

hộp để đảm bảo độ kín khít. Với mô hình thí nghiệm thấm đứng, hộp thấm là hình trụ

tròn được làm bằng vật liệu mica trong suốt dày 5mm. Kích thước hộp: đường kính

30cm; tổng chiều cao 40 cm; riêng khoang (2) có thể điều chỉnh được chiều cao để

thích ứng với các chiều dày khác nhau.

(ii). Hệ thống cung cấp và duy trì áp lực nước trong quá trình thí nghiệm gồm: bình điều

áp (II); máy bơm nước (IV) và các thiết bị khác như đường ống, van, van phao, khóa van

giữ cho mực nước trong bình (II) luôn ổn định; bình thu và chứa nước thoát hạ lưu (III).

(iii). Hệ thống đo áp và theo dõi thí nghiệm, gồm: các ống đo áp (H1, H2, H3) được gắn

cố định vào bảng gỗ có bố trí thước chia vạch để theo dõi và đo chênh lệch mực nước

thượng hạ lưu (H); camera, máy ảnh và các đèn led chiếu sáng phục vụ công tác quan

73

sát diễn biến quá trình thấm trong khoang (2).

3.2.3 Vật liệu thí nghiệm

Vật liệu thí nghiệm là cát dưới nền đê Hữu Hồng, được lấy ở những vị trí đã từng xảy ra

sự cố đùn sủi nguy hiểm là khu vực đê Sen Chiểu (Km31÷Km33) và khu vực đê Lĩnh

Nam (đê Bùng) (Km73+500÷Km74+100). Theo các tài liệu khảo sát địa chất [69, 70]:

dưới nền đê Sen Chiểu có lớp 4 là cát hạt nhỏ đến cát hạt vừa, phân bố thành một lớp rộng

từ bờ sông qua đê vào làng Linh Chiểu, chiều dày trung bình (8 ÷ 10)m; nền đê Lĩnh Nam

có lớp 3a là cát hạt nhỏ có bề dày biến đổi từ 1,7 m đến 22,9 m, độ sâu bắt gặp từ 1,4 m

đến 16,3 m. Cát dưới nền đê Sen Chiểu được lấy mẫu về phòng thí nghiệm thông qua hố

đào (2x2)m sâu 5,2 m, riêng cát dưới nền đê Lĩnh Nam được sử dụng các mẫu từ đề tài

khoa học “Nghiên cứu khả năng hóa lỏng của đê đập bằng vật liệu địa phương chịu tải

trọng động đất và giải pháp ổn định công trình” [70]. Đặc trưng cơ lý của mẫu cát được

tổng hợp ở Bảng 3.1. Thí nghiệm được tiến hành với mẫu cát chế bị ở các trạng thái: xốp;

chặt vừa và chặt để khảo sát đặc tính xói ngầm dưới cột áp khác nhau.

Giá trị

TT

Chỉ tiêu

Ký hiệu

Đơn vị

Sen Chiểu (lớp 4) Hoàng Mai (lớp 3a) [70]

1 Đường kính hạt

21,65

< 0,10

mm

20,50

74,36

0,10 ÷ 0,25

mm

59,30

3,70

0,25 ÷ 0,50

mm

19,30

0,29

0,50 ÷ 1,00

mm

0,90

0

1,00 ÷ 2,00

0

2 Khối lượng riêng hạt

mm g/cm3

2,660

2,650

s

3 Hệ số rỗng lớn nhất

1,078

0,964

emax

4 Hệ số rỗng nhỏ nhất

emin

5 Hệ số thấm

K

cm/s

0,750 3,1x10-2

0,594 6,2x10-3

Bảng 3.1 Đặc trưng cơ lý của mẫu cát sử dụng trong mô hình thí nghiệm

3.2.4 Mực nước thí nghiệm

Ở Chương 2 đã xác định được đường quá trình lũ thiết kế trên sông Hồng khi xét đến

BĐKH. Đây là căn cứ để thiết lập đường dâng nước thí nghiệm trong phòng. Hình 3.6

dưới đây thể hiện đường quá trình lũ sông Hồng tại trạm Sơn Tây. Theo đó, có thể tìm

được phương trình tương quan giữa mực nước (Z) và thời gian (T) ở nhánh lũ lên (tính

từ mực nước báo động III đến đỉnh lũ), từ đây có thể tìm được phương trình biểu diễn

74

đường lũ lên thí nghiệm (xem Hình 3.7).

Hình 3.6 Đường lũ lên chu kỳ 500 năm (kịch bản RCP4.5_2030_500_BL)

Hình 3.7 Đường dâng nước thí nghiệm thấm trong phòng

Ở Hình 3.6, phương trình y1 = 0,0462x + 1,5835 biểu diễn đường lũ lên, trong đó: y là

mực nước lũ; x là thời gian tương ứng; hệ số góc a1 = 0,0462. Trên Hình 3.7, đường

nước dâng thí nghiệm được biểu diễn bằng phương trình y2 = 0,0461x+0,0368 với hệ

số góc a2 = 0,0461. Hai đường thẳng y1 và y2 song song với nhau (a1/a2 ≈ 1). Như vậy,

chọn bước nâng mực nước là 5cm với mỗi chu kỳ 60 phút khi tiến hành thí nghiệm.

3.3 Thí nghiệm thấm ngang

Mô hình thí nghiệm thấm ngang được sử dụng để nghiên cứu vận động của dòng thấm

theo phương nằm ngang, dòng thấm này gây BDT trong trầm tích chứa nước dưới nền đê.

3.3.1 Mục đích thí nghiệm thấm ngang

Quan sát toàn bộ diễn biến hiện tượng xói ngầm diễn ra dưới nền đê, từ khi áp lực

75

thấm hình thành đến khi ống xói phát triển hoàn chỉnh từ hạ lưu về thượng lưu.

Xác định gradient áp lực thấm trung bình tương ứng từng giai đoạn phát triển của xói

ngầm và các loại vật liệu cát dưới nền đê có độ chặt khác nhau.

Xác định tốc độ phát triển của ống xói theo thời gian dưới các gradient áp lực thấm

khác nhau.

3.3.2 Công tác chuẩn bị thí nghiệm thấm ngang

Cát thí nghiệm được rải thành từng lớp (3÷5)cm trong khoang (2) và đầm nhẹ trong

điều kiện bão hòa nước. Chiều cao khối cát thí nghiệm bằng chiều cao của thành hộp.

Làm phẳng bề mặt cát và đậy tấm nắp mica, vặn chặt đều các bu-lông để đảm bảo độ

kín khít trong quá trình thí nghiệm. Tiến hành lấy mẫu kiểm tra độ chặt (D) bằng dao

vòng sau khi thí nghiệm kết thúc.

3.3.3 Trình tự tiến hành

Khởi động hệ thống cung cấp nước để bơm nước lên bình (II) đến mực nước thí

nghiệm ban đầu và duy trì ổn định mực nước. Kiểm tra chênh cao cột nước thông qua

hai ống đo áp H1 và H2. Kiểm tra hệ thống camera quan sát trước khi mở khóa van

thượng lưu để bắt đầu thí nghiệm:

- Tăng mực nước thượng lưu (H0) ở bình điều áp (II) với mỗi bước nâng H = (5; 10;

15; 20;…)cm theo chu kỳ T = 60 phút; tiến hành đo lượng nước thoát ra (bình III).

- Theo dõi diễn biến của quá trình thấm trong khoang (2) ở các thời điểm: cát bắt đầu

dịch chuyển; nước đục thoát ra hạ lưu; bắt đầu hình thành ống xói ở hạ lưu; sự biến

động của môi trường thấm ứng với các giai đoạn phát triển của ống xói; ống xói hình

thành hoàn chỉnh; môi trường thấm bị phá hủy.

- Các kết quả thí nghiệm được ghi chép vào sổ theo dõi với các biểu mẫu; ngoài ra các

ống xói được vẽ lại hình dạng lên tấm bóng kính có chia lưới ô vuông; toàn bộ diễn

biến của quá trình thấm được ghi lại bằng hệ thống camera và máy ảnh; chu kỳ đo

chiều dài ống xói (theo phương dòng thấm) được tiến hành 15 phút một lần.

- Thí nghiệm được tiến hành đến khi BDT trong khoang (2) phát triển mạnh, ống xói

thông suốt từ hạ lưu đến thượng lưu của miền thấm gây phá hủy môi trường thấm thì

76

kết thúc.

3.3.4 Kết quả thí nghiệm thấm ngang

Hình 3.8 dưới đây thể hiện sự phát triển của ống xói từ khi mới hình thành ở hạ lưu

cho đến khi hoàn chỉnh nối thông đến thượng lưu của miền thấm. Khi chênh cao cột

nước đạt đến một giới hạn nào đó, quan sát thấy sự dịch chuyển của cát, nước thấm

thoát ra đục dần. Khi cột áp thấm tăng lên hoặc tiếp tục được duy trì, quan sát thấy cát

bị đẩy ra hạ lưu qua cửa thoát và ống xói hình thành (Hình 3.8a). Tiếp tục duy trì hoặc

tăng cột áp thượng lưu, quan sát thấy cát thoát ra hạ lưu nhiều hơn, ống xói phát triển

nhanh hơn (Hình 3.8b). Khi chênh cao cột áp đạt đến mức nào đó, quan sát thấy ống

xói phát triển mạnh hơn, hình thành nhiều nhánh với quỹ đạo bất định, cát thoát ra hạ

lưu rất lớn (Hình 3.8c). Ống xói tiếp tục phát triển và mở rộng, nối thông từ hạ lưu đến

thượng lưu miền thấm, ngay sau đó quan sát thấy môi trường thấm sập xuống và bị

phá hủy hoàn toàn (Hình 3.8d).

(a) (b)

(c) (d)

77

Hình 3.8 Quá trình phát triển của ống xói

Kết quả thí nghiệm thấm ngang của cát nền đê khu vực Sen Chiểu và Hoàng Mai được

trình bày chi tiết ở Phụ lục D. Hình 3.9a là ảnh chụp ống xói khi đã hình thành liên tục

từ hạ lưu về thượng lưu, gây phá hủy môi trường thấm; Hình 3.9b biểu diễn các ống

xói lên giấy bóng kính kẻ lưới vuông. Các hình ảnh này cho thấy ống xói hình thành

với quỹ đạo bất định trong miền thấm. Sự phá hủy môi trường thấm cũng rất đa dạng,

qua quan sát ở các lần thí nghiệm khác nhau, môi trường thấm bị phá hủy có trường

hợp chỉ do một nhánh ống xói chính nhưng cũng nhiều trường hợp môi trường thấm bị

phá hủy do nhiều ống xói gây ra.

(a) (b)

Hình 3.9 Sơ đồ ống xói hình thành do biến dạng thấm từ thí nghiệm thấm ngang

Từ kết quả thí nghiệm có thể thiết lập được sự tương quan giữa cột áp thấm (H) và

giữa chiều dài ống xói (Lx) với thời gian (T); các phương trình tương quan này được

78

thể hiện ở các Hình (3.10÷3.17).

Hình 3.10 Biểu đồ (ΔH-T) cát Sen Chiểu

Hình 3.11 Biểu đồ ΔH  T cát Hoàng Mai

Các phương trình tương quan ở Hình 3.10 và 3.11 cho thấy quan hệ H  T là phi

tuyến (y: cột nước thấm; x là thời gian; khi ống xói chưa hình thành quan hệ H  T là

tuyến tính; khi hình thành ống xói quan hệ H  T là phi tuyến). Thông qua (H  T)

có thể dự báo được sự biến đổi của cột nước thấm theo thời gian dưới một trận lũ. Đây

cũng là giá trị tham khảo để theo dõi và kiểm soát gradient áp lực thấm ở hạ lưu đê khi

mực nước lũ ngoài sông dâng cao. Ở các Hình từ 3.12 đến 3.17 là các phương trình

biểu thị mối tương quan (Lx  T): sự phát triển của chiều dài ống xói theo thời gian của

79

cát Sen Chiểu và cát Hoàng Mai ứng với các độ chặt (D) khác nhau.

Hình 3.12 Biểu đồ (Lx-T) cát xốp Sen Chiểu

Hình 3.13 Biểu đồ (Lx-T) cát xốp Hoàng Mai

80

Hình 3.14 Biểu đồ (Lx-T) cát chặt vừa Sen Chiểu

Hình 3.15 Biểu đồ Lx-T cát chặt vừa Hoàng Mai

Hình 3.16 Biểu đồ Lx-T cát chặt Sen Chiểu

81

Hình 3.17 Biểu đồ Lx-T cát chặt Hoàng Mai

Trên các Hình (3.12÷3.17), thấy rằng ống xói không hình thành ngay từ những cấp áp

lực đầu tiên mà hình thành sau đó một khoảng thời gian nhất định tùy thuộc vào loại

cát. Nếu gọi ts là thời điểm quan sát thấy ống xói bắt đầu hình thành ở hạ lưu của miền

thấm thì với các giá trị ts ở các lần thí nghiệm khác nhau có thể tìm được luật phân bố

xác suất và các giá trị đặc trưng. Các giá trị đặc trưng của ts lần lượt với cát ở trạng

thái xốp, chặt vừa và chặt như sau: cát Sen Chiểu, ts bằng (1,38; 1,60; 2,40) giờ; cát

Hoàng Mai, ts bằng (1,20; 1,60; 2,00) giờ (chi tiết hơn có thể xem thêm ở Phụ lục D).

Từ các giá trị đặc trưng của ts vừa tìm được và các phương trình (Lx  T) ở các Hình

(3.12÷3.17), thiết lập được các đường cong biểu diễn mỗi quan hệ (Lx  T) ở Hình

3.18 và 3.19 với các phương trình (3.1)÷(3.6) dưới đây.

Hình 3.18 Biểu đồ (Lx  T) cát Sen Chiểu

82

Hình 3.19 Biểu đồ (Lx  T) cát Hoàng Mai

Các đường cong (Lx  T) ở các Hình 3.18 và Hình 3.19 cho thấy sự hình thành và phát

triển của chiều dài ống xói đối với cát xốp diễn nhanh hơn sau đó là cát chặt vừa rồi đến

cát chặt. Kết quả thực nghiệm này cũng phù hợp với các nghiên cứu của Vera [38].

Các phương trình dự báo sự phát triển của chiều dài ống xói theo thời gian từ kết quả

thực nghiệm trong phòng của cát Sen Chiểu và Hoàng Mai được thiết lập như sau:

(i). Phương trình của Lx cát xốp Sen Chiểu:

1,7344t2 + 0,6242t - 1,3035 Khi: t ≥ 1,38 giờ

(3.1) Lx =

Khi: 0 < t < 1,38 giờ 0

(ii). Phương trình của Lx cát xốp Hoàng Mai:

0,9054t2 + 4,633t – 3,4266 Khi: t ≥ 1,20 giờ (3.2) Lx = Khi: 0 < t < 1,20 giờ 0

(iii). Phương trình của Lx cát chặt vừa Sen Chiểu:

0,5596t2 + 4,8824t – 2,6231 Khi: t ≥ 1,60 giờ (3.3) Lx = Khi: 0 < t < 1,60 giờ 0

(iv). Phương trình của Lx cát chặt vừa Hoàng Mai:

1,0965t2 + 3,5118t – 2,623 Khi: t ≥ 1,60 giờ (3.4) Lx = Khi: 0 < t < 1,60 giờ 0

(v). Phương trình của Lx cát chặt Sen Chiểu:

0,6577t2 + 3,8579t – 4,3407 Khi: t ≥ 2,40 (giờ) (3.5) Lx = Khi: 0 < t < 2,40 (giờ) 0

(vi). Phương trình của Lx cát chặt Hoàng Mai:

83

0,865t2 + 1,001t – 1,9997 Khi: t ≥ 2,00 (giờ) (3.6) Lx = 0 Khi: 0 < t < 2,00 (giờ)

Qua các lần thí nghiệm khác nhau, quan sát thấy các hiện tượng diễn ra như sau: (i)

Khi áp lực thấm đạt đến mức nào đó, cát bắt đầu có sự dịch chuyển, nước thoát ra hạ

lưu đục dần (tại thời điểm cát bắt đầu chuyển dịch xác định được J1); (ii) Áp lực thấm

tiếp tục tăng, cát bắt đầu thoát ra ngoài, ống xói hình thành ở hạ lưu ngay cửa thoát rồi

tiếp tục phát triển về phía thượng lưu. Khi ống xói mới hình thành và phát triển độ dài

đến mức nào đó (ứng với J2) thì môi trường thấm vẫn còn ổn định do lượng cát bị dòng

thấm đẩy ra ngoài chưa nhiều. Nhưng khi vượt quá độ dài này, cát bị đùn ra tăng

mạnh, chiều dài ống xói cũng phát triển nhanh hơn, môi trường thấm có sự biến động

rõ rệt (cát sập từng mảng; ống xói mở rộng theo cả phương ngang và phương dọc), đây

là giai đoạn nguy hiểm. (iii) Nếu chênh cao cốt áp vẫn tiếp tục được duy trì hoặc tăng

lên, cát thoát ra rất nhiều, ống xói hoàn chỉnh, nối thông từ hạ lưu đến thượng lưu của

miền thấm gây phá hủy môi trường thấm (xác định được J3).

Có thể chia quá trình thấm ngang thành các giai đoạn như Hình 3.20: giai đoạn 1

(GĐ1) là quá trình từ khi dâng nước thí nghiệm đến khi bắt đầu có sự dịch chuyển của

cát; giai đoạn 2 (GĐ2) tính từ thời điểm cát bắt đầu dịch chuyển đến khi ống xói phát

triển đến độ dài Lx-gh; giai đoạn 3 (GĐ3) từ khi ống xói vượt qua Lx-gh đến khi hình

thành liên tục thông suốt từ hạ lưu đến thượng lưu và phá hủy môi trường thấm. Ở

cuối mỗi giai đoạn này đều xác định được gradient áp lực thấm tương ứng (J1; J2; J3).

84

Hình 3.20 Sơ họa các giai đoạn phát triển của BDT

Trên Hình 3.20: L0 là chiều dài ban đầu của miền thấm; Lx,t là chiều dài ống xói phát

triển theo thời gian; Lt là chiều dài còn lại của miền thấm (Lt = L0 - Lx,t); Lx-gh là chiều

dài ống xói giới hạn (trước khi chiều ống xói đạt đến giá trị này thì miền thấm vẫn an

toàn); t1, ts, t2, tf lần lượt là thời điểm quan sát thấy cát bắt đầu dịch chuyển, ống xói

bắt đầu hình thành ở hạ lưu, ống xói đạt chiều dài Lx-gh và ống xói hoàn chỉnh nối

thông từ hạ lưu đến thượng lưu của miền thấm gây phá hủy môi trường thấm.

Các giá trị đặc trưng của gradient và Lx-gh ứng với các loại cát có độ chặt khác nhau

được xác định thông qua tìm luật phân bố xác suất tối ưu của chúng bằng phần mềm

BestFit, EasyFit. Bảng 3.2 tổng hợp các giá trị đặc trưng của J và Lx-gh tại thời điểm

cuối mỗi giai đoạn phát triển của BDT với các độ chặt khác nhau của cát thí nghiệm.

Giá trị trị đặc trưng

Gradient J/Lx-gh tương ứng của cát thí nghiệm

Giai đoạn

Xốp

Chặt vừa

Chặt

Xốp

Chặt vừa

Chặt

Gradient áp lực thấm (J)

Cuối GĐ1

0,119÷0,369

0,238÷0,452

0,402÷0,698

0,245

0,337

0,492

Cuối GĐ2

0,300÷0,402

0,392÷0,600

0,598÷0,696

0,347

0,434

0,629

Cuối GĐ3

0,452÷0,598

0,452÷0,892

0,700÷0,990

0,531

0,608

0,836

Chiều dài ống xói giới hạn (Lx-gh); m

Cuối GĐ2

6,00÷17,60

9,20÷21,90

12,90÷23,10

9,12

15,30

18,00

Bảng 3.2 Tổng hợp kết quả mô hình thấm ngang

3.3.5 Thảo luận về kết quả thí nghiệm thấm ngang

Ở những cấp áp lực ban đầu khi H còn nhỏ, quan sát thấy nước thấm thoát ra trong

(GĐ1), cuối giai đoạn này thấy cát hạt nhỏ chuyển dịch, nhiều khi kèm nước đục xuất

hiện ở hạ lưu nhưng cũng có khi cát bị chặn lại. Ống xói chỉ bắt đầu hình thành khi có

cát thoát ra ở hạ lưu. Như vậy, trong một số trường hợp sự dịch chuyển của cát trong

miền thấm không dẫn ngay đến việc hình thành ống xói mà chỉ là sự xắp xếp lại trật tự

của các hạt dưới tác động của dòng thấm. Quan sát này cũng phù hợp với một số mô

85

hình đã tiến hành tại Việt Nam và Hà Lan [38].

Khi ống xói hình thành đến chiều dài giới hạn Lx-gh ứng với thời điểm t2, lượng cát bị

dòng thấm cuốn ra bên ngoài chưa nhiều thì môi trường thấm vẫn giữ được ổn định. Ở

những lần thí nghiệm khác nhau đều quan sát thấy khi chiều dài ống xói Lx,t vượt qua

giới hạn Lx-gh thì ngay sau đó cát bị cuốn ra hạ lưu tăng rất nhanh, ống xói phát triển

mạnh mẽ. Thực tế, khi BDT ở nền đê đạt đến giới hạn này thì sẽ rất nguy hiểm nếu

không kịp thời có giải pháp ngăn chặn. Quan hệ (Lx  T) có ý nghĩa quan trọng khi

đánh giá an toàn đê có xét đến sự phát triển của chiều dài ống xói theo thời gian. Nội

dung này sẽ được tập trung nghiên cứu ở Chương 4.

Khi ống xói liên thông từ hạ lưu đến thượng lưu miền thấm, lượng cát thoát ra rất lớn

và chỉ trong thời gian rất ngắn sẽ gây phá hủy hoàn toàn môi trường thấm.

3.4 Thí nghiệm thấm đứng

Mô hình thí nghiệm thấm đứng dùng để nghiên cứu diễn biến của dòng thấm theo

phương thẳng đứng, dòng thấm đứng gây BDT trong trầm tích chứa nước và gây ra

hiện tượng đùn sủi ở vùng chân đê hạ lưu.

3.4.1 Mục đích thí nghiệm thấm đứng

Làm sáng tỏ các hình thức BDT có thể xảy ra tại vùng cửa thoát phía chân đê hạ lưu

trong điều kiện không có hoặc tầng phủ thấm nước yếu phía trên tầng chứa nước bị

khuyết tật.

Xác định được gradient áp lực thấm giới hạn của các loại trầm tích dưới nền đê.

3.4.2 Công tác chuẩn bị thí nghiệm thấm đứng

Theo HEC [69], địa tầng dưới nền đê khu vực Sen Chiểu (bên dưới tầng thấm nước yếu)

gồm các lớp: cát mịn dày 3,5m (3); cát hạt nhỏ đến vừa dày 6m (4); cuội sỏi lẫn cát hạt

trung dày 6m (5a). Với tỷ lệ mô hình 1/50, các lớp này được mô phỏng trong mô hình

thí nghiệm như sau: lớp trên cùng là cát mịn dày 7cm (lớp 1); lớp tiếp theo là cát hạt vừa

dày 12cm (lớp 2) và dưới cùng là lớp cuội sỏi lẫn cát hạt trung dày 12cm (lớp 3).

Sau khi lớp 3 được cho vào đáy khoang (2), tiến hành rải cát lớp 2 thành các lớp mỏng

(3÷5)cm rồi đầm nhẹ trong điều kiện bão hòa nước. Khi lớp 2 đã đạt chiều dày 12cm,

tiếp tục rải lớp 1 với quy trình tương tự như đã thực hiện đối với cát lớp 2.

Thí nghiệm được tiến hành cho cát Sen Chiểu trong khoang (2) với ba trạng thái khác

86

nhau: xốp; chặt vừa và chặt.

3.4.3 Trình tự tiến hành thí nghiệm

Các bước tiến hành thí nghiệm thấm đứng tương tự như ở mô hình thí nghiệm thấm

ngang được trình bày trong Mục 3.3.3 ở trên.

3.4.4 Kết quả thí nghiệm thấm đứng

Hình 3.21 dưới đây được trích ra từ camera theo dõi thí nghiệm, đây là các giai đoạn

phát triển của dòng thấm theo phương đứng từ khi nước thấm thoát ra không mang

theo cát đến khi cát bị đùn đẩy lên trên tăng cực hạn dẫn tới phá hủy môi trường thấm.

Chi tiết về kết quả thí nghiệm thấm đứng được trình bày trong Phụ lục F. Từ kết quả

thí nghiệm thiết lập được các biểu đồ quan hệ chênh cao cột nước thấm với thời gian

(ΔH  T) và gradient áp lực thấm theo thời gian (J  T) như ở các Hình (3.22÷3.24).

Qua các kết quả và quá trình quan sát, theo dõi thí nghiệm, có thể phân chia quá trình

thấm đứng thành ba giai đoạn như sau:

(a): Các bãi sủi hình thành (b): Phễu xói phát triển

(c): Miền thấm bị phá hủy (d): Phễu xói sau khi rút nước

87

Hình 3.21 Diễn biến của quá trình thấm đứng

(i). Giai đoạn 1: từ khi bắt đầu có sự chênh lệch cột nước thấm với cấp áp lực đầu tiên

đến trước thời điểm quan sát thấy nước thấm thoát ra đục và mang theo cát. Ở giai

đoạn này, trên bề mặt cát mô hình vẫn ổn định (môi trường thấm còn an toàn).

Gradient áp lực thấm cuối giai đoạn 1 (tại thời điểm cát thoát ra) ứng với từng loại cát

thí nghiệm lần lượt như sau: cát xốp, Jđ1 = 0,323÷0,387; cát chặt vừa, Jđ1 =

0,355÷0,484; cát chặt, Jđ1 = 0,387÷0,581.

(ii). Giai đoạn 2: từ khi quan sát thấy cát bị dòng thấm đẩy ra ngoài đến khi trên bề

mặt cát có hiện tượng bị đẩy vồng lên, bùng nhùng, cát thoát ra tăng mạnh (Hình

3.21b). Gradient áp lực thấm cuối giai đoạn này (tại thời điểm bề mặt cát thí nghiệm bị

đẩy vồng lên) ứng với các loại cát thí nghiệm như sau: cát xốp, Jđ2 = 0,452÷0,516; cát

chặt vừa, Jđ1 = 0,452÷0,581; cát chặt, Jđ1 = 0,483÷0,677. Giai đoạn này, môi trường

thấm bị biến động mạnh (nguy hiểm), nếu xảy ra hiện tượng này ngoài thực tế thì cần

khẩn trương ngăn chặn cát thoát ra khỏi nền đê ngay từ khi quan sát thấy nước đục

thoát ra qua các lỗ đùn sủi.

(iii). Giai đoạn 3: từ cuối giai đoạn 2 đến khi môi trường thí nghiệm bị phá hủy, quá

trình này diễn ra rất nhanh, cát bị đẩy ra một lượng lớn (Hình 3.21c và 3.21d).

Gradient áp lực thấm tại thời điểm phá hủy như sau: cát xốp, Jđ3 = 0,516÷0,613; cát

chặt vừa, Jđ3 = 0,516÷0,774; cát chặt, Jđ3 = 0,581÷0,839. Thực tế, khi một lượng cát

lớn trong nền đê bị dòng thấm đùn đẩy ra ngoài sẽ tạo ra khoảng trống dưới nền đê, đê

sẽ bị võng xuống dẫn tới khả năng lũ tràn qua đỉnh gây xói mái hạ lưu và cuối cùng là

vỡ đê (vỡ đê Cống Thôn tháng 8/1971 và đê Vân Cốc tháng 8/1986).

88

Hình 3.22 Tương quan (ΔH  T) và (J  T) của cát xốp Sen Chiểu

Hình 3.23 Tương quan (ΔH  T) và (J  T) của cát chặt vừa Sen Chiểu

Hình 3.24 Tương quan (ΔH  T) và (J  T) của cát chặt Sen Chiểu

Trong các Hình (3.22÷3.24) là các phương trình thể hiện quan hệ giữa chênh cao cột áp

thấm và gradient áp lực thấm với thời gian (H  T; J  T); chênh cao cột áp H và

gradient áp lực thấm J có quan hệ phi tuyến với thời gian T (trước khi cát bị đẩy ra,

tương quan H  T là tuyến tính; khi cát bị dòng thấm đẩy ra ngoài thì quan hệ H  T

là phi tuyến). Thông qua các phương trình này có thể dự báo được J ở vùng chân đê hạ

lưu khi biết chênh cao cột nước thấm (hoặc mực nước thượng lưu) ở thời điểm bất kỳ.

3.4.5 Thảo luận về kết quả thí nghiệm thấm đứng

Tuyến đê Hữu Hồng tồn tại tầng phủ thấm nước yếu phía chân đê hạ lưu với chiều dày

(4÷6)m. Tầng phủ hạ lưu đóng vai trò rất quan trọng, góp phần giữ an toàn cho đê trong

mùa mưa lũ trước những diễn biến phức tạp của dòng thấm dưới nền đê. Khi chênh cao

cột nước đủ lớn các hạt rời trong tầng chứa nước sẽ bị đẩy và dịch chuyển khỏi vị trí ban

89

đầu, nếu tầng phủ hạ lưu bị phá hủy hay khuyết tật thì cát sẽ bị đẩy đùn ra ngoài.

Trần Mạnh Liểu [84], chỉ ra rằng ngay cả khi dòng thấm không có khả năng đẩy bục

tầng phủ nhưng nếu gradient đẩy nổi lớn hơn gradient giới hạn đùn đất thì đê vẫn nằm

trong vùng không ổn định (nền đê bị phá hủy thấm cao). Đây là do khả năng mang vác

vật liệu từ tầng chứa nước qua các lỗ hổng sẵn có của tầng phủ.

Mô hình thấm đứng mô phỏng cho trường hợp bất lợi nhất, phù hợp với những đoạn đê

có tầng phủ yếu, khuyết tật hoặc tồn tại nhiều kẽ nứt. Thực tế trước thời điểm vỡ đê Vân

Cốc, các hiện tượng đùn sủi diễn ra với quy mô rất nhỏ, chính vì không có biểu hiện xấu

nên không kịp chuẩn bị phương án để đối phó. Hiện tượng bục nền diễn ra rất nhanh

chóng và tiếp sau đó là vỡ đê (với mực nước báo động II). Điều này cho phép đi đến

nhận định rằng tầng phủ hạ lưu sau nhiều năm chịu tác động của áp lực thấm và các tác

động của thời tiết, khí hậu nên tồn tại nhiều khuyết tật (công tác khoan lấy mẫu khó phát

hiện được). Do vậy cần thiết phải tiếp tục nghiên cứu, đánh giá về tính đồng nhất của

tầng phủ hạ lưu để có ứng phó phù hợp nhằm đảm bảo ATĐ trong mùa mưa lũ.

Qua thí nghiệm thấm đứng, xác định được các đặc trưng thống kê của gradient áp lực

thấm ở cuối mỗi giai đoạn phát triển của BDT. Đây có thể là tài liệu tham khảo cho

các cán bộ quản lý, theo dõi ATĐ trong mùa lũ khi gặp các sự cố đùn sủi có biểu hiện

tương tự.

3.5 Kết luận Chương 3

3.5.1 Thí nghiệm thấm ngang

Thí nghiệm thấm ngang, quan sát được chi tiết quá trình thấm trong tầng chứa nước

dưới nền đê từ lúc cát bắt đầu dịch chuyển đến khi ống xói hình thành, phát triển và

cuối cùng là liên thông từ hạ lưu đến thượng lưu của miền thấm. Mỗi giai đoạn của

BDT đều xác định được giá trị J tương ứng, kết quả này phù hợp với các nghiên cứu

trong và ngoài nước.

Từ mô hình thí nghiệm này, ngoài việc xác định được J giới hạn và đề xuất J an toàn, J

cực hạn thì quá trình phát triển của ống xói có thể được dự báo thông qua các phương

trình được thiết lập từ kết quả thực nghiệm.

Qua các số liệu thống kê từ các trận lũ thực tế cho thấy: nhiều trường hợp các sự cố về

90

thấm của nền đê xảy ra khi lũ bắt đầu rút (vỡ đê Cống Thôn); hoặc khi mực nước

ngoài sông còn thấp (vỡ đê Vân Cốc với mực nước trước báo động III); cũng có những

năm lũ thấp hơn lại xảy ra hiện tượng đùn sủi ở hạ lưu đê nhiều hơn. Các hiện tượng

này xảy ra phải chăng là do độ trễ trong sự khuếch tán của áp lực nước lỗ rỗng. Do

vậy, tác giả sẽ tiếp tục nghiên cứu mối liên hệ giữa những hiện tượng này với các quan

sát được ở thí nghiệm trong phòng và cho phép đi đến những nhận định rằng dưới nền

đê có thể tồn tại những ống xói mà do sự cố đùn sủi trong quá khứ đã được tích lũy.

Các kết quả đạt được trong phần này sẽ được sử dụng để nghiên cứu trong các nội

dung tiếp theo của luận án.

3.5.2 Thí nghiệm thấm đứng

Thí nghiệm thấm đứng quan sát được hiện tượng đùn cát cũng như quá trình hình

thành của phễu cát từ khi nước đục thoát ra đến khi lượng cát bị đẩy lên cực hạn gây

phá hủy môi trường thấm. Hiện tượng này diễn ra phổ biến ở các đoạn đê có CTN như

nền đê khu vực Sen Chiểu.

Thí nghiệm thấm đứng cũng xác định được gradient áp lực thấm tương ứng với ba giai

đoạn khác nhau của quá trình thấm. Kết quả này được kỳ vọng sẽ là tài liệu tham khảo

cho các đơn vị quản lý đê điều trong quá trình thực thi nhiệm vụ quản lý, bảo vệ đê và

91

phòng chống lụt bão.

CHƯƠNG 4 ĐỘ TIN CẬY CỦA HỆ THỐNG ĐÊ SÔNG HỒNG TRONG BỐI CẢNH BIẾN ĐỔI KHÍ HẬU

Đánh giá ATĐ cần được tiến hành thường xuyên theo chu kỳ nhất định tùy thuộc vào

mức độ quan trọng của các tuyến đê, thường lặp lại sau 5 năm (như ở Hà Lan). Kết quả

tính toán và các khuyến nghị trong đánh giá ATĐ là căn cứ khoa học để đề xuất các giải

pháp nâng cao ATĐ, là tài liệu tham khảo cho các đơn vị quản lý nhà nước về đê điều.

Chương 4 sẽ giới thiệu tổng quan phương pháp đánh giá an toàn đê theo lý thuyết độ

tin cậy, ví dụ áp dụng cho tuyến đê Hữu Hồng đoạn qua Hà Nội trong đó trọng tâm

nghiên cứu cơ chế xói ngầm dưới nền đê (Chương 3) và điều kiện biên BĐKH đã

nghiên cứu trong Chương 2.

4.1 Đánh giá an toàn đê Hữu Hồng theo phương pháp truyền thống

Quy trình đánh giá an toàn đê theo phương pháp truyền thống đã được trình bày trong

Chương 2, với các tiêu chuẩn an toàn áp dụng cho tuyến đê hiện hữu như: đỉnh đê phải

đủ cao để chống lũ tràn (2.1); đê không bị mất ổn định thấm (2.2) và không bị mất ổn

định mái (2.3). Dưới đây là kết quả tính toán kiểm tra an toàn đê Hữu Hồng, chi tiết

hơn được trình bày ở Phụ lục E và Phụ lục F.

4.1.1 Đánh giá an toàn của 17 đoạn đê

Mục 2.2.1 đã kế thừa phân chia tuyến đê Hữu Hồng thành 17 đoạn dựa trên CTN của

[37] (xem Bảng 2.6). Theo đó, tiến hành đánh giá an toàn cho 17 mặt cắt đại diện cho

17 đoạn đê này. Điều kiện biên thủy lực là mực nước lũ (chu kỳ 300 năm và 500 năm)

thu được từ kết quả tính toán lũ sông Hồng ở Mục 2.1 với kịch bản

RCP4.5_2030_300_BL và RCP4.5_2030_500_BL. Theo phân cấp đê hiện nay: đoạn

đê Hữu Hồng trong giới hạn đường vành đai IV (từ Km45 đến Km78) bảo vệ trung

tâm thủ đô là đê cấp đặc biệt (lũ thiết kế có chu kỳ lặp lại 500 năm); các đoạn còn lại

là đê cấp I (lũ thiết kế có chu kỳ lặp lại 300 năm).

4.1.1.1 Kiểm tra thấm và ổn định mái đê

Sử dụng phần mềm địa kỹ thuật Geo-Studio với module Seep/W và module Slope/W

để giải bài toán thấm và phân tích ổn định mái đê. Kết quả tính toán được thể hiện ở

92

Hình 4.1 và 4.2, chi tiết hơn có thể xem ở Phụ lục E.

Hình 4.1 Gradient áp lực thấm J và [J] của 17 đoạn đê Hữu Hồng

Hình 4.2 Hệ số ổn định mái Kmin min và [K] tương ứng của 17 đoạn đê Hữu Hồng

Kết quả tính toán cho thấy: hệ số an toàn (Kmin min) ở tất cả các mặt cắt tính toán đều

lớn hơn hệ số an toàn cho phép [K]; gradient áp lực thấm tính toán dưới nền đê (J) ở

nhiều mặt cắt xấp xỉ gradient cho phép [J] (giá trị được lấy theo các tiêu chuẩn, quy

chuẩn hiện hành [64] và [65] với công trình cấp đặc biệt và cấp I ứng với loại nền á

sét). Như vậy, trong điều kiện BĐKH với mực nước sông bất lợi, đê Hữu Hồng đảm

bảo ổn định mái, tuy nhiên, gradient áp lực thấm ở nền đê khá lớn, nếu tầng phủ hạ lưu

có khuyết tật thì có khả năng mất ổn định về thấm cao.

4.1.1.2 Kiểm tra lũ tràn đỉnh đê

Hình 4.3 và 4.4 thể hiện đường cao trình đỉnh đê hiện trạng và các đường mực nước lũ

93

(chu kỳ lặp lại 300 năm và 500 năm).

Hình 4.3 Mực nước lớn nhất sông Hồng từ Km31 đến Km73

Hình 4.4 Mực nước lớn nhất sông Hồng từ Km73 đến Km128

Kết quả cho thấy: ở các đoạn đê cấp I, chênh cao giữa cao trình đỉnh đê với cao trình

mực nước thiết kế (chu kỳ 300 năm) là Hat = (0,97÷2,32)m; đoạn đê cấp đặc biệt từ

Km45÷Km78 (chu kỳ 500 năm) có Hat = (1,05÷2,02)m. Đối chiếu với quy định ở [64],

xét đến chiều cao nước dềnh do gió H (H = 0,03÷0,12m) và độ gia cao an toàn a (đê

cấp đặc biệt, a = 0,8m; đê cấp I, a = 0,6m) thì các đoạn đê đều có cao trình đỉnh lớn

hơn mực nước thiết kế từ 0,97m đến 2,32m. Như vậy, theo quan niệm truyền thống thì

tuyến đê Hữu Hồng (trừ đoạn đê Vân Cốc) đủ cao để chống lũ tràn đỉnh.

4.1.2 Đánh giá an toàn của 10 cống dưới đê

Đánh giá an toàn cho 10 cống (02 cống lộ thiên, 08 cống ngầm). Một số thông số

chính của các cống dưới đê được tổng hợp ở Bảng 4.1, chi tiết hơn được trình bày ở

94

Phụ lục A. Điều kiện biên thủy lực là mực nước ngoài sông được lấy tương tự như đối

với 17 đoạn đê ở trên. Kết quả kiểm tra ổn định thấm được tổng hợp vào Bảng 4.2 (chi

tiết hơn có thể xem ở Phụ lục F).

Cống ngầm

Cống lộ thiên

Thông số

Phù Sa 1

Phù Sa 2

Bá Giang

Đan Hoài

Yên sở

Đông Mỹ

Bộ Đầu

Khai Thái

Cẩm Đình

Liên Mạc

18,30

18,25

15,75

16,10 14,00

13,50 12,80

12,00

17,00

15,50

Cao trình đỉnh đê

4,0

2,0

2,0

2,15

3,0

2,2

1,3

2,0

6,0

3,3

2,2

2,5

2,5

3,4

3,0

1,6

1,65

2,9

14,0

7,0

1

2

2

1

3

2

3

3

2+1

3+1

Chiều rộng Chiều cao Số khoang

Bảng 4.1 Một số thông số chính của các cống dưới đê Hữu Hồng

Bảng 4.2 Gradient thấm (J) và gradient thấm cho phép [J] của các cống dưới đê

TT

Lý trình

Tên cống

[J]

J

1 Km01+700 (Vân Cốc)

Cống Cẩm Đình

0,31

0,32

2 Km31+550

Cống TB Phù Sa (Phù Sa 1)

0,21

0,32

3 Km31+750

Cống tự chảy Phù Sa (Phù Sa 2)

0,28

0,32

4 Km41+000

Cống Bá Giang

0,30

0,32

5 Km46+100

Cống TB Đan Hoài

0,30

0,32

6 Km53+450

Cống Liên Mạc

0,29

0,32

7 Km78+108

Cống Yên Sở

0,30

0,32

8 Km83+547

Cống Đông Mỹ

0,31

0,32

9 Km101+050

Cống TB Bộ Đầu

0,11

0,32

10 Km110+800

Cống TB Khai Thái

0,29

0,32

4.2 Phân tích độ tin cậy của hệ thống đê Hữu Hồng trong điều kiện BĐKH

Phương pháp phân tích độ tin cậy được áp dụng cho tuyến đê Hữu Hồng có xét đến

các tham số về tải trọng và sức kháng. Tải trọng ở đây chính là mực nước lũ trên sông

còn sức kháng là các thông số các lớp đất thân, nền đê và các thông về về địa hình

như: cao trình đỉnh đê; cao trình mặt đất sau chân đê phía đồng,…

Điều kiện biên thủy lực được xác định trong Chương 2 đã cho thấy đê sông Hồng có

nguy cơ gặp sự cố cao khi xảy ra tổ hợp bất lợi: lũ chu kỳ 500 năm; BĐKH, NBD và

quy trình vận hành hồ chứa TL vận hành bất lợi khi tích nước sớm. Với tổ hợp bất lợi,

95

mực nước tại Hà Nội đạt giá trị lớn nhất là +13,4 m, lũ trên báo động III (+11,5 m)

duy trì trong 180 giờ. Kết quả thí nghiệm trong phòng ở Chương 3 cho phép vận dụng

các quy luật phát triển ống xói tương ứng trong đánh giá ATĐ dưới trận lũ điển hình.

4.2.1 Mô tả hệ thống

Hệ thống công trình phòng chống lũ bảo vệ vùng đồng bằng sông Hồng gồm: hệ thống

hồ chứa thượng lưu, hệ thống đê điều hạ lưu, và các công trình phòng chống lũ khác.

Nghiên cứu này, chỉ chú trọng đến hệ thống đê điều hạ lưu, cụ thể là hệ thống đê Hữu

Hồng với các đoạn đê có chiều dài khác nhau được phân đoạn theo CTN và tổng chiều

dài của các đoạn đê này chính là chiều dài của hệ thống. Hình 4.5a sơ họa hệ thống đê

Hữu Hồng trong phạm vi nghiên cứu; Hình 4.5b là các đoạn đê được phân đoạn theo

CTN với các lỹ trình cụ thể.

(a) Tuyến đê Hữu Hồng (phạm vi nghiên cứu)

(b) Sơ họa 17 đoạn đê và vị trí các cống dưới đê

96

Hình 4.5 Sơ họa tuyến đê Hữu Hồng địa phận Hà Nội

Tuyến đê Hữu Hồng từ Sơn Tây về đến Phú Xuyên bảo vệ cho Hà Nội ngày nay (khu

vực trung tâm và các quận huyện ngoại thành phía bờ hữu sông Hồng), nếu một trong

các đoạn đê thuộc hệ thống bị sự cố có thể dẫn đến ngập lụt, gây thiệt hại cho cho Hà

Nội. Các đoạn đê Hữu Hồng khác thuộc địa bàn tỉnh Phú Thọ, Hà Nam,… khi gặp sự

cố rõ ràng ít có khả năng gây úng ngập cho thủ đô Hà Nội.

4.2.2 Xác suất sự cố của đoạn đê

4.2.2.1 Cây sự cố

Các hồ chứa làm nhiệm vụ điều tiết, cắt lũ cho hạ du để đảm bảo mực nước lớn nhất

trên các sông hạ lưu không vượt ngưỡng cho phép (được quy định trong các văn bản

pháp quy). Nếu vượt qua ngưỡng này thì hệ thống đê sẽ phải làm việc trong tình trạng

vô cùng nguy hiểm, nguy cơ vỡ đê cao và khi đó sự thiệt hại của vùng được đê bảo vệ

là rất lớn. Như vậy, hệ thống đê sông Hồng là phòng tuyến quan trọng, trực tiếp bảo vệ

vùng châu thổ sông Hồng trước những thiệt hại do lũ lụt gây ra. Hệ thống phòng chống

lũ cho đồng bằng sông Hồng gặp sự cố khi hồ chứa thượng lưu xảy ra sự cố hoặc hệ

thống đê hệ thống gặp sự cố, xem Hình 4.6.

Hình 4.6 Cây sự cố của hệ thống phòng chống lũ đồng bằng sông Hồng

Tuyến đê Hữu Hồng (Hà Nội) được cấu thành từ 17 đoạn đê, tuyến đê này gặp sự khi

có ít nhất một trong 17 đoạn đê kể trên gặp sự cố (Hình 4.7).

97

Hình 4.7 Cây sự cố tuyến đê Hữu Hồng, Hà Nội

Trong một đoạn đê bất kỳ lại được cấu thành bởi hai phần tử, đó là phần tử đê và phần

tử cống dưới đê. Do vậy đoạn đê gặp sự cố khi ít nhất một trong hai phần tử này gặp

sự cố. Hình 4.8 là cây sự cố của một đoạn đê bất kỳ.

Hình 4.8 Cây sự cố của một đoạn đê

- Các sự cố có thể xảy ra đối với phần tử đê gồm: lũ tràn đỉnh đê, trượt sâu, biến

dạng thấm, lún và các sự cố khác. Trong phần này chỉ tập trung vào các cơ chế sự cố:

lũ tràn đỉnh, mất ổn định do trượt và BDT dưới nền đê. Hình 4.9 trình bày cây sự cố

của đoạn đê điển hình, theo đó các cơ chế tràn đỉnh đê, trượt mái đê, thấm, lún đê và

các phá hoại khác được xem là quan hệ nối tiếp và liên quan tới chuỗi các cơ chế sự cố

thành phần.

98

Hình 4.9 Cây sự cố của đê

- Các sự cố có thể xảy ra đối với phần tử cống được thể hiện bằng sơ đồ cây sự cố

Hình 4.10.

Hình 4.10 Cây sự cố của cống

Trên Hình 4.10, đường bao bằng hình chữ nhật đứt nét là các sự cố được nghiên cứu,

tính toán trong phần này. Hiện trạng, kết cấu cống không còn như ban đầu, để đánh giá

các sự cố liên quan đến kết cấu và vật liệu xây dựng cần tiến hành công tác lấy mẫu

hoặc sử dụng các thiết bị hiện đại để khảo sát đo đạc đánh giá tình trạng suy giảm đặc

tính của vật liệu theo thời gian, đây là công việc cần nhiều thời gian và tốn kém. Vì

vậy, trong nghiên cứu này không xét đến các sự cố liên quan đến vật liệu (thân cống;

thiết bị đóng mở và điều khiển), ngoài ra sự cố do lún và các sự cố phá hoại khác cũng

là những nội dung không đề cập trong nghiên cứu này.

4.2.2.2 Hàm tin cậy

(i). Hàm tin cậy đối với các cơ chế sự cố của phần tử đê:

99

(i.1). Sự cố lũ tràn đỉnh đê:

Hình 4.11 Sơ họa sự cố nước lũ tràn đỉnh đê

Hàm tin cậy của cơ chế sự cố lũ tràn đỉnh được xác định như sau:

(4.1) Z1 = Zđđ – (ZTL + h)

Trong đó: Zđđ là cao trình đỉnh đê (m); ZTL là cao trình mực nước thượng lưu (m); h

là chiều cao nước dềnh do gió (m), xác định theo công thức 114 [88]:

(4.2)

Trong đó: HTL là cột nước thượng lưu trước cống; được tính thông qua cao trình mực

nước thượng lưu (ZTL) và cao trình đáy cửa vào (Zcd) như sau:

(4.3) HTL = ZTL - Zcd

Với vw là vận tốc gió thực đo tại các trạm Láng và Sơn Tây (m/s); Lg là đà gió được

lấy theo phương vuông góc với đê, Lg bằng chiều rộng sông tại vị trí tính toán (m); g là

gia tốc trọng trường (m/s2); Kw là hệ số phụ thuộc vào vận tốc gió, xác định thông qua

phương trình:

(4.4) Kw = 9.10-8.vw + 3.10-7

(i.2). Sự cố do BDT dưới nền đê:

Trong nền đất rời, khi lưu tốc thấm vượt quá một giới hạn nào đó thì xảy ra hiện tượng

cát hạt nhỏ bị đẩy lọt qua các kẽ hở của hạt lớn. Khi đó, độ rỗng trong đất nền tăng lên,

lưu tốc thấm tăng lên và có khả năng cuốn theo các hạt đất lớn hơn. Đó là hiện tượng

100

xói ngầm cơ học, khi hiện tượng này tiếp tục phát triển thì sẽ làm tăng nhanh lưu

lượng thấm và tăng độ rỗng của đất nền, sinh ra lún không đều và dẫn đến mất ổn định

của công trình [89].

Xói ngầm chủ yếu xảy ra ở lớp đất rời nằm ngay bên dưới lớp đất dính. Đối với đê

sông Hồng, tồn tại lớp cát ngay bên dưới tầng phủ thấm nước yếu, vào mùa lũ có nguy

cơ mất an toàn về thấm cao.

Áp lực dòng thấm gây ra hiện tượng bục tầng phủ ở chân đê hạ lưu đã được Bùi Văn

Trường [46] làm sáng tỏ thông qua một loạt thí nghiệm hiện trường. Trong trường hợp

tầng phủ hạ lưu bị phá hủy hoặc khuyết tật thì khả năng xảy ra xói ngầm là rất lớn.

BDT dưới nền đê xảy ra khi đồng thời xảy ra xói ngầm và đẩy bục. Xói ngầm xảy ra

khi áp lực dòng thấm của tầng chứa nước có giá trị lớn vượt giới hạn cho phép. Tuy

nhiên, do phía trên thường có tầng phủ nên BDT chỉ xảy ra khi thỏa mãn cả hai điều

kiện: (1) Tầng phủ thấm nước yếu ở hạ lưu bị đẩy bục; (2) Áp lực thấm đủ lớn để lôi

kéo vật liệu dưới nền đê, hình thành các ống xói, xem Hình 4.12.

Số liệu quan trắc và quản lý trên tuyến đê Hữu Hồng cho thấy, tầng phủ được hình

thành tương đối liên tục ở phía trong đồng trừ các vị trí ao hồ, hoặc khu vực cư dân

sinh sống gần đê. Tầng phủ này cũng được gia cường thêm tại một số vị trí trọng yếu,

tuy nhiên nguy cơ tiềm ẩn về sự cố trong các tầng chống thấm này còn cao và khó

kiểm soát. Trong nghiên cứu này, tác giả lựa chọn giả thiết khi đã xuất hiện sự cố (nứt

nẻ hoặc các phá hoại tương tự) làm cho tầng phủ bị mất tính liên tục, có thể xảy ra

BDT khi hội tụ đủ điều kiện về gradient thấm.

101

Hình 4.12 Minh họa hiện tượng đẩy bục và xói ngầm ở nền đê

- Hàm tin cậy của cơ chế sự cố tầng phủ hạ lưu bị đẩy bục

Tầng phủ hạ lưu bị đẩy bục khi áp lực dòng thấm do chênh cao cột nước lớn hơn trọng

lượng đơn vị bão hòa của đất. Hàm tin cậy của điều kiện thứ nhất là:

(1) = ρbh.g.d - ρw.g.Ha

(4.5) Z2

Trong đó: ρbh là khối lượng đơn vị bão hòa của lớp đất nền (T/m3); ρw là khối lượng

đơn vị của nước (T/m3); g là gia tốc trọng trường (m/s2); d là chiều dày tầng phủ (m);

Ha là cột nước áp lực tại đáy tầng phủ hạ lưu, được tính theo công thức sau:

(4.6) Ha = Za(L, t) - Zđtp

Trong đó: Zđtp là cao trình đáy tầng phủ hạ lưu (m); Za(L, t) là mực nước áp lực tại đáy

tầng phủ hạ lưu, trong khoảng thời gian (t) mực nước sông ZTL được duy trì:

(4.7)

Trong đó: ZTL là mực nước sông (m); L là chiều dài đường thấm (m); t là thời gian duy

trì mực nước ZTL (giờ); αn = (Tn/S)1/2 [Tn là hệ số truyền dẫn nước m/phút2); S là hệ số

chứa nước], αn cũng được định nghĩa lại là hệ số nền như trong nghiên cứu [37]; erfc

là hàm bù của erf (error function), erfc(x) = 1 - erf(x).

- Hàm tin cậy của cơ chế sự cố xuất hiện xói ngầm dưới nền đê

Theo mô hình của Sellmeijer [35], hàm tin cậy của cơ chế xói ngầm (điều kiện thứ hai)

như sau:

(2) = mp.Hc - H

(4.8) Z2

Trong đó: mp là thông số mô hình, mp=1; H là chênh lệch mực nước thượng hạ lưu.

(4.9) H = ZTL- ZHL = ZTL - Za(L, t)

Và Hc là cột nước tới hạn gây ra hiện tượng xói ngầm được xác định theo Sellmeijer:

102

(4.10) Hc = L.FR.FS.FG.C

Trong đó: L là chiều dài đường thấm (m);

(4.11)

(4.12)

(4.13)

(4.14) C = 0,68 – 0,1.ln(FS)

p là trọng lượng hạt cát đẩy nổi, ’

p = dn.g

Trong các phương trình (4.11÷4.14): ’

(T/m3); w là trọng lượng đơn vị của nước (T/m3);  là hằng số White;  là góc ma sát

của cát nền (radian); D70 là đường kính hạt mà tỷ lệ lọt sàng chiếm tỉ lệ 70%;  là hằng

số nhớt của nước (m2/s); k là hệ số thấm của lớp cát nền đê (m/s); D là chiều dày lớp

cát (m) (xem Hình 4.12); FS là hệ số an toàn.

(i.3). Sự cố mất ổn định mái:

Mất ổn định mái đê có thể xảy ra do thân đê mất ổn định hoặc khi tầng phủ bị đẩy bục

bởi dòng thấm thì cũng có thể gây mất ổn định mái đê hạ lưu và ngược lại khi mái đê

bị trượt gây phá hủy tầng phủ hạ lưu cũng có thể phát sinh BDT. Tuy nhiên, trong

nghiên cứu này đẩy bục và mất ổn trượt được đánh giá riêng (các hiện tượng này được

xem là độc lập thống kê).

103

Hình 4.13 Minh họa hiện tượng trượt mái đê

Hàm cơ chế sự cố của mất ổn định mái đê như sau:

(4.15) Z = Fs – 1

Chỉ số độ tin cậy (β) và xác suất sự cố (Pf) được xác định như sau:

(4.16) Pf = Φ(-β) = Φ(-µZ/σZ)

Trong đó: Fs là hệ số an toàn; µZ và σZ là giá trị trung bình và độ lệch chuẩn của hàm

Z; Φ là hàm phân bố xác suất chuẩn tiêu chuẩn.

(ii). Hàm tin cậy đối với các cơ chế sự cố của phần tử cống:

(ii.1). Lũ tràn đỉnh cống:

(4.17) Z1 = Zđđ – (ZTL + h)

Trong đó: Zđđ là cao trình đỉnh cống (trường hợp này Zđđ cũng là cao trình đỉnh đê);

ZTL là cao trình mực nước thượng lưu; h là chiều cao nước dềnh do gió. Các ký hiệu

và cách xác định các thông số trong (4.17) tương tự như đối với cơ chế lũ tràn đỉnh của

phần tử đê.

(ii.2). Biến dạng thấm:

Sự cố BDT dưới nền cống cũng xảy ra với các điều kiện tương tự như ở nền đê, tuy

nhiên phía hạ lưu cống đã được gia cố. Do đó, BDT xảy ra khi thỏa mãn hai điều kiện:

(1) Lớp vật liệu gia cố phía hạ lưu cống bị đẩy nổi; (2) Xuất hiện dòng chảy vận

chuyển cát ngầm dưới đáy cống.

- Hàm tin cậy của cơ chế tầng phủ (hoặc vật liệu gia cố) hạ lưu bị đẩy bục:

Lớp gia cố sân sau hạ lưu cống bị chọc thủng khi áp lực dòng thấm do chênh cao cột

nước lớn hơn tổng trọng lượng của lớp gia cố, trọng lượng cột đất tại đáy chân khay và

trọng lượng của cột nước tại kênh dẫn hạ lưu. Hàm tin cậy của điều kiện thứ nhất là:

(4.18)

Trong đó: ρbt là khối lượng riêng của vật liệu gia cố hạ lưu cống; ρw là khối lượng

104

riêng của nước; ρdn là khối lượng riêng đẩy nổi của cát; g là gia tốc trọng trường; tss

là bề dày lớp gia cố sân sau; Sd là chiều cao cột đất từ chân khay tới lớp gia cố; HHL là

cột nước hạ lưu (tại kênh dẫn); Ha là cột nước áp lực tại chân cống hạ lưu, được tính:

(4.19)

Trong đó: Znc là cao trình ngưỡng cống; Za(L,t) là mực nước áp lực chân cống hạ lưu,

trong khoảng thời gian (t) mực nước sông ZTL tồn tại. Za(L,t) được xác định theo

phương trình (4.7) ở trên.

- Hàm tin cậy điều kiện xuất hiện dòng chảy vận chuyển cát ngầm dưới đáy cống:

tương tự như đối với xói ngầm dưới nền đê ở phương trình (4.8):

(ii.3). Kiểm tra sức chịu tải của đất dưới móng cống:

Ứng suất lớn nhất mà cống phải chịu thường xuất hiện tại chân móng thượng lưu hoặc

hạ lưu cống. Khi ứng suất trung bình vượt quá khả năng chịu tải của nền cống thì nền

cống bị phá hoại. Hàm tin cậy của cơ chế sự cố này được thể hiện theo công thức sau:

(4.20)

(4.21)

(4.22)

Trong đó: P1/4 là sức chịu tải của đất nền cống; TB là ứng suất trung bình tại chân

móng cống;  là góc ma sát trong của lớp đất dưới đáy móng cống; hm là chiều sâu đặt

móng cống; tb là trọng lượng thể tích đẩy nổi trung bình của các lớp đất trên đáy

móng cống; d là trọng lượng thể tích của đất tại đáy móng có tính đến đẩy nổi; B là

chiều rộng phủ bì đáy móng cống; P là tổng các ngoại lực theo phương thẳng đứng

xuống móng cống; Lc là chiều dài cống; F là diện tích đáy móng cống: F = Lc.B.

4.2.2.3 Xác suất sự cố của phần tử đê

Số liệu đầu vào (gồm tải trọng và sức kháng) phục vụ đánh giá ATĐ theo LTĐTC được

105

tổng hợp ở Phụ lục G, dưới đây là kết quả phân tích của các phần tử đê thuộc hệ thống.

(i). Lũ tràn đỉnh đê

Kết quả tính toán (cấp độ II và cấp độ III) xác định xác suất xảy ra sự cố lũ tràn đỉnh

đê [Pf = P(Z<0)] và chỉ số độ tin cậy (β) được tổng hợp trong Bảng 4.3.

Cấp độ II

Cấp độ III

Tỷ lệ ảnh hưởng của các biến (αi

2)

P(Z<0)

P(Z<0)

Đoạn đê số

β

β

(%)

(%)

vw

ZTL

Zđđ

Zcd

1

0,388

2,66 7,24*10-07 9,44*10-01 5,56*10-02 1,54*10-10

0,374

2,67

2

0,524

2,56 1,67*10-06 9,41*10-01 5,92*10-02 2,87*10-10

0,511

2,57

3

9,600

1,30 2,33*10-06 9,92*10-01 7,93*10-03 4,32*10-09

9,380

1,32

4

7,680

1,43 3,92*10-07 9,93*10-01 7,07*10-03 2,90*10-10

7,720

1,42

5

1,410

2,20 1,31*10-05 9,93*10-01 6,76*10-03 2,56*10-09

1,500

2,17

6

0,880

2,37 1,65*10-05 9,06*10-01 9,35*10-02 2,79*10-08

0,940

2,35

7

0,110

3,06 1,01*10-05 9,05*10-01 9,49*10-02 3,75*10-08

0,113

3,05

8

1,170

2,27 7,24*10-06 9,29*10-01 7,09*10-02 2,34*10-10

1,165

2,27

9

0,251

2,81 5,84*10-06 9,49*10-01 5,10*10-02 2,82*10-10

0,238

2,82

10

0,587

2,52 2,59*10-06 9,38*10-01 6,20*10-02 2,90*10-09

0,625

2,50

11

0,348

2,70 2,06*10-06 9,45*10-01 5,52*10-02 2,75*10-10

0,359

2,69

12

0,023

3,50 5,47*10-07 9,64*10-01 3,57*10-02 2,79*10-10

0,022

3,51

13

0,450

2,61 4,89*10-06 9,43*10-01 5,74*10-02 3,03*10-10

0,440

2,62

14

0,072

3,19 1,91*10-07 9,37*10-01 6,34*10-02 1,12*10-09

0,070

3,19

15

0,249

2,81 1,51*10-06 9,48*10-01 5,20*10-02 9,93*10-12

0,261

2,79

16

0,507

2,57 4,25*10-07 9,41*10-01 5,87*10-02 7,32*10-10

0,481

2,59

17

0,571

2,53 2,23*10-06 9,40*10-01 6,05*10-02 5,55*10-12

0,571

2,53

Bảng 4.3 Tổng hợp kết quả tính toán xác suất lũ tràn đỉnh đê

Kết quả tính toán xác suất lũ tràn đỉnh ở cấp độ II và cấp độ III có sự chênh lệch không

2) của các

lớn: với cấp độ II, Pf = (0,02÷9,60)%; với cấp độ III, Pf = (0,02÷9,38)%. Ngoài ra,

trong tính toán gần đúng ở cấp độ II còn xác định được tỷ lệ ảnh hưởng (αi

BNN đến xác suất sự cố. Trong các biến ngẫu nhiên thì: mực nước sông (ZTL) có ảnh

hưởng nhiều nhất (hơn 90%); cao trình đỉnh đê (Zđđ) có ảnh hưởng hơn 3,5%; vận tốc

gió (vw) và cao trình chân đê (Zcd) có ảnh hưởng không đáng kể. Hình 4.14 minh họa

106

về mức độ ảnh hưởng của các BNN đến sự cố lũ tràn đỉnh cho một đoạn đê (đoạn 1).

Hình 4.14 Tỷ lệ ảnh hưởng của các BNN đến sự cố lũ tràn đỉnh đê (đoạn 1)

(ii). Biến dạng thấm dưới nền đê:

- Đẩy bục tầng phủ hạ lưu đê:

Xác suất xảy ra bục tầng phủ phía chân đê hạ lưu do dòng thấm gây ra cho mỗi đoạn

đê được tổng hợp ở Bảng 4.4.

Cấp độ II

Cấp độ III

Tỷ lệ ảnh hưởng (αi

2)

Đoạn đê số

β

β

P(Z<0) (%)

P(Z<0) (%)

t

ZTL

1

0,385

2,665

0,4356

0,1135

Bảng 4.4 Kết quả tính toán đẩy bục tầng phủ hạ lưu

0,268

2,784

2

0,586

2,520

0,4827

0,0918

0,4255

0,659

2,479

3

0,363

2,685

0,4356

0,1133

0,4510

0,354

2,693

4

0,280

2,771

0,3625

0,1342

0,5032

0,264

2,789

5

1,821

2,092

0,4166

0,1464

0,4370

1,920

2,071

6

0,287

2,762

0,3976

0,1401

0,4624

0,294

2,755

7

0,389

2,662

0,3521

0,1493

0,4987

0,389

2,662

8

0,291

2,758

0,4146

0,1533

0,4321

0,301

2,746

9

0,266

2,787

0,4357

0,1385

0,4258

0,266

2,787

10

0,490

2,583

0,4259

0,1205

0,4536

0,477

2,592

11

0,378

2,671

0,3880

0,1488

0,4632

0,378

2,671

12

0,794

2,412

0,3581

0,1556

0,4863

0,791

2,413

13

2,894

1,897

0,4060

0,1521

0,4419

2,941

1,890

14

0,784

2,416

0,3928

0,1974

0,4099

0,785

2,416

15

0,295

2,754

0,4187

0,1552

0,4261

0,299

2,748

16

0,288

2,762

0,4326

0,1578

0,4097

0,300

2,748

17

0,387

2,663

0,4036

0,1738

0,4227

0,390

2,661

107

αn 0,4509

Kết quả ở Bảng 4.4 với cả hai cấp độ cho thấy khả năng đẩy bục tầng phủ là khá nhỏ.

Trong các biến đầu vào: hệ số nền (αn) có ảnh hưởng lớn nhất đến xác suất sự cố đẩy

bục tầng phủ hạ lưu đê; tiếp theo là mực nước thượng lưu và thời gian duy trì mực

nước (t); các biến ngẫu nhiên khác có mức độ ảnh hưởng không đáng kể (Hình 4.15).

Hình 4.15 Ảnh hưởng của các BNN đến sự cố bục tầng phủ hạ lưu đê (đoạn 1)

- Xói ngầm dưới nền đê: kết quả tính toán khả năng xảy ra xói ngầm của 17 đoạn

đê được tổng ở Bảng 4.5 dưới đây.

Cấp độ II

Cấp độ III

Tỷ lệ ảnh hưởng (αi

2)

Đoạn đê số

β

β

P(Z<0) (%)

P(Z<0) (%)

d

ZTL

D70

1

2,864

1,901

0,404

0,553

0,043

2,873

1,900

2

1,704

2,119

0,394

0,602

0,004

1,707

2,118

3

1,895

2,076

0,227

0,767

0,006

1,845

2,087

4

1,329

2,218

0,290

0,701

0,009

1,330

2,217

5

0,296

2,752

0,467

0,533

0,000

0,312

2,734

6

0,241

2,819

0,251

0,749

0,000

0,233

2,830

7

1,168

2,267

0,381

0,605

0,014

1,212

2,253

8

0,279

2,771

0,361

0,627

0,012

0,231

2,833

9

0,151

2,965

0,382

0,617

0,001

0,162

2,945

10

0,170

2,929

0,266

0,586

0,148

0,169

2,932

11

0,742

2,436

0,369

0,631

0,000

0,551

2,542

12

0,178

2,915

0,319

0,680

0,000

0,176

2,919

13

0,152

2,964

0,454

0,521

0,025

0,163

2,942

14

0,695

2,460

0,312

0,682

0,006

0,684

2,465

15

0,378

2,671

0,335

0,664

0,000

0,361

2,686

16

0,796

2,411

0,318

0,681

0,001

0,923

2,356

17

4,442

1,702

0,316

0,683

0,001

0,445

2,616

108

Bảng 4.5 Kết quả tính toán xác suất xói ngầm dưới nền đê

Kết quả ở Bảng 4.5 cho thấy: xói ngầm có khả năng xảy ra cao ở một số đoạn đê. Tuy

nhiên, nếu tầng phủ hạ lưu không bị bục hoặc khuyết tật thì ít có khả năng xảy ra biến

dạng thấm ở nền đê.

Hình 4.16 Ảnh hưởng của các BNN đến sự cố xói ngầm dưới nền đê (đoạn 1)

Tỷ lệ ảnh hưởng của các BNN đến sự cố xói ngầm được thể hiện ở Hình 4.16. Trong

các BNN: ZTL và D70 có ảnh hưởng nhiều nhất đến xói ngầm; hệ số thấm và chiều dày

tầng phủ có mức độ ảnh hưởng ít hơn.

(iii). Khả năng trượt mái đê:

Theo phương trình (4.15), đê bị trượt mái khi Fs < 1. Để xác định hệ số an toàn Fs, các

phương pháp khác nhau đã được phát triển và đưa vào áp dụng trong các mô hình số học

khác nhau, chẳng hạn như Geo-Studio. Các mô hình số này được phân thành hai nhóm:

phương pháp cân bằng giới hạn và phương pháp phần tử hữu hạn. Phương pháp cân

bằng giới hạn đã được đề cập vào đầu những năm 1930 với phương pháp Fellenius tiếp

theo là Janbu, Bishop, Morgenstern và Price, và Spencer. Các phương pháp tiếp cận này

đã khảo sát các hệ số an toàn của mỗi mặt trượt (thường được giả định là: đường tròn,

mặt phẳng, hỗn hợp, mặt trượt khối) có xét hoặc không xét tới lực tương tác giữa các

mảnh, và cân bằng mô men hay cân bằng lực. Mặt trượt có hệ số an toàn nhỏ nhất được

xem là trường hợp có khả năng trượt cao nhất, chi tiết hơn có thể xem ở [90, 91]. Trong

khi đó, phương pháp phần tử hữu hạn xây dựng sự an toàn cho mỗi nút không có trong

một mặt trượt nhất định mà tập trung vào phân tích ứng suất - biến dạng, phân tích biến

dạng kết hợp với các ứng xử khác nhau của nền và nước ngầm, vùng biến dạng dẻo

109

được khoanh lại để xác định phạm vi mất ổn định, xem [92].

GeoDelft [93] đề xuất một phương pháp để giải bài toán với mực nước bất kỳ trong

phân tích độ tin cậy của đê. Từ phương trình (2.18) ta có:

(4.23)

Với Pf là xác suất sự cố trong phạm vi của mực nước thay đổi từ hmin đến hmax; hmax,

hmin là giá trị lớn nhất và nhỏ nhất của mực nước ở đoạn đê nghiên cứu; fh, FR là hàm

một độ xác suất và hàm phân phối tích lũy của mực nước và sức kháng của đoạn đê.

Sử dụng phần mềm Geo-Studio phân tích ổn định mái đê với số liệu đầu vào là các

biến ngẫu nhiên của tải trọng và sức kháng. Chi tiết các bước tính toán được trình bày

ở Phụ lục G. Bảng 4.6 tổng hợp kết quả xác suất của sự cố mất ổn định mái hạ lưu.

Hình 4.17 Nội suy giữa chỉ số độ tin cậy β và mực nước H, theo GeoDelft [93]

Bảng 4.6 Kết quả tính toán xác suất trượt mái đê với phân bố ngẫu nhiên của mực

TT

Đoạn đê tính toán

P(Z<0)

Chỉ số độ tin cậy (β)

1

Đoạn 01

7,306

5,872

2

Đoạn 02

4,723

3

Đoạn 03

5,662

4

Đoạn 04

5,738

5

Đoạn 05

5,864

6

Đoạn 06

6,342

7

Đoạn 07

5,565

8

Đoạn 08

1,378.10-13 2,151.10-9 1,159.10-6 7,458.10-9 4,789.10-9 2,255.10-9 1,132.10-10 1,310.10-8 7,750.10-9

5,650

9

Đoạn 09

110

nước lũ

TT

Đoạn đê tính toán

P(Z<0)

Chỉ số độ tin cậy (β)

10

Đoạn 10

5,019

11

Đoạn 11

5,737

12

Đoạn 12

5,266

13

Đoạn 13

5,337

14

Đoạn 14

4,448

15

Đoạn 15

5,634

16

Đoạn 16

4,935

17

Đoạn 17

2,591.10-7 4,826.10-9 6,974.10-8 4,730.10-8 4,327.10-6 8,786.10-9 4,013.10-7 9,121.10-7

4,772

Kết quả ở Bảng 4.6 cho thấy: xác suất trượt mái hạ lưu ở các đoạn đê khá nhỏ. Kết quả

tính toán phân tích ổn định mái đê theo phương pháp truyền thống cũng khẳng định

các đoạn đê nghiên cứu không bị mất ổn định do trượt mái hạ lưu.

4.2.2.4 Xác suất sự cố của phần tử cống

Các số liệu đầu vào phục vụ tính toán xác suất sự cố của cống dưới đê được tổng hợp

ở Phụ lục H, dưới đây là kết quả tính toán của 10 cống tiêu biểu dưới đê Hữu Hồng.

(i). Lũ tràn đỉnh cống:

Kết quả tính toán lũ tràn đỉnh cống, biến dạng thấm và kiểm tra khả năng chịu lực của

nền cống được tổng hợp trong các Bảng (4.7÷4.9) và Phụ lục H.

Cấp độ II

Cấp độ III

TT

Tên cống

TL ảnh hưởng (αi

2)

β

β

P(Z<0) (%)

P(Z<0) (%)

vw

ZTL

1 Cống trạm bơm Phù Sa

0,183

2,91 2,85*10-08

1,00

0,201

2,88

2 Cống tự chảy Phù Sa

0,215

2,85 8,93*10-08

1,00

0,209

2,86

3 Cống Cẩm Đình

0,795

2,41 4,53*10-07

1,00

0,743

2,44

4 Cống Bá Giang

1,750

2,11 2,47*10-06

1,00

1,814

2,09

5 Cống Đan Hoài

1,160

2,27 1,08*10-07

1,00

1,091

2,29

6 Cống Liên Mạc

1,635

2,14 5,11*10-07

1,00

1,542

2,16

7 Cống Yên Sở

0,306

2,74 5,68*10-07

1,00

0,317

2,73

8 Cống Đông Mỹ

0,125

3,02 2,41*10-05

1,00

0,133

3,00

9 Cống Bộ Đầu

0,072

3,19 8,23*10-07

1,00

0,071

3,19

10 Cống Khai Thái

0,098

3,10 1,75*10-06

1,00

0,102

3,08

111

Bảng 4.7 Xác suất tràn đỉnh cống

Kết quả ở Bảng 4.7 cho thấy xác suất xảy ra lũ tràn đỉnh cống: với cấp độ II, Pf =

(0,072÷1,635)%; với cấp độ III, Pf = (0,071÷1,814)%. Trong các BNN đầu vào, mực

nước thượng lưu có ảnh hưởng lớn nhất đến sự cố lũ tràn đỉnh, vận tốc gió có mức độ

ảnh hưởng không đáng kể.

(ii). Biến dạng thấm dưới nền cống

 Sự cố lớp gia cố hạ lưu cống bị đẩy bục: xác suất sự cố hạ lưu cống bị đẩy bục được

tổng hợp ở Bảng 4.8.

Cấp độ II

Cấp độ III

TT

Tên cống

Tỷ lệ ảnh hưởng (αi

2)

β

β

P(Z<0) (%)

P(Z<0) (%)

t

ZTL

αn

1 Cống trạm bơm Phù Sa

8,465 1,37

0,653

0,122

0,225

8,530

1,37

2 Cống tự chảy Phù Sa

0,027 3,46

0,637

0,167

0,196

0,077

3,17

3 Cống Cẩm Đình

1,786 2,10

0,553

0,203

0,244

1,752

2,11

4 Cống Bá Giang

0,024 3,50

0,526

0,271

0,203

0,073

3,18

5 Cống Đan Hoài

3,102 1,87

0,604

0,179

0,217

3,329

1,83

6 Cống Liên Mạc

5,038 1,64

0,616

0,152

0,232

5,194

1,63

7 Cống Yên Sở

0,675 2,47

0,595

0,142

0,263

0,723

2,45

8 Cống Đông Mỹ

0,015 3,62

0,674

0,108

0,218

0,071

3,19

9 Cống Bộ Đầu

0,001 4,26

0,688

0,123

0,189

0,058

3,25

10 Cống Khai Thái

0,071 3,19

0,701

0,102

0,197

0,118

3,04

Bảng 4.8 Xác suất xảy ra sự cố đẩy bục ở hạ lưu cống

Xác suất để lớp gia cố hạ lưu cống bị đẩy bục như sau: ở cấp độ II, Pf =

(0,001÷8,465)%; với cấp độ III, Pf = (0,058÷8,530)%. Mức độ ảnh hưởng của các

BNN đầu vào đến sự cố đẩy bục hạ lưu được thể hiện ở Hình 4.18 (cống trạm bơm

Phù Sa), trong đó: ZTL có ảnh hưởng nhiều nhất đến xác suất xảy ra sự cố đẩy bục tầng

phủ (52÷70%); hệ số nền (αn) có tỷ lệ ảnh hưởng (10÷27%); thời gian duy trì mực

112

nước có mức ảnh hưởng (19÷26%).

Hình 4.18 Ảnh hưởng của các BNN đến sự cố đẩy bục lớp gia cố hạ lưu cống

 Sự cố xói ngầm dưới nền cống:

Cấp độ II

Cấp độ III

TT

Tên cống

Tỷ lệ ảnh hưởng (αi

2)

β

β

P(Z<0) (%)

P(Z<0) (%)

k

ZTL

Bảng 4.9 Xác suất xảy ra xói ngầm dưới nền cống

1 Cống trạm bơm Phù Sa

3,925 1,76

0,493

0,091 0,416

3,922

1,76

2 Cống tự chảy Phù Sa

0,415 2,64

0,456

0,054 0,489

0,416

2,64

3 Cống Cẩm Đình

3,015 1,88

0,500

0,069 0,431

2,281

2,00

4 Cống Bá Giang

0,483 2,59

0,518

0,048 0,434

0,446

2,62

5 Cống Đan Hoài

0,515 2,57

0,490

0,049 0,461

0,582

2,52

6 Cống Liên Mạc

2,336 1,99

0,387

0,091 0,521

2,312

1,99

7 Cống Yên Sở

0,249 2,81

0,499

0,157 0,345

0,273

2,78

8 Cống Đông Mỹ

0,614 2,50

0,553

0,024 0,423

0,660

2,48

9 Cống Bộ Đầu

0,526 2,56

0,508

0,031 0,461

0,500

2,58

10 Cống Khai Thái

0,341 2,71

0,582

0,051 0,367

0,360

2,69

D70

Theo Bảng 4.9, xác suất xảy ra xói ngầm dưới nền cống: ở cấp độ II, Pf =

(0,249÷3,925)%; β =(2,81÷1,76); với cấp độ III, Pf =(0,273÷3,922)%; β =(2,87÷1,76).

Ảnh hưởng của các BNN đến sự cố xói ngầm dưới nền các cống như sau: ZTL có mức

ảnh hưởng (39÷58)%; ảnh hưởng của D70 là (34÷52%); hệ số thấm (k) mức ảnh hưởng

(2÷16%). Hình 4.19 dưới đây thể hiện mức độ ảnh hưởng của các BNN đến xác suất

113

sự cố của cống trạm bơm Phù Sa.

Hình 4.19 Ảnh hưởng của các BNN đến xác suất sự cố xói ngầm dưới nền cống

(iii). Sự cố nền cống không đủ khả năng chịu tải:

Cấp độ II

Cấp độ III

TT

Tên cống

2)

Tỷ lệ ảnh hưởng (αi

β

β

P(Z<0) (%)

P(Z<0) (%)

Bảng 4.10 Xác suất xảy ra sự cố nền cống không đủ khả năng chịu tải

1 Cống trạm bơm Phù Sa

0,185 2,90

0,042

0,101

0,857

0,178

2,91

2 Cống tự chảy Phù Sa

0,133 3,00

0,036

0,122

0,842

0,138

2,99

3 Cống Cẩm Đình

1,155 2,27

0,013

0,126

0,861

1,208

2,25

4 Cống Bá Giang

0,681 2,47

0,032

0,113

0,855

0,613

2,50

5 Cống Đan Hoài

0,181 2,91

0,032

0,133

0,835

0,160

2,95

6 Cống Liên Mạc

4,701 1,67

0,013

0,101

0,886

5,035

1,64

7 Cống Yên Sở

0,131 3,01

0,062

0,101

0,837

0,155

2,96

8 Cống Đông Mỹ

0,796 2,41

0,054

0,107

0,839

0,758

2,43

9 Cống Bộ Đầu

0,124 3,03

0,060

0,104

0,836

0,137

3,00

10 Cống Khai Thái

0,095 3,11

0,022

0,110

0,869

0,097

3,10

tb d 

Trong Bảng 4.10: Pf = (0,124÷4,701)% với cấp độ II; và Pf = (0,137÷5,035)% với cấp

độ III. Trong các BNN, góc ma sát trong (φ) có chiếm tỷ lệ ảnh hưởng lớn nhất đến

114

xác suất sự cố nền cống không đủ khả năng chịu tải (> 80%), xem Hình 4.20.

Hình 4.20 Ảnh hưởng của các BNN đến sự cố nền cống mất khả năng chịu tải

4.2.3 Xác suất sự cố của hệ thống đê

Hệ thống công trình phòng lũ đê Hữu Hồng trong nghiên cứu này được sơ họa trên

Hình 4.5. Có thể coi đây là hệ thống nối tiếp gồm 17 đoạn đê, trong mỗi đoạn lại được

cấu thành bởi phần tử đê và phần tử cống.

4.2.3.1 Độ tin cậy của hệ thống khi chưa xét đến hiệu ứng chiều dài

Xác xuất sự cố của từng phần tử: trên đây đã xác định được giá trị xác suất sự cố của

từng cơ chế phá hoại của mỗi phần tử thuộc hệ thống (đê hoặc cống dưới đê). Nếu tất

cả các sự kiện: tràn, đẩy bục, xói ngầm, trượt mái và sức chịu tải là độc lập thống kê

thì xác suất sự cố của mỗi phần tử bằng tổng xác suất của các sự cố (tràn; đẩy bục; xói

ngầm; trượt mái; sức chịu tải).

Xác suất sự cố của một đoạn đê: một đoạn đê được cấu thành bởi phần tử đê và các

phần tử cống, các phần tử này làm việc theo sơ đồ nối tiếp và nếu mỗi phần tử là độc

lập thống kê thì xác suất sự cố của một đoạn đê được xác định thông qua phương trình

(2.24): bằng tổng xác suất sự cố của các phần tử thuộc đoạn đê đó.

Xác suất sự cố của hệ thống: hệ thống gồm 17 đoạn đê làm việc theo sơ đồ ghép nối tiếp,

do đó xác suất sự cố của cả hệ thống bằng tổng xác suất sự cố của 17 đoạn đê. Kết quả

115

tính toán xác suất của hệ thống được thể hiện ở Bảng 4.11.

Bảng 4.11 Tổng xác suất sự cố của các đoạn đê và của cả hệ thống

Xác xuất sự cố

Trượt mái

Tràn đỉnh

BDT

Tổng

Đoạn tính toán

Phần tử thuộc đoạn

tr

xn

od

Pf

đb.Pf

Pf

Sức chịu tải SCT Pf

Chiều dài đoạn (m)

Pf

Đoạn 1

3000

Đoạn 2

5230

Đoạn 3

7000

Đoạn 4

2000

Đoạn 5

6200

Đoạn 6

7710

Đoạn 7

11600

Đoạn 8

1400

Đoạn 9

2000

Đoạn 10

8200

Đoạn 11

3400

Đoạn 12

6200

Đoạn 13

2200

Đoạn 14

17000

Đoạn 15

1300

Đoạn 16

14700

Đoạn 17

1900

Tổng XS đoạn Đê Tổng XS đoạn Đê Cống trạm bơm Phù Sa Cống tự chảy Phù Sa Tổng XS đoạn Đê Cống Cẩm Đình Tổng XS đoạn Đê Tổng XS đoạn Đê Tổng XS đoạn Đê Cống Bá Giang Cống Đan Hoài Tổng XS đoạn Đê Cống Liên Mạc Tổng XS đoạn Đê Tổng XS đoạn Đê Tổng XS đoạn Đê Tổng XS đoạn Đê Tổng XS đoạn Đê Cống Yên Sở (1&2) Tổng XS đoạn Đê Tổng XS đoạn Đê Cống Đông Mỹ Tổng XS đoạn Đê Cống Bộ Đầu Tổng XS đoạn Đê Cống Khai Thái Tổng XS đoạn Đê

0,003738 0,000077 1,38*10-13 0,005106 0,000112 2,15*10-06 0,002014 0,003345 0,002091 0,000003 0,093800 0,000065 1,16*10-06 0,007425 0,000400 0,077200 0,000035 7,46*10-09 0,015069 0,000060 4,79*10-09 0,009400 0,000007 2,26*10-09 0,018139 0,000003 0,010906 0,000194 0,001136 0,000047 1,13*10-10 0,015421 0,001201 0,001165 0,000007 1,31*10-08 0,002379 0,000004 7,75*10-09 0,006247 0,000008 2,59*10-07 0,003590 0,000021 4,83*10-09 0,000222 0,000014 6,97*10-08 0,003174 0,000020 0,004401 0,000048 4,73*10-08 0,000704 0,000054 4,33*10-06 0,001334 0,000005 0,002609 0,000011 8,79*10-09 0,000713 0,000003 0,004808 0,000028 4,01*10-07 0,001018 0,000004 0,005705 0,000017 9,12*10-07

0,00178 0,00138 0,01208 0,00613 0,00160 0,05035 0,00155 0,00758 0,00137 0,00974

Tổng cộng

ht Pf 0,38% 0,38% 1,58% 0,52% 0,71% 0,35% 11,38% 9,39% 1,99% 7,72% 7,72% 1,51% 1,51% 4,64% 0,94% 2,43% 1,27% 6,82% 0,12% 6,70% 0,12% 0,12% 0,24% 0,24% 0,63% 0,63% 0,36% 0,36% 0,50% 0,02% 0,47% 0,44% 0,44% 0,97% 0,08% 0,89% 0,47% 0,26% 0,21% 1,56% 0,48% 1,08% 0,57% 0,57% 39,89%

116

4.2.3.2 Độ tin cậy của hệ thống khi xét đến ảnh hưởng của hiệu ứng độ dài

Ở phần trên, xác suất sự cố của đoạn đê đã được xác định với giả thiết cả đoạn đê đồng

nhất và sự biến đổi các tham số đầu vào tại mọi điểm trên đoạn đều tuân theo quy luật

ngẫu nhiên nhất định. Tuy nhiên, các biến số đều có sự biến đổi có quy luật trong đoạn

đê đồng nhất đó và thể hiện qua giá trị hàm tương quan của mỗi đại lượng. Khi xét tới

hiệu ứng của độ dài (chiều dài của đoạn đê trong nghiên cứu này), xác suất sự cố sẽ

tăng lên, rủi ro sẽ cao hơn (xem Hình 2.19). Ảnh hưởng của hiệu ứng chiều dài đến

i ở phương trình (2.31).

xác suất sự cố đã được trình bày ở mục 2.5.9, để tính được xác suất sự cố của mỗi

đoạn đê thì cần xác định hệ số ảnh hưởng của chiều dài fL

(4.24)

Trong (4.24): βi là chỉ số độ tin cậy của cơ chế “i” khi chưa xét đến hiệu ứng độ dài; Li

i của Mai Văn Công [94] và Phạm Quang Tú

là chiều dài của đoạn đê nghiên cứu; i là hệ số ảnh hưởng; di là chiều dài tương quan.

Ở đây kế thừa phương pháp xác định fL

[37] với các giá trị βi; i; Li và di được cập nhật mới cho đê Hữu Hồng ở nghiên cứu

tr thì xác suất tràn đỉnh có kể

này.

tr_L:

Nếu gọi xác suất sự cố tràn đỉnh của đoạn đê thứ i là Pf

tr

đến hiệu ứng chiều dài sẽ là Pf

tr_L = Pf

tr.fL

(4.25) Pf

đb

Tương tự, xác suất sự cố biến dạng thấm:

BDT_L = Pf

BDT.fL

đb; (trường hợp này giả thiết cơ chế đẩy bục và xói ngầm là

(4.26) Pf

BDT = Pf

xn. Pf

Trong đó: Pf

độc lập thống kê).

od

od_L = Pf

od.fL

Và trượt mái: (4.27) Pf

od_L

Xác suất của cả hệ thống đê Hữu Hồng:

ht = Pf

tr_L + Pf

BDT_L + Pf

(4.28) Pf

117

Kết quả tính toán được tổng hợp ở Bảng 4.12.

Bảng 4.12 Tổng hợp kết quả tính xác suất sự cố của đê khi xét đến hiệu ứng chiều dài

Xác xuất sự cố

Tràn đỉnh

BDT

Trượt mái

Tổng

Đoạn đê

Phần tử thuộc đoạn

Chiều dài đoạn (m)

fL

tr

tr_L

xn

BDT_L

od

Pf

od_L

Sức chịu tải SCT Pf

Pf

Pf

fL

Pf

fL

Tổng XS đoạn

ht 0,49%

3000

Đoạn 1

Đê

1,30

0,0049

1,14

0,000088

2,93

0,49%

4,0*10-13

Tổng XS đoạn

2,21%

Đê

2,17 0,0111

3,33

0,000374

3,68

1,15%

7,9*10-06

5230

Đoạn 2

Cống trạm bơm Phù Sa

0,0020

0,003345

0,00178

0,71%

Cống tự chảy Phù Sa

0,0021

0,000003

0,00138

0,35%

Tổng XS đoạn

24.81%

7000

Đê

Đoạn 3

Cống Cẩm Đình

5,1*10-06

0,01208

22.82% 1,99%

2.43 0.2279 0,0074

3.87

0.000253 0,000400

4,41

Tổng XS đoạn

7,99%

2000

Đoạn 4

Đê

1,03

0,0798

1,10

0,000039

1,52

1,1*10-08

7,99%

Tổng XS đoạn

3,31%

6200

Đoạn 5

Đê

2,17

0,0327

5,32

0,000319

4,74

2,3*10-08

3,31%

Tổng XS đoạn

6,78%

Đê

3,27

0,0308

6,95

0,000048

5,98

1,4*10-08

3,08%

7710

Đoạn 6

Cống Bá Giang

0,0181

0,000003

0,00613

2,43%

Cống Đan Hoài

0,0109

0,000194

0,00160

1,27%

Tổng XS đoạn

7,37%

11600

Đê

5,55

0,0063

9,45

0,000445

9,79

1,1*10-09

0,67%

Đoạn 7

Cống Liên Mạc

0,0154

0,001201

0,05035

6,70%

Tổng XS đoạn

0,13%

1400

Đoạn 8

Đê

1,13

0,0013

1,99

0,000014

1,05

1,4*10-08

0,13%

Tổng XS đoạn

0,29%

2000

Đoạn 9

Đê

1,20

0,0029

1,39

0,000006

1,52

1,2*10-08

0,29%

Tổng XS đoạn

1,76%

8200

Đoạn 10

Đê

2,81

0,0175

4,94

0,000040

5,49

1,4*10-06

1,76%

Tổng XS đoạn

0,49%

3400

Đoạn 11

Đê

1,34

0,0048

1,92

0,000040

2,61

1,3*10-08

0,49%

Tổng XS đoạn

0,54%

6200

Đê

2,66

0,0006

4,04

0,000056

4,36

3,0*10-07

0,06%

Đoạn 12

Cống Yên Sở (1&2)

0,0032

0,000020

0,00155

0,47%

Tổng XS đoạn

0,54%

2200

Đoạn 13

Đê

1,22

0,0054

1,40

0,000067

1,58

7,5*10-08

0,54%

Tổng XS đoạn

1,37%

17000

Đê

6,18

0,0043

7,63

0,000410 10,05

4,4*10-05

0,48%

Đoạn 14

Cống Đông Mỹ

0,0013

0,000005

0,00758

0,89%

Tổng XS đoạn

0,51%

1300

Đê

1,13

0,0030

1,92

0,000021

2,00

1,8*10-08

0,30%

Đoạn 15

Cống Bộ Đầu

0,0007

0,000003

0,00137

0,21%

Tổng XS đoạn

3,72%

14700

Đê

5,44

0,0261 11,16

0,000309

9,66

3,9*10-06

2,65%

Đoạn 16

Cống Khai Thái

0,0010

0,000004

0,00974

1,08%

Tổng XS đoạn

0,68%

1900

Đoạn 17

Đê

1,19

0,0068

1,24

0,000021

1,22

1,1*10-06

0,68%

Tổng cộng

62,98%

118

4.3 Phân tích an toàn đê dưới trận lũ thiết kế trong bối cảnh BĐKH

4.3.1 Đặt vấn đề

Kết quả tính toán lũ thiết kế khi xét đến BĐKH, NBD ở Chương 2 đã cho thấy thời

gian duy trì lũ (trên báo động III tại Sơn Tây và Hà Nội) kéo dài (175÷180) giờ; mực

nước lũ thiết kế tại các vị trí trọng điểm trên sông xấp xỉ mực nước lớn nhất quy định

trong các tiêu chuẩn phòng lũ hiện hành. Mặc dù trong trường hợp bất lợi, mực nước

lũ thiết kế chưa vượt ngưỡng cho phép nhưng nền đê sông Hồng có địa chất phức tạp

và nhạy cảm với BDT [11, 52, 84] nên tiềm ẩn nhiều nguy cơ mất an toàn đê khi chịu

tác động của lũ dâng cao và kéo dài. Trong phần này, tác giả đi sâu phân tích an toàn

đê dưới trận lũ điển hình thông qua việc đánh giá về xói ngầm trên cơ sở kết quả tính

toán lũ có xét đến BĐKH ở Chương 2 và thí nghiệm thấm ngang trong phòng ở

Chương 3.

4.3.2 Nghiên cứu trong phòng

Thí nghiệm thấm ngang đã thiết lập được các phương trình dự báo sự phát triển của

chiều dài ống xói theo thời gian Lx, t = f(t) (thể hiện ở các phương trình từ 3.1÷3.6).

Liên hệ với thực tiễn ở nền đê, khi gặp điều kiện thuận lợi, đùn sủi diễn ra ở hạ lưu sẽ

dẫn đến sự hình thành ống xói. Khi lũ dâng cao hoặc tiếp tục được duy trì thì ống xói

sẽ phát triển. Đê bắt đầu trong tình trạng nguy hiểm khi chiều dài ống xói đạt đến Lx-gh;

khi Lx,t = L0 (đạt cực đại) lượng cát thoát ra rất lớn sẽ dẫn tới đê bị sụt lún, võng

xuống, nước lũ tràn qua đỉnh làm xói mái hạ lưu và gây ra vỡ đê. Hình 4.21 minh họa

cho sự xuất hiện ống xói dưới nền đê, có thể thấy khi ống xói phát triển theo thời gian

(Lx,t) thì chiều dài đường thấm ban đầu (L0) sẽ giảm dần đến Lt; (Lt = L0 – Lx,t).

119

Hình 4.21 Sơ đồ đường xói phát triển theo thời gian

Từ phương trình (4.8), nếu đặt Hc = mp.Hc = mp.Lt.FR.FS.FG.C = Lt.m thì hàm tin cậy

được viết thành:

(4.29) Z = Hc - H

Trên Hình 3.20, có thể chia ra các thời đoạn phát triển của ống xói như sau:

- Thời đoạn ban đầu (0 ≤ t < ts), ống xói chưa hình thành:

(4.30) Hc = L0.m

- Thời đoạn thứ hai (ts ≤ t < tf), ống xói hình thành (0 < Lx,t < L0):

(4.31) Hc = Lt.m = (L0 – Lx,t).m

- Thời đoạn thứ ba (t = tf), ống xói đạt cực đạt Lx,t = L0 → Hc = 0.

Như vậy, có thể thấy rằng khi tồn tại ống xói dưới nền đê thì Hc sẽ giảm, điều này

dẫn tới hàm tin cậy (Z) ở phương trình (4.8) cũng suy giảm, hay xác suất sự cố xảy ra

xói ngầm dưới nền đê P(Z<0) sẽ tăng lên. Hiện tượng này được mô phỏng bằng Hình

4.22 dưới đây.

Hình 4.22 Sự suy giảm của chiều dài đường thấm và phát triển của chiều dài ống xói

theo thời gian ứng với một trận lũ

4.3.3 Nghiên cứu hiện trường

Số liệu thống kê sự cố dọc đê Hữu Hồng [8, 10, 15], từ năm 1978 đến năm 2010 (xem

mục 1.1.2.2 Chương 1) cho thấy gradient đùn sủi hiện trường là khá nhỏ (xem Phụ lục

120

B). Phải chăng đã có sự tồn tại những vùng xốp rỗng trong lớp cát dưới nền đê. Điều

này có thể được lý giải như sau: vào mùa lũ áp lực của dòng thấm ở những trận lũ trong

quá khứ đã gây ra hiện tượng đùn sủi, khi đó một lượng cát đã bị dòng thấm đùn đẩy ra

ngoài hạ lưu; vào mùa kiệt khi mực nước sông hạ thấp, nước ngầm có xu thế chảy

ngược ra sông mang theo cát của tầng chứa nước (Hình 4.23). Hiệu ứng tích lũy này

cũng đã được nhắc đến qua số liệu vỡ đê lưu vực sông Sacramento ở Mỹ.

Hình 4.23 Dòng chảy trong tầng cát dưới nền đê trong mùa lũ và mùa khô

Khu vực đê Sen Chiểu (Phúc Thọ) là vùng trọng điểm về đùn sủi, để đảm bảo an toàn

cho đê, một loạt giếng đào giảm áp đã được bố trí ở phía hạ lưu, mặc dù có những hạn

chế nhất định trong công tác bảo dưỡng nhưng cho đến nay hệ thống giếng giảm áp

được đánh giá là hoạt động hiệu rất hiệu quả. Nghiên cứu sự tồn tại của ống xói dưới

nền đê, tác giả đã lựa chọn khu vực đê Sen Chiểu (đoạn Km32+322÷Km32+512) và

sử dụng phương pháp đo sâu điện đa cực (địa vật lý) để tiến hành khảo sát ở khu vực

này. Thời gian đo là tháng 12/2016, bố trí ba tuyến đo (T1, T2 và T3; phạm vi từ chân

đê hạ lưu đến hàng giếng giảm áp), cụ thể được thể hiện ở các Hình 4.24 và 4.25.

121

Hình 4.24 Sơ đồ tuyến khảo sát địa vật lý đoạn đê Sen Chiểu (Km32+322÷Km32+512)

Hình 4.25 Vị trí các tuyến khảo sát

Vùng cát xốp

Kết quả khảo sát ba tuyến T1, T2 và T3 được thể hiện ở các Hình (4.26÷4.28).

Vùng cát xốp

Hình 4.26 Kết quả khảo sát tại tuyến đo T1

Vùng cát xốp

Hình 4.27 Kết quả khảo sát tại tuyến đo T2

122

Hình 4.28 Kết quả khảo sát tại tuyến đo T3

Ở các Hình (4.26÷4.28), vùng màu đỏ có điện trở suất lớn hơn các vùng còn lại. Đây là

vùng dị thường có thể do tầng cát khi chịu tác động tích lũy của dòng thấm dẫn đến các

hạt mịn đã bị rửa trôi để lại môi trường xốp hơn so với các vùng khác. Với nhận định

Vùng cát xốp

này, tác giả xây dựng hình ảnh 3D thể hiện các vùng xốp như Hình 4.29 dưới đây.

Hình 4.29 Hình ảnh 3D mô phỏng các vùng xốp cục bộ dưới nền đê

4.3.4 Sự suy giảm và độ trễ thời gian của áp lực thấm

Trên Hình 4.22, thời điểm đê gặp sự cố không xảy ra cùng với thời điểm lũ đạt đỉnh

mà diễn ra sau đó một khoảng thời gian (Ttrễ) và cột áp thấm suy giảm một một lượng

là δh; đây cũng là thời điểm chiều dài ống xói đạt cực đại (Lx,t = L0) và giá trị của xác

suất sự cố xói ngầm là lớn nhất. Độ trễ và sự suy giảm cột áp thấm được đề cập đến

trong các nghiên cứu của Barends [95]; Marsland và Randolph [96]. Xét hai điểm A và

B (khoảng cách A-B là x) trên mặt cắt ngang đê như Hình 4.30. Theo Barends [95], áp

lực nước phía sông (tại A) và áp lực tương ứng trong tầng chứa nước (tại B) như sau:

(4.32) PA = P0.cos (ωt)

(4.33) PB =

Trong đó: PA, PB lần lượt là áp lực nước ngoài sông và trong tầng chứa nước; P0 là

biên độ; ω, φ, t là các tham số của hàm tuần hoàn; λw là hệ số rò rỉ tuần hoàn; a là tham

123

số (xem thêm ở [95]).

Phương trình (4.33) chỉ ra rằng áp lực nước lũ ngoài sông truyền vào tầng chứa nước

với biên độ suy giảm là e(-x/λω) và độ trễ thời gian là ax/λω.

Hình 4.30 Sự suy giảm và độ trễ thời gian của áp lực nước [95]

Độ trễ có ý nghĩa quan trọng trong nghiên cứu an toàn đê. Phạm Quang Tú [37] , đã

xác định được thời gian trễ Ttrễ = 38 giờ cho một trường hợp nghiên cứu trên hệ thống

đê sông Hồng. Thực tế, thời điểm vỡ đê Cống Thôn (ngày 23/8/1971) trên địa bàn

huyện Gia Lâm đã trễ so với thời điểm lũ sông Hồng đạt đỉnh khoảng 18 giờ và mực

nước sông khi sự cố xảy ra đã rút xuống thấp hơn so với đỉnh lũ khoảng 40cm. Từ

những căn cứ trên, kiến nghị chọn thời gian trễ Ttrễ = 24 giờ trong đánh giá an toàn và

quản lý bảo vệ đê điều.

4.3.5 Thiết lập phương trình dự báo sự phát triển của chiều dài ống xói hiện trường

Ống xói dưới nền đê là kết quả của hiệu ứng tích lũy của sự cố đùn sủi và biến dạng

thấm đã diễn ra [97]. Sự tồn tại của ống xói trong tầng chứa nước dưới nền đê tiềm ẩn

nguy cơ gây mất an toàn cho đê trong mùa lũ, ngay cả khi mực nước sông chưa đạt

đỉnh lũ, sự cố vỡ đê Vân Cốc năm 1986 là một ví dụ điển hình. Các nghiên cứu [37,

98] đã chỉ ra rằng, chiều dài đường thấm giảm dần là mô hình có thể diễn tả được hiện

tượng trên. Nếu gọi chiều dài đường thấm ban đầu là L0; Lx,t và Lt lần lượt là chiều dài

ống xói và chiều dài đường thấm còn lại ở thời gian t (xem Hình 4.21 và 4.22) thì:

(4.34) Lt = L0 – Lx,t

Ở Chương 3, với mô hình thí nghiệm thấm ngang trong phòng đã thiết lập được các

phương trình dự báo sự phát triển của chiều dài ống xói theo thời gian (3.1÷3.6). Tổng

quát hóa, đây là các phương trình đường parabol (Lx,t = at2+bt+c), theo đó nếu biết quá

trình nước dâng [hoặc chênh lệch cột nước là H = f(t)] hoàn toàn có thể dự báo được

124

chiều dài ống xói Lx,t.

Việc dự báo diễn biến xói ngầm tại hiện trường thông qua mô hình vật lý thí nghiệm

trong phòng là vấn đề khó và đang được các nhà nghiên cứu quan tâm. Trong nghiên

cứu này, kế thừa phương pháp tiếp cận của [36, 37, 98] sử dụng hệ số mô hình và sự

cố vỡ đê trong quá khứ để hiệu chỉnh mô hình thí nghiệm trong phòng. Từ thí nghiệm

mô hình, diễn biến hiện tượng xói ngầm cũng như các quan hệ giữa chênh cao mực

nước với chiều dài ống xói, và diễn biến chiều dài ống xói theo thời gian đã được thiết

lập. Ngoài ra, sự cố đê vỡ đê Vân Cốc có liên hệ mật thiết với hiện tượng đùn sủi cát

(“hóa lỏng”) tại chân đê phía đồng [11, 99]. Do vậy, tác giả sẽ sử dụng diễn biến sự cố

vỡ đê ở Vân Cốc để hiệu chỉnh mô hình thí nghiệm trong phòng, từ đó có cơ sở dự báo

cho các đoạn đê lân cận.

4.3.5.1 Tương quan giữa chiều dài ống xói và chênh cao cột nước qua mô hình thí nghiệm trong phòng

[Sellmeijer [35], Silvis [100]] có trình bày tương quan giữa chênh cao cột áp với chiều

(a) Kết quả TN của Silvis [100]

dài ống xói dựa vào thí nghiệm mô hình vật lý trong phòng, xem Hình 4.31a.

(c) Cát xốp

(d) Cát chặt vừa

(b) Tổng hợp kết quả TN của cát Sen Chiểu

125

Hình 4.31 Tương quan giữa chiều dài ống xói và chênh cao áp lực

Qua thí nghiệm trong phòng, tương quan giữa Lx,t và H được trình bày trong Hình 4.31

và được thống kê cho các loại cát thí nghiệm trong Bảng 4.13 (chi tiết hơn xem Phụ lục

D). Theo đó, tương quan giữa chúng được lựa chọn là tuyến tính cho toàn bộ giai đoạn

phát triển ống xói làm cơ sở dự báo mức độ phát triển ống xói ngoài thực địa.

Bảng 4.13 Tổng hợp các tham số tương quan giữa Lxt và H

Các hệ số (*) STT Loại cát A B Ghi chú

1 Chặt 0,3281 22,523

2 Chặt vừa 0,4227 11,862

3 Xốp 0,4119 8,975

(*) trong đó phương trình tương quan được định nghĩa là H = A.Lx,t + B

4.3.5.2 Đề xuất mô hình dự báo tốc độ phát triển ống xói ngoài hiện trường

Sự phát triển chiều dài ống xói dưới nền đê theo thời gian đã được quan sát và dự báo

thông qua mô hình thí nghiệm thấm ngang ở Chương 3 và phương trình tương quan

giữa H và Lx,t tại Bảng 4.13. [Stive, van Koningsveld [21], Sellmeijer [35], Phạm

Quang Tú [37]] đều khái quát hóa sự phát triển ống xói phụ thuộc vào hai nhân tố

chính, đó là đặc tính của môi trường nền đất sẽ xảy ra xói ngầm và chênh cao cột nước

tác dụng. Tổng quát hóa phương trình tương quan dự báo chiều dài ống xói ngoài hiện

trường có thể trình bày dưới dạng sau:

(4.35) Lx_ht = .n.Lx_tn

Trong đó: Lx_ht là chiều dài ống xói hiện trường (m); αn là hệ số nền (m.giờ-0,5), xem

trong [37, 101];  là hệ số mô hình, biểu thị cho mối tương quan giữa chiều dài ống

xói từ kết quả thực nghiệm trong phòng và ống xói thực tế ngoài hiện trường; Lx_tn là

chiều dài ống xói thí nghiệm trong phòng có tương quan với chênh cao cột nước giữa

thượng lưu và hạ lưu; hệ số n được xác định như sau:

(4.36)

126

(4.37)

Trong phương trình (4.36) và (4.37): H0, x, t lần lượt là độ sâu cột nước, khoảng cách

từ vị trí đang xét đến chân đê thượng lưu, t là thời gian duy trì mực nước sông đều đã

biết (xem Hình 4.21); erfc-1 là hàm ngược của hàm erfc (erfc = 1 - erf; erf = error

function); H(x,t) là độ sâu cột nước tại vị trí x, được xác định từ điều kiện cân bằng

giới hạn của cát trong tầng chứa nước dưới nền đê.

Chiều dài đường xói trong phòng thí nghiệm có thể được viết lại dưới dạng sau:

(4.38)

Trong đó: B =Ho; A, B là các tham số của phương trình trong Bảng 4.13. Thay vào

phương trình (4.35) ta có:

(4.39)

vớiH là chênh cao cột nước thượng và hạ lưu.

4.3.5.3 Hiệu chỉnh mô hình dự báo xói ngầm qua sự cố vỡ đê Vân Cốc năm 1986

Đê Vân Cốc thuộc tuyến đê Hữu Hồng trên địa bàn tỉnh Hà Tây (cũ), nay thuộc Hà

Nội mở rộng có nhiệm vụ chống lũ trên sông Hồng ở mức độ nhất định và chấp nhận

tràn khi mực nước lũ ở Hà Nội vượt quá cao trình +13,4m và được dự báo có nguy cơ

uy hiếp khu vực Hà Nội. Khi đó, nước sẽ tràn qua đê ở những khu vực đã ấn định

(Km36÷Km38) và tiêu thoát xuống sông Đáy để hạ thấp mực nước lũ tại Hà Nội. Năm

1986, đê Vân Cốc đoạn Km9+385 bị vỡ khi mực nước sông còn thấp hơn báo động III

khoảng 0,4m. Nguyên nhân vỡ đê đã được phân tích, đánh giá chi tiết ở [8] và hiện

tượng đùn sủi trong lớp cát dưới nền đê được xem là nguyên nhân chủ yếu. Sơ đồ diễn

biến vỡ đê được thể hiện ở Hình 4.32.

127

Hình 4.32 Đùn sủi dẫn đến vỡ đê Vân Cốc

Đê Vân Cốc đã bị vỡ ngày 28/7/1986, khoảng 70 giờ sau khi đùn sủi xuất hiện. Mực

nước tại thời điểm đó tiếp tục tăng lên 64cm đến khi đạt đỉnh lũ ở cao trình +14,64m.

Diễn biến vỡ đê Vân Cốc được minh họa ở Hình 4.32 như sau: 4 giờ sáng ngày 25/7

(báo động II) tại Km9+410 xuất hiện một giếng sủi đường kính (5÷6)cm cách chân đê

hạ lưu 30m (vị trí 1); 10 giờ ngày 26/7 xuất hiện lỗ sủi thứ hai đường kính 6cm cách

chân đê 25m (vị trí 2); 13 giờ 45 phút ngày 27/7 phát hiện lỗ sủi thứ ba đường kính

(8÷10)cm cách chân đê 70m (vị trí 3); đến 1 giờ 25 phút ngày 28/7 xảy ra nứt bục đê

tại Km9+385, 2 giờ 40 phút đê bị đứt gẫy và lún xuống rất nhanh, 3 giờ 10 phút nước

lũ đã tràn qua chỗ vỡ, đến 11 giờ đoạn vỡ dài 50m mà không thể ứng cứu [8].

Địa tầng nền đê gồm các lớp: sét pha (3b) có chiều dày trung bình 4m, chống thấm tốt;

cát bụi (3c) dày trung bình (1÷2,5)m có khả năng xói ngầm cao; cát mịn (3d) dày

(2÷8)m [99], nhạy cảm về BDT.

Để hiệu chỉnh mô hình dự báo chiều dài ống xói tăng dần theo thời gian, cần xác định

các tham số: đặc tính thấm của nền (hệ số ); phương trình chênh cao mực nước sông

(H); kích thước hình học của đê; địa tầng; vị trí đùn sủi; thời gian xuất hiện xói ngầm

và thời điểm đê vỡ. Từ phương trình (4.39), hệ số mô hình  sẽ được tính toán theo

biểu thức:

(4.40)

Bảng 4.14 Các tham số đầu vào hiệu chỉnh mô hình dự báo xói ngầm qua trận vỡ đê

Tham số

TT

Tham số

Ghi chú

p1

p2

p3

0,249

5,799

13,10 Phân bố GEV(k,,)

1 Hệ số nền, n (m.giờ-0.5)

2

72,56

Giá trị cực đại khi đê vỡ

Chiều dài ống xói ngoài hiện trường, Lx_ht (m)

3

14,00

Giá trị tất định

Cao trình mực nước khi vỡ đê, H (m)

4

12,40

Mực nước sông tương đương báo động 2

Cao trình mực nước khi bắt đầu đùn sủi, Ho (m)

128

Vân Cốc năm 1986

Kết quả tính toán phân bố cho thấy, hệ số mô hình có cùng phân bố GEV (General

Extreme Values) với các tham số lần lượt là: k = 0,0074; = 0,8510; = 1,8027.

Hình 4.33 Phân bố xác sất của hệ số  dự báo chiều dài ống xói dưới nền đê Vân Cốc

4.3.5.4 Dự báo chiều dài ống xói phát triển dưới nền đê trong trận lũ điển hình

Khu vực lựa chọn nghiên cứu là đê Sen Chiểu, Phương Độ, nơi có nhiều sự cố đùn sủi

trong quá khứ và được coi là trọng điểm trong phòng chống lụt bão của tuyến đê Hữu

Hồng. Mô hình dự báo chiều dài ống xói cho các đoạn đê Hữu Hồng sử dụng là mô

hình (4.39) kết hợp hệ số mô hình () được hiệu chỉnh qua trận vỡ đê Vân Cốc và hệ

số nền () tại vị trí nghiên cứu. Các tham số đầu vào được lựa chọn và nghiên cứu chi

tiết cụ thể như sau:

Kích thước hình học: mặt cắt ngang đại diện đoạn đê Sen Chiểu ở Hình 4.34 cho thấy

chiều rộng chân đê là 51m, trong phạm vi hành lang bảo vệ tầng phủ ít thấm nước phía

thượng và hạ lưu được coi như không chịu sự tác động của con người dẫn tới khuyết

tật. Do đó, chiều dài đường thấm ban đầu L0 = 96m.

129

Hình 4.34 Sơ họa mặt cắt ngang đê Sen Chiểu

Chênh cao cột nước là phương trình diễn toán đường quá trình lũ xảy ra trong trận lũ

thiết kế với chu kỳ lặp lại 500 năm xét tới ảnh hưởng của BĐKH theo các kịch bản lựa

chọn, xem Hình 4.32.

(a) Cả quá trình lũ (b) Nhánh lũ dâng

Hình 4.35 Đường quá trình mực nước lũ tần suất 1/500 năm điển hình tại Sơn Tây có

xét đến ảnh hưởng của BĐKH

Hệ số nền của khu vực được phân tích sử dụng bài toán phân tích ngược số liệu đùn

sủi trong quá khứ khoảng 25 năm từ 1971 đến 1996 với số liệu ghi chép tại hạt quản lý

đê Phúc Thọ. Hệ số nền  được xác định có phân bố GEV với các tham số chủ yếu

như: k = 0,250; =5,799; = 10,837 (xem Hình 4.36).

Hình 4.36 Phân bố xác suất của hệ số nền tại khu vực Sen Chiểu, Phương Độ

Sự phát triển của ống xói theo thời gian được dự báo theo mô hình (4.39) và được thể hiện

ở Hình 4.37. Theo đó, các tham số của đất nền được coi như các biến ngẫu nhiên theo các

luật phân bố đã biết, từng giá trị mực nước xuất hiện sẽ được xác định để xem xét chiều

130

dài ống xói và chiều dài đường thấm tại thời gian bất kỳ khi mực nước sông dâng cao.

4.3.6 Phân tích ổn định cho đoạn đê điển hình

Trong phần này, tác giả tiến hành đánh giá khả năng xảy ra xói ngầm dưới nền đê với

một trận lũ điển hình (1/500 xét đến ảnh hưởng của BĐKH và quy trình vận hành của

liên hồ chứa thượng lưu) có xét đến sự phát triển của chiều dài ống xói Lx,t.

Hàm tin cậy của cơ chế sự cố xói ngầm dưới nền đê như phương trình (4.8). Trong đó

cột nước tới hạn Hc được xác định như sau:

(4.41) Hc = Lt.FR.FS.FG.C = (L0 - Lx,t).FR.FS.FG.C

Xác suất xảy ra xói ngầm khi xảy ra các mực nước lũ của đường quá trình lũ điển hình

được xác định bằng phương trình (2.34), tham khảo Hình 4.37 về quá trình lũ và sự

suy giảm chiều dài đường thấm theo thời gian.

Hình 4.37 Sự biến đổi của các tham số dưới một trận lũ

Dùng phương pháp Monte Carlo với ngôn ngữ lập trình Matlab để giải phương trình

(4.29), kết quả tính toán xác suất xói ngầm như sau:

a. Chiều dài Lt, Lx,t và Pf b. Đường quá trình lũ (Ht) và Pf

131

Hình 4.38 Chiều dài đường thấm suy giảm theo thời gian và xác suất sự cố xói ngầm

Kết quả ở Hình 4.38 cho thấy: trận lũ thiết kế có thể dẫn đến sự hình thành và phát triển

của ống xói, khi lũ đạt đến đỉnh và trễ 24 giờ thì ống xói phát triển được độ dài Lx,t =

58,95 m tương ứng với tổng thời gian 134 giờ. Khi ống xói phát triển, chiều dài đường

thấm Lt giảm dần, xác suất sự cố xói ngầm tăng lên và đạt giá trị lớn nhất Pf = 0,395%.

4.4 Đề xuất giải pháp tăng cường ổn định đê Sen Chiểu theo nguyên lý rủi ro

Ở phần trên đã trình bày kết quả tính toán xác suất sự cố của 17 đoạn đê Hữu Hồng và

xác suất sự cố của cả hệ thống. Ở mỗi đoạn đê, cơ chế có xác suất sự cố lớn nhất thì cơ

chế đó là cơ chế chính gây nguy hiểm cho đê. Với mỗi cơ chế phá hoại, biến số nào có

hệ số ảnh hưởng lớn thì cần được xem xét xử lý triệt để hơn. Giải pháp tăng cường ổn

định được đưa ra cần tập trung vào giảm thiểu xác suất sự cố của cơ chế và các biến

chính này. Khi đó, cần đầu tư kinh phí cho giải pháp tăng cường đến quy mô nào là

phù hợp để xác suất sự cố của đoạn đê hay cả hệ thống nhỏ hơn xác suất cho phép. Để

giải quyết vấn đề này cần tiến hành phân tích rủi ro của hệ thống, thông qua các kịch

bản sự cố xảy ra (ở đây là ngập lụt) và quy mô của giải pháp công trình có thể xác định

được thiệt hại của vùng được đê bảo vệ cũng như chi phí đầu tư cho giải pháp công

trình, từ đó tìm được mức đầu tư tối ưu của giải pháp tăng cường ổn định đê.

Tác giả lựa chọn vùng nghiên cứu điển hình là phần địa giới hành chính thuộc huyện

Phúc Thọ được giới hạn bởi đê Hữu Hồng (Sen Chiểu), đê Ngọc Tảo và đường Quốc

lộ 32 (tổng diện tích 5.171,39 ha; xem Hình 4.39) để tiến hành phân tích rủi ro để xác

định mức độ thiệt hại cho phép từ đó làm cơ sở xác định quy mô của giải pháp tăng

cường ổn định đê.

4.4.1 Giới thiệu chung về vùng nghiên cứu

4.4.1.1 Vị trí địa lý

Phúc Thọ là một huyện nằm ở phía Tây thủ đô Hà Nội, thuộc hữu ngạn sông Hồng và

sông Đáy, cách trung tâm thủ đô hơn 30km, nằm trên trục quốc lộ 32 đi Sơn Tây. Phía

Bắc giáp sông Hồng, là ranh giới của huyện với tỉnh Vĩnh Phúc; phía Đông giáp huyện

Đan Phượng; phía Nam giáp huyện Thạch Thất và huyện Hoài Đức; phía Tây giáp thị

xã Sơn Tây. Trên địa bàn huyện, Quốc lộ 32 đóng vai trò là con đường giao thông

132

huyết mạch, ngoài ra, còn có Tỉnh lộ 417; 418; 419 chạy qua nối liền Phúc Thọ với các

vùng kinh tế, tạo điều kiện thuận lợi cho Phúc Thọ trong quá trình giao lưu, liên kết

với trung tâm thành phố Hà Nội và các huyện, thị lân cận.

Hình 4.39 Phạm vi vùng nghiên cứu rủi ro

4.4.1.2 Đặc điểm địa hình, địa mạo

Phúc Thọ thuộc đồng bằng sông Hồng có địa hình bằng phẳng, mức chênh lệch độ cao

giữa các vùng không đáng kể. Địa hình có hướng thấp dần từ Tây Bắc xuống Đông

Nam, phần lớn diện tích canh tác của huyện Phúc Thọ là bằng phẳng, thích hợp cho

sản xuất nông nghiệp, đặc biệt là gieo trồng các loại cây lương thực, cây công nghiệp

ngắn ngày, rau màu,...

4.4.1.3 Đặc điểm xã hội

Dân số trung bình toàn huyện năm 2015 có 184 nghìn người, trong đó dân số đô thị

khoảng 8,47 nghìn người. Mật độ dân số bình quân 1.551 người/km2 nhưng phân bố

không đều giữa khu vực đô thị và vùng nông thôn cũng như giữa khu vực trong đồng

và vùng bãi. Ở khu vực đô thị (thị trấn Phúc Thọ) thì mật độ dân số là 2.158

người/km2. Đối với vùng trong đồng, mật độ dân số tập trung cao hơn, bình quân

1.625 người/km2, trong khi các xã vùng bãi mật độ dân số là 1.240 người/km2. Cá biệt

có xã chưa đạt được 500 người/km2 như Vân Hà 412 người/km2, trong khi đó có mật

độ dân số cao nhất huyện là xã Liên Hiệp 2.408 người/km2.

4.4.1.4 Các chỉ tiêu sử dụng đất đã thực hiện đến năm 2016

Hiện trạng sử dụng đất của toàn huyện Phúc Thọ tính đến năm 2016 được tổng hợp ở

133

Bảng 4.15.

Bảng 4.15 Hiện trạng sử dụng đất năm 2016 huyện Phúc Thọ [102]

LOẠI ĐẤT

Mã Diện tích (ha) Cơ cấu (%)

STT

I

Tổng diện tích đất tự nhiên

11.863,23

100,00

1

Đất nông nghiệp

NNP

6.829,16

57,57

1.1 Đất sản xuất nông nghiệp

SXN

5.817,11

49,03

1.2 Đất lâm nghiệp

LNP

-

-

1.3 Đất nuôi trồng thủy sản

NTS

316,28

2,67

1.4 Đất làm muối

LMU

-

-

1.5 Đất nông nghiệp khác

NKH

695,77

5,86

4.362,67

36,77

2

Đất phi nông nghiệp

PNN

1.619,80

13,65

2.1 Đất ở

OCT

1.485,89

12,53

2.2 Đất chuyên dùng

CDG

17,09

0,14

2.3 Đất cơ sở tôn giáo

TON

15,80

0,13

2.4 Đất cơ sở tín ngưỡng

TIN

99,11

0,84

2.5 Đất làm nghĩa trang, nghĩa địa, nhà tang lễ,… NTD

931,22

7,85

SON

2.6 Đất sông, ngòi, kênh, rạch, suối

193,76

1,63

MNC

2.7 Đất có mặt nước chuyên dùng

-

-

PNK

2.8

Đất phi nông nghiệp khác

671,40

5,66

CSD

3

Đất chưa sử dụng

4.4.2 Rủi ro ngập lụt của vùng nghiên cứu

4.4.2.1 Các giả thiết tính toán

Vỡ đê xảy ra tại một trong các vị trí thuộc đoạn đê Sen Chiểu từ Km32+200 đến

Km34+100.

Thiệt hại chỉ được tính toán liên quan đến các đối tượng bị ảnh hưởng trực tiếp (đất

đai, hoa màu, nhà cửa,…); các thiệt hại về con người, về các giá trị tinh thần,… không

được đề cập đến trong nghiên cứu này.

Vùng ngập lụt chỉ giới hạn trong phạm vi đê Sen Chiểu và đường quốc lộ 32 khi các

giải pháp ứng cứu để hạn chế thiệt hại được áp dụng.

Giải pháp nâng cao an toàn đê chỉ được xem xét và minh họa cho 01 giải pháp: hào

134

thoát nước ngang.

Vị trí hào được chọn là vị trí phù hợp ở phía hạ lưu sao cho khi thi công (mở móng)

không ảnh hưởng đến an toàn đê và coi giá thành đầu tư không đổi theo vị trí đặt hào.

Chỉ nghiên cứu một phương án kết cấu hào với độ sâu đặt đáy hào khác nhau.

4.4.2.2 Các bản đồ, phần mềm được thu thập, sử dụng

Khu vực thực nghiệm có diện tích 5.171,39ha, được thu thập từ hơn 90 mảnh bản đồ

địa hình tỷ lệ 1/2000, đường bình độ 1,0 m với 7 lớp thông tin là cơ sở toán học, địa

hình, dân cư, giao thông, thủy hệ, thực vật, ranh giới hành chính ở mức độ chi tiết và

độ chính xác cao, được thành lập mới năm 2017 bằng công nghệ đo ảnh số. Từ lớp địa

hình của bản đồ gồm các điểm độ cao mặt đất, các đường bình độ tiến hành xây dựng

mô hình số độ cao DEM (Digital Elevation Model). Mô hình số độ cao DEM là mô

hình tập hợp độ cao phản ánh độ cao của bề mặt thực địa, công dụng của DEM là hỗ

trợ tính toán thống kê các bài toán liên quan đến độ cao như: tính toán khối lượng đào

đắp, vẽ mặt cắt địa hình, xây dựng mô hình 3D địa hình, phân tích không gian trên

trong hệ thông tin địa lý, hỗ trợ xây dựng các kịch bản liên quan đến địa hình.

Bản đồ hiện trạng sử dụng đất tỷ lệ 1/10.000 khoanh vẽ các ranh giới loại đất, hiện

trạng pháp lý sử dụng đất dạng số giúp thống kê các loại đất với diện tích và vị trí của

chúng ở khu vực nghiên cứu. Các loại tư liệu bản đồ này đều được định vị thống nhất

trong hệ tọa độ quốc gia VN2000, hệ độ cao Hòn Dấu, Hải Phòng.

Từ tư liệu bản đồ đã có tiến hành chuẩn hóa, chuyển đổi định dạng sang Shapefile của

phần mềm ArcGIS để tiến hành các bước phân tích không gian. ArcGIS là hệ phần

mềm thông tin địa lý mạnh mẽ của hãng ESR (Mỹ), cung cấp một giải pháp toàn diện

từ thu nhận, chuẩn hóa, biên tập cơ sở dữ liệu ở nhiều dạng: vector, rastor và cả các cơ

sở dữ liệu thống kê khác,… cho đến truy vấn dữ liệu không gian, thuộc tính, phân tích

không gian thuộc tính, thành lập các bản đồ chuyên đề,… Đáp ứng nhu cầu về xây

dựng các kịch bản không gian, đưa ra các số liệu thống kê nhanh chóng và chính xác.

4.4.2.3 Kết quả phân tích ngập lụt do đê vỡ

Với kịch bản xảy ra sự cố vỡ đê tại Km32+322 khu vực Sen Chiểu và giải pháp ứng

phó đủ khống chế phạm vi ngập lụt không vượt ra ngoài vùng nghiên cứu, cần xác

định giá trị thiệt hại ứng với các độ sâu ngập khác nhau. Kết quả phân tích ngập lụt

135

được thể hiện bằng các bản đồ ở các Hình (4.40÷4.43).

(a) Giới hạn vùng nghiên cứu (b) Cao độ vùng nghiên cứu

Hình 4.40 Bản đồ mô hình số độ cao vùng nghiên cứu

Hình 4.41 Bản đồ vùng nghiên cứu, một số diện tích bị ngập sâu 1m

136

Hình 4.42 Bản đồ vùng nghiên cứu, một số diện tích bị ngập sâu 3m

Hình 4.43 Bản đồ vùng nghiên cứu, một số diện tích bị ngập sâu 5m

4.4.2.4 Xây dựng đường cong thiệt hại

Trong phần này, đường cong thiệt hại được kế thừa và tham khảo từ các nghiên cứu đã

được công bố [103-106]. Theo đó, tỷ lệ thiệt hại ứng với độ sâu ngập khác nhau của 12

loại đất, 02 loại thiệt hại về xe cộ và vệ sinh môi trường sau ngập được thiết lập cho

vùng nghiên cứu. Theo Phòng Tài nguyên và Môi trường huyện Phúc Thọ [102], toàn

huyện có 49 loại đất đã được quy hoạch và khai thác sử dụng, tuy nhiên để áp dụng

được đường cong thiệt hại của các nghiên cứu trước cần gộp lại thành 12 loại đất với

thiệt hại lớn nhất cho một đơn vị sử dụng như Bảng 4.16.

Bảng 4.16 Thiệt hại lớn nhất cho một đơn vị sử dụng đất [106]

TT

Tên loại đất sử dụng

USD/m2

Đồng/m2

1

Đất ở tại đô thị

22,23

498.863

2

Đất ở tại vùng ven

19,24

431.765

3

Đất ở phát triển mới

22,23

498.863

4

Đất trụ sở, cơ quan, công trình sự nghiệp

26,10

585.710

5

Đất khu công nghiệp

9,65

216.556

6

Đất trung tâm thương mại

36,20

812.364

7

Đất cơ sở sản xuất kinh doanh

36,20

812.364

8

Đất nuôi trồng thủy sản

14,20

318.662

9

Đất sản xuất nông nghiệp

2,70

60.591

10 Đất trồng cây lâu năm

3,60

80.788

137

TT

Tên loại đất sử dụng

USD/m2

Đồng/m2

11 Đất giao thông

0,40

8.976

12 Đất khác

0

0

13 Tổn thất xe cộ

12,57

282.083

14 Chi phí vệ sinh sau ngập lụt

0,34

7.630

Ghi chú: tỷ giá 1USD = 22.441 VNĐ

Hàm thiệt hại của 14 loại đất và tổn hại theo thứ tự ở Bảng 4.16 được thể hiện ở Hình

4.44. Căn cứ vào kết quả phân tích ngập lụt của vùng nghiên cứu với các độ sâu (mực

nước) khác nhau, áp dụng đường cong tỷ lệ thiệt hại ở Hình 4.44 và giá trị tổn hại lớn

nhất ở Bảng 4.16, xây dựng được đường cong mức thiệt hại do ngập lụt ở Hình 4.45.

Hình 4.44 Đường cong tỷ lệ thiệt hại theo độ ngập sâu của từng loại đất [103-106]

138

Hình 4.45 Đường cong mức độ thiệt hại theo độ ngập sâu của từng loại đất

Căn cứ kết quả thiệt hại ở Hình 4.45, xác định được tổng thiệt hại của vùng nghiên cứu

ứng với các độ sâu khác nhau, kết quả này được thể hiện ở Hình 4.46.

Hình 4.46 Giá trị tổng thiệt hại ứng với các độ ngập sâu

Mặt đường quốc lộ 32 có độ cao trung bình so với khu dân cư và đồng ruộng phía

trong khoảng 2,2m. Ở đây đề xuất kịch bản ngập lụt cho vùng nghiên cứu với độ ngập

sâu trung bình 3,0m. Trên Hình 4.46, với độ ngập sâu 3m thì tổng thiệt hại của toàn

vùng khoảng 725 tỉ đồng.

4.4.3 Lựa chọn giải pháp tối ưu tăng cường ổn định cho đoạn đê Sen Chiểu

Kết quả tính toán tổng xác suất của các sự cố đối với đoạn đê Sen Chiểu (đoạn 2) Pf =

2,21% (xem Bảng 4.12). Trong đó, xác suất xảy ra: tràn đỉnh, Pf_tr = 0,51% (xem Bảng

4.3); bục tầng phủ hạ lưu, Pf_bd = 0,659% (xem Bảng 4.4); xói ngầm, Pf_xn = 1,707%

(xem Bảng 4.5); mất ổn định mái, Pf_od = 2,151.10-9 (xem Bảng 4.6). Do sự cố xói

ngầm có xác suất cao hơn cả nên để tăng cường ổn định đê, cần tập trung vào các giải

pháp chống xói ngầm. Trong nghiên cứu này, đề xuất giải pháp giảm áp lực thấm ở

phía hạ lưu đê bằng hào thu nước. Hào thu nước được bố trí chạy dọc theo đê (từ

Km32+300 đến Km34+100) và có cấu tạo như Hình 4.47 (chi tiết xem ở Phụ lục K).

139

Hình 4.47 Sơ họa bố trí hào thu nước ở hạ lưu đê

Hào thu nước vừa có tác dụng làm giảm độ cao của đường bão hòa trong thân đê khi

mực nước lũ trên sông dâng cao đồng thời vừa có tác dụng làm giảm áp lực thấm phía

chân đê hạ lưu. Thực tế, để giảm cột nước áp lực ở hạ lưu đê, khu vực Sen Chiểu đã bố

trí một số giếng đào giảm áp. Các giếng này đã hoạt động hiệu quả trong thời gian qua

tuy nhiên vấn đề quản lý vận hành, bảo dưỡng còn tồn tại một số bất cập như: chiếm

diện tích đất canh tác; thường hay bị tắc do cỏ rác và chất thải nông nghiệp bị đổ thải

vào lòng giếng; cần bố trí kinh phí bảo trì hàng năm,… Hào thu nước sẽ khắc phục

được một số tồn tại trên, do được bố trí bên dưới mặt đất, phía trên người dân vẫn có

thể canh tác bình thường; giảm thiểu chi phí bảo trì hằng năm,…

4.4.3.1 Chi phí đầu tư cho giải pháp hào thu nước

Trong phần này, đưa ra 03 phương án độ sâu khác nhau của hào z = (4,5; 5,5; 7,0)m để

so sánh giá thành và hiệu quả đầu tư. Chi phí đầu tư của từng phương án được tổng

hợp trong Bảng 4.17.

Bảng 4.17 Tổng hợp chi phí đầu tư xây dựng hào thu nước

Phương án độ sâu hào Chi phí đầu tư (đồng) TT

1 Độ sâu hào z = 4,5m 16.573.934.069

2 Độ sâu hào z = 5,5m 25.037.826.439

3 Độ sâu hào z = 7,0m 39.175.233.362

4.4.3.2 Mức đảm bảo an toàn của các phương án độ sâu của hào thu nước

Với mỗi phương án độ sâu của hào thu nước, cần tính toán xác suất sự cố của cơ chế:

tràn đỉnh; xói ngầm và ổn định mái. Ở đây, xác suất tràn đỉnh được lấy bằng xác suất

tràn đỉnh của đoạn 2 (Bảng 4.12), xác suất sự cố xói ngầm bằng xác suất của sự cố này

khi chưa có hào thu nước nhân với hệ số chiết giảm n (lấy theo quan điểm chuyên gia):

n = (0,2÷0) tương ứng với chiều sâu hào z = (4,5÷7,0)m (xem Bảng 4.18).

TT Phương án hào thu nước

Xác suất sự cố mất ổn định mái

Xác suất sự cố xói ngầm

Xác suất sự cố tràn đỉnh

Tổng cộng Pf_đoạn 2

1 Khi không đầu tư

7,92*10-06

5,63*10-02

1,11*10-02

6,74389*10-02

2 Độ sâu hào z = 4,5m

1,11*10-02

6,85772*10-10

1,12662*10-02

2,23662*10-02

3 Độ sâu hào z = 5,5m

1,11*10-02

3,17677*10-10

2,81655*10-03

1,39166*10-02

4 Độ sâu hào z = 7,0m

1,11*10-02

7,56923*10-12

5,63310*10-07

1,11006*10-02

140

Bảng 4.18 Tổng hợp kết quả tính xác suất sự cố đoạn đê 2 (Sen Chiểu)

4.4.3.3 Xác định phương án tăng cường ổn định tối ưu cho đê Sen Chiểu

Từ các kết quả: phân tích, xác định thiệt hại do ngập lụt; kết quả xác định chi phí đầu

tư cho giải pháp công trình; xác suất sự cố ứng với từng giải pháp đã xác định ở trên

có thể xây dựng được đường cong tổng chi phí (Bảng 4.19 và Hình 4.48). Từ đó có thể

lựa chọn giải pháp công trình tối ưu, điều này cũng đồng nghĩa với việc chấp nhận một

mức độ rủi ro nhất định của vùng nghiên cứu. Hình 4.48 thể hiện các đường cong: chi

phí đầu tư cho các giải pháp công trình; rủi ro của vùng nghiên cứu; tổng chi phí.

Các phương án độ sâu hào thu nước

CP đầu tư các phương án hào

Tổng xác suất sự cố

Chi phí rủi ro ngập lụt

Tổng thiệt hại

Tổng thiệt hại (ngập 3m)

Không đầu tư (z = 0)

0

6,74E-02

48,927

49,43

725

z = 4,5m

16,574

1,95E-02

14,498

31,07

725

z = 5,5m

25,038

1,39E-02

10,015

35,05

725

z = 7,0m

39,175

1,11E-02

8,483

47,66

725

Bảng 4.19 Kết quả xác định đường cong tổng thiệt hại của vùng nghiên cứu

Hình 4.48 Đường cong tổng chi phí vùng nghiên cứu

Trên Hình 4.48, với đường cong tổng chi phí hoàn toàn có thể xác định được tọa độ

của điểm cực tiểu, đây là điểm thỏa mãn bài toán tối ưu của giải pháp đề xuất. Cụ thể,

ta có thể xác định được chiều sâu hợp lý của hào thoát nước z = 4,5 m (để thiên về an

141

toàn, chọn chiều sâu thiết kế z = 4,8 m).

4.5 Kết luận Chương 4

Kết quả đánh giá ATĐ theo LTĐTC thông qua việc xác định xác suất sự cố của các cơ

chế lũ tràn đỉnh đê, xói ngầm và mất ổn định cho thấy xác suất tràn đê cao ở các đoạn

đê Vân Cốc, do các đoạn này thuộc tỉnh Hà Tây cũ, cao trình đỉnh được xác định theo

mực nước thiết kế với tần suất lớn hơn so với các đoạn đê Hà Nội. Tại một số điểm

trên đê Vân Cốc (Km36÷Km38), khi mực nước lũ vượt thiết kế có thể chấp nhận tràn

đê (hoặc phá bỏ một phần đỉnh đê để nước tràn) tiêu thoát lũ vào sông Đáy; do đó xác

suất nước lũ tràn đỉnh đê tại khu vực này cao là phù hợp [107]. Trong giai đoạn hiện

nay, khi các khu phân lũ đã được bãi bỏ và vùng được đê Hữu Hồng bảo vệ ngày càng

phát triển, đê Vân Cốc cần nâng cao để đồng bộ với các đoạn đê khác cùng đảm bảo

an toàn chống lũ với chu kỳ 300 năm trên phạm vi Hà Nội ngày nay. Xác suất của sự

cố trượt mái nhỏ, chứng tỏ các cơ chế sự cố này ít bị ảnh hưởng bởi mực nước sông.

Kết quả đánh giá an toàn đê theo phương pháp truyền thống khẳng định đê đủ khả

năng (an toàn) chống lũ thiết kế với chu kỳ 500 năm. Tuy nhiên, kết quả phân tích xác

suất sự cố theo LTĐTC đã chỉ ra rằng, xác suất sự cố của đê là hiện hữu và cao tại một

số đoạn (Pf ~ 11,38% khi chưa kể hiệu ứng độ dài; Pf ~ 24,81% khi kể hiệu ứng độ

dài). Kết quả đánh giá ATĐ theo phương pháp LTĐTC giúp người đọc có góc nhìn

khác về nguy cơ xảy ra sự cố đối với đê so với các quan niệm theo phương pháp

truyền thống khi xét tới ảnh hưởng của BĐKH và NBD.

Phân tích độ nhạy cho thấy, các biến mực nước lũ ngoài sông và các biến liên quan

đến chỉ tiêu cơ lý của nền đê có mức độ ảnh hưởng lớn đến xác suất sự cố lũ tràn đỉnh

và xói ngầm. Điều này cũng chỉ ra một thực tế cần quan tâm nâng cao độ chính xác

trong dự báo khí tượng thủy văn cũng như tối ưu hóa vận hành hệ thống hồ chứa [107]

và cần bổ sung các tài liệu khảo sát, thí nghiệm địa chất nền đê để chính xác hóa tính

toán xác suất sự cố, góp phần giảm thiểu nguy cơ tràn đê và xói ngầm, đặc biệt trong

bối cảnh BĐKH và NBD khi tính bất biến trong các đại lượng này càng tăng cao.

Khi xét đến sự biến thiên theo không gian của các tham số sức kháng thông qua hiệu

ứng chiều dài thì sự cố của mỗi cơ chế có thể tăng (1,03÷10,10) lần tùy thuộc vào độ

dài của từng đoạn đê. Ảnh hưởng của hiệu ứng độ dài đến an toàn đê đã thể hiện sự

tiến bộ hơn của phương pháp đánh giá an toàn đê theo lý thuyết độ tin cậy so với

142

phương pháp truyền thống.

Mô hình đường thấm giảm dần theo thời gian đã được xác lập và áp dụng để tính xác

suất xói ngầm ở đoạn đê Sen Chiểu với trận lũ thiết kế cho thấy: khi ống xói phát triển,

chiều dài đường thấm giảm dần thì xác suất sự cố xói ngầm tăng lên (xác suất xảy ra

xói ngầm tỷ lệ thuận với chiều dài ống xói).

Các nội dung trình bày ở trên phần nào làm sáng tỏ phương pháp luận về phân tích rủi

ro để lựa chọn giải pháp tăng cường ổn định đê tối ưu. Áp dụng phương pháp này cho

đoạn đê Sen Chiểu bảo vệ cho một phần diện tích đất thuộc huyện Phúc Thọ giới hạn

bởi đê Hữu Hồng và đường quốc lộ 32 nằm trong nguy cơ bị ngập lụt với các kịch bản

khác nhau về chiều sâu ngập và thiệt hại. Theo đó, đường cong tổng thiệt hại được xây

dựng, trên cơ sở đó lựa chọn giải pháp công trình tối ưu tăng cường ổn định đê.

Thiết kế chi tiết hào thu nước (độ sâu, bề rộng) được lựa chọn trên cơ sở giảm thiểu rủi

ro và thiệt hại. Đường cong thiệt hại được thiết lập cho từng nhóm đối tượng và là cơ

143

sở để áp dụng cho các giải pháp thiết kế xử lý tương tự.

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. Kết quả đạt được của Luận án

Luận án đã trình bày chi tiết phương pháp đánh giá an toàn hệ thống công trình phòng

lũ trên đê Hữu Hồng đoạn qua Hà Nội trong điều kiện BĐKH với các kết quả chủ yếu

như sau:

(1) Phân tích và đánh giá được ảnh hưởng của BĐKH đến hệ thống công trình phòng

lũ trên ĐBSH;

(2) Đánh giá các sự cố thường gặp trên hệ thống công trình phòng lũ trong phạm vi

nghiên cứu là sự cố BDT (xói ngầm, cát chảy, bục tầng phủ), trượt và tràn đỉnh đê;

(3) Nghiên cứu chi tiết cơ chế xói ngầm dưới nền đê, từ đó đề xuất phương pháp dự

báo ATĐ dưới trận lũ thiết kế theo mô hình đã hiệu chỉnh (dựa trên thí nghiệm trong

phòng và số liệu thống kê sự cố vỡ đê trong quá khứ);

(4) Đánh giá an toàn của hệ thống đê Hữu Hồng đoạn từ Sơn Tây về Phú Xuyên theo

lý thuyết độ tin cậy và nguyên lý rủi ro. Đây là hướng mở để áp dụng trong thiết kế địa

kỹ thuật công trình.

2. Những điểm mới của Luận án

(1) Thông qua thí nghiệm mô hình xói ngầm do thấm kết hợp với số liệu thống kê sự

cố đùn sủi và vỡ đê hiện trường xây dựng được mô hình dự báo diễn biến của hiện

tượng xói ngầm dưới nền đê theo thời gian trong trận lũ điển hình;

(2) Ứng dụng lý thuyết độ tin cậy đánh giá được mức độ an toàn của một đoạn đê điển

hình trong phạm vi nghiên cứu.

3. Những tồn tại và hướng phát triển của Luận án

3.1. Những tồn tại của Luận án

(1) Nghiên cứu mới chỉ xét được ảnh hưởng của NBD đến quá trình dòng chảy hạ lưu

144

sông Hồng;

(2) Độ tin cậy của hệ thống đê Hữu Hồng chưa đánh giá được các sự cố do con người

hoặc sinh vật gây ra riêng đối với các cống dưới đê do không có đủ tài liệu nên chưa

xét được sự suy thoái về vật liệu đến xác suất sự cố;

(3) Mô hình vật lý trong phòng bị hạn chế bởi kích thước của thiết bị cũng như tính

nguyên trạng của vật liệu thí nghiệm có thể dẫn đến những sai số nhất định; thí nghiệm

trong phòng cũng chưa xem xét được ảnh hưởng của hệ số không đều hạt đến cơ chế

hình thành xói ngầm;

(4) Sự cố tiềm ẩn trong thân đê do đặc tính không đồng nhất cũng như sự biến đổi các

chỉ tiêu cơ lý của đất đắp cần được nghiên cứu chi tiết hơn.

3.2. Kiến nghị hướng phát triển của Luận án

(1) Ảnh hưởng của BĐKH cần được xem xét bổ sung với các kịch bản mưa trên lưu

vực đồng bằng cũng như hệ thống hồ chứa bên lãnh thổ Trung Quốc;

(2) Mô hình dự báo diễn biến xói ngầm dưới nền đê cần được hiệu chỉnh dưới các thí

nghiệm hiện trường;

(3) Đánh giá an toàn đê cần được xem xét thêm các cơ chế mất ổn định do thân đê

cũng như tính bất đồng nhất của vật liệu đắp đê;

(4) Tiêu chuẩn an toàn cho phép trên cơ sở nghiên cứu rủi ro cần được xây dựng để

145

xác định chỉ số độ tin cậy cho phép cho từng khu vực cũng như từng cơ chế sự cố.

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ

1. Đặng Quốc Tuấn, Phạm Quang Tú, Đỗ Anh Chung, Trịnh Minh Thụ. “Nghiên cứu

xói ngầm dưới nền đê bằng phương pháp đo sâu điện đa cực”. Tạp chí Địa kỹ thuật,

số 3, trang 22-30, 2017.

2. Đặng Quốc Tuấn, Phạm Quang Tú. “Nguy cơ tràn đê sông Hồng trong bối cảnh

biến đổi khí hậu”. Tạp chí Khoa học kỹ thuật Thủy lợi và Môi trường. Số 58, trang

111-117, tháng 9/2017.

3. Tu, P. Q, Tuan D. Q, Ha N. V and Huong D. C (2016). Reliability - based

Assessment of the Red River dike of Hanoi, Vietnam. International Conference on

Geology and Geo-resources (GAG) (P222-226), Hanoi, ESASGD 2016.

4. Đặng Quốc Tuấn, Phạm Quang Tú, Đặng Công Hưởng, Trịnh Minh Thụ “Nghiên

cứu hiện tượng xói ngầm dưới nền đê bằng thí nghiệm mô hình vật lý trong phòng”.

Trường Đại học Thủy lợi - Tuyển tập hội nghị Khoa học thường niên năm 2016.

Nhà xuất bản Xây dựng, trang 150-152, tháng 11/2016.

5. Tu P.Q, Tuan D.Q (2015). Reliability analysis of the Red River Levee of Ha Noi,

Viet Nam. Proceeding of annual conference on water resources year 2015 (P335-

337), Thuy Loi University.

146

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Viện Quy hoạch Thủy Lợi. “Rà soát quy hoạch phòng chống lũ và quy hoạch đê

điều hệ thống sông Hồng - sông Thái Bình.” Việt Nam. 2015.

[2] Vũ Thị Minh Huệ. “Nghiên cứu chế độ vận hành tích nước trong thời kỳ mùa lũ cho hệ thống bậc thang Hòa Bình và Sơn La,” Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2017.

[3] Thủ Tướng Chính Phủ. “Quyết định số 92/2007/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ V/v phê duyệt Quy hoạch phòng, chống lũ hệ thống sông Hồng, sông Thái Bình.” Việt Nam. 21/06/2007.

[4] Thủ Tướng Chính Phủ. “Quyết định số 198/QĐ-TTg V/v ban hành Quy trình vận hành liên hồ chứa Sơn La, Hòa Bình, Thác Bà và Tuyên Quang trong mùa lũ hàng năm.” Việt Nam. 10/02/2011.

[5] Thủ tướng Chính phủ. “Quyết định số 257/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ V/v phê duyệt Quy hoạch phòng, chống lũ và quy hoạch đê điều hệ thống Sông Hồng, Sông Thái Bình.” Việt Nam. 18/02/2016.

[6] Thủ tướng Chính phủ. “Quyết định số 1622/QĐ-TTg Về việc ban hành Quy trình vận hành liên hồ chứa trên lưu vực sông Hồng.” Việt Nam. 17/09/2015. [7] Trần Văn Tư, Đào Minh Đức. “Lịch sử hình thành hệ thống đê Hà Nội.” Hà Nội:

Viện Địa chất. 14/11/2010.

[8] Bộ Thủy Lợi. “Hội thảo về chất lượng nền đê,” Hà Nội: Nhà xuất bản Nông

nghiệp, 1987.

[9] Viện Quy hoạch Thủy Lợi. “Quy hoạch hệ thống đê điều thành phố Hà Nội.” Hà

Nội, Việt Nam. 2014.

[10] Chi cục Đê điều và Phòng chống lụt bão thành phố Hà Nội. “Báo cáo đánh giá hiện trạng công trình đê điều thành phố Hà Nội trước lũ.” Hà Nội, Việt Nam. 2016.

[11] Trần Văn Tư. “Nghiên cứu đánh giá điều kiện địa chất công trình và dự báo khả năng xuất hiện các sự cố dọc tuyến đê sông Hồng thuộc địa phận Hà Nội.” Hà Nội: Viện địa chất. 2012.

[12] TCVN:2013. “Công trình thủy lợi - Yêu cầu phòng, chống lũ đồng bằng sông

Hồng.” Việt Nam. 2013.

[13] Nguyễn Văn Mạo và nnk. “Báo cáo kết quả nghiên cứu hiện trạng cống dưới đê

sông Hồng.” Hà Nội: Trường Đại học Thủy Lợi. 1994.

147

[14] Trần Văn Tư. “Nghiên cứu điều kiện địa chất nền đê Hà Nội và đề xuất giải pháp xử lý.” Hà Nội: Viện Địa Chất - Viện hàn lâm Khoa học Việt Nam. 2012. [15] Hạt quản lý đê điều huyện Phúc Thọ. “Tập lý lịch đê thể hiện tổng quát tình hình của đoạn đê và quá trình diễn biến từ trước tới nay một cách hệ thống.” Hà Nội, Việt Nam.

[16] Trương Quang Học. “Tác động của biến đổi khí hậu đến tự nhiên và đời sống xã hội,” Hội thảo tham vấn quốc gia về CTMTQG ứng phó với BĐKH và nước biển dâng, TP. Hồ Chí Minh, 2008.

[17] Bộ Tài nguyên và Môi trường. “Kịch bản biến đổi khí hậu nước biển dâng cho

Việt Nam.” Việt Nam. 2016.

[18] Bộ Tài nguyên và Môi trường. “Kịch bản biến đổi khí hậu, nước biển dâng cho

Việt Nam.” Việt Nam. 2011.

[19] DWW, Ministerie van Verkeer en Waterstaat. Flood Risks and Safety in the Netherlands (Floris), Floris study - Full report, ISBN 90-369-5604-9, Delf, 2005. [20] Deltacommissie. “Working together with water: A living land builds for its future.” Internet: http://www.deltacommissie.com/doc/deltareport_full.pdf, Dec, 25, 2017.

[21] Stive, M.J., et al. “The Netherlands: Challenges for the 21st century,” Institutional Repository. Climate of Coastal Cooperation / R. Misdorp, Ed. Coastal & Marine Union-EUCC, 2011, pp.1-10.

[22] Usace. “Seepage analysis and control for dam”. U.S. 1993. [23] Usace. “Design and construction of levees.” U.S. Engineering manual 1110-2-

1913. 2000.

[24] Usace. “River project Master Plan Mississippi and Illinois Rivers.” U.S. 2015. [25] Allsop, W., et al. Failure mechanisms for flood defence structures. Task 4 report

(nr.T04-06-01) Wallingford: FloodSite, 2007.

[26] Vrijling. “How safe does the dike and dam should be,” in The symposium at the

occasion of the world water day, A.A Balkema publisher, 2001.

[27] Vrijling, et al. “Safety standards of flood defenses,” in Keynote paper at ISGSR 2011 (International Symposium on Geotechnical Safety and Risk), Munich, 2011. [28] Vrijling, et al. Criteria for acceptable risk in the Netherlands. Infrastructure Risk Management Processes, American Society of Civil Engineers, pp.143-157, 2005. [29] Vrijling, J.K. and P.H.A.J.M. van Gelder. “Implications of uncertainties on flood defence policy,” in Proc.Int. Conf. ISSH, Nijmegen, Netherlands, 2005. [30] Seed, R.B., et al,. “Preliminary report on the performance of the New Orleans levee systems in Hurricane Katrina on August 29, 2005”, Report No. UCB/CITRIS - 05/01, November 17, 2005.

[31] Wolff, D. “Reliability of levee systems,” in Reliability-based design in geotechnical engineering, Taylor & Francis Group, New York, 2008, pp.448- 496.

148

[32] Bligh, W.G., Dams and Weirs. Chicago: American Technical Society. 1915. [33] Lane, E.W. “Security from Under-seepage Masory Dams on Earth Foundations,” Proceeding of the American Society of Civil Engineers, Vol.60, pp.1235-1272, 1935.

[34] R.R. Tsugaev. Cơ sở tính toán các công trình thủy lợi bằng đất. Nhà xuất bản

Khoa học và Kỹ thuật, 1998.

[35] Sellmeijer. “On the mechanism of piping under impervious structures,” Doctoral thesis, Civil Engineering and Geosciences of Technical University of Delft, 1988. [36] Kanning, W. “The weakest link: Spartial variability in the piping failure mechanism of dikes,” Doctoral thesis, Technology University of Delft, Netherlands, 2012.

[37] Pham Quang Tu. “Reliability analysis of the Red River Dike system in Viet

Nam,” in Hydraulic Engineering. TU Delft: Delft, 2014, pp.215.

[38] Vera van, B. Piping from the history to modern approach. A feeling for soil and

water. Stichting Deltares, Delft, the Netherlands. 2011.

[39] Wolff, T.F. “Evaluating the reliability of exiting levees,” research report prepared for U.S. Army Engineer Waterways Experiment Station, Michigan State University, September 1994.

[41]

[40] Schmertmann, J.H. The non-filter factor of safety against piping through sands. in Judgment and innovation (eds F. Silva and E. Kavazanjian), ASCE Geotechnical Special Publication No. 111, Reston, VA, USA: ASCE, 2000, pp.65-132. I. Kohno, et al. “Levee failure caused by seepage and preventive measures,” in Natural disaster science,Vol. 9, No. 2, 1987, pp. 55-76.

[42] Wit, J. M. de. Onderzoek zandmeevoerende wellen - rapportage modelproeven,

Rapport Grondmechanica Delft, 1984.

[43] Müller-Kirchenbauer, et al. Mechanism for regressive erosion beneath dams and barrages, in Proceedings of the Filters in Geotechnical and Hydraulic Engineering, edited by J. Brauns, M. Heilbaum, and U. Schuler. Balkema, Rotterdam, Netherlands, 1993, pp. 369-376.

[44] Wan, C.F. and R. Fell. “Investigation of rate of erosion of soils in embankment dams,” Journal of geotechnical and geoenvironmental engineering. Vol. 130, No. 4, pp. 373-380. 2004.

[45] Hà Văn Khối. “Nghiên cứu cơ sở khoa học cho việc xóa các khu chậm lũ sông Hồng, sông Đáy và sông Hoàng Long.” Việt Nam: Trường Đại học Thủy lợi. 2010.

[46] Bùi Văn Trường. “Nghiên cứu biến dạng thấm nền đê hạ du sông Hồng địa phận tỉnh Thái Bình và đánh giá thực nghiệm hiệu quả của giải pháp xử lý,” Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Mỏ - Địa chất, 2009.

[47] Nguyễn Trấn. “Nghiên cứu biến dạng cục bộ dưới nền đê - Kiến nghị biện pháp

149

xử lý,” 1983 - 1985.

[48] Nguyễn Trấn và nnk. “Phương pháp tổng quát xác định nước dưới đất trường hợp dòng không ổn định,” Tuyển tập công trình nghiên cứu khoa học 1989, Viện nghiên cứu khoa học Thủy lợi, 1989.

[49] Nguyễn Hữu An. “Nghiên cứu bảo vệ đê điều và quá trình biến đổi lòng dẫn và các biện pháp chỉnh trị sông khi có công trình thủy điện Hòa Bình.” Việt Nam. 1990.

[50] Nguyễn Hữu An. “Nghiên cứu các giải pháp nâng cao sự làm việc cho đê sông

đồng bằng Bắc Bộ.” Việt Nam. 1999.

[51] Phạm Văn Quốc. “Nghiên cứu dòng thấm không ổn định và tác động của nó đến ổn định công trình đê có nền cát thông với sông,” Luận án tiễn sĩ, Trường Đại học Thủy Lợi, 2001.

[52] Tô Xuân Vu. “Nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng đặc tính biến dạng thấm của một số trầm tích đến ổn định nền đê (lấy ví dụ cho một đoạn đê sông Hồng),” Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Mỏ - Địa chất, 2002.

[53] Trinh Minh Thu, et al. “Application of Informatics in Modeling of groundwater flow to relief wells,” Lecture note on short course for Geotechmical and Geo- Slope office soft ware, 2010.

[54] Nguyễn Quốc Đạt. “Nghiên cứu giải pháp ổn định thấm nền đê cho một số đoạn đê trọng điểm trên địa bàn tỉnh Hà Nam,” Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2013.

[55] Đặng Công Hưởng. “Nghiên cứu cơ sở khoa học để đề xuất kết cấu mặt đê đảm bảo chống lũ và kết hợp giao thông,” Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2017.

[56] Viện Quy hoạch Thủy Lợi. “Báo cáo chuyên đề thủy lực thuộc dự án Rà soát quy hoạch phòng chống lũ và quy hoạch đê điều hệ thống sông Hồng - sông Thái Bình.” Hà Nội, Việt Nam. 2015.

[57] Vũ Tất Uyên và nnk. “Cảnh báo về hậu quả khai thác cát sông Hồng vượt lượng cát về hàng năm,” Tạp chí KH&CN Thủy lợi Viện KHTLVN, số 3, 2013. [58] Nguyễn Ngọc Quỳnh và nnk. “Kết quả nghiên cứu dự báo diễn biến lòng dẫn và chế độ thủy văn hạ du sông Lô - Gâm do ảnh hưởng của thủy điện Tuyên Quang.” Hà Nội, Việt Nam. 2008.

[59] Phạm Đình. “Nghiên cứu ảnh hưởng của việc khai thác cát đến chế độ dòng chảy, diễn biến lòng dẫn và đề xuất các giải pháp khoa học công nghệ phục vụ công tác quản lý, quy hoạch khai thác cát hợp lý trên hệ thống sông Hồng và sông Thái Bình.” Hà Nội, Việt Nam. 2014.

[60] Trương Đình Dụ và nnk. “Nguyên nhân gây cạn kiệt sông Hồng và giải pháp khắc

150

phục.” Hà Nội: Viện khoa học Thủy lợi Việt Nam. 2014.

[61] Thủ Tướng Chính Phủ. “Quyết định số 632/QĐ-TTg Về việc quy định mực nước tương ứng với các cấp báo động lũ trên các sông thuộc phạm vi cả nước.” Việt Nam. 10/05/2010.

[62] Đặng Văn Bát. Bài giảng: “Địa chất đệ tứ - Tân kiến tạo chuyển động kiến tạo

hiện đại Việt Nam.” Trường Đại học Mỏ - Địa chất, 1998.

[63] Nguyễn Gia Quang. “Tình hình hư hỏng đê do biến dạng nền gây ra khi có lũ,” Hội thảo về chất lượng nền đê, Hà Nội: Nhà xuất bản Nông nghiệp, 1987. [64] TCVN 9902:2016. “Công trình thủy lợi - Yêu cầu thiết kế đê sông.” Việt Nam.

2016.

[65] Bộ NN&PTNT. “QCVN 04-05:2012/BNNPTNT Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia công trình thủy lợi - Các quy định chủ yếu về thiết kế.” Việt Nam. 2012. [66] Mai Văn Công. Thiết kế công trình theo lý thuyết ngẫu nhiên và phân tích độ tin

cậy. Hà Nội: Trường Đại học Thủy Lợi, 2006.

[67] Wang, W., et al., “Testing and modelling autoregressive conditional heteroskedasticity of streamflow processes,” Nonlinear processes in Geophysics, Vol. 12, 2005, p. 55-66.

[68] Nguyễn Văn Tuấn. “Độ tin cậy của giải pháp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm cho nhà máy xử lý khí Cà Mau,” Luận văn thạc sĩ kỹ thuật, Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2015.

[69] HEC. “Hình trụ lỗ khoan kết quả thí nghiệm địa chất thủy văn Km31-Km34.” Hà

Nội, Việt Nam. 2004.

[70] Nguyễn Hồng Nam, Bùi Văn Trường. “Báo cáo kết quả khảo sát địa chất Km73+500-Km74+100 đê Hữu Hồng, Hà Nội thuộc đề tài Nghiên cứu khả năng hóa lỏng của đê đập bằng vật liệu địa phương chịu tải trọng động đất và giải pháp ổn định công trình, KC8.23/11-15.” Hà Nội: Trường Đại học Thủy Lợi. 2015.

[71] Công ty Khảo sát Thiết kế thủy lợi 1. “Thuyết minh địa chất công trình đê Hà Nội (năm đoạn đê: Km41+300-Km43; Km46+600-K47+100; Km73-Km74; Km79+900-Km81+100; Km82-Km83).” Hà Nội. 1994.

[72] Công ty Khảo sát Thiết kế thủy lợi 1. “Thuyết minh địa chất công trình đê hữu Hồng Hà Nội, đoạn đê Tiên Tân - Thanh Trì (K40+350 - K85+600).” Hà Nội: Việt Nam. 1994.

[73] Ditlevsen, O.V. Narrow reliability bounds for structural systems, Structural

Mechanics, Vol. 7, No. 4, 1979, p. 453-472.

[74] Hohenbichler, M. and R. Rackwitz. “First-order concepts in system reliability,”

Structural Safety, Vol. 1, No. 3, pp. 177-188. 1982.

[75] Vrijling, J.K. and P.H.A.J.M. van Gelder. Class Lecture, Topic: “Probabilistic design in Hydraulic Engineering, lecture notes CT5310.” TU Delft, 2002. [76] Vrouwenvelder, et al. Theoriehandleiding PC‐Ring Versie 4.0, Deel C:

151

Rechentechnieken. TNO‐rapport 2003‐CI‐R0022, April 2003.

[77] Vrouwenvelder, T. “Spatial effects in reliability analysis of flood protection

systems,” in Second IFED Forum, Lake Louise, Canada, 2006.

[78] Vrijling, J., T. “Schweckendiek, and W. Kanning. Safety standards of flood defenses,” in Keynote paper at ISGSR 2011 (International Symposium on Geotechnical Safety and Risk), Munich, 2011.

[79] Calle, E. Lengte-effect en kalibratie van een toetsregel. Deltares memo 15-04-

2010.

[80] Lopez de la Cruz, et al. “Calibration of Piping Assessment Models in The Netherlands,” in Proc. of ISGSR 2011 (International Symposium on Geotechnical Safety and Risk), Munich. Vogt, Schuppener, Straub & Bräu (eds), ISBN 978-3- 939230-01-4, June 2011.

[81] Nguyễn Trấn. “Biến dạng thấm dưới nền đê lưu vực Hữu Hồng,” Hội thảo về chất

lượng nền đê, Hà Nội, 1987.

[82] TAW. Technical report on piping. Technical report, Technical Advisory

Committee on Water Defenses. The Netherlands. 1999.

[83] van Beek, V.M., et al. “Levee failure due to piping: A full-scale experiment,” in

Reliability Engineering and System Safety, 2012, pp. 141-150.

[84] Trần Mạnh Liểu. “Phân vùng dự báo khả năng ổn định hệ thống đê sông đồng bằng Bắc Bộ trước tác động của quá trình phá hủy thấm nền đê - Lấy ví dụ cho Hà Nội,” Tạp chí KHCN Xây dựng, số 04, trang 31-35, 2006.

[85] V.A. Mironenko and V.M. Sextakov. Cơ sở Thủy địa cơ học. Nhà xuất bản Khoa

học và kỹ thuật, 1982.

[86] Meehan, D. Pajaro River Levee Failure Notebook. Stanford University. 2011. [87] Sở Nông nghiệp và PTNT Hà Nội. “Báo cáo đánh giá hiện trạng công trình đê

điều thành phố Hà Nội trước lũ năm 2016.” Hà Nội, Việt Nam. 2016.

[88] TCVN 8421:2010. “Công trình thủy lợi - Tải trọng và lực tác dụng lên công trình

do sóng và tầu.” Việt Nam. 2010.

[89] Ngô Trí Viềng và nnk. Giáo trình Thủy công. Nhà xuất bản Xây dựng, 2004. [90] GeoDelft. “User's Manual PC-Model MProstab.” GeoDelft. 1993. [91] Geo-Slope, I.L. “Seepage modelling with SEEP/W 2007 and Stability modelling

with SOPE/W.” GEO-SLOPE International Ltd, Canada. 2008.

[92] Brinkgreve, R.B.J. “Plaxis 2D-2011 manual, vols 1:5.” Plaxis BV, 2011. [93] GeoDelft. “MProstab, Addendum MStab User Manual.” GeoDelft. 2004. [94] Mai Van Cong. “Probabilistic design of coastal flood defences in Vietnam,”

Doctoral thesis, Technology University of Delft, Netherlands, 2010.

[95] Barends, F.B.J. Consolidation Theory. Leture note CT5301, Technical University

152

of Delft, the Netherlands, 2010.

[96] Marsland, A.R., M.F. “A study of the variation and effects of water pressures in the pervious strata underlying Crayford Marshes,” in Géotechnique, Vol. 28, No. 4, pp. 435-464, 1978.

[97] Đặng Quốc Tuấn và nnk. “Nghiên cứu xói ngầm dưới nền đê bằng phương pháp

đo sâu điện đa cực,” Tạp chí Địa kỹ thuật, số 3, trang 22-30, 2017.

[98] Buijs, F. “Time-dependence Reliability analysis of Flood defences,” Civil

Engineering and Geosciences of Newcastle University. 2007.

[99] Vũ Cao Minh. “Các đánh giá bước đầu về nguyên nhân gây sự cố vỡ đê Vân Cốc

ngoài.” Hà Nội: Viện các khoa học về trái đất. 1986.

[100] Silvis, F. “Verificatie piping model: Proeven in de Deltagoot.” Grondechanica

Delft, the Netherlands. 1991.

[101] Phạm Quang Tú và nnk. “Ứng dụng lý thuyết xác suất thống kê để nghiên cứu hiện tượng xói ngầm và cát chảy dưới nền đê Sen Chiểu, Hà Nội,” Tuyển tập Hội nghị khoa học thường niên năm 2014, Hà Nội: NXB Xây dựng, 2014, trang 188- 190.

[102] Phòng Tài nguyên và Môi trường huyện Phúc Thọ. “Số liệu kiểm kê: bổ sung danh mục các công trình trong KHSD đất dự kiến thực hiện đến hết năm 2016.” Hà Nội, Việt Nam. 2016.

[103] Bakr M, de Lange G and Toan D. N. “Ho Chi Minh City flood and inundation management.” Final report, Vol. 2, IFRM Strategy, Annex 3: Land Subsidence- Royal Haskoning-DHV and Deltares. 2013.

for HCMC,” Nat Hazards Earth Syst Sci, Vol. 14, No. 6, 2014.

[104] R. Lasage et al, “Assessment of the effectiveness of flood adaptation strategies [105] M. H. Hsu et al. Lịch sử hình thành hệ thống đê Hà Nội, F.i.a.u.c.c.s. in and T. central Taipei area, Editors. Centre for Water Systems, University of Exeter. 2013.

153

[106] Lê Xuân Bảo. “Ứng dụng phương pháp phân tích rủi ro và lý thuyết độ tin cậy để xác định mức bảo đảm an toàn cho hệ thống kiểm soát ngập lụt vùng hạ du sông Đồng Nai - Sài Gòn,” Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2017. [107] Đặng Quốc Tuấn, Phạm Quang Tú. “Nguy cơ tràn đê sông Hồng trong bối cảnh biến đổi khí hậu,” Tạp chí Thủy lợi và Môi trường, số 58, trang 111-117, 09/2017. [108] Nguyễn Lan Hương. “Phân tích và đánh giá an toàn công trình đầu mối hồ chứa thủy lợi Việt Nam theo lý thuyết độ tin cậy,” Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2017.