Nghiên cứu sóng tràn và tương tác sóng ở mặt cắt đê biển có kết cấu tiêu sóng trụ rỗng tại đỉnh bằng mô hình vật lý

KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 
 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 54 - 2019 1
NGHIÊN CỨU SÓNG TRÀN VÀ TƯƠNG TÁC SÓNG 
Ở MẶT CẮT ĐÊ BIỂN CÓ KẾT CẤU TIÊU SÓNG TRỤ RỖNG 
TẠI ĐỈNH BẰNG MÔ HÌNH VẬT LÝ 
Trần Văn Thái, Phan Đình Tuấn 
Viện Thủy công 
Tóm tắt: Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu trên mô hình vật lý mặt cắt đê biển có kết cấu tiêu 
sóng trụ rỗng tại đỉnh (1/4HTR) bằng bê tông cốt thép cường độ cao trong điều kiện sóng, mực 
nước tại Hải Phòng - Việt Nam. Kết quả nghiên cứu thực nghiệm đã tìm ra được hệ số chiết giảm 
sóng gf =0,48-0,56 tương đương với đá đổ 2 lớp. Sử dụng gf để tính toán lưu lượng sóng tràn khi 
thiết kế. 
Từ khóa: Kết cấu tiêu sóng hình trụ rỗng; tiêu giảm sóng; sóng tràn; phản xạ; 1/4HTR 
Summary: This paper presents the study on the physical model of the sea dike cross-section with 
the wave dissipation hollow cylinder at the top of the dike (1/4HTR) in wave and water conditions 
in Hai Phong - Vietnam. Experimental research results have found the wave reduction factor gf is 
equivalent to 2-layer pouring stone. Coefficient gf is used to calculate the overtopping flow when 
designing. 
Keywords: hollow cylinder; Dissipation of Wave; wave reduction; overtopping flow; 1 /4HTR 
1. GIỚI THIỆU * 
Mặt cắt đê biển có kết cấu tiêu sóng (1/4HTR) 
trên đỉnh là mặt cắt được đề xuất bởi TS Trần 
Văn Thái và nhóm nghiên cứu mũi nhọn bảo vệ 
bờ biển của Viện Thuỷ Công, mặt cắt có cấu tạo 
như hình 1. Mặt cắt này có một số ưu điểm sau: 
- Thay thế tường đỉnh bằng kết cấu tiêu sóng 
(1/4HTR) nên giảm sóng phản xạ, giảm sóng 
leo, giảm lực tác động lên tường, giảm lực tác 
động lên mái nên giảm được gia cố mái, mặt cắt 
nhỏ nhẹ phù hợp nền đất yếu. 
- Giá thành đê biển giảm 30% so với kết cấu 
truyền thống. 
Bài báo này trình bày kết quả nghiên cứu sóng 
tràn và hệ số triết giảm sóng của mặt cắt đê biển 
ở hình 1. 
Cấu kiện (1/4HTR) được (Tanimoto, 1994) 
[[10]], [10] đề xuất với mục tiêu giảm sóng xa 
bờ. Bố trí mặt cắt đê biển có cấu kiện (1/4HTR) 
Ngày nhận bài: 08/5/2019 
Ngày thông qua phản biện: 06/6/2019 
với mục tiêu giảm sóng ngay trên đỉnh đê biển là 
cải tiến quan trọng trong điều kiện khan hiếm đất 
đắp đê đặc biệt là đê lấn biển trên nền đất yếu. 
Bài báo sẽ đi sâu vào phân tích kết quả thí 
nghiệm sóng tràn và tương tác sóng với công 
trình trên mô hình vật lý. 
Hình 1: Mặt cắt đê biển có kết cấu tiêu sóng 
hình trụ rỗng trên đỉnh 
2. PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU VÀ SỐ LIỆU 
2.1. Phương pháp thí nghiệm mô hình vật lý 
Thí nghiệm mô hình mặt cắt đê biển có cấu kiện 
tiêu sóng trụ rỗng trên đỉnh được tiến hành trên 
máng sóng của Phòng Thí nghiệm trọng điểm 
Quốc gia về động lực học sông biển - Viện 
Ngày duyệt đăng: 11/6/2019 
Rä ®¸ GEOTUBE
i=%
m
GEOTUBE
Zc
GEOTUBE
Z®
C¸t b¬m ®¾p th©n ®ª
GEOTUBE
GEOTUBE
1/4 HTR
+Zd
C¸t b¬m ®¾p th©n ®ª
GEOTUBE
Zch
SWL
GEOTUBE
GEOTUBE
GEOTUBE
KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 
TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 54 - 2019 2
Khoa học Thủy lợi Việt Nam. Máng sóng có 
chiều dài 37m, chiều cao 1,8m, chiều rộng 2m. 
Máy tạo sóng có thể tạo ra sóng đều, sóng ngẫu 
nhiên theo một dạng phổ Jonwap, Jonwap Par, 
Moskowitz, Moskowitz Par và Sin. Chiều cao 
sóng lớn nhất có thể tạo trong máng là 
Hmax=0,4m và chu kỳ từ Tp=0,5s ÷5,0s. 
Công trình được mô phỏng trên mô hình vật lý 
chính thái và tương tự theo tiêu chuẩn Froude, 
tương tự nhám theo tiêu chuẩn Reynold. Trên cơ 
sở phạm vi không gian mô hình, khả năng tạo 
sóng của hệ thống máy tạo sóng, để đáp ứng được 
mục tiêu và nội dung nghiên cứu, tỷ lệ mô hình 
được chọn 1/20. Đối với cấu kiện tiêu sóng trụ 
rỗng bằng bê tông có độ nhám thực tế 
CKn=0,016, theo tỷ lệ mô hình thì CKm=0,0097 
do đó khi chế tạo sử dụng kính hữu cơ có độ nhám 
tương đương 0,0097÷0,01 như hình 3. 
W0, W1, W2, W3 là các đầu đo sóng 
P1, P2, P3 là các đầu đo áp lực 
X, X12, X13 là khoản cách các đầu đo 
d là độ sâu nước tại chân kết cấu 
h độ sâu nước tại chân công trình 
Hình 2: Sơ đồ bố trí thí nghiệm mặt cắt đê có cấu kiện tiêu sóng tại đỉnh 
Hình 3: Thí nghiệm mô hình thủy lực mặt cắt đê có tiêu sóng hình trụ rỗng trên đỉnh 
2.2. Số liệu thí nghiệm và tính toán 
Sóng ngẫu nhiên có phổ JONSWAP dạng chuẩn 
có chiều cao biến đổi từ Hs= 0,05m; 0,10; 0,15m 
và chu kỳ đỉnh phổ Tp= 1,8 đến 1,95s, độ sâu 
ngập nước d trước cấu kiện cũng được biến đổi 
với 3 cấp độ 0,0475 m; 0,07m và 0,118m. 
Trong mô hình vật lý thời gian của mỗi một 
phương án thí nghiệm được lấy ít nhất 1000.Tp 
(1000 chu kỳ của con sóng) để đảm bảo dải tần 
số (chu kỳ) cơ bản của phổ sóng yêu cầu được 
tạo ra một cách hoàn chỉnh. 
Kịch bản được thí nghiệm với các trường hợp 
sóng vỡ và không vỡ. Tính chất sóng được xác 
định thông qua tham số thể hiện tính chất của 
công trình và điều kiện tải tọng đó là chỉ số 
m=2.5
m=5
P1
P3
P2
W3
X
X12
X13
W2 W1 W0
R
d
h
SWL=0.193; 0.145; 0.123 m
LÕI ÐÊ
m¸y t¹o sãng
KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 
 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 54 - 2019 3
Irribaren hay còn gọi là chỉ số tương tự sóng vỡ 
. Chỉ số Irribaren là thước đo độ dốc tương đối 
giữa mái đê so với sóng: 
tan
mS
 (1) 
Trong đó:  được tính với chu kỳ Tp, độ dốc 
mái đê tan , Sm đặc trưng độ dốc sóng: 
2
2 s
m
P
H
S
gT
 (2) 
Giá trị của  quyết định tính chất tương tác 
của sóng với công trình.  ≤ 2,0 sóng bị 
nhảy vỡ (sóng vỡ) còn  > 2,0 sóng dâng 
vỡ (sóng không vỡ). Trên mô hình, đã thực 
hiện 7 phương án thí nghiệm tương ứng với 
các trường hợp sóng, mực nước như Bảng 
1. 
Bảng 1 : Điều kiện thí nghiệm mô hình trong máng sóng 
Điều kiện mặt cắt Điều kiện biên 
Hình dạng 
Thông số 
kết cấu 
Độ dốc mái 
nghiêng tana 
Chiều cao sóng 
Hs (m) 
Chu kỳ sóng 
Tp (s) 
Độ sâu nước 
d (m) 
Đê mái 
nghiêng có 
(1/4HTR) 
tại đỉnh 
ht = 0,2m 
Bt = 0,18m 
 = 12% 
0,4 
0,05 
0,10 
0,15 
1,8 
1,9 
2,0 
0,245 
0,268 
0,316 
3. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN 
Sự ảnh hưởng (1/4HTR) tới sóng tràn 
Kết quả thí nghiệm đo lưu lượng tràn 
PA Hmo (m) S0 tana x0m q (l/s.m) Sóng 
1 0,15 0,025 0,374 1,70 0,11 vỡ 
2 0,11 0,018 0,367 1,98 0,04 vỡ 
3 0,05 0,009 0,352 2,68 0 không vỡ 
4 0,14 0,027 0,446 1,94 0,03 vỡ 
5 0,10 0,02 0,458 2,34 0,01 không vỡ 
6 0,06 0,011 0,437 2,73 0 không vỡ 
7 0,05 0,011 0,508 3,24 0 không vỡ 
Theo TAW (2002) lưu lượng sóng tràn được xác định bằng các công thức sau: 
b.om 2,0 : 
3
0, 067 1
.exp 4,3 .
tan.
cp
b o
s o b f vs
Rq
Hg H 
 
     
2,0 < b.om 7,0 : 
3
1
0, 2.exp 2,3 .
.
cp
s fs
Rq
Hg H  
 om > 7,0 : 
3
0, 21.exp
(0,33 0, 022.
cp
f s os
Rq
Hg H   
(3) 
(4) 
(5) 
KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 
TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 54 - 2019 4
Trong đó: 
q: lưu lượng sóng tràn trung bình m3/s trên 1m 
dài đê. 
g: Gia tốc trọng trường 
Hs: Chiều cao sóng đến chân công trình 
Rc: Chiều cao từ mực nước tính toán đến đỉnh 
đê. 
 : Góc nghiêng trung bình xác định như hình 
4 
2%tan (1.5 ) / ( )mo maiH Z L B 
Hình 4: Xác định góc nghiêng mái dốc 
 trung bình (TAW 2002) 
Các đại lượng không thứ nguyên sau đây đã 
được sử dụng để vẽ các đồ thị sóng tràn 
Trường hợp sóng vỡ: 
Trục tung: lưu lượng tràn phi thứ nguyên 
0
3
0
tan
m
Sq
gH 
 Trục hoành: độ lưu không của đỉnh đê phi thứ 
nguyên 
0 0
1 1c
m m f
R
H  
Trường hợp sóng không vỡ: 
Trục tung: lưu lượng tràn phi thứ nguyên 
3
0m
q
gH
Trục hoành: độ lưu không của đỉnh đê phi thứ 
nguyên 
0
1c
m f
R
H 
Dựa trên tương quan các tham số sóng với lưu 
lượng tràn và hệ số chiết giảm sóng tràn gf. Sử 
dụng công thức 3, 4 tính lưu lượng tràn. Một hệ 
số chiết giảm sóng tràn kinh nghiệm cho 
1/4HTR đã được xác định. So sánh nghiên cứu 
trước đây đã được công bố về hệ số gf trong 
TAW (2002). Kết quả cho thấy 1/4HTR có khả 
năng chiết giảm sóng tràn tốt tương đương với 
bảo vệ đá đổ 2 lớp. 
Hình 5: Sóng tràn qua đê có 1/4HTR tại đỉnh, 
sóng vỡ và không vỡ ứng với chu kỳ Tm-1,0 
Hình 6: Quan hệ độ lưu không tương đối và 
hệ số chiết giảm sóng tràn 
Sự ảnh hưởng kết cấu tới sóng phản xạ 
Việc tách miền tần số xử lý các bản ghi đồng thời 
từ một số máy đo sóng vì nó giải quyết các 
phương trình tương quan theo phương pháp bình 
phương tối thiểu. Phương pháp cơ bản được mô 
tả bởi Mansard & Funke (1980, 1987) và được 
mở rộng bởi Zelt & Skjelbreia (1992) 
m1.5Hmo B
Lmai
Z2%SWL
KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 
 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 54 - 2019 5
Hình 7: Biến đổi phổ sóng tới và sóng phản xạ 
trong quan trắc mô hình vật lý 
Qua hình 5 phổ sóng tới và sóng phản xạ 
trường hợp sóng tới Hmo = 0,05 m, Tp = 1,25s, 
năng lượng sóng lớn nhất tập trung chủ yếu ở 
dải phổ có tần số 0.4Hz đến 0.8Hz. Phổ sóng 
phản xạ có dạng dẹt, năng lượng đỉnh phổ lớn 
nhất đã giảm chưa bằng 1/3 phổ sóng tới. 
Theo Thompson et al (1996), hệ số phản xạ 
cho kết cấu đá đổ mái nghiêng giảm từ 30-
50% như vậy 1/4HTR có khả năng giảm sóng 
tương đương đá đổ mái nghiêng. Hình 8 thí 
nghiệm sóng tới sóng và hình 9 sóng rút cho 
thấy khả năng tiêu giảm sóng của loại cấu 
kiện này. 
Hình 8: Sóng tới 
Hình 9: Sóng rút 
Lực tác động lên cấu kiện 1/4HTR, theo [2]: Tải 
trọng sóng tác dụng lên cấu kiện tiêu sóng hình 
trụ rỗng 1/4HTR phù hợp với lý thuyết của 
Tanimoto (1994a) trong điều kiện sóng không vỡ. 
Trường hợp sóng vỡ, tải trọng sóng không áp 
dụng theo lý thuyết của Tanimoto. Với cùng điều 
kiện sóng vỡ tại vị trí mực nước, tải trọng sóng 
tác động lên cấu kiện 1/4HTR chỉ bằng khoảng 
14%-45% so với lực tác động lên tường đứng theo 
Minikin (1955, 1963). 
4. KẾT LUẬN 
Mặt cắt đê biển có kết cấu tiêu sóng hình trụ 
rỗng đặt tại đỉnh đê (1/4HTR) là mặt cắt được 
TS Trần Văn Thái đề xuất áp dụng để xây dựng 
các đê lấn biển trên nền đất yếu, có thể thay thế 
cho một số đê có mái nghiêng và tường chắn 
sóng dạng thẳng đứng để giảm sóng phản xạ, 
giảm sóng leo, giảm lực tác động lên tường, 
giảm lực tác động lên mái nên giảm được gia cố 
mái, mặt cắt nhỏ nhẹ phù hợp nền đất yếu. Kết 
quả nghiên cứu trong phòng thí nghiệm đã cho 
thấy hệ số chiết giảm sóng gf ~0,48-0,56 và hệ 
số sóng phản xạ tương đương giải pháp 2 lớp đá 
KHOA HỌC CÔNG NGHỆ 
TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 54 - 2019 6
đổ mái nghiêng truyền thống. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
[1] Trần Văn Thái, Nguyễn Hải Hà, Phạm Đức Hưng, Nguyễn Duy Ngọc, Phan Đình Tuấn, 
Nguyễn Thanh Tâm và nnk (2016), “Nghiên cứu giải pháp đê rỗng giảm sóng gây bồi kết 
hợp trồng rừng ngập mặn bảo vệ bờ biển Tây tỉnh Cà Mau để góp phần bảo vệ nâng cao hiệu 
quả công trình”. Tuyển tập khoa học công nghệ năm 2016, Phần 1: Kết quả nghiên cứu khoa 
học và công nghệ phục vụ phòng tránh thiên tai, xây dựng và bả vệ công trình, thiết bị thủy 
lợi, thủy điện, trang 251-266. 
[2] Trần Văn Thái, Nguyễn Hải Hà, Nguyễn Thanh Tâm, Tải trọng sóng tác dụng lên cấu kiện 
đê trụ rỗng tại đỉnh đê theo lý thuyết và thực nghiệm, Tạp chí khoa học và công nghệ Thủy 
lợi số T7/2018. 
[3] Thiều Quang Tuấn (2010), “Tổng quan về các nghiên cứu và phương pháp tính toán sóng 
tràn qua đê biển”. Tài liệu tham khảo Wadibe, Bộ môn Kỹ thuật công trình biển. 
[4] A.Kortenhaus, H.Oumeraci, N.W.H. Allsop; K.J. Mcconnell; P.H.A.J.M. Van gelder; P.J. 
Hewson; m.walkden; g. Müller; m. Calabrese; d. Vicinanza (2001). Wave Impact Loads – 
Pressures and forces. EM_1110-2-1100. Chapter 5.1 P1-P35. 
[5] Arkal vital Hegde, L.Ravikiran (2013). Wave-structure interaction for submerged quarter-
circle breakwater of different radii-refection characteristics. World academy of science, 
engineering and technology international journal of mechanical and mechatronics 
engineering. Vol:7, No:7. 
[6] Goda, Y., 1974. New wave pressure formulae for composite breakwater. Copenhagen, 
ASCE, pp. 282 1702-1720 
[7] Minikin, R.R., Breaking waves: A comment on the Genoa Breakwater, Dock and Harbour 
Authority, London, 1955, pp. 164-165 
[8] Minikin, R.R., Winds, Waves and Maritine Structures: Studies in Harbour Making and in 
the Protection of Coasts, 2nd rev. ed., Griffin, London, 1963, 294 pp. 
[9] Tanimoto, Namerikawa, Ishimaru and Sekimoto, 1989, A hydraulic experiment study of 
semi-circular Caisson breakwaters, Report of The Port And Habour Research Institute, Vol: 
28, No.2 
[10] Tanimoto, K., Takahashi, S., (1994). Japanese experiences on composite breakwaters. Proc. 
Intern. Workshop on Wave Barriers in Deepwaters. Port and Harbour Research Institute, 
Yokosuka, Japan, pp. 1–22 
[11] Hanbin Gu, Xuelian Jiang, Yanbao Li (2008). Reseaarch on hydraulic performances of 
quarter circular breakwater. Chinese-German Joint Symposium on Hydraulic and Ocean 
Engineering, August 24-30, 2008, Darmstadt, pp.21-25 
[12] Xe-LianJiang, Qing-Ping Zou, Na Zhang (2017). Wave load on submerged quarter-circular and 
semicircular breakwaters under irregular waves. Coastal Engineering 121 (2017) 265–277 
[13] JIANG Xue-lian, ZOU Qing-ping, SONG Ji-ning (2017). Peak Dynamic Pressure on Semi- 
and Quarter-Circular Breakwaters Under Wave Troughs. China Ocean Eng., 2017, Vol. 31, 
CHUYỂN GIAO CÔNG NGHỆ 
 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ THỦY LỢI SỐ 54 - 2019 7
No. 2, P. 151–159 
[14] CEM-US, 2002. Coastal Engineering Manual, U.S. Army Corps of Engineers, Engineer 
Manual 1110-2 1100, Washington D.C., USA. 
[15] EurOtop, 2007. Wave Overtopping of Sea Defences and Related Structures: Assessment 
Manual, Environment Agency UK/Expertise Netwerk Waterkeren NL/Kuratorium fur 
Forschung im Kusteningenieurswesen DE. 
[16] TAW, 2002. Technical report wave run-up and wave overtopping at dikes, Technical 
Advisory Committee on Flood Defence, The Netherlands. 
[17] Van Gent, M.R.A., 2001. Wave runup on dikes with shallow foreshores. J. Waterw. Port 
Coastal Ocean Eng., ASCE, 127, 5, pp. 254-262. 
[18] Thompson, Laurence C. and Thompson, M. Terry and Egesdal, Steven M. 1996. Sketch of 
Thompson, a Salish Language. In Goddard, Ives (ed.), Handbook of American Indians. 
Volume 17: Languages, 609-643. Washington: Smithsonian Institute.