Phân tích độ tin cậy đê hữu hồng đoạn qua thành phố Hà Nội

KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 52 (3/2016) 52 
BÀI BÁO KHOA HỌC 
PHÂN TÍCH ĐỘ TIN CẬY ĐÊ HỮU HỒNG 
ĐOẠN QUA THÀNH PHỐ HÀ NỘI 
Trần Quang Hoài1, Mai Văn Công2 
Tóm tắt: Theo đánh giá của các cơ quan quản lý về đê điều, các tuyến đê của Hà Nội hiện đủ cao 
trình để chống lũ. Tuy nhiên, nhiều năm qua, hầu hết các tuyến đê chưa có cơ hội để "thử thách" 
trước những trận lũ lớn. Thêm vào đó là tình trạng suy giảm độ bền của các tuyến đê liên quan đến 
thân và nền đê, và sự xuất hiện các đầm, hồ ao ven đê dẫn đến sự xuất hiện hiện tượng mạch đùn, 
mạch sủi ngà một phổ biến hơn, đe dọa đến an tòan hệ thống đê. Báo cáo này trình bày phương 
pháp phân tích an toàn của hệ thống đê theo lý thuyết độ tin cậy và ứng dụng cho đê Hữu Hồng 
đoạn qua thành phố Hà Nội. Kết quả phân tích của bài báo cũng chỉ ra rằng, hệ thống đê Hữu 
Hồng hiện nay cần thiết phải được nâng cấp để đảm bảo an toàn phòng lũ theo tiêu chuẩn hiện tại 
và phù hợp hơn với tình hình phát triển kinh tế, xã hội hiện tại. 
Từ khóa: Độ tin cậy; an toàn đê; đê Hữu Hồng; tiêu chuẩn an toàn. 
1. SƠ LƯỢC LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY 
TRONG PHẠM VI BÀI TOÁN1 
Để  đánh  giá  an  toàn  của  một  hệ  thống  công 
trình phòng chống lũ cần đánh giá  tất cả các cơ 
chế phá hỏng của thành phần hệ thống. Để đánh 
giá các cơ chế phá hỏng cần thành  lập các hàm 
tin cậy (thường dùng các phương trình trạng thái 
giới hạn để xây dựng). Công thức tổng quát của 
một hàm tin cậy có dạng (Mai Văn Công, 2006):             
 Z=R-S                                                       (1) 
* Trong đó: 
+ R: Độ bền hay khả năng kháng hư hỏng; 
+ S: Tải trọng hay khả năng gây hư hỏng. 
Hàm  tin  cậy  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 và 
tham số ngẫu nhiên. Theo đó, Z<0 được coi  là 
có hư  hỏng xảy ra và hư hỏng không xảy ra nếu 
Z nhận các giá trị còn lại (Z ≥ 0). Trạng thái giới 
hạn là trạng thái mà tại đó Z=0 trong mặt phẳng 
RS (H.F. Burcharth, et al 1995); đây được coi là 
biên sự cố. Xác suất phá hỏng được xác định:  
Pf = P(Z≤0) = P(S≥R)                               (2) 
Xác suất an toàn:  P(Z>0) = 1-Pf                      (3)     
Trường hợp đơn giản, hàm tin cậy tuyến tính 
với các biến ngẫu nhiên cơ bản phân bố chuẩn, 
1 Tổng cục Thủy lợi, Bộ Nông nghiệp và Phát triển 
nông thôn. 
2 Khoa Công trình, trường Đại học Thủy lợi. 
việc  tính  toán xác  suất  xảy  ra  sự  cố  thông qua 
hàm phân phối tiêu chuẩn N(-) bằng cách sử 
dụng các giá trị kỳ vọng Z, độ lệch chuẩn Z và 
chỉ số độ tin cậy =Z/Z của hàm tin cậy. 
Hình 1. Hàm tin cậy biểu diễn trong m/p RS 
Hàm tin cậy biểu diễn trong mặt phẳng RS và 
xác suất xảy ra sự cố và chỉ số độ  tin cậy được 
định nghĩa như Hình 1: Điểm nằm trong miền sự 
cố với mật độ xác suất lớn nhất được coi là điểm 
thiết kế. Thông thường điểm này nằm trên đường 
biên sự cố. Điểm thiết kế đóng vai trò quan trọng 
trong ước lượng xác suất xảy ra sự cố. 
2. LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY TRONG 
PHÂN TÍCH AN TOÀN HỆ THỐNG 
PHÒNG CHỐNG LŨ 
Các  cơ  chế  xảy  ra  sự  cố  đối  với  hệ  thống 
công  trình  phòng  lũ  nói  chung  là  đa  dạng  và 
phức  tạp. Trong khuôn khổ bài báo đề cập đến 
một số cơ chế phá hỏng chính với đê Hữu Hồng 
như sau:  
R 
Z<0 Vùng sự cố 
Z>0 Vùng an toàn 
Z=0 Biên sự cố S 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 52 (3/2016)  53
2.1. Cơ chế Chảy tràn 
Nguyên nhân gây  ra  cơ  chế  này  là  khi mực 
nước  trước  đê  chảy  tràn  qua  đỉnh  đê  và  có 
hướng  gió  thổi  từ  sau  đê  ra  ngoài,  sóng  có 
hướng đi ra xa bờ, trường hợp này yếu tố sóng 
được bỏ qua. Hàm tin cậy của cơ chế này được 
viết như công thức (4): 
Z = Hk – H = Z= Hk – (MNL +  h)           (4) 
* Trong đó: 
- Hk: Độ cao của đỉnh đê; 
- H:  Mực nước suất hiện trước đê = MNL +  h 
- MNL: Mực nước lũ 
-  h: Chiều cao nước dềnh do gió gây ra; 
2.2. Cơ chế mất ổn định cấu kiện bảo vệ mái 
Hàm tin cậy chung cho trường hợp này được 
định nghĩa như sau: 
*  Đối  với  kết  cấu  bảo  vệ  mái  đê  là  đá  lát 
khan, hàm tin cậy được triển khai thành: 
3
b
1R
H
L
m
H
KtZ
 

 (5) 
*Đối với kết cấu bảo vệ mái đê sông là  tấm 
lát bê  tông trên mái nghiêng, hàm tin cậy được 
triển khai thành:  
Bm
L
HtZ
b
R
 

 (6) 
Trong đó: 
-  tR:  Chiều  dày  của  kết  cấu  mái  bảo  vệ  đê 
sông; 
- tS: Chiều dày KCBV cần thiết đảm bảo điều 
kiện ổn định; 
-  K1:  Hệ  số,  đá  thường  lấy  bằng  0,266,  đá 
vuông và đá cột (chẻ) lấy bằng 0,225; 
- γb: Khối lượng riêng của đá; γ: Khối lượng 
riêng của nước; 
- H: Chiều cao  sóng  tính  toán; L: Chiều dài 
sóng, m; 
-  m:  hệ  số  mái  dốc;  B:  Chiều  dài  cạnh  tấm 
bản theo hướng vuông góc với đường mép nước. 
2.3. Cơ chế xói chân đê 
Cơ chế này xảy ra khi chiều sâu hố xói trước 
chân  đê  lớn  hơn  chiều  sâu  bảo  vệ  của  kết  cấu 
chân đê. Hàm tin cậy của cơ chế này được viết 
như sau: 
Z3 = ht - hx                                                   (7)   
* Trong đó: 
- ht: Chiều sâu bảo vệ của kết cấu chân đê; 
- hx: Chiều sâu hố xói dự kiến trước chân đê. 
 Hàm  tin cậy  trong  trường hợp dòng chảy 
xiên  góc  với  bờ  và  lòng  dẫn  có  bãi  được  viết 
thành: 
 

 d30
)1(
4
HB
Q
gm1
2
tg23
hZ
2
2
2
1
2
1
2
1
2
t
 (8) 
 Hàm tin cậy trong trường hợp dòng chảy 
xiên góc với bờ và lòng dẫn không có bãi được 
viết thành: 
 d30
WW
Q
gm1
2
tg23
hZ
2
p
2
2
t
 (9) 
Trong đó: 
-  B1:  Chiều  rộng  bãi,  khoảng  cách  từ  mép 
đến chân dốc (m); Q1: phần  lưu  lượng  thiết kế 
thông qua bãi, (m3/s); H1: độ sâu trên bãi; 
- η: hệ số phân bố không đều của lưu tốc; 
- ∆hp :Độ sâu xói cục bộ tính từ đáy sông, m; 
-  α:  Góc  giữa  lưu  hướng  dòng  chảy  ở  mực 
nước lũ tính toán và mái bờ; 
- m: Hệ số mái chân kè; 
-  d:  đường  kính  hạt  tính  toán  của  đất  đáy 
sông tại sát chân kè, cm; 
- W: diện tích mặt cắt ngang dòng sông; Wp: 
Diện tích ngang lòng sông sau khi thu hẹp; 
2.4. Cơ chế xói ngầm, đẩy trồi 
Cơ  chế  xói  ngầm  xảy  ra  khi  nó  đồng  thời 
thỏa mãn hai điều kiện: 
1) Lớp sét nền đê bị chọc thủng; 
2) Xuất hiện dòng chảy vận chuyển cát ngầm 
dưới đê. 
Hàm tin cậy của từng cơ chế: 
HggdZ wc
)1(
4  và  ΔH
c
L
mZ t(2)4 (10) 
* Trong đó: 
+  c: Trọng lượng đơn vị bão hòa của lớp đất 
nền;  w: Trọng lượng đơn vị của nước; 
+ g: Gia tốc trọng trường; d: Bề dày lớp đất 
sét tính từ chân đê đến lớp cát nền bên dưới; 
+  H = MNL + MNBĐ – MNHL 
+ c = cB: Hằng số Blight, phụ thuộc vào loại đất; 
+  m  –  Thông  số  mô  hình,  để  tính  toán  sự 
phân tán theo kinh nghiệm khảo sát. 
)Z|)P(ZP(Z)ZP(ZP 14
2
4
1
4
2
4
1
4f  (11)          
2.5. Cơ chế mất ổn định trượt mái 
Hàm tin cậy của cơ chế (Ghecxêvanôp): 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 52 (3/2016) 54 
  
n
1i
i
n
1i
ii
n
1i
iii5 TlCtgWNSFSFZ  (12) 
* Trong đó: 
+ SF  – Hệ số an toàn ổn định trượt mái đê; 
+ [SF] – Hệ số an toàn ổn định trượt mái đê 
cho phép. [SF] = 1. 
+ Ni = Gi.cos i; Ti  = Gi.sin i; Gi = bi ihi  - 
Trọng lượng của dải thứ i; 
+ Wi – Áp lực thủy tĩnh dưới đáy dải thứ i; li 
– Chiều dài đáy dải thứ i; Ci ,  i – Lực dính đơn 
vị và góc ma sát trong tại đáy dải thứ i. 
3.6. Cơ chế mất ổn định do thấm 
Hàm tin cậy trong trường hợp này có thể viết 
thành: 
    
T88,0HmL
T.HH
kqqqqZ
11
21
0D
  (13)                   
Trong đó: 
- qD: là lưu lượng thấm trên đơn vị chiều rộng 
tìm  được  của  đê  đất  đồng  chất,  trên  nền  không 
thấm nước, có cùng hình thức tiêu nước, m2/s; 
- T  là chiều dầy tầng thấm nước, m; k0  là hệ 
số thấm của tầng thấm nước, m/s; 
- q  là lưu lượng thấm trên đơn vị chiều rộng, 
m2/s; 
- H1  là mực nước thượng lưu, (m); m1  là hệ 
số mái dốc thượng lưu; 
3. ỨNG DỤNG PHÂN TÍCH AN TOÀN 
CHO HỆ THỐNG PHÒNG CHỐNG LŨ 
ĐOẠN QUA THÀNH PHỐ HÀ NỘI 
Hà Nội hiện có 20 tuyến đê chính dài khoảng 
470km,  trong đó có hơn 37km đê hữu Hồng  là 
đê  cấp  đặc  biệt,  211,5km  đê  cấp  I;  67,4km  đê 
cấp II, còn lại là đê cấp III và cấp IV.  
Có thể mô tả hệ thống phòng chống lũ đoạn 
qua Hà Nội thành 03 khu vực, tuy nhiên để đơn 
giản trong tính toán, tác giả sẽ phân tích các cơ 
chế gây mất ổn định và tổng hợp xác suất xảy ra 
ngập  lụt cho Vùng I –  trung  tâm thành phố Hà 
Nội  và  vùng  II  -  khu  vực  các  quận  Gia  Lâm, 
Long Biên; chưa xem xét các đến vùng  III. Từ 
sơ đồ này, tác giả có thể đề xuất sơ đồ cây sự cố 
cho hệ thống phòng chống lũ đoạn qua Hà Nội 
như hình 02 dưới đây. 
Hình 2. Sơ họa khu vực nghiên cứu & Sơ đồ cây sự cố 
3.1. Danh sách các biến ngẫu nhiên 
Đối với các biến ngẫu nhiên có số liệu thống 
kê, sử dụng phần mềm BESTFIT tìm hàm phân 
phối xác suất phù hợp nhất và các tham số thống 
kê  của  nó. Đối  với  các biến ngẫu nhiên  không 
có số liệu thống kê, hàm phân phối lấy theo các 
hàm đặc trưng. Các biến ngẫu nhiên của mỗi cơ 
chế được tổng hợp trong các bảng 1 đến bảng 4 
Comparison of Input Distribution and Normal(10.85,1.15)
Values in 10^1
0.0
0.3
0.6
0.85 0.93 1.01 1.09 1.16 1.24
Input
Normal
Hình 3. Phân tích mực nước lũ tại trạm Long Biên 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 52 (3/2016)  55
Bảng 1. Danh sách biến ngẫu nhiên theo cơ chế chảy tràn đỉnh đê 
BNN 
Phân 
đoạn 
Lý trình 
Kí 
hiệu 
Luật 
P.Phối 
Đặc trưng (m) 
Kỳ vọng 
 
Độ lệch 
 
CTĐĐ 
Đoạn 1  Hữu Hồng K31+100÷K47+980 ZĐ1  Nor  17.5  0.2 
Đoạn 2  Hữu Hồng K48+000÷K57+000 ZĐ2  Nor  14.67  0.2 
Đoạn 3  Hữu Hồng K57+000÷K80+340 ZĐ3  Nor  13  0.1 
MNL 
Đoạn 1  Hữu Hồng K31+100÷K47+980 MNL1  Nor  15.7  1.15 
Đoạn 2  Hữu Hồng K48+000÷K57+000 MNL2  Nor  13.6  1.15 
Đoạn 3  Hữu Hồng K57+000÷K80+340 MNL3  Norl  10.8  1.15 
Bảng 2. Danh sách biến ngẫu nhiên theo cơ chế mất ổn định mái bảo vệ 
Biến ngẫu nhiên Kí hiệu Đơn vị 
Đặc trưng thống kê 
Luật 
P.Phối 
Kỳ vọng  Độ lệch  
Chiều cao sóng trước đê  Hs  m LogNor  0,42  0,063 
Chiều dài sóng   L  m Nor  10  1.5 
Chiều dày lớp áo kè  t  m Nor  0.2  0.01 
Độ sâu nước trước chân kè  d  m Nor  6  0.3 
Khối lượng riêng của nước  γ  KN/m3 Deter  1  0.05 
Khối lượng riêng của đá  γb  KN/m3 Nor  2.4  0.1 
Hệ số mái dốc  m  - Nor  5  0.2 
Bảng 3. Danh sách biến ngẫu nhiên theo cơ chế xói chân đê 
Biến ngẫu nhiên 
Kí 
hiệu 
Đơn vị 
Đặc trưng thống kê 
Luật P.Phối Kỳ vọng  Độ lệch  
Lưu lượng lũ sông  Q1  m
3/s Nor  18,000  100 
Chiều rộng bãi, khoảng cách từ mép 
đến chân dốc 
B1  m Nor  500  10 
Độ sâu trên bãi  H1  m  Nor  5  0.2 
Hệ số phân bố không đều của lưu tốc  η  - Deter  2   
Góc giữa lưu hướng dòng chảy ở 
mực nước lũ tính toán và mái bờ 
α  rad Nor  0.53  0.05 
Hệ số mái chân kè  m  - Nor  3  0.1 
Đường kính hạt tính toán của đất đáy 
sông tại sát chân kè 
d  m Nor  0.01  0.0005 
Chiều sâu bảo vệ của kết cấu chân đê  ht  m Nor  3  0.2 
Bảng 4. Các biến ngẫu nhiên của cơ chế xói ngầm, đẩy trồi 
Biến ngẫu nhiên Kí hiệu Đơn vị 
Đặc trưng thống kê 
Luật P.Phối Kỳ vọng μ Độ lệch α 
Dung trọng b.hòa đất nền  ρc  T/m
3 Nor  1.80  - 
Dung trọng riêng của nước  ρw  T/m
3 Deter  1.00  - 
Thông số mô hình  m  - Nor  2.00  0.20 
Chiều dài viền thấm  Lt  m Nor  50  4.50 
Hằng số Blight  CB  - Deter  15.00  - 
Chiều dày lớp sét  d  m Nor  2  0.4 
Mực nước lũ sông  MNTL  m Nor  17.5  0.4 
Mực nước trong đồng  MNHL  Nor  13  0.3 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 52 (3/2016) 56 
3.2. Xác suất xảy ra sự cố của từng cơ chế và các hệ số ảnh hưởng của các biến ngẫu nhiên 
Bảng 5. Kết quả xác suất xảy ra sư cố đối với đê Hữu Hồng đoạn qua nội thành Hà Nội 
Cơ chế sự cố Kí hiệu Xác suất xảy ra sự cố 
Sóng tràn/chảy tràn  P(Z1<0)  0.06145 
Mất ÔĐ KCBV  P(Z2<0)  2.75×10-4 
Xói chân đê  P(Z3<0)  0.175 
Xói ngầm  P(Z4<0)  0.114 
Đẩy trồi  P(Z5<0)  2,79E-8 
Mất ổn định trượt mái  P(Z5<0)  2,79E-8 
TỔNG HỢP  PHT  0.1802 
4a. Ảnh hưởng của các biến ngẫu nhiên 
đến cơ chế chảy tràn. 
4b. Ảnh hưởng của các biến ngẫu nhiên 
đến cơ chế mất ổn định KCBV mái. 
4c. Ảnh hưởng của các biến ngẫu nhiên 
đến cơ chế xói chân. 
4d. Ảnh hưởng của các biến ngẫu nhiên 
đến cơ chế xói ngầm. 
4e. Ảnh hưởng của các biến ngẫu nhiên 
đến cơ chế đẩy trồi của đê hữu Hồng. 
3.3. Xác suất tổng hợp xảy ra sự cố 
Phân tích bài toán mẫu cho một đoạn đê biển 
đại diện kể đến năm cơ chế hư hỏng chính như 
đã nêu ở trên. Tổng hợp xác suất xảy ra hư hỏng 
của đoạn đê đại diện được thực hiện theo sơ đồ 
sự  cố  2.  Xác  suất  tổng  hợp  xảy  ra  sự  cố  được 
xác định như sau (Mai Văn Công, 2010): 
Pvỡ  đê=  P  (Z1<0     Z2<0   Z3-1Z3-2<0  
Z41<0Z4-2 <0Z5<0)  
Trong đó: 
-  Z1<0  biểu  thị  sự  xảy  ra  hiện  tượng  sóng 
tràn/chảy tràn; 
- Z2<0 biểu thị sự xảy ra hiện tượng hư hỏng 
kết cấu bảo vệ mái đê; 
- Z3<0 biểu thị sự xả ra hiện tượng xói ngầm, 
đẩy trồi; 
- Z4-1; Z4-2 biểu  thị  sự xảy  ra hiện  tượng hư 
hỏng  do  trượt  mái  đê  phía  biển  và  phía  đồng 
tương ứng; 
- Z5 biểu thị sự xảy ra hiện tượng phá hỏng do 
chiều sâu xói chân đê vượt quá chiều sâu bảo vệ. 
4. NHẬN XÉT KẾT QUẢ TÍNH TOÁN 
Sử  dụng  phần  mềm  OpenFTA  theo  phương 
pháp  Monte  Carlo  mô  phỏng  được  tổ  hợp  xác 
suất xảy  ra  sự cố hệ  thống phòng chống  lũ nội 
thành Hà Nội với đê  sông hiện  tại  cho kết quả 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 52 (3/2016)  57
là: P2=0,04 (1/ 25 năm) Tiêu chuẩn an toàn hiện 
tại: 1/500 (năm). Kết quả phân tích cũng chỉ ra 
rằng cơ chế nước tràn đỉnh đê ảnh hưởng nhiều 
nhất  đến  an  toàn  đê  sông  (86.83%).  Dựa  trên 
các xác suất gây hư hỏng tuyến đê biển, thì cũng 
có  thể  thấy  nên  tập  trung  nâng  cao  cao  trình 
đỉnh đê và tăng kích thước (chiều dày) khối phủ 
bảo  vệ  đê.  Kết  quả  nghiên  cứu  cũng  cho  thấy 
rằng, yếu tố sóng có mức độ ảnh hưởng lớn nhất 
đến cơ chế mất ổn định kết cấu bảo vệ mái. Như 
vậy ngoài việc tăng kích thước (chiều dày) của 
kết cấu bảo vệ mái,  thì có  thể xem xét đến các 
biện pháp như trồng rừng ngập mặn tại những vị 
trí thuận lợi, có bãi bồi trước đê cao để giảm ảnh 
hưởng các tác động của sóng lên mái đê và tăng 
tính ổn định của cấu kiện cũng như của toàn bộ 
hệ thống. 
5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 
Đê  Hữu  Hồng  đoạn  qua  thành  phố  Hà  Nội 
hiện tại cơ bản đảm bảo được nhiệm vụ đã thiết 
kế ban đầu của nó. Tuy nhiên, theo các báo cáo 
đánh giá về hiện trạng truyến đê này và kết quả 
phân  tích độ  tin  cậy  của hệ  thống đê  đã  chỉ  ra 
rằng:  mức  đảm  bảo  an  toàn  phòng  lũ  hiện  tại 
không  đạt  được  với  tiêu  chí  thiết  kế  theo  qui 
phạm  hiện  hành  và  cần  thiết  phải  nâng  cấp  hệ 
thống, đặc biệt là cho những đoạn đê xung yếu. 
Cơ  chế  mất  ổn  định  kết  cấu  bảo  vệ  mái  kè 
chiếm ưu thế với hệ số ảnh hưởng 85% đến xác 
sất  sự  cố  tổng  cộng.  Như  vậy,  việc  nâng  cấp 
tuyến đê nên tập trung vào nâng cao trình đỉnh 
đê, nâng cấp giải pháp kết cấu bảo vệ mái hoặc 
tăng kích thước (chiều dày) cấu kiện bảo vệ mái 
là cần thiết. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
Burcharth,  H.F.,  Sørensen,  J.D.  &  Christiani,  E.  (1995).  Application of reliability analysis for 
optimal design of vertical wall breakwaters. Proceedings of the International Conference on Coastal 
and Port Engineering in Developing Countries (COPEDEC) 
Mai Văn Công, (2006); Thiết kế công trình theo lý thuyết ngẫu nhiên và phân tích độ tin cậy; Bài 
giảng Khoa Kỹ Thuật Biển, Trường Đại học Thủy lợi 
Mai Văn Công, (2010); Probabilistic design of coastal flood defences in Vietnam; Luận án tiến sỹ, 
Trường Đại học Công nghệ Delft, Hà Lan. 
Abstract: 
RELIABILITY ANALYSIS OF HUU HONG LEVEE THROUGH INNER HANOI CITY 
According to the department of dike management, the current dikes of Hanoi is high enough to 
prevent river floods. However, the dikes have not been "challenged" with the major floods. In 
addition, reduction of strengths of the dike body and its foundation and existence of mashes ponds 
along the dikes frequently leads to sand boiling and even piping occurs at many places, which 
threatening stability of the dike system. This paper presents reliability analysis of the dike system by 
application of reliability theory and probabilistic approach. Detailed analysis is performed for the 
case of Huu Hong dikes which protects central Hanoi. Research results show that Huu Hong dike 
system need to be upgraded in order to ensure flood safety by present standard and further more for 
the situation of present socio-economic development. 
Keywords: Reliability; dike safety; river dikes; flood risk; flood safety. 
BBT nhận bài: 25/1/2016 
Phản biện xong: 11/3/2016