Luận án Nghiên cứu đề xuất phương pháp thiết kế và xây dựng để nâng cao chất lượng các công trình thoát nước nhỏ trên đường ô tô tại nước Cộng Hoà Dân Chủ Nhân Dân Lào

0 6000000 7000000 8000000 9000000
69 
Hình 3.18: Quan hệ gi a hệ số sức cản f
x
 và Re .10
5
 đối với dòng chảy xiết 
trong dốc nước có dạng mặt cắt ch nhật 
Từ (bảng PL5.6, phụ lục 5) và đ thị (xem hình 3.18) hoặc đư ng thẳng 
bên trái đ thị (xem hình 3.19) có thể rút ra được quan hệ giữa hệ số lực cản 
thủy lực f
x
 và số Re đối với dòng chảy xiết trong dốc nước có d ng mặt cắt 
chữ nhật: 
 0.31230.00045 Ref (3.26b) 
 Kết quả (bảng PL5.6, phụ lục 5) cho thấy sai số giữa công thức và số liệu 
thí nghiệm là (-8.69 13.79)% hoặc trong đó chỉ có 1 giá trị trên 27 là 13.79%. 
Sai số này có thể chấp nhận được vì thực tế đo đ c thông thư ng có sai số vượt 
quá %5 . 
 Phân tích chỉ ra để áp dụng trong thực tế có thể sử dụng công thức riêng 
đối với mặt cắt hình thang công thức (3.26a) và mặt cắt chữ nhật công thức 
(3.26b) thay cho công thức (2.53). 
Hình 3.19: Quan hệ gi a hệ số sức cản f và Re dựa vào kết quả mặt cắt hình 
thang và kết quả mặt cắt ch nhật 
f = 0.00045xRe0.3123 
0
0.005
0.01
0.015
0.02
0.025
0.03
0.035
0 100000 200000 300000 400000 500000 600000 700000 800000
f 
Re 
1
10
1.E+05 1.E+06
f 
Re 
f=0.00045xRe0.3123 
f=0.0182xRe0.0381 
70 
3.2.2.2. ết luận quan hệ thực nghiệm về sức cản thủy lực f 
K ậ : Dòng chảy trong máng bê tông là chảy êm và chảy xiết sẽ có hệ 
số ma sát d c đư ng f . Kết quả nghiên cứu của tác giả chỉ ra đối với: 
Mặt cắt hình chữ nhật: 
0.31230.00045 ReCNf ( 8.69% 13.79%  ) sai số tư ng đối 13.79% lớn nhất 
Áp dụng: 5Re 0.703 7.321 10  
 1.56 43.59rF  
 r
v
F
gh
Mặt cắt hình thang: 
0.03810.0182 ReHTHf (sai số tư ng đối 8.29% lớn nhất) 
Áp dụng: 6Re 2.25 7.67 10  
 2.802 6.957rF  
 0.0064 0.0184n  
3.3. Nghiên cứu tốc độ b t đầu xói đ y và xói sau gia cố công tr nh tho t 
 nước nhỏ ngang đường đối với đất hông d nh 
3.3.1. Tí ộ ắ ầ ó ớ ò ả ó ị 
 í 
3.3.1.1. Xây dựng công thức [6], [7], [8], [87] 
Xét một diện tích mặt đáy sông khá nhỏ  song đủ chứa một số h t nhất 
định hay một h t g i đ n giản là h t, h t có đư ng kính đặc trưng là d . Khi xét 
các lực tác dụng và h t ta sẽ chưa kể đến lực b sung khối lượng (Murply và 
Aguirre, 1985) lực (Basset) do h t quay và lực của các h t tác động lẫn nhau 
(Nakagwa) vậy h t chỉ còn chịu các lực như: 
Lực đẩy trượt: 
2 2
1
2 4
d
x x x
u d
P n C
 (3.27) 
Lực nâng: 
71 
2 2
1
2 4
d
y y y
u d
P n C
 (3.28) 
Tr ng lượng của h t trong nước: 
 3
1
6
gG d
 (3.29) 
Lực dính của đất: 
2
4
p
d
f C
 (3.30) 
 iều kiện n định của h t theo phư ng chảy sẽ cho tốc độ khởi động trượt 
trong tr ng thái cân bằng tới h n: 
 0x yP G P tg f 
2
( )
4
x y p
d
P G P tg C
 (3.31) 
 trong đó: 
 xC , yC – hệ số áp lực mặt và hệ số lực nâng; 
 x , y , g – hệ số hình d ng h t theo diện tích và thể tích; 
pC – lực dính của đất; 
  – góc nội ma sát của h t; 
1n – hệ số làm t ng tốc độ trung bình th i gian của h t do 
m ch động tốc độ gây ra. 
 Mức độ chính xác của công thức phụ thuộc vào việc xác định các hệ số 1n
, xC , yC , x , y và g c ng như góc  và lực dính pC và điều kiện làm việc 
của h t 2n mà 2n phụ thuộc vào n ng độ b n cát đáy và đư ng kính h t. 
 ể tính có thể sử dụng 0.8g (Goncharov, 1938), 0.178yC (Einstein và 
EI-Samni, 1949) [28] hay 0.2yC cho 
.
Re 60
u d

 (Borovkov, 1989); cát 
trong tự nhiên có hệ số hình d ng là 0.7; kết hợp với 0.8g có thể cho 
0.71y ; đ ng th i sử dụng quan hệ giữa (3 4)x yP P  (Mirtskhulava, 1967) và 
72 
(Rukovodstvo, 1981); 
0.00316
pC
d
 khi 0.15 1d  mm trong đó có đ n vị là mét, 
pC có đ n vị là 
2/N m , h t không đ ng nhất lấy bằng 0.75 pC . Ngoài ra pC có 
thể lấy theo bảng lập sẵn. Khi 1d mm thì có 0pC . 
Nếu cho h t có 1d mm với điều kiện đã nêu thì công thức (3.31) có 
d ng: 
2
3 ( )
4
y y p
d
P G P tg C
 
2 2
13
2 4
d
y y
u d
n C
 = 
2 2 2
3
1 1
6 2 4 4
d
g y y p
u d d
d n C tg C
  
2
2
13
4 2
d
y y
u
n C d
 = 
2 2
3 2
1
6 4 2 4
d
g y y p
u d
gd n C d tg C
  
2
2
13 0.2 0.71
4 2
dun d
 =
2 2
3 2
10.8 0.2 0.71 0.71
6 4 2 4
d
p
u d
gd n d tg C
 
2
2
10.3346
2
dun d =
2
3 2 2
10.4188 0.1115 0.5576
2
d
p
u
gd n d tg C d 
2
21
2
0.3346 0.1115
2
dun d tg
n
  = 3 20.4188 0.5576 pgd tg C d  (3.32) 
trong đó: tr ng lượng riêng h t ngập trong nước 1 h g và
h 
Kết quả thí nghiệm đối với h t tự nhiên khi 1d mm thì  từ tròn tới góc 
c nh là 30 35o o  và 1 10d  mm thì 32 40o o  , nếu lấy trung bình 
36o thì 0.7265tg . 
2 1n khi hàm lượng b n cát 0.1S 
3/kg m ; 
 2 1.3 1.5n  đối với h t cát nhỏ và trung; 
 2 1.5 1.7n  đối với h t cát thô và sỏi s n khi 0.1S 
3/kg m ; 
Khi h t có 1d mm , 0.1S 3/kg m và 2 1.4n (điều kiện làm việc của h t). 
73 
- Nếu xét cho h t có 1d mm thì có 0pC và với điều kiện đã nêu thì 
công thức (3.37) có d ng: 
2
21 0.3346 0.1115 0.7265
1.4 2
du d = 3 20.4188 0.7265 0.5576 0gd d 
2 20.1484 du d = 
30.3042 gd (3.33) 
Tốc độ trong tr ng thái giới h n n định của h t có d ng 
2 1.3d d du u u u 
du trung bình th i gian 
2u m nh động tốc độ theo phân phối chuẩn 
Trong điều kiện ngày thì công thức (3.33) có d ng: 
2
2 30.1484 1.3 0.3042du d gd 
2 2 30.2508 0.3042du d gd (3.34) 
2
1.2129dc
u
gd
 hay 1.1013dcu gd (3.35) 
 Nếu 1.65 thì 1.4146dcu gd (3.36) 
 iết quy luật phân phối tốc độ trong khu vực sức cản bình phư ng có 
d ng: 
30.2
5.75lg 5.75lg 8.5d
u y y
u k k 
 (3.37) 
 Lấy k d và 
1
2
y d thì tốc độ t i 12 h t rút ra từ (3.37) là: 
125.75lg 8.5 5.75lg 8.5
2
d
d
u
u d 
 6.77d
u
u 
6.77
duu (3.38) 
 hay 0.1477 du u , và cho 1.4146dc du u gd được: 
 0.2089u gd 
74 
 và nhớ rằng: c
v C
u g 
 (3.39) 
0.2089 9.81
cv C C
gd g
 0.0667Ccv gd (3.40) 
Sử dụng: 
1
6
1
C R
n
 (3.41) 
và nhám theo (Strickler): 
1
6
50
6.751 g
n
d
 (3.42) 
Thay công thức (3.41) và công thức (3.42) vào công thức (3.40) được: 
1
6
501
6
50
6.75
0.0667c
g
v R gd
d
1
6
501
6
50
6.75 9.81
0.0667 9.81cv R d
d
1 1
6 3
504.42cv R d (3.43) 
Khi h t ở mái sông hay mái kênh hay mái dốc taluy đư ng thì công thức 
(3.43) được nhân với hệ số dK tức là tốc độ chịu ảnh hưởng của cả độ dốc d c 
và độ dốc ngang. 
ddd dngk k k (3.44) 
dd
sin
sin
k
 

 (3.45a) 
2
2
cos 1dng
tg
k
tg

 (3.45b) 
 dk là hệ số ảnh hưởng độ dốc d c, song vì góc  đối với dòng chảy tự 
nhiên khá bé nên thư ng lấy dd 1k . 
75 
dngk là hệ số ảnh hưởng độ dốc d c ngang, làm t ng khả n ng mất n định 
của h t do đó khi h t ở mái sông, mái kênh, mái dốc taluy đư ng bãi sông thì vế 
phải của các công thức (3.35), (3.36), (3.40) và (3.43) được nhân với 
dngk . 
 Vận tốc n định trung bình của h t ở mái dốc: 
1 1
6 3
504.42 . .c dngv R d k (3.46) 
 Ngoài ra ảnh hưởng của độ dốc ngang có thể có thể còn được xác định 
theo quan hệ cho rằng hệ số Sedi C và độ dốc không đ i: 
 osdm d
h y
u u c
h
 (3.47) 
Trong đó: dmu tốc độ đáy ở mái dốc t i điểm cách đáy độ cao là y và 
độ sâu là mh h y ; 
 h độ sâu dòng chảy ở đáy sông. 
 Như vậy khi h t ở mái dốc thì công thức (3.47) thay đ i nhu sau: 
1.4146 osmdm
h
u gd c
h
 (3.48) 
 và công thức (3.40) sẽ là: 
0.0667C osmc
h
v gd c
h
 (3.49) 
 hay công thức (3.46) sẽ là: 
1 1
6 3
504.42 os
m
c
h
v R d c
h
 (3.50) 
3.3.1.2. ết quả tính tốc độ không xói ở đáy dòng chảy: 
Tốc độ không xói đáy ở lòng sông công thức (3.35) được so sánh với 
công thức của Goncharov và [6] cho h t có 1 75d  mm (bảng 3.6). 
76 
Bảng 3.6: Tính tốc độ không xói ở đáy dòng chảy 
d 
 mm 
cu /m s 
Tác giả Goncharov [6] 
1 
2.5 
5 
10 
15 
25 
40 
75 
0.140 
0.222 
0.313 
0.443 
0.543 
0.701 
0.886 
1.213 
0.136 
0.215 
0.304 
0.430 
0.527 
0.680 
0.860 
1.180 
0.20 
0.25 
0.35 
0.50 
0.60 
0.80 
1.00 
1.35 
- Công thức tốc độ đáy theo (Goncharov V.N) [6, tr.143]: 
 gdudc 07.1 
- Công thức tốc độ đáy theo (T. .Nghiên) [6, tr.144]: 
 gdudc 1.1 
- Tốc độ không xói của tác giả: 
1.1013dcu gd 
Trong đó: 65.1 
Hình 3.20: Sơ đồ tốc độ đáy không xói của hạt trong dòng chảy 
77 
Công thức chung (3.32) về tốc độ khởi động của h t ở đáy dòng chảy có 
kể đến lực dính của đất, điều kiện làm việc, yếu tố m ch động, độ bền của đất, 
và có d ng không đ n giản. 
Khi h t 1d mm thì công thức (3.33) có d ng đ n giản là công thức (3.35) 
hay công thức (3.36). 
Giá trị của 
cu (bảng 3.6) chỉ ra công thức (3.35) cho giá trị trong khoảng 
từ công thức của (Goncharov) hay quy trình Nga, sẽ thiên về an toàn, song l i có 
c sở khoa h c và thực tiễn. 
Công thức có thể sử dụng làm c sở cho tính gia cố và n định b , đáy 
sông khi sử dụng trực tiếp tốc độ n định của h t. 
Từ công thức chung rút ra được công thức cho h t có tính tới độ dốc 
ngang và độ dốc d c thông qua hệ số dk công thức (3.44) hay công thức (3.47). 
 Công thức tốc độ n định trung bình công thức (3.42) hay (3.46); công 
thức (3.49) hay (3.50) có d ng đ n giản dễ sử dụng và thiên về an toàn. 
3.3.2. Tí ó s ớ ờ 
3.3.2.1. Tính xói sau gia cố ở hạ lưu theo phương trình động lượng của dòng 
 chảy ổn định [7] 
 ối với cống qua đư ng, nếu chiều dài gia cố không đủ sẽ xảy ra xói sau 
phần gia cố mà hố xói và cấu trúc dòng chảy được chỉ ra (xem hình 3.21). 
Hình 3.21: Sơ đồ xói sau cống (sau gia cố cứng) 
78 
 ể tìm chiều sâu xói trung bình ở mặt cắt -, áp d ng phư ng trình 
biến thiên động lượng cho thể tính kiểm tra giữa mặt cắt - và -, có: 
 + Áp lực thủy động lên mặt cắt - và - là: 
 1 1 1.P p  và 2 2 2.P p  (3.51) 
 Trong đó: 1
1
2
h
p

 và 1 1 1b h 
2
1 1
1
2
b h
P

 (3.52) 
 2
2
2
h
p

 và 2 2 2b h 
2
2 2
2
2
b h
P

 (3.53) 
 Theo phư ng chảy ta có: 
22 2
21 1 2 2
2 2 2 1 1 1
2 2 2
p x
f
C b hb h b h
Q V Q V T
 
   (3.54) 
 trong đó: 
 1 1 1 1Q V b h 
 2 2 2 2Q V b h 
2
2
2
p xC b h là phần d c theo chân khay bị xói sâu xh 
 1h , 2h - chiều sâu dòng chảy ở cuối phần gia cố và trong hố xói; 
0.8pC - hệ số giảm áp lực dưới dòng chảy so với áp lực thủy t nh 
từ phần gia cố vào hố xói; 
fT lực ma sát của thể tích kiểm tra theo phư ng chảy: 
2 2
2 2
2 1/3
x
f x
n b l V
T l b
R

 , 
 do đó: RJ  , V C RJ và 
1/61C R
n
 có: 
2 2
2
1/3
n V
R

 
 trong đó: 
 n - hệ số nhám; 
 2R h 
2 cbV u , với giả thiết không có sự khác biệt về rối của lớp sát đáy 
trong hố xói và dòng chảy coi như đều, khi đã sử dụng kết qủa thí 
79 
nghiệm: 1.5 , ta có: 
2 1.5 cbV u 
cbu - tốc độ không xói đáy đối với h t của lòng dẫn trong chuyển 
động đều; lấy từ kết quả nghiên cứu công thức: 1.1013dcu gd ; 
1b , 2b - chiều rộng phần gia cố ở mặt cắt - và không gia cố ở 
mặt cắt -; 
1 2o gcb b l tg 
ob - chiều rộng ở mặt cắt cuối cống (n i giao cắt mái dốc taluy với 
đáy cuối cống; 
gcl - chiều dài gia cố;
o
o
gh
tg
V
 , theo (Sherenkov I.A) khi xác định độ nghiêng của dòng 
xiết mở rộng t o ra góc 45 (với oh và oV là chiều sâu và tốc độ t i 
mặt cắt cuối cống); 
 1 , 2 - hệ số sửa chữa động lượng; 
 1 1.0 và 2 1.5 
 Theo kết quả thí nghiệm của (Matveev K.V và các cộng sự, 1963), chiều 
sâu dòng chảy t ng lên do xuất hiện 2 xoáy trục đứng, t o ra hai hố xói có chiều 
sâu lớn h n chiều sâu giữa hai hố xói, không phụ thuộc vào độ thô của vật liệu 
đáy, hình d ng mặt cắt lòng dẫn và hình d ng cống. Khi chiều dài gia cố t ng thì 
sự khác biệt chiều sâu xói giảm đi. Do có xoáy bên nên lưu lượng 2 1Q Q và 
bằng 1Q . Hệ số t ng lưu lượng  xác định theo công thức thực nghiệm:
2
3
1 1
h B
h b
 , và 
1 ax
2
m
B
b
 trong đó: B - chiều rộng lòng dẫn theo kết quả (Matveev K.V và các cộng 
sự, 1963). 
 Từ công thức (3.59) ta có: 
2 2 22 2
2 2 21 1 2 2
2 2 2 1 1 1 1/3
22 2 2
p x x
C b h n b l Vb h b h
Q V Q V
h
  
   
80 
2 22 2
2 2 2 21 1 2 2
2 2 2 1 1 1 1/3
22 2 2
p x
x
C b n b l Vb h b h
h Q V Q V
h
  
   
2 2
2 2 2 2
2 2 2 1 1 1 1 1 2 2 1/3
2 2
2
2
2 2 x
x
p
n b l V
Q V Q V b h b h
h
h
C b

    

 , do đó: 
g

2
2
22 21
1 2 1 1 1 1 2 2 1/3
1 1 22
2
2 1.5
2 1.5 2
x cb
cb
x
p
n b l uQ
Q u Q b h b h
g g b h h
h
C b
 
    

1 2
21 2 1 2 2
1 12 1 1 2 2
1/3
2 2 2 2
2
1.5
2 1.5cb x cb
x
p p p p
Q
Q u
n l ug b h b h b h
h
C b C b C b C h
 
 Thay 0.8pC , 1 1.0 và 2 1.5 vào ta có: 
1
21 2 22 2
1 12 1 1 2 2
1/3
2 2 2 2
2
1.5 1.5 1.0
2 1.5
0.8 0.8 0.8 0.8
cb
x cb
x
Q
Q u
g b h n l ub h b h
h
b b b h

1
21 22 2
1 12 1 1 2 2
1/3
2 2 2 2
2
2.62
4.5
0.8 0.8 0.8 0.8
cb
x cb
x
Q
Q u
g b h n l ub h b h
h
b b b h

1
21 22 2
1 12 1 1 2 2
1/3
2 2 2 2
2
2.62
4.5
1.25
cb
x cb
x
Q
Q u
g b h n l ub h b h
h
b b b h

2 2
2 21 1 1
1 2 1/3
2 1 1 2 2
4.52
1.12 2.62 x cbx cb
n l uQ Q b
h u h h
gb b h b h

 (3.55) 
 Việc xác định trong công thức (3.55) theo phư ng pháp đúng dần. 
- Theo mặt cắt -, Tính theo thiết kế bể tiêu n ng sau bậc nước với 
cao tư ng là: 1
2
x
h
h với tốc độ t i bậc 1V . 
81 
Hình 3.22: Tốc độ rơi tự do của dòng nước 
 Giả thiết tra dòng sau gia cố t o ra hố xói có d ng đư ng thẳng, ta có: 
1
2
x
x
h
h
l
tg
 (3.56) 
 trong đó: 
dy
tg
dx
 
- 2
1
2
y g t 
- 1x V t 
1
x
t
V
 rút được: 
2
2
1
1
2
x
y g
V
2
1
1 2
2
x dx
dy g
V
2
1
gx
dy dx
V
2
1
dy gx
tg
dx V
 
 và xx l 
 được: 
2
1
xg ltg
V

 thay vào công thức (3.56): 
1
2
1
2
x
x
x
h
h
l
g l
V
1
2 2
1
2
x
x
h
h
l V
g
2 2 1
1
2
2
x
x
h h
l V
g
82 
 1
1
2
2
x
x
h h
l V
g
 11
1
2
2
x
x
h hQ
l
b h g
 (3.57) 
 Có chiều sâu xói dễ dàng xác định được chiều dài xói công thức (3.57) 
3.3.2.2. Tính xói sau cống theo tiêu chuẩn của Hội cầu đường Mỹ [7], [86], [88] 
 Tính xói sau cống sử dụng công thức của Hội cầu đư ng Mỹ FHWA (Federal 
Highway Administration) có trư ng hợp là xói khi chưa gia cố sau cống và khi đã gia 
cố đối với đất không dính như sau: 
 Xói ở h lưu cống phụ thuộc vào lưu lượng, hình d ng cống, lo i đất, 
th i gian l , dốc đặt cống, chiều cao đặt cống so với đáy kênh và chiều sâu mực 
nước h lưu. 
 ối với đất r i r c biểu thức chung xác định kích thước xói: 
3 1/3 2.5
, , , .
316.
x x x x
s h
co co co co g co
h b L Q t
C C
R R R R g R
 

  
 (3.58) 
trong đó: 
xh - chiều sâu xói (m); 
xb - chiều rộng hố xói (m); 
xL - chiều dài hố xói (m); 
x - thể tích hố xói (m); 
coR - bán kính thủy lực t i cửa ra của cống (giả thiết chảy đầy cống) 
Q - lưu lượng chảy trong cống 3 /m s ; 
g - gia tốc tr ng lực bằng 9,81 2 /m s ; 
t - th i gian l (phút); 
0.5
48
16
g
d
d

 - độ lệch tiêu chuẩn của h t vật liệu lòng đáy; 
 ,  và  - hệ số và số m (bảng 3.7); 
hC - hệ số điều chỉnh độ cao nước r i (bảng 3.8) 
83 
sC - hệ số điều chỉnh độ dốc (bảng 3.9); 
- Nếu 1.5g thì vật liệu lòng dẫn coi như đều h t; 
- Nếu 1.5g thì vật liệu được coi là cấp phối; 
Giá trị tiêu biểu của sỏi s n 2.10g và của cát 1.87g 
Chiều sâu xói lớn nhất maxxh t i 0.4 xl tư ng ứng với chiều sâu h lưu cống 
nhỏ h n 0.5 chiều cao cống. Thí nghiệm chỉ ra xói đ t 2/3 – 3/4 giá trị xói lớn 
nhất trong vòng 30 phút, do đó nếu không biết th i gian đỉnh l có thể lấy th i 
gian bằng 30 phút. 
Bảng 3.7: Hệ số và số mũ tính xói cho đất rời rạc 
Kích thước xói   
Chiều sâu xh 2.27 0.39 0.06 
Chiều rộng xb 6.94 0.53 0.08 
Chiều dài xL 17.10 0.47 0.10 
Thể tích x 127.08 1.24 0.18 
Hình d ng hố xói phụ thuộc vào chiều cao nước r i sau cống. Nếu chiều 
cao này càng cao (Doehring, 1994) [11] thì hố xói càng sâu và càng rộng đ ng 
th i th i gian đ t xói lớn nhất càng ngắn l i. Hệ số hC phụ thuộc vào chiều cao 
nước r i tư ng đối so với kích thước cống: 
 Chiều cao nước r i 
dH 
 ư ng kính cống 
84 
Bảng 3.8: Hệ số hC cho cửa ra cống đặt cao hơn đấy dòng chảy 
dH Chiều sâu Chiều rộng Chiều dài Thể tích 
0 1.00 1.00 1.00 1.00 
1 1.22 1.51 0.73 1.28 
2 1.26 1.54 0.73 1.47 
4 1.34 1.66 0.73 1.55 
Bảng 3.9: Hệ số điều chỉnh độ dốc đặt cống sC 
 ộ dốc Chiều sâu Chiều rộng Chiều dài Thể tích 
0 1.00 1.00 1.00 1.00 
2 1.03 1.28 1.17 1.30 
5 1.08 1.28 1.17 1.30 
>7 1.12 1.28 1.17 1.30 
Tr nh tự x c đ nh ch thước hố xói: 
(1). Xác định th i gian đỉnh l và giá trị đỉnh l Q ( 3 /m s ) và th i gian l 
t (phút); 
(2). Tính coR (chảy đầy cống); 
(3). Xác định dH ; 
(4). Xác định hệ số xói ,  và  (bảng 3.7); hệ số hC và hệ số sC 
 (theo bảng 3.4 và 3.5); 
(5). Xác định 
0.5
48
16
g
d
d

 của vật liệu theo mẫu đất; 
(6). Áp dụng công thức (3.63) tính kích thước hố xói; 
(7). Xác định vị trí có xói maxxh t i n i max 0.4x xL L . 
3.3.2.3. Tính xói sau cống sử dựng phần mềm HY-8 [85] 
 Phần mềm HY-8 được phát triển từ Hội cầu đư ng Mỹ FHWA (Federal 
Highway Administration) có khả n ng tính toán thiết kế như sau: 
- Tính toán và cung cấp biểu đ đư ng cong h lưu cống; 
- Biểu đ đư ng cong mặt nước; 
85 
- Phân tích các lo i công trình thoát nước nhỏ như: cống tròn, cống hộp, 
cống vòm 
- Tính xói sau công trình. 
 Trình t sử d ng phần m m HY-8 
 1. Nhập dữ liệu 
Hình 3.23: Màn hình chính HY-8 
 2. Ch y chư ng trình HY-8 
 3. Kết quả tính toán 
3.3.3. Tí í ó s 
 ờ 
3.3.3.1. iới thiệu chung về các điều kiện tự nhiên khu vực tuyến đường 
 Tuyến đư ng thi công nằm trên tuyến đư ng số 10 (đư ng cấp III) ở lưu 
vực Hong Tha, làng Phôn Mý thuộc huyện Viêng Kh m, tỉnh Viêng Ch n rẽ 
phải vào huyện Phôn Hông khoảng 7.4 km, tuyến đư ng thi công từ km 0+00 
đến km 9+121.5 và được thiết kế theo tiêu chuẩn của đư ng cấp III đ ng bằng. 
 Trong ph m vi nghiên cứu, tác giả chỉ tính toán và kiểm tra vị trí đặt cống 
trên tuyến t i km 0+934.43 và t i km 5+500. 
86 
1. Kết cấu cống c c 1, km 0+934.43: 
- Cống tròn bê tông cốt thép 100D cm . 
- Chiều dài cống 19.0 m. 
- Cửa vào và cửa ra cống d ng tư ng cánh với góc mở 30 . 
- H lưu gia cố bằng đá hộc xây vữa xi m ng dài 2.0L m , rộng 
5.50B m , dày 10cm . 
- ịa chất lòng suối: đất á sét h t nhỏ 1mm. 
- ộ dốc lòng dẫn và cống 0.05coi 
- Chiều cao mực nước dâng trước cống H = 0,63 m (phụ lục 8) 
- Lưu lượng thiết kế 0.63 m3/s 
2. Kết cấu cống c c 7, km 5+500.00: 
- Cống tròn bê tông cốt thép 150D cm . 
- Chiều dài cống 20.0 m. 
- Cửa vào và cửa ra cống d ng tư ng cánh với góc mở 30 . 
- H lưu gia cố bằng đá hộc xây vữa xi m ng dài 2.0L m , rộng 
5.50B m , dày 10cm . 
- ịa chất lòng suối: đất á sét h t nhỏ 1mm. 
- ộ dốc lòng dẫn và cống 0.05coi 
- Chiều cao mực nước dâng trước cống H = 1.82 m (phụ lục 9) 
- Lưu lượng thiết kế 4.50 m3/s 
 Do thiết kế ban đầu với chiều dài gia cố là L=2.00m là không đủ ph m vi 
chống xói, khi đó ở h lưu sẽ xảy ra xói lở. 
 Qua hiện tr ng công trình và phân tích nguyên nhân hư hỏng ở trên để 
đảm bảo cống được n định, tác giả sẽ đưa ra giải pháp sửa chữa h lưu cống 
này bằng phư ng pháp tính xói sâu cống (Andreev O.V) công thức (2.74) và 
phư ng trình động lượng của dòng chảy n định [7] kiểm tra với Hội cầu đư ng 
Mỹ FHWA [7], [86], [88] và phần mềm HY-8 [85]. 
87 
3.3.3.2. ết quả nghiên cứu đạt được 
Bảng 3.10: ết quả tính xói sau cống theo phần mềm HY-8 
tại hai vị trí đặt cống (phụ lục 10 và phụ lục 11) 
Lý trình 
đặt cống 
Kết quả xác định kích thước hố xói 
Khẩu độ 
cống 
Chiều sâu 
xói 
Chiều rộng 
xói 
Chiều dài 
xói 
Thể tích 
xói 
D (m) hx (m) Bx (m) Lx (m) x (m
3
) 
km 0+934.43 1.00 0.961 5.345 4.607 17.713 
km 5+500.00 1.50 2.194 13.076 10.723 193.817 
Bảng 3.11: ết quả tính xói sau cống theo phương pháp 
của Hội cầu đường Mỹ tại hai vị trí đặt cống (phụ lục 12 và phụ lục 13) 
Lý trình 
đặt cống 
Kết quả xác định kích thước hố xói 
Khẩu độ 
cống 
Chiều sâu 
xói 
Chiều rộng 
xói 
Chiều dài 
xói 
Thể tích 
xói 
D (m) hx (m) Bx (m) Lx (m) x (m
3
) 
km 0+934.43 1.00 0.792 3.808 6.007 12.427 
km 5+500.00 1.50 1.798 10.358 13.238 144.122 
Bảng 3.12: Tổng kết quả tính chiều sâu xói gia cố 
Phư ng pháp tính 
Chiều sâu xói 
cống t