Động lực học cát biển - Hướng dẫn các ứng dụng thực hành - Chương 13 docx

178 Chơng 13. Những Trờng hợp nghiên cứu 13.1. Tổng quan Một vài trờng hợp nghiên cứu giới thiệu trong chơng này để minh họa các kỹ thuật mô tả trong các chơng trớc đợc sử dụng và kết hợp để giải quyết những vấn đề thực hành nh thế nào. Ba ví dụ sẽ tiêu biểu cho các loại ứng dụng thờng xuất hiện nhất. Những ví dụ đã đợc đơn giản và lý tởng hóa để minh họa những điểm chính kèm theo, không đa ra những phức tạp đặc trng tại tuyến thờng xuất hiện trong nghiên cứu thực tế mà có thể đòi hỏi sự khéo léo đáng kể để vợt qua. Việc sử dụng các nghiên cứu thực tế làm cho việc mô tả mỗi trờng hợp lâu hơn mà lại không đa ra thêm sự bổ sung sâu sắc nào. Những tính toán trong các nghiên cứu đợc tham chiếu tới những phơng trình và hình vẽ trong các chơng nổi bật. Tuy nhiên, phơng pháp thực hiện đơn giản nhất đối với nhiều tính toán là bằng gói phần mềm SandCalc và những bớc cần thiết để thực hiện điều này đợc mô tả. Trong tất cả các trờng hợp nghiên cứu, để đơn giản nớc đợc lấy ở nhiệt độ 10 o C và độ muối 35 o/oo, và mật độ trầm tích 2650 kgm -3 (giá trị ngầm định trong SandCalc). Những giá trị khác có thể dễ dàng sử dụng thông qua các menu 'Edit- Bed Material' và 'Edit- Water của SandCalc, sử dụng 'Derive. Mỗi trờng hợp nghiên cứu bao gồm một tập hợp nhỏ những bớc đợc phác thảo trong 'Quy trình Tổng quát' (mục 1.5), bổ sung thêm những quy trình trờng hợp đặc trng. 13.2. Sự ổn định của việc chống xói Một dàn sản xuất dầu sẽ đợc lắp đặt trong một khu vực khai thác dầu ngoài khơi có độ sâu 20 m tại một vị trí có đáy cát mịn. Tám chân đế của dàn cắm sâu vào đáy, có mặt cắt ngang hình tròn, đờng kính 2 m. Để xói không xuất hiện, một lớp phủ bảo vệ bằng đá sẽ đợc đặt xung quanh các chân. Phải tính toán kích thớc đá cần thiết để chống lại những h hại đáng kể với chu kỳ lặp 50 năm (ví dụ). Những điều kiện sóng của cơn bão 50 năm tại vị trí đợc chỉ rõ là H s = 7 m. Hiệu ứng dòng chảy thủy triều bỏ qua. Giả thiết rằng thiệt hại đáng kể sẽ xuất hiện nếu 1/3 những sóng cao nhất trong một bản ghi sóng đã cho có khả năng dịch chuyển các khối đá. Nh vậy điều kiện tới hạn tơng ứng (theo định nghĩa H s ) với những sóng đơn với độ cao thiết kế H = 7 m. Chu kỳ sóng tơng ứng đợc lấy là chu kỳ đỉnh T p , của phổ. Sử dụng những phơng trình (49) và (48), hoặc SandCalc-Edit-Waves- 179 Derive với h = 20 m (trong Edit-Water), H s = 7 m cho ta T z = 9,3 s và T p = 11,9 s. Sử dụng lý thuyết sóng tuyến tính có thể tính toán biên độ vận tốc quỹ đạo đáy từ đờng cong đơn điệu trong hình 14, hoặc bằng việc sử dụng SandCalc Hydrodynamics-Orbital Velocity-Monochromatic với đầu vào là độ sâu nớc = 20 m, độ cao sóng = 7 m, chu kỳ = 11,9 s để có đợc vận tốc quỹ đạo sóng = 1,98 ms -1 . Thực nghiệm bởi Sumer và nnk. (1992) cho thấy rằng ứng suất trợt tại đáy do chuyển động sóng xung quanh một hình trụ tròn thẳng đứng có đờng kính D có hệ số khuếch đại, do vận tốc dòng chảy tăng xung quanh hình trụ theo một hàm của số Keulegan -Carpenter KC. Trong trờng hợp đang xét, với KC =U w T / D = 1,98 x 11,9 / 2,0 = 11,9, họ nhận đợc hệ số khuếch đại ứng suất trợt tại đáy là 2,2. Điều này có nghĩa là (xem phơng trình (57)) hệ số khuếch đại làm vận tốc quỹ đạo tăng (2,2) 1/2 = 1,48. Nh vậy vận tốc quỹ đạo hiệu quả gần chân dàn là 1,48 x 1,98 = 2,94 ms -1 . Đoán trớc rằng kích thớc đá yêu cầu sẽ lớn hơn 10 mm, đờng kính tới hạn d cr có thể nhận đợc từ phơng trình (79), với U w = 2,94 ms -1 , T = 11,9 s, g = 9,81 ms - l và s = 2,58: m x d cr 62,0 158,281,99,11 94,29,97 08,2 08,1 08,3 . Nh vậy đá có đờng kính 0,62 m (khối lợng xấp xỉ = x 0,62 3 x 2650/6 = 0,34 tấn) sẽ không chịu đợc h hỏng đáng kể với điều kiện bão có chu kỳ lặp hiếm hơn 50 năm. Trên thực tế, vì hệ số vận tốc xung quanh một hình trụ tròn giảm nhanh theo khoảng cách kể từ hình trụ, một loại đá hơi nhỏ hơn có lẽ đủ. Những yếu tố bổ sung có thể yêu cầu cho nghiên cứu đặc trng bao gồm: tính toán d cr cho một mức độ chặt chẽ hơn của thiệt hại chấp nhận đợc, ví dụ thiệt hại do 1 % các sóng cao nhất. Độ cao sóng vợt 1 % (xấp xỉ 1,5 H s ) có thể tính toán bằng việc giả thiết phân bố Rayleigh cho độ cao sóng (xem CIRIA/CUR, 1991) xét đến những công trình khác, trong vùng lân cận chân dàn nh đờng ống hoặc sự có mặt tạm thời của thiết bị kích hoặc cần cẩu nửa chìm. Hệ số vận tốc tính toán cho các công trình khác đợc nhân với hệ số (1,48) cho chân dàn khi tính toán vận tốc quỹ đạo hiệu quả trong các khu vực có dòng chảy mạnh (ví dụ phía Nam Biển Bắc), có thể cần xét đến những hiệu ứng kết hợp của sóng và dòng chảy bằng cách tính toán ứng suất trợt tại đáy cực đại bằng phơng pháp mô tả trong mục 5.3. Việc tính toán chu kỳ lặp của ứng suất là một bài toán về xác suất kết hợp, đợc mô tả trong mục 12.3 một lớp lọc của vật chất nhỏ hơn thờng đặt nằm dới lớp đá chính, để ngăn ngừa cát lọt qua các khe hở giữa những tảng đá. Hớng dẫn Xói ở những công trình biển (Whitehouse, 1997) đa ra mô tả chi tiết những phơng pháp chống xói. 180 13.3. Xâm thực trầm tích tại công trình lấy nớc Một công trình lấy nớc làm mát cho một nhà máy điện đợc đặt ngoài khơi trên đáy biển có cát. Phải tính toán lợng trầm tích hàng năm đi vào theo nớc để đề phòng và chuẩn bị một bể lắng trầm tích nếu cần thiết ngăn trầm tích đi vào công trình. Độ sâu nớc trung bình tại vị trí công trình lấy nớc là 7 m, độ cao của tâm công trình lấy nớc là 3 m, độ lớn thuỷ triều là 2 m và đáy thuộc loại cát mịn đợc chọn lọc tốt với d 10 = 0,07 mm, d 50 = 0,12 mm và d 90 = 0,18mm. Dòng chảy thủy triều chiếm u thế trong khu vực với vận tốc dòng chảy cực đại khi triều yếu là 0,4 ms -1 và 0,6 ms -1 khi triều cờng. Sóng có độ cao H s = 0,5 m với tần suất 50%, H s = 1,0 m với tần suất 10% và H s = 3 m với tần suất 1%. Hớng sóng trung bình là 45 o so với hớng dòng chảy. Những hiệu ứng của cả dòng chảy và sóng có vẻ quan trọng trong việc làm cho trầm tích đi vào trạng thái lơ lửng và trong một năm một phạm vi rộng của những tổ hợp sẽ xuất hiện. Với mục đích minh họa, sử dụng một giá trị đơn của sóng và dòng chảy, tức là trung bình dòng chảy cực đại của thủy triều U = 1/2(0,4 + 0,6) = 0,5 ms -1 và độ cao sóng có tần suất 10% là H s = 1,0m. Chu kỳ sóng không cho, vì vậy nhận đợc đánh giá nhờ sử dụng phơng trình (49), cho ta T z = 3,51. Công thức sử dụng cho phân bố nồng độ do kết hợp sóng và dòng chảy là phơng trình (115 a-e), yêu cầu đầu vào là sóng đơn. Sóng đơn tơng đơng đối với mục đích này là H = H s /2 1/2 = 0,707 ms -1 và T = T p = 1,28T z = 4,50 s. Biên độ vận tốc quỹ đạo đáy nhận đợc từ hình 14 (xem ví dụ 4.2) là U w = 0,225 ms -1 . ứng suất trợt cực đại và trung bình tại đáy nhận đợc bằng việc sử dụng phơng pháp trong mục 5.3 với hệ số 'DATA 13' từ bảng 9, và sử dụng độ nhám liên quan đến hạt z 0 = d 50 /12 = 0,01 mm, nên ta có m = 0,285 N m -2 và max = 0,481 Nm -2 . Tiếp theo, tính toán kích thớc hạt trung vị của trầm tích lơ lửng nhờ sử dụng phơng pháp Van Rijn, phơng trình (97). Phơng pháp này, thật ra chỉ dự định cho dòng chảy, yêu cầu ứng suất trợt ma sát lớp đệm đối với dòng chảy có thể tính toán nhờ sử dụng phơng trình (34) để có T 0s = 0,228 Nm -2 , ngỡng ứng suất trợt tại đáy có thể tính toán từ phơng trình (76) để cho ta cr = 0,151 N m -2 . Cũng yêu cầu d 16 và d 84 , có thể tính toán bằng nội suy log chuẩn (mục 2.2) giữa những giá trị đã biết d 10 , d 50 , d 90 để có d 16 = 0,0793 mm và d 84 = 0,164 mm. Phơng trình (97) cho kích thớc hạt lơ lửng trung vị, d 50,s = 0,106 mm. Vận tốc chìm lắng của kích thớc hạt này do phơng trình (102) đa ra, w s = 0,00633 ms -1 . Những đại lợng trên có thể sử dụng trong phơng trình (115), với z = 3 m, cho ta nồng độ tại tâm công trình lấy nớc là C(z) = 6,38 x 10 -6 theo thể tích, hoặc 16,9 mgl -1 theo khối lợng. Những tính toán này có thể thực hiện bằng cách khác nhờ sử dụng SandCalcc nh sau: h Edit-Water, cho h = 7 m d 16 , d 84 Edit-Bed Material-Derive theo d 10 , d 50 , d 90 H, T Edit-Waves-Derive, với H s =1,0 m 181 U w Hydrodynamics-Waves-Orbital velocity-Monochromatic m , max Hydrodynamics-Waves + Currents-Total Shear-stress-Soulsby 0s Hydrodynamics-Currents-Skin-friction-Soulsby 0s Sediments-Threshold-Bed shear-stress-Soulsby d 50 Sediments-Suspension-Suspended Grain size-Van Rijn w s Sediments-Suspension-Settling velocity-Soulsby C(z) Sediments-Suspension-Concentration-Waves + Currents Lu ý rằng: (a) kích thớc hạt lơ lửng phải thô hơn một chút nếu những hiệu ứng sóng đợc kể đến trong tính toán, ví dụ nếu d 50,s = d 50,b = 0,12 mm, nó làm giảm nồng độ chỉ đến 1,9 mgl -1 (b) phơng trình sử dụng để tính toán phân bố nồng độ đợc thiết kế cho đáy phẳng, điều kiện dòng trầm tích sát đáy, trong khi sử dụng đáy có vẻ hơi gợn cát cho sóng và dòng chảy. Đáy gợn cát làm tăng nồng độ tại z = 3 m. Để tính toán xâm thực trầm tích hàng năm, cần bổ sung những bớc sau: thực hiện những tính toán trên cho mỗi tổ hợp điều kiện sóng và dòng chảy thủy triều xuất hiện trong một năm điển hình, cộng nồng độ lấy trọng số theo tần số xuất hiện của chúng, sử dụng cách tiếp cận xác suất mô tả trong mục 12.3, nhận đợc nồng độ trung bình năm nhân nồng độ trầm tích trung bình hàng năm với thể tích nớc đi qua công trình lấy nớc trong một năm, để có xâm thực trầm tích hàng năm. Những nhân tố bổ sung có thể cần xét đến bao gồm: tính toán rất nhạy cảm với nhiệt độ nớc, bởi vì độ nhớt giảm làm cho vận tốc chìm lắng lớn hơn; một sự tăng nhiệt độ từ l0 o C đến 30 o C làm giảm nồng độ tại z = 3 m từ 16,9 mgl -1 xuống 0,20 mgl -1 . nếu trầm tích đáy đơc cấp phối rộng, có thể bao gồm các nhóm mịn nh bùn và/ hoặc những nhóm không thô không lơ lửng, thì phải sử dụng phơng pháp đề cập đến một dải nhiều kích thớc hạt nếu chỉ những kích thớc hạt thô hơn kích thớc đã cho liên quan đến sự vận hành của nhà máy, (ví dụ nếu trầm tích rất mịn đi thẳng vào), thì cần phân chia tính toán với các kích thớc hạt vì tính nhạy cảm này, một vài đo đạc nồng độ trầm tích lơ lửng tại tuyến là qúi giá cho những mục đích hiệu chỉnh và kiểm định. Ngoài những nhà máy điện, việc ngăn ngừa xâm thực trầm tích là quan trọng đối với những công trình lấy nớc cho các nhà máy lọc dầu và khử muối. 13.4. Bồi lấp luồng dẫn nạo vét Một luồng dẫn đến một bến cảng sẽ đợc nạo vét xuyên qua một vùng cát nông, và yêu cầu tính toán nạo vét bảo trì hàng năm. Luồng đợc đặt thẳng góc với đờng 182 bờ, do vậy những dòng chảy thủy triều băng qua nó theo hớng vuông góc, hớng sóng u thế là dọc theo kênh. Độ sâu nớc trung bình tạị bãi nông là 5m và kênh đợc nạo vét tới một độ sâu thông thuyền trung bình là 10 m với mái hơi dốc và chiều rộng 100m tại phần sâu nhất. Độ lớn thủy triều là 2 m, dòng chảy thủy triều bằng nhau khi triều lên và triều xuống với vận tốc cực đại 0,6 ms -1 khi triều yếu và 1,0 ms -1 khi triều cờng. Sóng có tần suất 50% là H s = 1,0 m và với tần suất 10% là H s = 2,5 m và 1% là H s = 2,5 m. Cát trên nớc nông đợc chọn lọc tốt, với d 10 = 0,1 mm, d 50 = 0,2 mm, d 90 = 0,3 mm. Cơ chế bồi lấp (ở dạng các số hạng đơn giản) đợc tạo ra một phần bởi dòng chảy, và một phần bởi sóng. Dòng chảy mang trầm tích qua bãi nông và vào trong luồng, tại đó dòng chảy sẽ chậm hơn (do tính liên tục của khối lợng) trong độ sâu lớn hơn. Dòng chảy chậm hơn mang ít trầm tích hơn đi sang mái bên kia của luồng, do đó có sự bồi tụ ròng của trầm tích trong luồng. Quá trình trầm tích mang vào nhiều hơn là mang ra khỏi luồng xuất hiện cả khi triều xuống lẫn triều lên, và sự đối xứng của chúng có nghĩa là không có sự dịch chuyển thực tế của luồng. Sóng giả thiết có cùng độ cao và chu kỳ trong luồng cũng nh ngoài bãi nông (tức là bỏ qua khúc xạ để đơn giản sự mô tả). Vận tốc quỹ đạo sóng làm tăng mức độ vận chuyển trầm tích, nhng vì những vận tốc quỹ đạo trên bãi nông lớn hơn so với trong nớc sâu hơn của luồng, vận chuyển trầm tích trên bãi nông lớn hơn. Nh vậy sóng không chỉ làm tăng, mà còn củng cố cơ chế bồi lấp do dòng chảy. Để minh họa, sẽ tính toán mức bồi lấp đối với một vận tốc dòng chảy và độ cao sóng đơn. Những giá trị đợc chọn là vận tốc dòng chảy lớn nhất của thủy triều trung bình, U = 1/2 (0,6 + 1,0) = 0,80 ms -1 và độ cao sóng H s = 1,0 m với tần suất 10%. Chu kỳ cắt qua không đã không cho, vì vậy nó đợc tính toán từ phơng trình (49) là T z = 3,51 s. Độ sâu nớc lấy theo mực nớc trung bình, h = 5 m bên ngoài, và 10 m ở trong kênh, vì biên độ thủy triều tơng đối nhỏ. Trớc hết, tính toán suất vận chuyển trầm tích q in , do kết hợp sóng và dòng chảy trên nớc nông, sử dụng công thức Soulsby - Van Rijn (phơng trình (136)). Đáy giả thiết có gợn cát với z 0 = 6 mm, và hệ số ma sát chỉ do dòng chảy C D đợc tính toán từ phơng trình (37) với đầu vào h = 5 m, z 0 = 0,006 m, cho ta C D = 0,00488. Vận tốc quỹ đạo sóng RMS nhận đợc từ hình 14 nhờ sử dụng đờng cong JONSWAP (xem ví dụ 4.3) với đầu vào H s = 1,0m, T z = 3,51 s, h = 5 m, cho ta U rms = 0,208 ms -1 . Ngỡng vận tốc dòng chảy đợc tính toán từ phơng trình (71) với h = 5 m, d 50 = 0,2 mm, d 90 = 0,3 mm, cho ta U cr = 0,391 ms -1 . Suất vận chuyển trầm tích đợc tính toán từ phơng trình (136) với h = 5 m, U = 0,8 ms -1 , C D = 0,00488, U rms = 0,208 ms -1 , U cr = 0,391 ms -1 , J = 0 (đáy nằm ngang), cho ta q t = l,838 x 10 -4 m 2 s -1 . Bây giờ tính toán suất vận chuyển trầm tích trong rãnh, có h = 10 m. Vận tốc dòng chảy qua rãnh có thể tính toán từ phơng trình liên tục : U 1 h 1 = U 2 h 2 , cho U = 0,8 x 5/10 = 0,4 ms -1 . Một loạt tính toán giống nh trên nớc nông, nhng sử dụng h 183 = 10 m, U = 0,4 ms -1 cho C D = 0,00388, U rms =0,083 ms -1 , U cr = 0,416 ms -1 và q t = 5,28 x 10 -8 m 2 s -1 . Những tính toán trên, trớc hết qua nớc nông và sau đó trong rãnh, có thể thực hiện bằng cách khác nhờ sử dụng SandCalc nh sau. h Edit-Water, đặt h = 5 m T z Edit-Waves-Derive, với H s = 1,0m C D Hydrodynamics-Currents-Total shear-stress-Logarithmic U rms Hydrodynamics-Waves-Orbital velocity-Spectrum U cr Sediments-Threshold-Current-Van Rijn q t Sediments-Total load-Waves & Currents-Soulsby/ Van Rijn Trở lại Edit-Water, đặt h = 10 m, và lặp lại tính toán. Suất vận chuyển trầm tích ròng là 1,838 x 10 -4 x 5,28 x 10 -8 = 1,837 x 10 -4 (vận chuyển ra khỏi rãnh rất nhỏ trong trờng hợp này). Trầm tích lắng đọng trên 100 m chiều rộng của rãnh, với tốc độ bồi lấp trung bình trên giờ, kể cả không gian xốp của trầm tích đã lắng đọng với e = 0,40, là: (1,837 x 10 -4 x 3600)/(100(1 - 0,40)) = 11 mm/h Điều này chỉ xảy ra khi dòng chảy thủy triều lớn nhất, và tốc độ bồi lấp vào thời điểm thủy triều khác sẽ ít hơn nhiều, vì vậy tổng số lấy trung bình qua một chu kỳ thủy triều sẽ nhỏ hơn. Để tính toán yêu cầu nạo vét bảo trì hàng năm, cần thiết bổ sung những bớc sau: thực hiện tính toán nh trên cho mỗi tổ hợp điều kiện sóng và dòng chảy thủy triều xuất hiện trong một năm điển hình, và lấy tổng suất vận chuyển trầm tích có trọng số theo tần số xuất hiện của chúng, sử dụng cách tiếp cận xác suất mô tả trong mục 12.3, nhận đợc tốc độ bồi lấp trung bình năm thực hiện những tính toán tại một số điểm đại diện dọc theo kênh, và cộng lợng trầm tích cho từng đoạn. Những yếu tố bổ sung có thể quan trọng trong tính toán bồi lấp luồng bao gồm: khúc xạ sóng trên luồng; dới những điều kiện nhất định, có thể gây ra 'nội phản xạ toàn bộ' những sóng đến xiên sự lệch những dòng chảy đến xiên một góc, do hiệu ứng chậm lại khi dòng chảy cắt qua luồng mái rất dốc có thể gây ra một khu vực bóng, hoặc khu vực hoàn lu ngợc, đối với dòng chảy trầm tích lơ lửng có thể một phần đợc mang ngang qua luồng mà không lắng đọng, đặc biệt đối với những luồng hẹp, những trầm tích mịn, và những dòng chảy nhanh, dẫn đến sự giảm hiệu ứng bẫy' khi luồng đầy lên với trầm tích, và trở thành nông hơn, hiệu ứng bẫy của nó giảm, dẫn đến sự giảm tốc độ bồi lấp theo hàm mũ 184 những luồng dẫn thờng đầy bùn, cũng nh cát, vì vậy yêu cầu kỹ thuật tính toán khác nhau. Những nguyên lý tổng quan bao hàm trong bồi lấp luồng đợc bàn luận bởi Lean (1980), và những kỹ thuật mô hình số phức tạp cho tính toán bồi lấp tiên tiến hơn đợc mô tả bởi Van Rijn (1985) và Miles (1995). Những phơng pháp luận mô tả trong trờng hợp nghiên cứu này đối với bồi lấp những luồng tàu rộng có thể áp dụng cho sự bồi lấp các hố đào rộng khác (ví dụ những ống tuynen chìm trong nớc và những ống lấy nớc làm mát), và cho những rãnh hẹp tạm thời để chôn những ống dẫn, những nguồn thải và cáp ngầm. Những nguyên lý tổng quan có thể ứng dụng theo hớng ngợc lại đối với sự phát tán các đống đất và các đống trầm tích dới nớc. 185 186 Tµi liÖu tham kh¶o 1. Abbott, M7B. and Price, W. A,, eds. (1994). Coastal. Estuarial and HarbourEngineers' Reference Book. E. & F. N. Spon, London. 2. Ackers, P. and White, W. R. (1973). Sediment transport: a new approach and analysis. Proc. ASCE, 99 (HY11), 2041-60. 3. Ashida, K. and Michiue, M. (1972). Study on hydraulic resistance and bedload transport rate in alluvial streams. JSCE, Tokyo, 206, 59-69. 4. Bagnold, R. A. (1963). Mechanics of marine sedimentation, in: The Sea: Ideas and Observations, vol. 3, ed. M. N. Hill, pp. 507-28, Wiley-Interscience, New York. 5. Bailard, J. A. (1981). An energetics total load sediment transport model for a plane sloping beach. J. Geophys. Res., 86, (Cll), 10938-54. 6. Barltrop, N. D. P. (1990). Revision to the UK DEn guidance notes, in: Water Wave Kinematics, eds A. Torum, and 0. T. Gudmestad, pp. 233-46. Kluwer Academic Publishers, Dordrecht. 7. Battjes, J. A. and Stive, M. J. F. (1985). Calibration and verification of a dissipation model of random breaking waves. J. Geophys. Res., 90, (C5), 9159-67. 8. Bettess, R. (1985). Sediment transport under waves and currents. Report No. SR 22, HR Wallingford. 9. BGS (1987). Sea Bed Sediments around the United Kingdom, 1:1,000,000 map (North sheet and South sheet). (Also at 1:250,000 scale for selected areas). British Geological Survey, Natural Environment Research Council. 10. Bijker, E. W. (1967). Some considerations about scales for coastal models with moveable bed. Publ. 50, Delft Hydraulics Lab. 11. Brampton, A. H. and Motyka, J. M. (1984). Modelling the plan shape of shingle beaches. POLYMODEL 7 Conf., Sunderland Polytechnic. UK. pp. 219-33. 12. BSI (1967). Methods of testing soils for civil engineering purposes, British Standard 1377: 1967. British-Standards Institution. 13. BSI (1986). British Standard specification for test sieves, British Standard BS410 1986. British Standards Institution. 14. CERC (1984). Shore Protection Manual, vols I to 3. US Army Corps of Engineers. Coastal Engineering Research Centre, US Govt Pruning Office. 15. Chen, S. F., Chan, R. C., Read, S. M. and Bromley, L. A. (1973). Viscosity of seawater solutions. Desalination, 13, 37-51. 16. Chesher. T. J. and Miles. G. 5. (1992). The concept of a single representative wave, in: Hydraulic and Environmental Modelling: Coastal Waters, ed. R. A.Falconer, S. N. Chandler-Wilde, and S. Q. Liu, pp. 371-80. Ashgate, Brookfield, VT. 187 17. Christoffersen, J. B. and Jonsson, I. G. (1985). Bed friction and dissipation in a combined current and w^ve motion. Ocean Eng., 12(5), 387-423. 18. CIR5A/CUR (1991). Manual on the Use of Rock in Coastal and Shoreline Engineering. Construction Industry Research and Information Association, Special Publ. 83. 19. Colebrook, C. F. and White, C. M. (1937). Experiments with fluid friction in roughened pipes. Proc. Roy. Soc., Series A, 161, 367-81. 20. Crickmore, M. J. and Teal, C. J. (1981). Recent developments in pump samplers for the measurement of sand transport, in Erosion and Sediment Transport Measurement, Proc. Florence Symp., IAHS Publ. 133, pp. 123-30. 21. Crickmore, M. J., Tazioli, G. S., Appleby, P. G. and Oldfield, F. (1990). The use of nuclear techniques in sediment transport and sedimentation problems, Technical Documents in Hydrology, IHP-III Project 5.2 International Hydrological Programme, UNESCO, Paris. 22. Damgaard, J. S. and Soulsby, R. L. (1997). Longshore bed-load transport. Proc.25th Int. Conf. Coastal Eng., Orlando, 3, pp. 3614-3627. ASCE. 23. Davies, A. G., Soulsby, R. L. and King, H. L. (1988). A numerical model of the combined wave and current bottom boundary layer. J. Geophys. Res., 93 (Cl), 491-508. 24. Davies, A. G., Ribberink, J. S., Temperville, A. and Zyserman, J. A. (1997). Comparisons between sediment transport models and observations made in wave and current flows above plane beds. Coastal Eng., 31, 163-169. 25. Dawson, G. P., Johns, B. and Soulsby, R. L. (1983). A numerical model of shaUow-water flow over topography, in: Physical Oceanography of Coastal and Shelf Seas, ed. B. Johns, pp. 267-320. Elsevier, Amsterdam. 26. De Vriend, H. J. ed (1993)., Coastal morphodynamics processes and modelling. Special Issue, Coastal Eng., 21, (1-3). 27. De Vriend, H. J. (in preparation). Mathematical Modelling of Coastal Morphodynamics. World Scientific Publishing, Singapore, Advanced Series on Ocean Engineering. 28. Deigaard, R. (1998). Comparison between a detailed deterministic sediment transport model and the Bailard formula. Proc. Coastal Dynamics '97 Conf., University of Plymouth (to appear). 29. Deigaard, R., Bro Mikkelsen, M. and Fredsee, J. (1991). Measurements of the bed shear stress in a surf zone. Progress Report 73, Inst. Hydrodynamic and Hydraulic Eng., pp. 21-30. 30. Delo, E. A. and Ockenden, M. C. (1992). Estuarine Muds Manual. Report SR 309, HR Wallingford. 31. Den Adel, H. (1987). Re-analysis of permeability measurements using Forchheimefs equation. Repon CO-272550/56 (in Dutch). Delft Geotechnics. [...]... applications Report SR 417 HR Wallingford 137 Wilson, K C (1966) Bed-load transport at high shear-stress J Hydraul D4 ASCE, 92 (HY6), 4 9-5 9 138 Wilson, K C (1989c) Mobile-bed friction at high shear stress J Hydraulic Eng., ASCE, 115(6), 82 5-3 0 139 Wilson, K C (1989^) Friction of wave induced sheet now Coastal Eng., 12 37 1-7 9 140 Yalin, M S (1963) An expression for bed-load transportation Proc ASCE, 89 (HY3)... approach Proc I6 C4 Eng., Part 2, 69, 73 7-5 0 134 Whitehouse, R J S (1993) Combined flow sand transport: Field measurements Proc 23rd Int Conf on Coasial Engineering Venice, vol 3, pp 254 2-2 555 ASCE 135 Whitehouse, R J S (1995) Observations of the boundary layer characteristics and the suspension of sand at a tidal site Continental Shelf Research 15 (13) 154 9-6 7 136 Whitehouse, R J S (1997) Scour at marine... D4 Proc ASCE, 110 (HY10), 143 1-5 6: (HY11)/161 3-4 1: (HY12) 173 3-5 4 128 Van Rijn, L C (1985) Mathematical model for sedimentation of shipping channels Proc Int Conf Numerical and Hydraulic Modelling of Ports and Harbours, Birmingham, UK, pp 18 1-6 BHRA, Cranfield, UK 129 Van Rijn, L C (1989) Handbook Sediment Transport by Currents and Waves- Report H461, Delft Hydraulics 130 Van Rijn, L C (1993) Principles... waves Preprints of Int Symp On the Transport of Suspended Sediments and its Mathematical Modelling, Florence, Italy, 2-5 September, 1991 92 Shepard, F P (1963) Submarine Geology, 2nd edn Harper & Row, London 93 Shields, A (1936) AnwenduTig-der Ahnlichkeits-Mechanik und-der Turbulenz- forschung auf die Geschiebebewegung Preussische Versuchsanstalt fur Wasserbau und Schiffbau, vol 26, Berlin 94 Simm,... Terum and 0 T Gudmestad, pp 41 3-4 28 Kluwer Academic Publishers, Dordrecht, 112 Soulsby, R L and Whitehouse, R J S W (1997) Threshold of sediment motion in coastal environments Proc Pacific Coasts and 'Ports '97 Conf., Christchurch, 1, pp 14 9-5 4 University of Canterbury, New Zealand 113 Soulsby, R L., Hamm, L., Klopman, G., Myrhaug, D., Simons, R R and Thomas, G P (1993); Wave-current interaction within... waters,-in Coastal Sediments '91s eds N-C Kraus, K L Gingpnrh and D L Kriebel, pp.l 5-2 7.ASCE, New York 69 Madsen, 0 S and Grant, W D (1976) Sediment transport in the coastal environment Report 209, M.I.T Ralph M Parsons Lab 70 MAFF (1981) Atlas of the Seas Around the British Isles Ministry of Agriculture, Fisheries and Food, Lowestoft HMSO 71 Meyer-Peter, E and Muller, R (1948) Formulas for bed-load... wave-generated bedforms Coastal Eng., 22, 25 5-8 6 75 Muir-Wood, A M and Fleming, C A (1981) Coastal Hydraulics 2nd edn The MacMillan Press 76 Myers, J J., Holm, C H and McAllister, R F (1969) Handbook of Ocean and Underwater Engineering McG raw-Hill Book Co., New York 77 Myrhaug, D (1989) A rational approach to wave friction coefficients for rough, smooth and transitional turbulent flow Coastal Eng., 13. .. & Energy, 106, 5 3-6 0 88 Prandle, D (1982a) The vertical structure of tidal currents Geophys Astrophys Fluid Dynamics, 22, 2 9-4 9 89 Prandle, D (1982b) The vertical structure of tidal currents and other oscillatory flows Continental Shelf Res., 1(2), 19 1-2 07 90 Raudkivi, A J (1990) Loose Boundary Hydraulics, 3rd edn Pergamon Press, Oxford 91 Ribberink, J S and Al-Salem, A (1991) Near-bed sediment transport... form of the near-bed velocity profile in a tidal accelerating flow / Geophys Res., 86, 806 7-7 4 109 Soulsby, R L and Smallman, J 5 (1986) A direct method of calculating bottom orbital velocity under waves Report SR 76, HR Wallingford 110 Soulsby, R L and Wainwright, B L S A (1987) A criterion for the effect of suspended sediment on near-bottom velocity profiles J Hydraulic Res., 25(3), 34 1-5 5 111 Soulsby,... 87(C1), 46 9-4 81 49 Grass, A J (1981) Sediment transport by waves and currents Rep FL29, SERC London Cent Mar TechnoL, London, UK 188 50 Guy, H P., Simons, D B and Richardson, E 5 (1966) Summary of alluvial data from flume experiments, 195 6-1 961 Prof Paper 462-J, US Geological Survey 51 Hallermeier, R J (1981) Terminal settling velocity of commonly occurring sand grains Sedimentology, 28, 85 9-6 5 52 Haugen, . Hydrodynamics-Waves-Orbital velocity-Monochromatic m , max Hydrodynamics-Waves + Currents-Total Shear-stress-Soulsby 0s Hydrodynamics-Currents-Skin-friction-Soulsby 0s Sediments-Threshold-Bed. Sediments-Threshold-Bed shear-stress-Soulsby d 50 Sediments-Suspension-Suspended Grain size-Van Rijn w s Sediments-Suspension-Settling velocity-Soulsby C(z) Sediments-Suspension-Concentration-Waves + Currents. rãnh, có thể thực hiện bằng cách khác nhờ sử dụng SandCalc nh sau. h Edit-Water, đặt h = 5 m T z Edit-Waves-Derive, với H s = 1,0m C D Hydrodynamics-Currents-Total shear-stress-Logarithmic