Tính toán dòng chảy, vận chuyển phù sa bùn sét và tốc độ bồi lắng đáy kênh lấy nước làm mát nhà máy nhiệt điện uông bí mở rộng

1 TÍNH TOÁN DÒNG CHẢY, VẬN CHUYỂN PHÙ SA BÙN SÉT VÀ TỐC ĐỘ BỒI LẮNG ĐÁY KÊNH LẤY NƯỚC LÀM MÁT NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN UÔNG BÍ MỞ RỘNG PGS.TS. Vũ Thanh Ca, Trung tâm Khí tượng Thủy văn Biển TS. Nguyễn Kiên Dũng, Viện Khí tượng Thủy văn KS. Phạm Việt Tiến, Công ty Tư vấn Thiết kế Thủy lợi 1 1. Giíi thiÖu chung Kênh dẫn nước làm mát là một hạng mục công trình của Nhà máy nhiệt điện Uông Bí mở rộng nằm ở Thị xã Uông Bí Tỉnh Quảng Ninh. Cửa lấy nước của kênh bắt đầu từ sông Bạch Đằng thuộc xã Điền Công, theo lòng dẫn của lạch nước tự nhiên cũ dài 3450,54 m (đoạn I- nạo vét ) sau đó chạy thẳng đến vị trí trạm bơm dự kiến xây dựng (gần cầu nằm trên quốc lộ 18 qua sông Uông Bí), đoạn này có chiều dài 2000,37 m (đoạn II- có gia cố mái kênh). Sơ đồ bố trí kênh được diễn tả trên hình 1. Trạm TV1 là điểm nối giữa kênh dự kiến với sông Bạch Đằng và trạm TV2 là điểm dự kiến đặt trạm bơm lấy nước. Các thông số cơ bản của kênh là: - Độ rộng đáy kênh : B = 40 m - Cao độ bờ kênh : + 3,0 m - Cao độ đáy kênh ở cửa vào ( đầu đoạn I- nối với sông Bạch Đằng ) là - 3,45 m; tại vị trí nối giữa đoạn I và II là - 3,795 m; tại vị trí cách trạm bơm nước dự kiến 8,4 m là - 3,995 m; tại vị trí trạm bơm dự kiến là - 7,91 m - Độ dốc đáy kênh: i = 0,0001 - Hệ số mái kênh : Đoạn I, m1= 6; Đoạn II, m2= 3 - Độ nhám lòng kênh: Đoạn I, n1 = 0,025; Đoạn II, n2= 0,0225 - Kênh được thiết kế để đảm bảo cho trạm bơm dự kiến lấy được lưu lượng nước không đổi Q = 24 m3/s với tần suất đảm bảo P = 95% để làm mát cho Nhà máy nhiệt điện Uông Bí mở rộng. Hình 1. Sơ đồ bố trí mặt bằng kênh lấy nước làm mát nhà máy nhiệt điện Uông Bí mở rộng. Sông Bạch Đằng có nguồn phù sa bùn rất lớn. Đặc biệt vào mùa lũ, hàm lượng phù sa bùn lơ lửng trong nước có thể đạt tới gần 600g/m3. Hơn nữa, đoạn kênh gần cửa sông được đào trực 2 tiếp xuống bãi triều, tức là làm thay đổi cân bằng bùn sét đã được xác lập tại đây. Những lý do trên cho phép ta có thể dự đoán rằng sau khi kênh được hoàn thành và đi vào vận hành, khả năng phù sa bùn sét sẽ được vận chuyển và lắng đọng trong kênh, gây bồi lắng đáy kênh và ảnh hưởng tới các chức năng của kênh là rất lớn. Vì vậy, việc dự báo tốc độ lắng đọng phù sa trong kênh có tầm quan trọng rất cao trong công tác thiết kế và lập kế hoạch bảo dưỡng kênh. Từ những điểm trên, mục đích của nghiên cứu này của chúng tôi là thiết lập một phương pháp dự báo tốc độ bồi lắng phù sa bùn sét trong kênh trên cơ sở phân tích các số liệu đo đạc và một mô hình số trị. Mô hình số trị được xây dựng trên cơ sở những kết quả nghiên cứu mới nhất trên thế giới về động lực bùn sét. Chúng tôi hy vọng rằng sau khi được hoàn thiện, mô hình của chúng tôi có thể được sử dụng để dự báo tốc độ lắng đọng của bùn sét tại các khu vực khác nhau, nhất là tại các cửa sông của nước ta. 2. Cơ sở lý thuyết của mô hình tính biến hình lòng dẫn kênh lấy nước 2.1. Mô hình mô phỏng dòng chảy trong kênh Mô hình tính dòng chảy, vận chuyển phù sa trong kênh và thay đổi địa hình lòng kênh dựa trên việc giải phương trình viết cho dòng hai chiều theo phương nằm ngang (phương trình Saint-Vernant) và bài toán vận chuyển phù sa bùn sét lơ lửng. Chọn một hệ tọa độ sao cho trục x hướng theo phương dòng kênh và trục y theo phương vuông góc với dòng kênh, ta có các phương trình cơ bản của dòng chảy như sau: Phương trình liên tục 0         w yx s ty q x q  (1) Phương trình động lượng 0 3/1 2222                                               d vuugn y q yx q xx gd d qq yd q xt q x th x th yxxx   (2) 0 3/1 2222                                                d vuvgn y q yx q xy gd d q yd qq xt q y th y th yyxy   (3) Trong đó, xq và yq lần lượt là các thành phần lưu lượng dòng chảy đi qua một mặt cắt có chiều rộng đơn vị, chiều cao từ đáy kênh tới mặt nước và vuông góc với các trục tọa độ x và y;  là chiều cao mực nước với một chuẩn nào đó, t là thời gian, ws là nguồn nước chảy vào kênh qua một đơn vị bề mặt nước (nước bơm làm mát Nhà máy nhiệt điện Uông Bí); d là độ sâu nước trong kênh; g là gia tốc trọng trường; n là độ nhám thuỷ lực. Vì lưới tính trong bài toán của chúng tôi là tương đối nhỏ (cùng bậc với độ sâu trong kênh) nên việc tính tới độ nhớt rối theo phương nằm ngang là cần thiết. Do các tính toán hệ số nhớt rối theo phương nằm ngang th theo vận tốc dòng chảy và độ sâu nước trong kênh là phức tạp, tốn thời gian tính toán mà không giúp cho ta nâng được độ chính xác lên bao nhiêu nên chúng tôi giả thiết là hệ số này có thể lấy không đổi. Các ước tính của chúng tôi dựa trên giả thiết về sự phân bố phân bố logarith của vận tốc dòng chảy theo phương thẳng đứng cho thấy giá trị trung bình của hệ số này trong một chu kỳ triều là 0.1m2/s. 2.2. Mô hình tính dòng vận chuyển bùn và sự biến đổi của đáy kênh Vì phù sa lơ lửng của dòng chảy vào kênh chỉ có thể là bùn sét nên trong báo cáo này chỉ trình bày mô hình vận chuyển bùn sét dưới tác dụng của dòng chảy. Dòng vận chuyển phù sa dưới tác động của dòng chảy được mô tả bằng phương trình sau: 3 ctt S y C yx C xy uC x uC t C                               (4) Trong đó C là nồng độ tích phân theo phương thẳng đứng từ mặt đến đáy của phù sa; t là hệ số phân tán (bao gồm cả hệ số khuyếch tán rối và hệ số phân tán) của phù sa lơ lửng; Sc là nguồn bùn do xói mòn đáy đưa lên hoặc lắng đọng xuống đáy và được biểu thị qua tốc độ lắng đọng của phù sa Cs và tốc độ khuấy lên từ đáy của phù sa đã lắng đọng Cut. sutc CCS  (5) Vì tính chất của phù sa rất khác nhau đối với các con sông khác nhau cho nên để xác định tốc độ lắng đọng của phù sa Cs và tốc độ khuấy lên từ đáy của phù sa đã lắng đọng Cut trong kênh dẫn nước, cần phải tiến hành những thí nghiệm tỷ mỷ. Do những thí nghiệm như thế rất tốn kém mà ở Việt Nam chưa có điều kiện tiến hành nên ở đây chúng tôi đã sử dụng công thức của các tác giả Nhật Bản Futawari và Kusuda (1993) cho các con sông phía nam của Nhật Bản có tính chất của phù sa bùn sét lơ lửng tương tự với tính chất của phù sa bùn sét lơ lửng tại các con sông của nước ta. m c ut u u C        1 2 * 2 * nếu cuu **  , 0utC nếu cuu **  (6) CwC ss  nếu duu * , 0sC nếu duu * (7) Trong thực tế, các công thức (6) và (7) cũng tương tự như các công thức của các tác giả Mỹ như Mehta, Partheniades. Hệ số xói  đối với nước ngọt được xác định từ các thí nghiệm là 410609,2  kg/m2s. Nếu như hàm lượng nước chứa trong bùn đã được lắng đọng lớn hơn 2/3 thể tích của bùn, bùn được coi là bùn lỏng. Trường hợp ngược lại, bùn được coi là bùn đã được nèn chặt, hay là bùn đáy. Vận tốc ma sát tới hạn cho xói mòn đối với bùn lỏng và bùn đáy là không giống nhau và được xác định tương ứng là 025,0u c*  m/s với bùn lỏng và 0,03m/s với bùn đáy. Theo như kết quả thí nghiệm của Kusuda (1984) thì đối với một ứng suất không đổi, bùn chỉ được xói mòn trong một khoảng thời gian vài chục phút cho tới khi lộ ra đáy bùn có thời gian nèn chặt dài hơn và như vậy là có khả năng chịu một ứng suất tới hạn cho xói mòn lớn hơn. Ta cần phải chú ý rằng đáy kênh là một lớp đất dẻo đã trải qua quá trình nèn chặt trong một khoảng thời gian rất dài, và như vậy có khả năng chống xói mòn rất lớn. Tuy vậy, trong trường hợp dòng chảy mạnh và lớp bùn đã được lắng đọng trên đáy kênh này bị bào mòn hết thì đáy kênh này sẽ chịu tác động trực tiếp của dòng chảy. Khi đó, lớp đất dẻo sẽ bị bùn hóa và trở nên dễ bị xói mòn hơn. Vì không thể thực hiện được việc định lượng hoá quá trình này trong điều kiện nước ta, chúng tôi đã căn cứ trên các kinh nghiệm của bản thân cũng như dựa trên kết quả nghiên cứu của các tác giả khác và lấy giá trị ứng suất tới hạn chịu xói mòn cho đất nguyên thuỷ ở đáy kênh là 06,0u c*  m/s, tức là gấp đôi giá trị ứng suất tới hạn chịu xói mòn của bùn đáy. Kết quả đo đạc bằng mô hình vật lý trong điều kiện nước tĩnh do Futawatari và Kusuda (1993) tiến hành cho thấy rằng tốc độ chìm lắng của các khối bông kết phụ thuộc vào nồng độ phù sa bùn. Các tác giả này đã rút ra được các công thức liên hệ giữa tốc độ chìm lắng của phù sa bùn và nồng độ phù sa C cũng như một nồng độ phù sa cho trước 0C , được lấy là 0,125kg/m3. Có một vấn đề cần đặt ra khi sử dụng các công thức của Futawatari và Kusuda là tốc độ chìm lắng của các khối bông kết bùn sét thay đổi đột biến từ giá trị 0,357x10-4 m/s tới 4 0,411x10-4 m/s khi mà tỷ số 1/ 0 dCC . Để tránh điều này chúng tôi đã đưa ra những hiệu chỉnh như sau. Căn cứ vào các kết quả thí nghiệm của Futawatari và Kusuda, chúng tôi thấy rằng nếu như các công thức (8) và (9) được đưa về dạng sau, ta sẽ có kết quả phù hợp với số liệu thí nghiệm và dễ áp dụng hơn. 410357,0 sw m/s khi mà   9,0/ 0 dCC (10)     40 109,0/54,0357,0  dCCws m/s khi mà   1/9,0 0  dCC (11)     40 10411,0/log407,7  dCCws m/s khi mà   1/ 0 dCC (12) Giá trị vận tốc ma sát tới hạn tại đáy để cho phù sa bùn có thể lắng chìm *du được lấy là 0,005m/s. Như đã trình bày ở trên, bùn lỏng khi lắng đọng xuống đáy sẽ trải qua một quá trình nèn chặt , trở nên rắn chắc, khó bị xói mòn hơn và sẽ trở thành bùn đáy. Để có thể định lượng hoá quá trình này, người ta đưa ra một đại lượng gọi là thông lượng nèn chặt . Kết quả của các thí nghiệm do các tác giả Futawatari và Kusuda (1993) tiến hành cho thấy rằng quá trình nèn chặt của bùn cát sẽ không xảy ra nếu như lượng bùn cát lắng đọng trên một đơn vị diện tích bề mặt đáy M nhỏ hơn một giá trị tới hạn là 6,4kg/m2. Khi mà bùn đã lắng đọng, tốc độ chuyển hóa của bùn lỏng thành bùn đáy (tức là thông lượng nèn chặt Fc) được tính như sau:   4104,64,0  MFc kg/m 2 nếu M>6,4kg/m2 (13) 0cF nếu M>6,4kg/m 2 (14) Trong thực tế, các công thức của Futawatari và Kusuda (1993) mà chúng tôi dùng trong báo cáo này cũng tương tự với các kết quả nghiên cứu của các tác giả khác như Hir et al (1993), Kusuda et al (1984), Krone (1993), Lick and Huang (1993), Partheniades (1993) 2.3. Mô hình tính toán sự biến đổi địa hình đáy kênh Sự biến đổi của đáy kênh được tính toán bằng cách giải phương trình vi phân đạo hàm riêng về sự cân bằng phù sa như sau.  uts s CC t        1 1 (15) Trong đó, là độ cao đáy kênh tính theo mốc HN72, s là độ lỗ rỗng của bùn. 2.4. Điều kiện biên và điều kiện ban đầu Tại đầu kênh nối với sông Bạch Đằng cho trước mực nước từng giờ và hàm lượng phù sa trung bình các tháng trong năm. Tại đầu kênh nối với Nhà máy nhiệt điện Uông Bí cho giá trị lưu lượng nước bằng lưu lượng bơm. Điều kiện biên trượt được áp dụng cho các biên rắn. Điều kiện ban đầu cho tính toán là địa hình đáy kênh như thiết kế, độ dày lớp bùn lỏng và lớp bùn đáy bằng 0. 2.5. Sơ đồ sai phân hữu hạn và lời giải số trị Về mặt không gian, các phương trình vi phân đạo hàm riêng mô tả dòng chảy, vận chuyển phù sa và thay đổi địa hình đáy kênh được sai phân hóa trên một lưới sai phân trực giao. Để tiện cho việc tính toán, một lưới sai phân so le với mực nước, nồng độ phù sa và lượng thay đổi địa hình đáy được tính tại trung tâm mỗi lưới trong khi đó vận tốc dòng chảy được tính trên biên của lưới. Vì rằng các đặc trưng của dòng chảy thay đổi nhiều theo phương mặt cắt kênh (phương ngang) và thay đổi ít theo phương dọc theo kênh nên lưới sai phân với 5 chiều rộng 5m theo phương ngang và 10m theo phương dọc kênh đã được áp dụng. Một sơ đồ sai phân trung tâm đã được sử dụng để sai phân hoá các thành phần đạo hàm bậc hai trong khi một sơ đồ sai phân đón gió (upwind) đã được sử dụng để sai phân hoá các thành phần bình lưu. Để đơn giản hóa việc lập trình và tính toán, một sơ đồ sai phân dạng leapfrog đã được sử dụng để xấp xỉ đạo hàm theo thời gian. Với sơ đồ sai phân này, bước thời gian đã được lựa chọn thỏa mãn điều kiện Frank – Frich – Lewy để có thể có được nghiệm ổn định của bài toán. Trình tự tính toán như sau. Ban đầu, mực nước tại biên vào trên sông Bạch Đằng được cho trước theo các số liệu quan trắc. Sau đó, các phương trình (2) và (3) được giải để xác định vận tốc dòng chảy tại mỗi lưới. Sau khi đã có được vận tốc dòng chảy, phương trình (1) được giải để tính mực nước tại mỗi mắt lưới. Cuối cùng là các phương trình (4) và (15) được giải để xác định nồng độ tích phân của phù sa, tốc độ xói mòn, bồi lấp và thay đổi địa hình đáy trong mỗi mắt lưới với giá trị của nồng độ phù sa tại cửa vào của kênh cho trước từ các số liệu quan trắc. Bằng cách áp dụng sơ đồ leapfrog, việc tính toán và lập trình trở nên đơn giản hơn nhưng vẫn đảm bảo được độ chính xác của bài toán. Chương trình tính toán để giải bài toán đã được chúng tôi viết bằng ngông ngữ FORTRAN. 3. Tính toán biên bùn cát lơ lửng và mực nước tại cửa kênh lấy nước TV1 Nước làm mát Nhà máy nhiệt điện Uông Bí mở rộng được lấy từ sông Bạch Đằng. Đây là con sông bị ảnh hưởng triều mạnh. Không có số liệu về các đặc trưng bùn cát trên đoạn sông Bạch Đằng nằm trong vùng dự án. Vì vậy biên bùn cát dùng để tính toán bồi lắng cát bùn trong kênh lấy nước làm mát Nhà máy nhiệt điện Uông Bí được xác định như sau: a) Mượn số liệu thực đo nồng độ phù sa lơ lửng tại trạm thủy văn Trung Trang trên sông Văn Úc trong 3 tháng VII - IX năm 2001 với tb = 437 g/m 3 cho vị trí cửa lấy nước trên sông Bạch Đằng TV1. b) Cũng trong 3 tháng VII - IX năm 2001, số liệu thực đo nồng độ phù sa lơ lửng tại trạm Hà Nội trên sông Hồng (là trạm vùng đồng bằng có số liệu đo phù sa lơ lửng nhiều năm) có tb = 1037 g/m 3. Từ đây có số hiệu chỉnh K1 = 437/1037 = 0,4214 . c) So sánh số liệu thực đo nồng độ phù sa lơ lửng tại trạm Hà Nội trên sông Hồng trong 3 tháng VII - IX năm 2001, tb = 1037 g/m 3 với giá trị tương ứng thời gian trung bình nhiều năm tb = 1105 g/m 3. Ta có số hiệu chỉnh K2 = 1105/1037 = 1,0656. Số hiệu chỉnh tổng hợp KTH = K1 x K2 = 0,4214 x 1,0656 = 0,449. d) Từ số liệu thực đo nồng độ phù sa lơ lửng bình quân tháng trung bình nhiều năm tại trạm Hà Nội trên sông Hồng, nhân với số hiệu chỉnh tổng hợp KTH = 0,449, tìm được nồng độ phù sa lơ lửng bình quân tháng trung bình nhiều năm tại cửa lấy nước kênh dẫn nước làm mát Nhà máy nhiệt điện Uông Bí mở rộng ở Bảng 1. Bảng 1: Nồng độ phù sa lơ lửng bình quân tháng trung bình nhiều năm tại trạm thủy văn Hà Nội và cửa lấy nước TV1 Đơn vị tính: g/m3 Trạm I II III IV V VI VII VIII IX X XI XII Hà Nội 71,7 159 147 218 485 933 1130 1280 905 708 521 267 TV1 32,2 71,4 66 97,9 218 419 507 575 406 318 234 120 6 -2.5 -1.5 -0.5 0.5 1.5 2.5 0 200 400 600 t (h) ( m ) -2.5 -1.5 -0.5 0.5 1.5 2.5 0 200 400 600 t (h) ( m ) e) Dựa trên số liệu khảo sát hiện trường ngày 7/11/2003 tại hai vị trí TV1 và TV2, một số đặc trưng bùn cát khu vực nghiên cứu đã được xác định và nồng độ bùn cát lơ lửng tại cửa lấy nước được hiệu chỉnh như trong Bảng 2. Bảng 2: Nồng độ phù sa lơ lửng bình quân tháng trung bình nhiều năm tại cửa lấy nước TV1 Đơn vị tính: g/m3 I II III IV V VI VII VIII IX X XI XII 32,2 71,4 66 97,9 218 419 507 575 406 318 142 60 Quá trình mực nước giờ trung bình trong thời kỳ nhiều năm tại cửa lấy nước TV1 được lấy để phục vụ tính toán bồi lắng cát bùn trong kênh. Quá trình này được xác định qua phương trình hồi qui (HTV1 = 0,965HDo Nghi + 11,8) với số liệu mực nước giờ năm 1973 tại trạm thủy văn Do Nghi cách cửa lấy nước TV1 khoảng 5 km về phía hạ lưu. Năm 1973 là năm có mực nước trung bình xấp xỉ mực nước bình quân nhiều năm. Giả thiết quá trình mực nước này không thay đổi qua các năm tính toán bồi lắng. 4. Kết quả tính toán Dao động mực nước tại cửa lấy nước, các mặt cắt giữa và cuối kênh gần trạm bơm trong một tháng mùa lũ (tháng VIII) tương ứng được thể hiện trên các hình từ 2 và 3. Hình 2: Dao động mực nước tại cửa lấy nước của kênh Hình 3: Dao động mực nước tại vị trí sát trạm bơm nước Có thể nhận thấy rằng dao động mực nước không thay đổi nhiều dọc theo kênh. Tuy nhiên, trong tháng mùa kiệt (tháng III), dao động mực nước giảm một chút từ cửa lấy nước đến vị trí trạm bơm. nguyên nhân của hiện tượng này là do hoạt động của trạm bơm cấp nước làm mát cho Nhà máy nhiệt điện. 7 -0.5 -0.3 -0.1 0.1 0.3 0.5 0 200 400 600 t (h) v ( m /s ) Hình 4: Biến đổi lưu tốc tại cửa lấy nước của kênh Hình 5: Biến đổi lưu tốc tại vị trí sát trạm bơm nước Khác với dao động mực nước, biến đổi lưu tốc dọc kênh là rõ ràng, giảm dần từ cửa lấy nước đầu kênh về vị trí trạm bơm cuối kênh. Lúc triều cường, ảnh hưởng của dòng triều khá mạnh tại cửa vào kênh, yếu dần ở mặt cắt giữa kênh và rất mờ nhạt tại trạm bơm. Tồn tại một khu nước đứng có lưu tốc gần bằng không khi dòng chảy đổi hướng (giao thời giữa pha triều lên và pha triều xuống) làm cho bùn cát lắng đọng ngay gần cửa lấy nước. Gần trạm bơm, nước chỉ chảy theo một hướng với độ dao động của lưu tốc rất nhỏ. Sự thay đổi địa hình đáy kênh sau 01 năm, 02 năm và 03 năm vận hành tương ứng được thể hiện trong các hình từ 8 đến 10. Có thể nhận thấy rằng trong năm đầu, bùn cát lắng đọng chủ yếu ở đoạn cửa vào kênh, tổng độ dày bồi lắng lên đến trên 75cm. Nguyên nhân chính là do khi nước sông chảy vào kênh, lưu tốc bị giảm đột ngột đã gây bồi lắng nghiêm trọng. Sự suy giảm lưu tốc gần bằng không trong thời gian triều đứng cũng làm tăng thêm lượng bùn cát lắng đọng trong kênh. Sau đoạn kênh này, độ dày bồi lắng giảm dần về phía cuối kênh. Tại các vị trí cách cửa lấy nước từ 4000m trở vào, bùn cát lắng đọng không đáng kể. Trong năm thứ hai, độ dày lớp bùn cát bồi lắng tiếp tục tăng lên tại đoạn gần cửa vào kênh, diện tích bồi lắng mở rộng theo hướng trạm bơm cuối kênh. Cuối năm thứ hai, độ dày lớp bùn cát bồi lắng giữa kênh khoảng 115cm trong khí đó tại các điểm cách cửa vào 4000m và 5000m con số này nhận giá trị tương ứng là 38cm và 10cm. Xu thế bồi lắng cát bùn trong năm thứ ba tương tự như năm thứ hai. Cuối năm này, độ dày lớp bùn cát bồi lắng giữa kênh khoảng 152cm trong khí đó tại các điểm cách cửa vào 4000m và 5000m con số này tương ứng là 63cm và 18cm. -0.5 -0.3 -0.1 0.1 0.3 0.5 0 200 400 600 t (h) v ( m /s ) 8 Hình 8: Thay đổi cao độ đáy kênh sau 01 năm vận hành Nhìn vào các hình từ 8 đến 10 thấy tốc độ bồi lắng cát bùn giảm theo thời gian trong khi đó diện tích bồi lắng phát triển thêm về phía trạm bơm cuối kênh. nguyên nhân của hiện tượng này là do cùng với thời gian, bồi lắng cát bùn dẫn đến độ sâu dòng chảy bị giảm; độ sâu dòng chảy giảm lại làm tăng lưu tốc trong thời kỳ triều cường; lưu tốc tăng gây xói và tái lơ lửng bùn cát bồi lắng; bùn cát tái lơ lửng lại được vận chuyển vào bên trong kênh và lắng đọng lại ở đó. Hình 9: Thay đổi cao độ đáy kênh sau 02 năm vận hành Hình 10: Thay đổi cao độ đáy kênh sau 03 năm vận hành -0.5 0 0.5 1 1.5 2 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Kho¶ng c¸ch tõ cöa vµo cña kªnh (m) d ( m ) -0.5 0 0.5 1 1.5 2 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Kho¶ng c¸ch tõ cöa vµo cña kªnh (m) d ( m ) -0.5 0 0.5 1 1.5 2 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Kho¶ng c¸ch tõ cöa vµo cña kªnh (m) d ( m ) 9 TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Futawari T. and T. Kusuda (1993) Modeling of suspended sediment transport in a tidal river. In Nearshore and estuarine cohesive sediment transport, Ed. by Mehta A.J., Am. Geo. Union, 108-125. [2] Hir P.L., P. Bassoulet and J. L’Yavanc (1993) Application of a multivariate transport model for understanding cohesive sediment dynamics. In Nearshore and estuarine cohesive sediment transport, Ed. by Mehta A.J., Am. Geo. Union, 467-485 [3] Kusuda T., T. Umita, Y. Koga, T. Futawari and Y. Awaya (1984) Erosional process of cohesive sediments. Wat. Sci. Tech., 17, 891-901. [4] Krone R.B. (1993) Sedimentation revisited. In Nearshore and estuarine cohesive sediment transport, Ed. by Mehta A.J., Am. Geo. Union, 108-125. [5] Lick W. and H. Huang (1993) Flocculation and the physical properties of flocs. In Nearshore and estuarine cohesive sediment transport, Ed. by Mehta A.J., Am. Geo. Union, 21-39. [6] Partheniades E. (1993) Turbulence, flocculation and cohesive sediment dynamics. In Nearshore and estuarine cohesive sediment transport, Ed. by Mehta A.J., Am. Geo. Union, 40-59.