phuong phap luan tinh toan thiet ke den 200m.pdf

7/14/2019 phuong phap luan tinh toan thiet ke den 200m.pdf

http://slidepdf.com/reader/full/phuong-phap-luan-tinh-toan-thiet-ke-den-200mpdf 1/160

TRƯỜ NG ĐẠI HỌC XÂY DỰ NG

VIỆN XÂY DỰ NG CÔNG TRÌNH BIỂN

BÁO CÁOTHU THẬP VÀ XỬ LÝ THÔNG TIN KỸ THUẬT

ĐỂ TÍNH TOÁN VÀ THIẾT KẾ CÁC CÔNG TRÌNH BIỂN

ĐẾN ĐỘ SÂU 200 M

(Theo đơ n hàng NIPI-DVKH-004/07 ngày 25/6/2007)

PHẦN 4PHƯƠ NG PHÁP LUẬN VỀ TÍNH TOÁN, THIẾT KẾ CÔNG TRÌNH

BIỂN ĐẾN ĐỘ SÂU 200 MÉT NƯỚ C ĐỂ PHÁT TRIỂN KHẢ NĂNGCỦA VIETSOVPETRO TRONG LĨNH VỰ C NÀY

Ngườ i thự c hiệ n: GS.TS. Phạ m Khắ c Hùng

HÀ NỘI, 11-2008



BÁO CÁO K Ế T QU Ả

“ Thu thậ p và xử lý thông tin k ỹ thuậ t để tính toán và thiế t kế các công trình biể n đế n độ sâu 200 m ”

1

MỤC LỤC - PHẦN 4 Trang

Ph ần 4: Phươ ng pháp luận về tính toán, thiết kế công trình biển đếnđộ sâu 200 mét nướ c để phát triển khả năng của Vietsovpetro trong

l ĩ nh vự c này

Chươ ng 1: Nhữ ng vấ n đề chủ yế u trong tính toán thiế t kế kế t cấ u công

trình biể n cố đị nh bằ ng thép kiể u jacket trong đ iều kiệ n nướ c sâu1.1. Sự phát triển công trình biển phục vụ khai thác dầu khí vùng nướ c sâu1.1.1. Điểm qua tình hình thăm dò và khai thác các mỏ dầu khí ngoài biển1.1.2.Phân vùng độ sâu nướ c theo yêu cầu xây dựng công trình biển1.1.3. Phân loại công trình biển và sự phát triển các công trình biển1.1.4. Sự phát triển công trình biển ở vùng nướ c sâu trên thế giớ i1.2.Tổng hợ p sự phát triển công trình biển kiểu Jacket ở vùng nướ c sâu và

đặc điểm thiết kế thi công1.2.1. Sự phát triển công trình biển kiểu Jacket ở vùng nướ c sâu1.2.2. Đặc điểm thiết kế KCĐ Jacket vùng nướ c sâu1.2.3. Đặc điểm thi công KCĐ Jacket vùng nướ c sâu1.3. Trình tự tính toán thiết kế kết cấu jacket vùng nướ c sâu1.4. Các vấn đề chủ yếu cần đề cập trong tính toán thiết kế kết cấu Jacket ở vùng nướ c sâu1.5. Các phươ ng pháp tính trong thiết kế kết cấu jacket1.6. Kết luận

Chươ ng 2: Số liệu đầu vào phụ c vụ tính toán thiế t kế kế t cấ u khố i chânđế jacket ở vùng nướ c sâu tớ i 200 mét2.1. Mở đầu2.2. Điều kiện tự nhiên vùng nướ c sâu thềm lục địa Việt Nam2.2.1. Phạm vi vùng biển sâu 200 m2.2.2. Điều kiện khí tượ ng thuỷ văn biển2.2.3. Địa hình đáy biển và điều kiện địa chất tầng mặt2.3. Các trạng thái biển và mô tả sóng tác động lên kết cấu khối chân đế Jacket2.3.1. Các yếu tố tác động của môi trườ ng lên công trình biển cố định kiểu Jacket2.3.2. Các trạng thái biển và các điều kiện biển trong thiết kế kết cấu KCĐ 2.3.2.1. Các tr ạng thái biể n2.3.2.2. Các đ iề u kiện biể n trong thiế t k ế k ế t cấ u KC Đ Jacket 2.3.3. Mô tả sóng tiền định2.3.3.1. Khái niệm về chuyển động sóng do gió và các phươ ng pháp mô tả sóng2.3.3.2. Lý thuyết sóng Airy2.3.3.3. Lý thuyết sóng Stokes2.3.3.4. Lý thuyết sóng Cnoidal2.3.3.5. Miền áp dụng các lý thuyết sóng2.3.4. Mô tả sóng ngẫu nhiên2.3.4.1. Khái niệm về sóng ngẫu nhiên2.3.4.2. Phổ năng lượ ng của sóng ngẫu nhiên2.3.4.3. Các phổ sóng thông dụng trong thiết kế công trình biển

555

101113

151517 2020

232425

27 27 27 27 293438 38 40

40414141434548 5051515455





2

2.3.4.4. Phổ vận tốc và gia tốc của phần tử nướ c do sóng ngẫu nhiên2.3.4.5. Các đặc trưng thống kê của một trạng thái biển ngắn hạn2.3.4.6. Trạng thái biển dài hạn2.4. Tải trọng sóng tác dụng lên các phần tử mảnh của kết cấu công trình biển

2.4.1. Các chế độ sóng khi chuyển động qua vật cản2.4.2. Các dạng của phươ ng trình Morison2.4.2.1. Dạng gốc của phươ ng trình Morison2.4.2.2. Dạng mở rộng của phươ ng trình Morison2.4.2.3.Dạng tuyến tính của phươ ng trình Morison vớ i mô hình sóng tiền định2.4.2.4.Dạng tuyến tính của phươ ng trình Morison vớ i mô hình sóng ngẫu nhiên2.4.3. Tải trọng sóng tiền định2.4.4. Tải trọng sóng ngẫu nhiên2.5. Lựa chọn phươ ng án cấu hình KCĐ Jacket của dàn đa chức năng2.5.1. Các căn cứ để lựa chọn cấu hình kết cấu Jacket2.5.2. Các loại cấu hình Jacket2.5.3. Một số ràng buộc khi chọn cấu hình Jacket2.5.4. Chọn sơ bộ cấu hình Jacket2.6. Kết luận

Chươ ng 3: Tính toán tĩ nh kế t cấ u khố i chân đế jacket3.1. Mở đầu3.2. Sơ đồ kết cấu khối chân đế Jacket3.2.1. Sơ đồ hình học của kết cấu khối chân đế 3.2.2. Sơ đồ nền móng liên kết vớ i khối chân đế 3.2.3. Sơ đồ khối lượ ng của kết cấu khối chân đế 3.3. Ma trận độ cứng của kết cấu hệ thanh3.3.1. Ma trận độ cứng của phần tử thanh phẳng3.3.2. Ma trận độ cứng của phần tử thanh không gian3.3.3. Ma trận độ cứng của kết cấu hệ thanh3.4. Bài toán t ĩ nh của kết cấu Jacket3.4.1. Dao động riêng của kết cấu Jacket3.4.1.1. Các dạng bài toán doa động riêng3.4.1.2. Mục đích của bài toán dao động riêng3.4.1.3. Các phươ ng pháp giải bài toán dao động riêng nhiều bậc tự do3.4.2. Điều kiện bài toán tựa t ĩ nh của kết cấu Jacket chịu tải trong sóng3.4.3. Phươ ng trình tổng quát của bài toán t ĩ nh kết cấu Jacket3.4.3.1. Bài toán t ĩ nh tổng quát của kết cấu jacket3.4.3.2. Bài toán t ĩ nh của kết cấu jacket chịu tải trọng sóng3.4.4. Xác định phản ứng tựa t ĩ nh kết cấu Jacket chịu tải trọng sóng3.5.3. Nội lực của kết cấu Jacket trong bài toán t ĩ nh3.5. Kết luận

Chươ ng 4: Tính toán độ ng khố i chân đế jacket theo mô hình tiề n đị nhvà ngẫ u nhiên4.1. Mở đầu4.2. Bài toán động lực học tiền định của kết cấu Jacket

58 596363

63646466 66 66 67 68 696969757583

848484848486 87 87 919395959598 99101102102102103103103

104104104





3

4.2.1. Bài toán một bậc tự do4.2.2. Bài toán nhiều bậc tự do4.2.2.1. Phươ ng trình tổng quát của bài toán dao động nhiều bậc tự do4.2.2.2. Phươ ng pháp chồng mode

4.3. Bài toán động lực học ngẫu nhiên của kết cấu Jacket4.3.1. Bài toán một bậc tự do4.3.1.1. Phươ ng pháp sử dụng hàm truyền “RAO”4.3.1.2. Phươ ng pháp giải trong miền thờ i gian4.3.2. Bài toán nhiều bậc tự do4.3.2.1. Phươ ng pháp giải trong miền tần số bằng ma trận hàm truyền4.3.2.2. Phươ ng pháp giải trong miền tần số bằng thuật toán chồng mode4.3.2.3. Phươ ng pháp giải trong miền tần số bằng hàm truyền “RAO”4.3.2.4. Phươ ng pháp giải trong miền thờ i gian bằng thuật toán chồng mode4.3.3. Xác định các đặc trưng xác suất của phản ứng kết cấu4.3.4. Kết cấu dao động ngẫu nhiên như một bộ lọc các TSDĐR4.3.5. Ứ ng dụng thực hành4.4. Kết luận

Chươ ng 5: Kiể m tra bề n và mỏi kế t cấ u chân đế jacket củ a công trình

biể n cố đị nh ở vùng nướ c sâu5.1. Mở đầu5.1.1. Mục tiêu kiểm tra bền trong thiết kế kết cấu chân đê Jacket5.1.2. Tổng quan quá trình thực hiện kiểm tra bền và mỏi kết cấu Jacket5.2. Kiểm tra bền kết cấu Jacket5.2.1. Yêu cầu bài toán kiểm tra bền các phần tử thanh của KC jacket5.2.2. Lựa chọn phươ ng pháp tính kết cấu Jacket chịu tải trong sóng5.2.3. Các bài toán kiểm tra bền5.2.3.1. Cơ sở để xác định các hệ số an toàn5.2.3.2. Kiểm tra bền theo mô hình tiền định5.2.3.3. Kiểm tra bền theo mô hình xác suất của LTĐTC5.3. Tính mỏi tiền định kết cấu Jacket5.3.1. Mở đầu5.3.1.1. Khái niệm về hiện tượ ng mỏi5.3.1.2. Các giai đoạn phát triển mỏi5.3.1.3. Yêu cầu bài toán kiểm tra mỏi kết cấu Jacket5.3.1.4. Các phươ ng pháp tính mỏi5.3.2. Tính mỏi tiền định theo phươ ng pháp P-M5.3.2.1. Thuật toán tổng quát để tính mỏi tiền định5.3.2.2. Đườ ng cong mỏi S-N5.3.2.3. Tính ứng suất gây mỏi tại các điểm nóng5.3.2.4. Xác định tổn thất mỏi5.3.2.5. Đánh giá tuổi thọ mỏi5.4. Tính mỏi ngẫu nhiên kết cấu Jacket5.4.1. Mở đầu5.4.1.1. Các đặc trưng xác suất dùng cho các bài toán mỏi ngẫu nhiên5.4.1.2. Trình tự xác định phổ ứng suất tại điểm nóng để tính mỏi

104106 106 107

109109109114115116 117 120120121122124129

130130130131133133134136 136 137 140142142142143143143144144146 147 148 149150150150153





4

5.4.2. Phươ ng pháp phổ giải bài toán ứng suất có phổ dải hẹp5.5.2.1. Dạng tổng quát của tổn thất mỏi ngẫu nhiên5.4.2.2.Tính tổn thất mỏi trong trườ ng hợ p ứng suất thuộc loại phổ giải hẹp5.4.2.3. Xác định tuổi thọ trung bình

5.4.3. Phươ ng pháp phổ giải bài toán ứng suất có phổ dải rộng5.4.4. Phươ ng pháp tính mỏi ngẫu nhiên trong miền thờ i gian5.4.4.1.Giải trong miền thờ i gian bằng phươ ng pháp rờ i rạc hoá TS củaphổ sóng5.4.4.2. Giải trong miền thờ i gian bằng phươ ng pháp Monte-CarloTÀI LIỆU THAM KHẢO

154154154155

155156

156 156 157



5

CHƯƠ NG 1

NHỮ NG VẤN ĐỀ CHỦ YẾU TRONG TÍNH TOÁN THIẾT KẾT CẤU

CÔNG TRÌNH BIỂN CỐ ĐỊNH BẰNG THÉP KIỂU JACKETTRONG ĐIỀU KIỆN NƯỚ C SÂU

1.1. Sù ph¸t triÓn c«ng tr×nh biÓn phôc vô khai thác dầu khí vùng nướ c sâu

1.1.1. §iÓm qua t×nh h×nh th¨m dß vµ khai th¸c çc má dÇu khÝ ngoµi biÓn

ViÖc khai th¸c dÇu khÝ ë ngoµi biÓn trªn thÕ giíi ®−îc ®¸nh dÊu bëi c«ng tr×nh

biÓn cè ®Þnh ®Çu tiªn x©y dùng ë ®é s©u n−íc 5m ®Ó khai th¸c mét má trªn ®Êt liÒn

më réng ra vïng n−íc n«ng ven bê ë Lousiana, Mü (thuéc VÞnh Mexico), cuèi thËp kû

40 thÕ kû 20. TiÕp theo ®ã, trong nöa sau cña thÕ kû 20, lo¹i c«ng tr×nh biÓn cè ®Þnh

(CTBC§) b»ng thÐp kiÓu jacket - mãng cäc (vµ mét sè Ýt b»ng CTBC§ b»ng bª t«ng,

mãng träng lùc) ® ®−îc ph¸t triÓn m¹nh ®Ó khai th¸c çc má ë ®é s©u trong ph¹m vi

tõ 300 - 400 m. CTBC§ ® x©y dùng ë ®é s©u n−íc lín nhÊt, 412m (1353 ft) lµ dµn

Bullwinkle (VÞnh Mexico, Mü), n¨m 1991 [14].

Nhu cÇu n¨ng l−îng cña thÕ giíi ngµy cµng lín ® thóc ®Èy viÖc th¨m dß vµ

khai th¸c çc má ë çc ®é s©u n−íc ngµy cµng t¨ng. Tõ cuèi thËp kû 80 cña thÕ kû

tr−íc, ® th¨m dß vµ ph¸t hiÖn çc má ë ®é s©u tíi trªn 2200 m; trong khi ®ã, viÖc khai

th¸c má chØ ë ®é s©u ch−a tíi 600m. Tuy nhiªn, thËp kû 90, thËp kû cuèi cïng cña thÕ

kû 20, tr−íc cuéc khñng ho¶ng vÒ n¨ng l−îng dÇu khÝ, viÖc khai th¸c çc má n−íc s©u

® cã b−íc nh¶y vät, chinh phôc ®é s©u tíi 1800m ë n¨m 2000 (H×nh 1).

Còng trong thêi kú nµy ngµnh c«ng nghiÖp dÇu khÝ thÕ giíi tËp trung ph¸t triÓn

kü thuËt n−íc s©u vµ cùc s©u, kÌm theo lµ nhiÒu C«ng ty DÇu khÝ chuyªn vÒ kü thuËt

n−íc s©u ra ®êi vµ kh«ng ngõng më réng çc ho¹t ®éng cho tíi ngµy nay, cã nh÷ng

C«ng ty lín nh− Mustang Engineering, Petrobras (BR), ConocoPhillips, Chevron,

Total, Technip, Total, Unocal,...§iÓn h×nh lµ TËp §oµn “DeepStar” chuyªn vÒ c«ng

nghÖ n−íc s©u ® thµnh lËp tõ 1992 ®Õn nay, ® liªn danh ®−îc 56 §¬n vÞ Thµnh viªn

(Hinh 2 &3).



6

Hinh 1: Qu¸ tr×nh chinh phôc ®é s©u ®Ó khai th¸c dÇu khÝ (Offshore, 8/1998)

Còng trong thêi kú nµy ngµnh c«ng nghiÖp dÇu khÝ thÕ giíi tËp trung ph¸t triÓn kü

thuËt n−íc s©u vµ cùc s©u, kÌm theo lµ nhiÒu C«ng ty DÇu khÝ chuyªn vÒ kü thuËt n−íc

s©u ra ®êi vµ kh«ng ngõng më réng c¸c ho¹t ®éng cho tíi ngµy nay, cã nh÷ng C«ng ty

lín nh− Mustang Engineering, Petrobras (BR), ConocoPhillips, Chevron, Total, Technip,

Total, Unocal,...§iÓn h×nh lµ TËp §oµn “DeepStar” chuyªn vÒ c«ng nghÖ n−íc s©u ®

thµnh lËp tõ 1992 ®Õn nay, ® liªn danh ®−îc 56 §¬n vÞ Thµnh viªn (Hinh 2 &3).

H.2: TËp §oµn c«ng nghÖ n−íc s©u “ DeepStar”



7

Hinh 3: C¸c §¬n vÞ Thµnh viªn cña TËp §oµn “DeepStar”



8

ViÖc khai th¸c çc má víi ®é s©u n−íc ngµy cµng t¨ng ® khuyÕn khÝch ph¸t

triÓn çc lo¹i c«ng tr×nh biÓn kh¸c, nh− c«ng tr×nh d¹ng trô cã khíp hoÆc neo -Towers,

c«ng tr×nh neo ®øng - TLP,.. (Hinh 4).

Hinh 4: Mét sè lo¹i c«ng tr×nh biÓn thÝch hîp víi çc ®é s©u n−íc kh¸c nhau

§i ®Çu trong chinh phôc ®é s©u n−íc lµ c«ng viÖc khoan th¨m dß, ®−îc thùc

hiÖn bëi çc CTB næi - Dµn khoan di ®éng, ® ph¸t triÓn m¹nh trong thËp kû 90 TK20,

®iÓn h×nh lµ vµo n¨m 1998 sè luîng dµn khoan di ®éng n−íc s©u trªn thÕ giíi t¨ng vät,

trong ®ã cã 63 chiÕc phôc vô khoan ë vïng n−íc trªn 3500 ft (~1200 m), chiÕm 35%

trong tæng sè 183 chiÕc, trong khi ®ã chØ cã 19 chiÕc (10%) dïng cho vïng n−íc ë ®é

s©u d−íi 1000 ft (~300 m).TiÕp sang ®Çu TK21, gi¸ dÇu t¨ng nhanh tõ 40 lªn trªn 60 USD/thïng, vµ dao

®éng sau ®ã t¨ng ®ét biÕn lªn 140 USD/thïng trong mÊy th¸ng quý 3/2008 råi xuèng

xÊp xØ khëi ®iÓm tr−íc ®ét biÕn, lµ nh©n tè thóc ®Èy m¹nh ch−a tõng cã çc nç lùc cña

çc quèc gia cã dÇu khÝ ngoµi biÓn ®i ra vïng n−íc ngµy cµng s©u h¬n.

§å thÞ d−íi ®©y cho Bøc tranh tæng thÓ vÒ thµnh tùu cña thÕ giíi ®Ó chinh phôc

®é s©u th¨m dß DÇu khÝ (®−êng trªn cïng) vµ khai th¸c dÇu khÝ (®−êng d−íi) tíi n¨m

2005 vµ dù b¸o tíi n¨m 2020, cho thÊy viÖc th¨m dß biÓn s©u (víi çc CTB - Dµn

khoan di ®éng) ® “cÊt çnh” tõ n¨m 1975 vµ t¨ng nhanh cho tíi ®Çu thËp kû 90 TK20,



9

vµ viÖc khai th¸c (víi çc CTB - Dµn khai th¸c, Production Type) chËm sau 1 nhÞp

kho¶ng 15 n¨m tøc lµ b¾t ®Çu tõ thËp kû 90 TK20 vµ liªn tôc sang ®Çu TK21 ®¸nh

dÊu giai ®o¹n t¨ng vät ®é s©u (tõ 500m ë n¨m 1990, v−ît lªn 1800 m ë n¨m 2005 vµ

lªn tiÕp tíi 2004 m (8000 ft) vµo n¨m 2006 [14].

H×nh 5: Qu¸ tr×nh chinh phôc ®é s©u n−íc ®Ó th¨m dß vµ khai th¸c dÇu khÝ [14]

Bøc tranh toµn c¶nh çc vïng ®ang khai th¸c dÇu khÝ biÓn s©u trªn thÕ giíi

®−îc thÊy trªn h×nh d−íi ®©y [14], trong ®ã çc n−íc ®ang khai th¸c vµ cã tiÒm n¨ng

dÇu khÝ biÓn s©u ®iÓn h×nh lµ ë çc khu vùc GoM, T©y Phi, Brazil vµ ®Æc biÖt gÇn ®©y

lµ ë khu vùc §«ng Nam ¸.

Brazil ® ph¸t hiÖn vµ khai th¸c 17 má n−íc s©u víi ®é s©u lín nhÊt tíi 1868 m;



10

Mü mÆc dï ra biÓn s©u rÊt sím, nh−ng ®Æc biÖt vµo thËp kû 90 vµ sang ®Çu TK21, míi

®Èy m¹nh khai th¸c çc vïng n−íc s©u vµ cùc s©u (n¨m 2001 ph¸t hiÖn 22 giÕng, tíi ®é

s©u 7800 ft ; 2002 - 21, tíi ®é s©u 8009 ft ; 2003 -17, tíi ®é s©u 9000 ft ; 2004 - 15, tíi

®é s©u 8987 ft ; 2005 -10, tíi ®é s©u 8774 ft .).

Çc n−íc Khu vùc ASEAN (Brunei, Campuchia, Trung Quèc, Indonesia,

Malaysia, Thai Lan, Myanmar, Philippines vµ ViÖt Nam),trong n¨m 2005 ® thùc hiÖn

237 th¨m dß vµ ®¸nh gi¸ (trong ®ã VN-14, In®« - 61, nhiÒu nhÊt), víi 20 giÕng cã ®é

s©u n−íc trªn 300 m, víi nhËn xÐt rÊt l¹c quan vÒ tiÒm n¨ng vïng n−íc s©u ë khu vùc;

Malaysia ® triÓn khai dù ¸n n−íc cùc s©u ®Çu tiªn ë ®é s©u n−íc tõ 1305 - 1876 m.

Th¸ng 1/2007 võa qua t¹i Kuala Lumpur (Malaysia) ® cã Héi nghÞ Khoa häc Offshore

Asia vÒ “ Kü thuËt vµ c«ng nghÖ çc C«ng tr×nh biÓn ë vïng n−íc s©u Ch©u ¸” ®Ó

®¸p øng nhu cÇu khai th¸c dÇu khÝ vïng n−íc s©u ë Khu vùc. Indonesia ®ang khai th¸c

çc má ë vïng n−íc s©u vµ cùc s©u Makassar Strait rÊt hiÖu qu¶ víi çc CTB næi, nh−

dµn neo ®øngTLP t¹i má West Seno ë ®é s©u n−íc 3350 ft. Ê n §é víi diÖn tÝch TL§

3,14 triÖu km2, míi th¨m dß vµ khai th¸c 18% diÖn tÝch TL§, cßn bá trèng 82% lµ vïng

n−íc s©u, ChÝnh phñ ®ang më réng ®Çu t− cña n−íc ngoµi ®Ó khai th¸c vïng n−íc s©u.

Australia còng ®ang t¨ng c−êng m¹nh th¨m dß vïng n−íc s©u, ®Æc biÖt lµ vïng

TL§ T©y B¾c, ® ph¸t hiÖn vµ ®ang khai th¸c má khÝ khæng lå Jansz ë ®é s©u n−íc

1321 m, má Laverda - 840m, má Stybarrow - 976 m; Çc n−íc T©y Phi ®ang dÉn ®Çu

thÕ giíi vÒ ®Çu t− khai th¸c vïng n−íc s©u.

1.1.2. Ph©n vïng ®é s©u n−íc theo yªu cÇu x©y dùng c«ng tr×nh biÓn

HiÖn nay thÕ giíi sö dông “Ph©n lo¹i ®é s©u n−íc” theo §Þnh nghÜa cña C¬ quan

qu¶n ly kho¸ng s¶n thuéc Bé Néi vô Mü (US MMS - The Minerals ManagementService) ¸p dông cho vïng VÞnh Mexico (GOM), cô thÓ nh− sau [14]:

1) Vïng n−íc n«ng (Shallow Water): tõ 0 - 1000 ft (304,8 m)

2) Vïng n−íc s©u (Deep Water): tõ 1000 ft - 5000 ft (1523,9 m)

3) Vïng n−íc cùc s©u (Ultra-Deep Water): tõ 5000 ft - 10 000 ft (3047,9 m).

Tuy nhiªn, viÖc quan niÖm vÒ “n−íc s©u” trong thùc tÕ vÉn cßn ph¶i kÓ ®Õn ®iÒu

kiÖn cña tõng n−íc. ë ViÖt Nam, tÊt c¶ çc má ®ang khai th¸c míi ë ®é s©u d−íi 110 m

(Má Lan T©y, BÓ Nam C«n S¬n), vµ ®ang chuÈn bÞ ra “vïng n−íc s©u” tíi 200 m.



11

1.1.3. Ph©n lo¹i c«ng tr×nh biÓn vµ sù ph¸t triÓn çc c«ng tr×nh biÓn

ViÖc ph©n lo¹i c«ng tr×nh biÓn cã thÓ cã nhiÒu çch kh¸c nhau, tuú thuéc vµo

tiªu chÝ ®Ó ph©n lo¹i. Çch ph©n lo¹i ®−îc sö dông phæ biÓn lµ dùa trªn tÝnh chÊt liªn

kÕt cña c«ng tr×nh víi ®Êt thuéc lo¹i liªn kÕt “cøng” (®−îc gäi lµ cè ®Þnh) hoÆc liªn kÕt

“mÒm” (lo¹i kÕt cÊu m¶nh, hay kÕt cÊu næi liªn kÕt víi ®¸y biÓn b»ng d©y neo). Theo

tr−êng hîp nµy, c«ng tr×nh biÓn cã thÓ chia lµm 2 lo¹i chÝnh [12], nh− trªn H×nh 6:

(1) C«ng tr×nh biÓn cè ®Þnh (gåm lo¹i mãng cäc vµ mãng träng lùc);

(2) C«ng tr×nh biÓn mÒm (gåm c«ng tr×nh d¹ng trô vµ d¹ng kÕt cÊu næi cã neo).

Tµu chøa dÇu,tµu biÓn cã neo

çc lo¹i c«ng tr×nh biÓn(Classes of Offshore Platforms)

(Fixed Structures)ctb cè ®Þnh ctb mÒm

(Compliant Structures)

mãng cäc(Piled)

mãng träng lùC(Gravity)

d¹ng trô(Towers) (Moored Floating Units)

d¹ng kÕt cÊu næi cã neo

(neo ®øng)CT ''TLP''(neo xiªn)

CT b¸n ch×mMãng cäcCã g¾n phao

(FPSO/moored vessels)(Semi-Submersible)

H×nh 6: Ph©n lo¹i c«ng tr×nh biÓn [12]

Lo¹i c«ng tr×nh biÓn cè ®Þnh chñ yÕu sö dông cho “vïng n−íc n«ng”, v× khi ra

n−íc s©u, träng l−îng kÕt cÊu t¨ng nhanh kÐo theo t¨ng nhanh gi¸ thµnh CTB (H.7).

MÆt kh¸c, vÒ thi c«ng sÏ gÆp trë ng¹i nh− ph¶i dïng cÈu rÊt lín (Jacket

Bullwinkle, 412m, ë vïng n−íc s©u, nÆng 70 000 tÊn, kÓ c¶ cäc), hoÆc ph¶i chia jacket

thµnh mét sè khèi nhá vµ dùng l¾p t¹i má. §èi víi “vïng n−íc s©u ®Õn cùc s©u”, cã ®é

s©u n−íc trªn 400 m, çc lo¹i c«ng tr×nh biÓn mÒm ®−îc chÕ t¹o thay thÕ cho çc

CTBC§, ®ã lµ CTB d¹ng trô mÒm, c«ng tr×nh b¸n ch×m, c«ng tr×nh neo ®øng TLP, vµ

çc lo¹i bÓ chøa kiÓu SPAR, FPSO (H×nh 8).



12

H.7: So s¸nh t−¬ng ®èi vÒ gi¸ thµnh çc lo¹i CTB khi t¨ng ®é s©u n−íc,

gåm CTB cè ®Þnh - Trô mÒm - TLP (A.Bernard, GEP, France, 1997)

H×nh 8: Çc lo¹i CTB thÝch hîp víi çc vïng n−íc tõ n«ng ®Õn s©u

(b¶ng ë gãc d−íi ghi chó tû lÖ sö dông tõng lo¹i CTB ë vïng n−íc s©u)



13

1.1.4. Sù ph¸t triÓn c«ng tr×nh biÓn ë vïng n−íc s©u trªn thÕ giíi [14]:

H×nh d−íi ®©y giíi thiÖu çc lo¹i c«ng tr×nh biÓn cho vïng n−íc s©u (H×nh 9).

H×nh 9: Çc lo¹i c«ng tr×nh biÓn vïng n−íc s©u

H×nh 10 d−íi ®©y giíi thiÖu 13 lo¹i CTB vµ thiÕt bÞ ngÇm kÕt hîp víi CTB, ®Ó

khai th¸c DÇu khÝ cho ®é s©u n−íc t−¬ng øng (n«ng - s©u - cùc s©u), sè liÖu thèng

kª tíi n¨m 2005.

H×nh 10: Thµnh tùu çc lo¹i c«ng tr×nh biÓn ë çc vïng n−íc kh¸c nhau



14

Trong ®ã, çc lo¹i CTB chñ yÕu & ThiÕt bÞ (kÕt hîp víi CTB) sö dông cho çc

vïng n−íc s©u, gåm:

(1)CTB cè ®Þnh truyÒn thèng

(Conventional Fixed Platforms): ë vïng n−íc n«ng vµn−íc s©u tíi 1650 ft, thùc tÕ míi ë ®é s©u 1350 ft;

(2) CTB trô mÒm (Compliant/Guyed Towers): cã 3 kiÓu trô mÒm (Compliant Tower

- CT; Compliant Piled Tower - CPT; Compliant Guyed Tower - CGT), ®−îc sö dông ë

®é s©u tõ 1000 ft - 3000 ft. Trªn thÕ giíi hiÖn cã 4 CTB lo¹i Trô mÒm, ë ®é s©u n−íc

tõ 1000 ft (304,8m-GoM) ®Õn 1754 ft ( 534,6 m-GoM).

(3) BÓ chøa vµ rãt dÇu (FPSOs - Floating Production - Storage - Offloading Units: lo¹i

ho¸n c¶i tõ tµu biÓn vµ lo¹ichÕ t¹o chuyªn dông): dïng ®−îc c¶ 3 vïng n−íc ( 0 -

10000 ft), tuy nhiªn thùc tÕ míi sö dông tíi ®é s©u 6000 ft, dù ¸n tíi 75000 ft.

HiÖn nay cã 15 FPSOs cã ®é s©u n−íc lín nhÊt , ë ®é s©u Ýt nhÊt P-54 (2006) - BR,

4315 ft (1315 m), vµ ®é s©u lín nhÊt Capixiba (2006)-SBM, 6578 ft (2005 m).

FPSO lµ lo¹i ®−îc sö dông réng ri tõ vïng n−íc n«ng vµ ®ang dÉn ®Çu trong çc lo¹i

CTB n−íc s©u, nªn ® cã nhiÒu c«ng bè trong hÇu hÕt çc Héi nghÞ KH quèc tÕ vÒ

CTB, ®−a ra çc kÕt qu¶ nghiªn cøu nh»m hoµn thiÖn vµ ph¸t triÓn FPSO ®Æc biÖt cho

vïng n−íc ngµy cµng s©u h¬n, trong ®ã cã phÇn vÒ kÕt cÊu næi vµ çc lo¹i hÖ thèng

neo, chèng ph¸ huû mái tÝch luü tõ çc sãng nhá (®iÓn h×nh lµ kiÓu CALM vµ

TURRET ®ang ®−îc sö dông phæ biÓn hiÖn nay).

(4) CTB neo ®øng (TLPs) : dïng ®−îc cho c¶ 3 vïng, thùc tÕ míi tíi ®é s©u 4760 ft,

vµ dù ¸n tíi 9000 ft; gåm lo¹i TLP truyÒn thèng (Conventional TLPs), çc lo¹i

thÕ hÖ míi (Mini-TLP, Dµn §Çu giÕng -TLWP ). HiÖn nay cã 23 CTB lo¹i TLP, trong®ã 2 CT ë vïng n−íc n«ng, 21 CT ë vïng n−íc s©u (tõ 335 m ®Õn 1425 m), 5 Mini-

TLPs vµ 5 TLWPs; 15 TLPs ë vïng GoM, 3 TLPs ë BiÓn B¾c, 4 TLPs - Ch©u Phi vµ 1

TLP - Ch©u ¸ (Indonesia), tÝnh ®Õn 10/2005.

CTB neo ®øng TLP lµ thÕ hÖ CTB næi ra ®êi sau CTB b¸n ch×m neo xiªn, ®−îc sö dông

kh¸ phæ biÕn cho vïng n−íc s©u, nªn ® cã nhiÒu nghiªn cøu ®Ó hoµn thiÖn vµ ph¸t

triÓn çc thÕ hÖ míi, ®Æc biÖt lµ ®iÒu khiÓn tèi −u lùc c¨ng tr−íc trong hÖ neo ®øng

®Ó gi¶m dao ®éng vµ khèng chÕ rñi ro khi 1 d©y neo bi ®øt trong bo cùc h¹n .



15

(5) Trô næi cã neo çc lo¹i (Spars, DDFs, DDCVs, SCFs): ë vïng n−íc s©u vµ cùc s©u,

thùc tÕ tíi ®é s©u 5600 ft, dù ¸n tíi 10000 ft;HiÖn nay cã 15 SPARs, trong ®ã CTB ë ®é s©u Ýt nhÊt lµ Neptune (1996), 1930 ft

(588 m) vµ CTB ë ®é s©u lín nhÊt lµ Devils Tower (2004)-Dominion ë ®é s©u 5610 ft

(1710m).

CTB lo¹i spar ® ph¸t triÓn 3 thÕ hÖ:

- ThÕ hÖ 1 - “Classic Spar ”;

- ThÕ hÖ 2- “Truss Spar ”;

- ThÕ hÖ 3 - “Cell Spar ” TECHNIP vµ “Wet Tree Spar ” SparTEC. Lo¹i nµy ®−îc

ph¸t triÓn gÇn ®©y víi ®a chøc n¨ng (võa khai th¸c vµ chøa ®ùng), sö dông hiÖu

qu¶ cho vïng n−íc s©u vµ cùc s©u. Mét sè nghiªn cøu míi ®©y vÒ sö dông Spar

®Ó khai th¸c çc má nhá vïng n−íc s©u, ®¸nh gi¸ ph¶n øng ®éng bËc 1 vµ 2

cña Truss Spar vµ nghiªn cøu ®iÒu kiÖn ®Þa kü thuËt ®Ó thiÕt kÕ neo cña Spar.

(6) CTB b¸n ch×m - Dµn khai th¸c (Semi-FPSs): ë n−íc s©u vµ cùc s©u, thùc tÕ ® ®¹ttíi 6300ft, dù ¸n tíi 7000 ft;

Semi-FPS lµ lo¹i CTB næi neo xiªn dïng trong khai th¸c ®a chøc n¨ng (c«ng nghÖ s¬

chÕ, chøa ®ùng) ®−îc sö dông phæ biÕn cho vïng n−íc s©u vµ cùc s©u, nªn còng ®−îc

th−êng xuyªn nghiªn cøu hoµn thiÖn c¶ vÒ mÆt lý thuyÕt vµ thùc nghiÖm trªn m« h×nh,

®Æc biÖt lµ hÖ thèng neo gi÷ ®Ó lµm gi¶m ®é rung l¾c cña dµn khi chÞu t c ®éng cña sãng bo

(7) Phao ®iÒu khiÓn / khai th¸c ®Çu giÕng (Wellhead Control / Production Buoys -

WPB/ WCB): ë c¶ 3 vïng n−íc, tuy nhiªn míi trong dù ¸n.

1.2. Tổng hợ p sự phát triển công trình biển kiểu Jacket ở vùng nướ c sâu và đặc

điểm thiết kế thi công

1.2.1. Sự phát triển công trình biển kiểu Jacket ở vùng nướ c sâu

Qu¸ tr×nh khai th¸c çc má ë çc vÞ trÝ ngµy cµng xa bê, víi ®é s©u ngµy cµng

t¨ng, ® thóc ®Èy ph¸t triÓn kü thuËt vµ c«ng nghÖ x©y dùng çc CTB kiÓu jacket. Trªn

h×nh 12 giíi thiÖu sù ph¸t triÓn cña CTB cè ®Þnh theo ®é s©u n−íc.



16

H×nh 12: Sù ph¸t triÓn çc CTB cè ®Þnh theo ®é s©u n−íc

HiÖn nay trªn thÕ giíi cã 7 CTB cè ®Þnh (kiÓu jacket) ® ®−îc x©y dùng ë “vïng n−íc s©u” (theo ph©n lo¹i cña MMS-US) [14], çc sè liÖu trªn B¶ng 1 vµ h×nh 13.

B¶ng 1: Çc Dµn kiÓu Jacket ë ®é s©u nhÊt thÕ giíi (thuéc vïng n−íc s©u)STT Tªn Dµn N¨m §é s©u n−íc Vïng biÓn §iÒu hµnh

1 Cognac 1978 312 m GOM Shell2 Amberjack 1991 314 - GOM BP 3 Heritage 1992 326 - South. Cali. ExxonMobil4 Virgo 1999 344 - GOM Total-Fina-Elf 5 Harmony 1992 366 - South.Cali. ExxonMobil6 Pompano 1994 393 - GOM BP 7 Bullvinkle 1991 412 - GOM Shell



17

H×nh 13: C¸c Dµn kiÓu Jacket ë ®é s©u nhÊt thÕ giíi (thuéc vïng n−íc s©u)

1.2.2. Đặc điểm thiết kế KCĐ Jacket vùng nướ c sâu

Việc thiết k ế KCĐ Jacket vùng nướ c sâu có những đặc điểm khác biệt so vớ i

vùng nướ c nông, chủ yếu dựa trên:

+ Sự khác biệt về điều kiện môi trườ ng biển nướ c sâu và xa bờ ;+ Sự khác biệt về cấu hình và kích thướ c k ết cấu KCĐ.

Dướ i đây là tổng hợ p các đặc điểm chính khi tính toán thiết k ế k ết cấu KCĐ

Jacket vùng nướ c sâu, theo tổng k ết từ các tài liệu đã công bố.

1) Chu kú dao ®éng c¬ b¶n cña KC§ Jacket t¨ng khi ra vïng n−íc s©u:

NÕu tÝnh th«, theo s¬ ®å rót gän d¹ng dÇm conson t−¬ng ®−¬ng 1 bËc tù do, ta cã:

Tmax = T1 =K

M

2

1

π(1)

Trong ®ã:

+ M = khèi l−îng t−¬ng ®−¬ng tËp trung t¹i ®Çu tù do cña dÇm, øng víi d¹ng dao ®éng

c¬ b¶n cña KC§ Jacket;

+ K = ®é cøng cña dÇm conson t−¬ng ®−¬ng víi ®é cøng cña KCD Jacket, øng víi

d¹ng dao ®éng c¬ b¶n.



18

Khi ra vïng n−íc cã ®é s©u t¨ng lªn, chiÒu cao KC§ t¨ng theo, cã xu h−íng

lµm gi¶m ®é cøng K cña kÕt cÊu. MÆt kh¸c khèi l−îng cña kÕt cÊu KC§ còng t¨ng

theo, nÕu kÓ thªm khèi l−−îng th−îng tÇng cña dµn ®a chøc n¨ng còng cã xu h−íng

khi ra n−íc s©u, th× M t¨ng lªn. Tæng hîp çc ®Æc ®iÓm trªn, theo (1) th× M t¨ng vµ K

gi¶m dÉn ®Õn chu kú c¬ b¶n T max cña KC§ Jacket t¨ng lªn khi ra n−íc s©u.

NÕu sö dông c«ng thøc gÇn ®óng x¸c ®Þnh ph¹m vi giíi h¹n ®Ó xÐt hiÖu øng

®éng cña chu kú dao ®éng riªng cùc ®¹i cña KC§ [8]:

T max = 0,79

g

d(sec) (2)

Çc gi¸ trÞ cña T max tÝnh theo (2) ®−îc cho trong b¶ng 2.

B¶ng 2: Çc gi¸ trÞ giíi h¹n cña chu kú dao ®éng c¬ b¶n theo ®é s©u n−íc

TT §é s©u n−íc

d (m)Chu kú dao ®éng riªng T max

(sec)

1 20 1,132 40 1,60

3 80 2,26

4 100 2,52

5 120 2,76

6 150 3,08

7 200 3,56

2) HiÖu øng ®éng cña t¶i träng sãng ®èi víi KC§ t¨ng do chu kú riªng cña kÕt cÊu

t¨ng lªn [8]

HiÖu øng ®éng cña t¶i träng sãng ®èi víi KC§ phô thuéc quan hÖ gi÷a chu kú

dao ®éng riªng cña KC§ vµ chu kú sãng, ®−îc ph©n tÝch nh− sau:

+ Dùa vµo kÕt qu¶ ®¸nh gi¸ chu kú dao déng riªng lín nhÊt cña KC§ nh− trªn b¶ng 2

cho thÊy chu kú dao ®éng c¬ b¶n cña KC§ ë vïng n−íc n«ng (d−íi 50 m) cã gi¸ trÞ

kho¶ng 1,5 sec, trong khi ë vïng n−íc s©u (trªn 150 m) lµ kho¶ng 3,5 sec;



19

+ Khi tÝnh víi tr¹ng th¸i biÓn cùc ®¹i (ULS) ®Ó kiÓm tra bÒn KC§, tuú thuéc vµo d¹ng

cña phæ sãng, nh−ng nh×n chung n¨ng l−îng sãng tËp trung chñ yÕu trong kho¶ng tõ

10- 16 sec;

+ Khi tÝnh víi çc tr¹ng th¸i biÓn b×nh th−êng ®Ó kiÓm tra mái (FLS), n¨ng l−îng sãng

r¶i trong ph¹m vi réng h¬n víi chu kú sãng tõ 1 ®Õn 12 sec.

Qua ®ã ta thÊy r»ng quy ®Þnh chung (nh− ® nªu trong çc Tiªu chuÈn thiÕt kÕ

CTB cè ®Þnh lo¹i Jacket) vÒ hiÖu øng ®éng ®−îc kÓ ®Õn khi chu kú dao ®éng c¬ b¶n

cña KC§, T max ≥ 2,5 ÷ 3 sec, lµ kh«ng thÝch hîp, mµ ph¶i kÓ ®Õn ¶nh h−ëng cña ®é

s©u n−íc vµ lo¹i tr¹ng th¸i biÓn cÇn xÐt .

KÕt luËn ®èi víi tr−êng hîp KC§ ë vïng n−íc s©u (so víi tr−êng hîp n−íc n«ng):

+ HiÖu øng ®éng cña sãng cùc ®¹i t¨ng lªn khi tÝnh víi ®iÒu kiÖn biÓn cùc ®¹i ,

do chu kú dao ®éng riªng c¬ b¶n cña KC§ t¨ng lªn;

+ HiÖu øng ®éng cña çc sãng khi tÝnh mái t¨ng lªn do chu kú dao ®éng riªng

c¬ b¶n cña KC§ t¨ng lªn vµ cã gi¸ l©n cËn víi d¶i chu kú cña çc sãng, do ®ã nÕu xem

lµ tùa tÜnh sÏ ph¹m sai sè ®¸ng kÓ.

3) §èi víi çc dµn n−íc s©u xa bê, hiÖu øng ®éng cña sãng cã thÓ t¨ng: nÕu sãng

tÝnh to¸n cã chiÒu dµi sãng lín h¬n nhiÒu lÇn so víi kho¶ng çch gi÷a çc phÇn tö

thanh ®øng cña KC§ [8].

4) Công trình biể n nướ c sâu đ òi hỏi sử d ụ ng các mô hình và phươ ng pháp hiệ n đại,

có độ chính xác cao, đả m bả o khai thác công trình an toàn: Sử dụng mô hình xác

suất để mô tả điều kiền kiện của môi trườ ng biển và tính toán độ bền và mỏi k ết cấu

KCĐ Jacket theo các phươ ng pháp củ a lý thuyế t độ tin cậ y [8], [16], [18], [20].

5) K ể đế n các ứ ng suấ t phụ trong các phầ n tử kế t cấ u để tă ng độ chính xác củ a kế t

quả tính toán:

+ Ảnh hưở ng uốn dọc: do các phần tử thanh ống thườ ng có độ mảnh lớ n và

chịu các lực dọc lớ n, làm tăng ứng suất trong thanh;

+ Hiệu ứng tạo xoáy của dòng chảy và sóng đi qua phần tử ống: gây ra ứng suất

động thay đổi có chu k ỳ, làm tăng ứng suất trong thành, và có thể gây ra hiện tượ ng

phá huỷ mỏi cục bộ.



20

1.2.3. Đặc điểm thi công KCĐ Jacket vùng nướ c sâu

Thi công KCĐ Jacket vùng nướ c sâu có những khác biệt so vớ i KCĐ vùng

nướ c sâu, chủ yếu phụ thuộc các yếu tố:

+ KCĐ có chiều cao lớ n, trọng lượ ng lớ n;

+ Vận chuyển KCĐ trên biển vớ i hành trình dài

+ Đánh chìm, dựng lắp KCĐ tại mỏ trong điều kiện nướ c sâu

Các đặc điểm chủ yếu khi thi công KCĐ Jacket ở vùng nướ c sâu có thể k ể đến

như sau.

1) Chế tạ o KC Đ trên bờ và hạ thu ỷ: Có cơ sở hạ tầng thích hợ p như bãi lắp ráp (chịu

tải lớ n, trang thiết bị chế tạo lắp ráp KCĐ, điều kiện và phươ ng tiện hạ thuỷ KCĐ lớ n);

2) V ậ n chuyể n trên biể n hành trình dài, KC Đ l ớ n: Có phươ ng tiện phù hợ p vớ i

phươ ng án vận chuyển như sà lan mặt boong, chằng buộc,..

3) Đ ánh chìm, d ự ng l ắ p (KC Đ là 1 khố i hay chia KC Đ làm mộ t số đ oạ n), cố đị nh, d ự ng

l ắ p thượ ng tầ ng tại mỏ: Có phươ ng án và trang thiết bị thích hợ p (cẩu, thiết bị đóng cọc,..)

1.3. Trình tự tính toán thiết kế kết cấu Jacket vùng nướ c sâu

Việc tính toán thiết k ế k ết cấu Jacket đượ c thực hiện theo 3 bướ c chính, có

dạng chu trình lặp như lưu đồ tổng quát trên hình 14.

Hình 14: Lư u đồ tổng quát thiết kế kết cấu khối chân đế Jacket

công trình biển cố định bằng thép

Nội dung các bướ c đượ c đề cập như dướ i đây.

Bướ cI: Chuẩn bị số liệu đầu vào

Bướ c II. Tính toán kết cấu khối chân đế

Bướ c III:Thiết kế kết cấu KCĐ và các HT phụ



21

1) Bướ c I: Chuẩn bị số liệu đầu vào, như l ư u đồ khố i I trên Hình 15a, gồm

+ Lựa chọn Tiêu chuẩn thiết k ế k ết cấu công trình biển cố định

+ Xác định điều kiện và tải trọng môi trườ ng

+ Xác định điều kiện và mô hình nền đất & móng công trình - (1a)

+ Xác định sơ đồ bố trí và tải trọng các trang thiết bị thượ ng tầng

+ Lự a chọ n giải pháp và sơ đồ kế t cấ u KC Đ (dựa trên dự kiến giải pháp thi

công k ết cấu chân đế) - (1b)

+ Tính toán tải trọng thiết k ế theo Tiêu chuẩn thiết k ế (dựa trên điều kiện môi

trườ ng, cấu hình k ết cấu, trang thiết bị thượ ng tầng) - (1c)

Hình 15a: Lư u đồ Khối I“Chuẩ n b ị số liệu đầu vào”

Bướ c I: Chuẩn bị số liệu đầu vào

Tiêu chuẩn thiết k ế k ết cấu CTB

Điều kiện/ tải trọng

môi trườ ng

Sơ đồ bố trí/ tải trọng

trang thiết bị thượ ng tầng

Điều kiện/ mô hình

nền đất-móng

Tải trọng thiết k ế

Bướ c II: Tính toán k ết cấu chân đế

(III KT)

Dự kiến giải pháp

thi công KCCĐ

Giải pháp/ Sơ đồ k ết cấuchân đế

IKC



22

2) Bướ c II: Tính toán k ết cấu chân đế, như l ư u đồ khố i II , vớ i “số liệu đầu vào” từ

k ết quả Bướ c I (1a, 1b, 1c), gồm các tính toán theo 2 giai đoạn (Hình 15b)

+ Giai đoạn khai thác: Tính toán k ết KCĐ vớ i các điều kiện

• Môi trườ ng cực trị (Trạng thái giớ i hạn cực đại - ULS)

• Môi trườ ng bình thườ ng (TTGH mỏi - FLS)

• Tiện nghi khai thác - Kiểm tra rung động (TTGH khả năng phục vụ - SLS)

• Sự cố bất thườ ng (TTGH phá huỷ tích luỹ - PLS)

+ Giai đoạn thi công: Tính toán k ết KCĐ và phươ ng tiện vớ i các điều kiện

• Hạ thuỷ k ết cấu KCĐ

• Vận chuyển KCĐ trên biển

• Đánh chìm KCĐ, cố định và dựng lắp KCD tại mỏ

II Tính toán kết cấu chân đế

A1: Điều kiện môi trườ ng

cực trị (ULS)

A2: Điều kiện môi trườ ng

bình thườ ng (FLS)

A3: Điều kiện tiện nghi

khai thác

A4: Điều kiện sự cố

bất thườ ng

B1: Hạ thủy

B2: Vận chuyển trên biển

B3: Dựng lắp tại mỏ

A. Giai đoạn khai thác B. Giai đoạn thi công

III. Thiết kế kết cấu chân đế và các hệ thống phụ

Hình 15b: Lư u đồ Khối II“Tính toán kế t cấ u chân đế ”



23

3) Bướ c III: Thiết k ế k ết cấu KCĐ & các công trình phụ trợ và thiết k ế thi công, dựa trên

k ết quả tính toán ở Bướ c II, như trên l ư u đồ khố i III trên hình 15c, gồm các thiết k ế

KCĐ & hệ thống phụ trợ và thiết k ế tổ chức thi công

+ Thiết kế kết cấu KCĐ & các công trình phụ trợ :

• Kiểm tra bền các phần tử thanh

• Kiểm tra bền các nút thanh ống

• Kiểm tra mỏi và đánh giá tuổi thọ mỏi tại các điểm nóng của nút

• Kết quả kiểm tra: nế u không thoả mãn theo yêu cầu của Tiêu chuẩn thiết

k ế, phải quay l ại Bướ c I để lựa chọn lại giải pháp k ết cấu KCĐ (kích thướ c

tiết diện,...); nế u thoả mãn, thực hiện tiếp các hạng mục sau

• Thiết k ế móng cọc

• Thiết k ế các công trình và hệ thống phụ trợ : đệm chống lún, giá cập tàu, hệ

thống chống ăn mòn, hệ thống dằn nướ c,..

+ Thiết kế tổ chứ c thi công kết cấu KCD:

• Tổ chức thi công hạ thuỷ KCĐ

• Thiết k ế chằng buộc KCĐ trên sà lan mặt boong và tổ chức thi công vận

chuyển KCĐ trên biển

• Tổ chức thi công đánh chìm KCĐ, đóng cọc và dựng lắp tại mỏ

1.4. Các vấn đề chủ yếu cần đề cập trong tính toán thiết kế kết cấu Jacket ở vùng

nướ c sâu

1) Lự a chọ n cấ u hình kế t cấ u KC Đ củ a dàn đ a chứ c nă ng: Loại dàn đa chức

năng là đối tượ ng nghiên cứu trong báo cáo này, cần đượ c lựa chọn cấu hình ban đầu

hợ p lý, là số liệu đầu vào quan trọng (Bướ c I, Hình 15a) cho quá trình tính toán và

thiết k ế KCĐ, nó sẽ đượ c điều chỉnh qua các vòng lặp, để đạt tớ i cấu hình cuối cùng

hợ p lý nhất;

2) Mô tả sóng tiề n đị nh và ngẫ u nhiên và các tác độ ng củ a sóng lên kế t cấ u

khố i chân đế (KC Đ ) Jacket: Đây là phần quan trọng nhất trọng việc xác định điều

kiện môi trườ ng vùng biển sâu, phục vụ chuẩn bị số liệu đầu vào (Bướ c I, Hình 12a);

3) Bài toán tĩ nh/tự a tĩ nh củ a KC Đ: xây dựng và giải bài toán k ết cấu KCĐ

chịu các tải trọng t ĩ nh và tựa t ĩ nh (do sóng);



24

4) Bài toán độ ng tiề n d ị nh và ngẫ u nhiên củ a KC Đ: xây dựng và giải bài toán

k ết cấu KCĐ chịu các tải trọng sóng theo mô hình tiền t ĩ nh và ngẫu nhiên;

5) Kiể m tra bề n và mỏi củ a kế t cấ u KC Đ: thực hiện kiểm tra bên và mỏi tiền

định và ngẫu nhiên theo các Tiêu chuẩn thiết k ế hiện hành.

Hình 15c: Lư u đồ Khối III

“Thiế t kế kế t cấ u chân đế và các hệ thố ng phụ trợ ”

1.5. Các phươ ng pháp tính trong thiết kế kết cấu jacket

Theo các Tiêu chuẩn thiết k ế công trình biển cố định hiện hành, việc thiết k ế

k ết cấu khối chân đế Jacket có thể đượ c thực hiện theo các phươ ng pháp sau đây:

III. Thiết kế kết cấu chân đế và các công trình phụ trợ

C. Thiết k ế k ết cấu chân đế D. Tổ chức thi công k ết cấu chân đế

C1: Kiểm tra bền/ ổn định

các phần tử thanh

C2: Kiểm tra bền/ mỏi các

nút; Đánh giá tuổi thọ mớ i

D1: Tổ chức thi công hạ thủy

D2: Thiết k ế chằng buộc và tổ

chức thi công vận chuyển trên biển

D3: Tổ chức thi công thiết k ế đánh

chìm k ết cấu và dựng lắp tại mỏ

Thay đổi giải pháp

k ết cấu chân đế IKC

IIIKT

Thiết k ế móng cọc Thiết k ế k ết cấu/ hệ thống:

Đệm chống lún, giá cập tàu, chống

ăn mòn, dằn nướ c,…



25

1) Phươ ng pháp thiế t kế theo ứ ng suấ t cho phép (hay ứng suất làm việc - Working

Stress Design): đượ c đưa ra trong bộ Tiêu chuẩn của Viện Dầu mỏ Mỹ API RP2A -

WSD, xuất bản lần thứ 21, năm 2000 [15], trong bộ Tiêu chuẩn của DNV (Na-Uy)

năm 1982, 1993,.. [17], [18].

2) Phươ ng pháp thiế t kế theo các trạ ng thái giớ i hạ n: đó là 4 trạng thái giớ i hạn -

TTGH (TTGH cực đại - ULS, TTGH mỏi - FLS, TTGH về tiên nghi khai thác khi

KCĐ bị rung động - SLS, và TTGH về các phá huỷ tích luỹ do sự cố bất thườ ng -

PLS), đã đượ c đưa ra trong bộ Tiêu chuẩn của Viện Dầu mỏ Mỹ API RP2A - WSD,

xuất bản lần thứ 21, năm 2000 [15], trong bộ Tiêu chuẩn của DNV (Na-Uy) năm 1982,

1993,.. [17], [18]; còn đượ c gọi là “ phươ ng pháp bán xác suấ t” và trong đó có sử

dụng các hệ số đã đượ c xử lý theo lý thuyết độ tin cậy;

3) Phươ ng pháp thiế t kế theo lý thuyế t độ tin cậ y: là phươ ng pháp hiên nay đang có

xu hướ ng sử dụng nhiều, cho phép đánh giá an toàn của k ết cấu công trình biển sát vớ i

tính chất biến động phức tạp của môi trườ ng biển cũng như các yếu tố tác động khác;

API lần đầu tiên đưa ra Tiêu chuẩn thiết k ế theo hướ ng này vào năm 1993 API RP2A -

LRFD [16] bên cạnh bộ Tiêu chuẩn API RP2A - WSD cũng đã có những bổ sung theohướ ng mớ i; Bộ Tiêu chuẩn của DNV đã đưa vào “phươ ng pháp thiết k ế theo mô hình

xác suất ” lần xuất bản đầu tiên năm 1977 [17], và Phần mềm SESAM của DNV đã sử

dụng các thuật toán của mô hình xác suất để đánh giá độ tin cậy về bền và mỏi của k ết

cấu công trình biển [19], [20].

Ngày nay, đố i vớ i các công trình biể n cố đị nh ở vùng nướ c sâu, việ c sử d ụ ng

phươ ng pháp thiế t kế theo lý thuyế t độ tin cậ y đượ c xem như bắ t buộ c, cho phép

nâng cao độ chính xác của việc đánh giá an toàn và tuổi thọ công trình trong quá trình

khai thác, chịu nhiều yếu tố bất định (ngẫu nhiên) của môi trườ ng tự nhiên cũng như

do con ngườ i gây ra.

1.6. Kết luận

Dướ i đây sẽ lần lượ t trình bày các vấn đề chủ yếu cần đề cập trong 3 Bướ c tính

toán thiết k ế k ết cấu Jacket ở vùng nướ c sâu tớ i 200m:

1) Mô tả sóng tiền định và ngẫu nhiên và các tác động của sóng lên k ết cấu

KCĐ Jacket (chươ ng 2) - Bướ c I



26

2) Lựa chọn cấu hình k ết cấu KCĐ của dàn đa chức năng (Chươ ng 2) - Bướ c I

3) Tính toán t ĩ nh k ết cấu KCĐ (Chươ ng 3) - Bướ c II

4) Tính toán động k ết cấu KCĐ theo mô hình tiền định và ngẫu nhiên (chươ ng 4) -

Bướ c II

5) Kiểm tra bền của k ết cấu KCĐ - Bướ c III

5) Kiểm tra mỏi của k ết cấu KCĐ - Bướ c III

Để t ậ p trung mục tiêu theo yêu cầu của H ợ p đồng và tránh trình bày quá dài,

nhữ ng vấ n đề đ ã quen thuộc trong tính toán thiế t k ế các k ế t cấ u công trình biể n cố

định ở vùng nướ c nông (d ướ i 100 m) sẽ không đề cậ p trong báo cáo này, có thể chỉ

nhắ c qua nhằ m đảm bảo tính hệ thố ng của vấ n đề .



27

CHƯƠ NG 2

SỐ LIỆU ĐẦU VÀO PHỤC VỤ TÍNH TOÁN THIẾT KẾ

KẾT CẤU KHỐI CHÂN ĐẾ JACKET Ở VÙNG NƯỚ C SÂU TỚ I 200 M

2.1. Mở đầu

Trong chươ ng này sẽ đề cập đến những vấn đề chủ yếu phục vụ việc “ chuẩ n b ị

số liệu đầu vào”, là Bướ c I củ a quá trình tính toán và thiế t kế kế t cấ u khố i chân đế

(KC Đ ) kiể u Jacket ở vùng nướ c sâu tớ i 200 m, như đã trình bầy trong chươ ng 1, gồm:

+ Điều kiện tự nhiên ở vùng nướ c sâu điển hình, thềm lục địa Nam Việt: sẽ

chọn vùng nướ c sâu của Bể Nam Côn Sơ n;

+ Mô tả sóng tiền định và ngẫu nhiên và các tác động của sóng lên kết cấu

KCĐ Jacket;

+ Lựa chọn cấu hình kết cấu KCĐ của dàn đa chức năng.

2.2. Điều kiện tự nhiên vùng nướ c sâu thềm lục địa Việt Nam

2.2.1. Phạm vi vùng biển sâu 200 m

Dựa trên kết quả của các Đề tài NCKH cấp nhà nướ c trong nhiều năm qua về tiềm năng dầu khí và điều kiện tự nhiên tại khu vực các bể trầm tích ở vùng nướ c sâu

thuộc thềm lục địa Việt nam, đến nay đã thu đượ c một số kết quả, trong đó tập trung

tại khu vực Bể Phú Khánh, Bể Tư Chính - Vũng Mây & Tây Nam quần đảo Trườ ng

Sa, và TLĐ Tây Nam & vùng chồng lấn [2a],[4], [5], như trên bản đồ hình 16 dướ i đây

+ Khu vùc BÓ Phó Kh¸nh (KV1): khu vùc s−ên dèc cña TL§, diÖn tÝch 95.000

km2víi ®é s©u n−íc tõ trªn 200m ®Õn trªn 1000 m víi xa n÷a lªn tíi 2500 m víi tiÒm

n¨ng dÇu khÝ ®−îc ®¸nh gi¸ lµ 509 triÖu tÊn dÇu quy ®æ i;

+ Khu vùc BÓ T− ChÝnh - Vòng M©y & T©y Nam QuÇn ®¶o Tr−êng Sa

(KV2): diÖn tÝch 93.000 km2, ®é s©u n−íc tõ 200 m trë lªn, víi tiÒm n¨ng dÇu khÝ ®−îc

®¸nh gi¸ lµ 750 triÖu tÊn dÇu quy ®æi.

+ Khu vùc TL§ T©y Nam & vïng chång lÊn (KV3): ®©y lµ vïng nhËy

c¶m, cã diÖn tÝch 90.000 km2, cã TL§ tho¶i vµ réng, tuy nhiªn chØ lµ vïng n−íc n«ng

(®é s©u d−íi 100 m), rÊt thuËn lîi cho viÖc th¨m dß vµ khai th¸c dÇu khÝ, tiÒm n¨ng

dÇu khÝ ®−îc ®¸nh gi¸ kho¶ng 394 triÖu tÊn dÇu qui ®æi.



28

Hình 16: Các khu vự c TLĐ.VN đã đượ c khảo sát điều kiện tự nhiên

phục vụ khai thác dầu khí [2a],[4], [5]

Sau đây sẽ trình bày một số kết quả nghiên cứu đánh giá về đ iều kiệ n tự nhiên

vùng nướ c sâu củ a Bể Nam Côn Sơ n phụ c vụ thiế t kế xây d ự ng công trình biể n ở

vùng nướ c sâu tớ i 200 m, đượ c trình bày trong báo cáo của các Đề tài NCKH cấp Nhà

nướ c, do GS.Phạm Khắc Hùng làm chủ nhiệm [2a], [4], [5].

Trên hình 17 trình bày phạm vi khu vực bể Nam Côn Sơ n bao gồm toàn bộ vùng biển thềm lục địa phía đông nam Nam Bộ. Các số liệu khí tượ ng thủy văn biển



29

đượ c thu thập cho toàn bộ khu vực bể Nam Côn Sơ n, trong khi đó các tính toán chi tiết

các yếu tố khí tượ ng thuỷ văn và động lực biển nhằm phục vụ xây dựng công trình

khai thác dầu khí vùng nướ c sâu đượ c giớ i hạ n trong khu vự c từ 7 0 N đế n 9

0 N và

1080 E đế n 110

0 E (giớ i hạn hình vuông trên hình 17).

Hình 17. Khu vự c khai thác dầu khí bể Nam Côn Sơ nkhu vự c tính toán chi tiết các yếu tố động lự c biển

2.2.2. Điều kiện khí tượ ng thuỷ văn biển

1) Đặc điểm các hình thế synốp khu vự c nghiên cứ u

Khu vực nghiên cứu nằm trong vùng tác động của các hình thế synốp gió mùa

và chia thành 6 dạng hoàn lưu chính gồm:

- Hoàn lưu gió mùa đông bắc vớ i tốc độ gió cực đại có thể đạt khoảng từ 16m/s đến

20m/s, hướ ng gió thịnh hành là bắc và đông đông bắc. Hoàn lưu này hình thành dướ i

tác động của áp cao Xibiri chuyển động xuống phía nam.- Hoàn lưu gió mùa đông bắc loại 2 vớ i tốc độ gió cực đại có thể đạt từ 12m/s



30

đến 16 m/s vớ i hướ ng gió thịnh hành là đông và đông bắc. Hoàn lưu này hình thành

dướ i tác động của áp cao Xibiri đi qua kinh tuyến 115 độ đông và chuyển động theo

hướ ng đông nam

- Hoàn lưu frong lạnh vớ i tốc độ gió có thể đạt từ 12m/s đến 16 m/s vớ i hướ ng gió

thịnh hành là bắc và bắc đông bắc. Hình thế này hình thành do frong lạnh chuyển động

xuống phía nam cùng vớ i tốc độ gió mạnh.

- Hoàn lưu gió tín phong mùa hè vớ i tốc độ gió thay đổi trong khoảng từ 4m/s đến

8 m/s có hướ ng thịnh hành là hướ ng đông nam. Hình thế này xảy ra khi có vùng áp

thấp nằm tại phía đông nam Phíllipine và gió có hướ ng đông nam.

- Hoàn lưu gió mùa tây nam vớ i tốc độ gió có thể đạt từ 8m/s đến 12m/s vớ i hướ nggió thịnh hành là tây nam và tây tây nam.

- Hoàn lưu đổi lưu nội nhiệt đớ i vớ i tốc độ gió có thể đạt từ 8m/s đến 12m/s vớ i

hướ ng gió thịnh hành là hướ ng tây. Khu vực biển tồn tại hai vùng gió có hướ ng ngượ c

chiều nhau.

2) Đặc điểm chế độ trườ ng gió, nhiệt độ không khí và áp suất

- Chế độ trườ ng gió phụ thuộc chủ yếu vào các hình thế synốp chính nêu ở phần

trên. Hình thế gió đông bắc chiếm tần suất rất lớ n trong các tháng mùa đông: vào

tháng 11 có tần suất là 60.67% và đạt giá trị cực đại là 85.43% vào tháng 12 sau đó tần

suất giảm dần cho đến tháng 4 của năm sau. Trong các tháng nêu trên gió hướ ng đông

bắc hoàn toàn chiếm ưu thế so vớ i các hướ ng khác. Tốc độ gió trung bình trong các

tháng mùa đông có thể đạt 12 đến 18m/s. Vào tháng 2 tốc độ gió cực đại có thể lớ n

hơ n 20m/s. Vào tháng 12 tốc độ gió lớ n hơ n 12m/s có tần suất tớ i 48.99%. Trong mùa

hè hình thế gió mùa tây nam chiếm ưu thế và mạnh nhất vào các tháng 6 - 8 vớ i tần

suất tươ ng ứng là 55.5%., 56.9% và 50.9%. Hình thế hoàn lưu gió mùa đông bắc loại 2

cũng chiếm tần suất đáng kể tại khu vực nghiên cứu. Tốc độ gió cực đại có thể xảy ra

trong bão và khá thườ ng xuyên trong gió mùa đông bắc và gió mùa tây nam.

- Nhiệt độ không khí trung bình trong khoảng 270C. Nhiệt độ không khí cực đại

khoảng 33.30C và cực tiểu là 23.50C. Nhiệt độ không khí cao nhất thườ ng xảy ra vào các

tháng đầu mùa hè (tháng 5 tháng 6) và nhiệt độ thấp nhất xảy ra vào tháng 1.



31

- Áp suất không khí dao động trong khoảng từ 1005 mb đến 1015mb. Về mùa hè áp suất

không khí thườ ng thấp hơ n về mùa đông. Áp suất cực đại quan trắc đượ c là 1013.7 mb vào

tháng 6 và cực tiểu quan trắc đượ c là 996.0mb vào tháng 7 (có liên quan đến áp thấp và bão)

3) Đặc điểm chế độ bão khu vự c nghiên cứ u

- Khu vực nghiên cứu chịu ảnh hưở ng của bão ít hơ n nhiều so vớ i các khu vực

vùng biển phía bắc.

- Mùa bão tại khu vực này cũng muộn hơ n so vớ i các khu vực phía bắc. Tháng

nhiều bão nhất là tháng 11 sau đó đến các tháng 10 và 12.

Cườ ng độ các cơ n bão đi qua khu vực này cũng yếu hơ n nhiều so vớ i các cơ n bão đi

qua các vùng biển phía bắc. 4) Đặc điểm các yếu tố nhiệt độ nướ c, độ mặn và mật độ nướ c

- Nhiệt độ nướ c biển khu vực nghiên cứu theo năm gồm có hai cực đại ( vào

tháng 5 và tháng 9) và một cực tiểu (vào tháng 1). Nhiệt độ nướ c biển cực đại quan

trắc đượ c là 30.30C vào tháng 6. Nhiệt độ nướ c biển trung bình năm tại mặt biển là

khoảng 280C.

Biến thiên nhiệt độ nướ c biển theo độ sâu phụ thuộc vào mùa trong năm. Vào

mùa hè nhiệt độ nướ c biển giảm rất mạnh theo độ sâu từ nhiệt độ khoảng gần 300C

trên tầng mặt giảm xuống còn khoảng xấp xỉ 220C tại tầng 50m. Vào mùa đông nhiệt

độ nướ c biển khá đồng nhất và dao động xấp xỉ 250C từ tầng mặt đến tầng 50m. Trên

hình 3a đưa ra biến trình nhiệt độ theo độ sâu tại khu vực có v ĩ độ: 8000N và kinh độ:

109000E trong đợ t khảo sát tháng 10/1992 của tàu NCKH “Viện Sỹ Sôkalski”.

- Biến trình năm của độ mặn có độ mặn cực tiểu vào tháng 10. Biên độ dao

động độ mặn trên mặt biển cao hơ n so vớ i các tầng sâu và đạt giá trị cực đại vào tháng

10. Độ mặn trung bình năm trên bề mặt nướ c biển là khoảng xấp xỉ 34%0. Độ mặn lớ n

nhất đo đượ c là 34.59 %0 tại tầng đáy vào tháng 8 và thấp nhất là 29.74% đo đượ c tại

tầng mặt vào tháng 10. Biên độ dao động độ mặn lớ n nhất xảy ra tại tầng 10m vớ i giá

trị là 2.15%0. Trên hình 3b đưa ra biến trình độ mặn theo độ sâu tại khu vực có v ĩ độ:

8000N và kinh độ: 109000E trong đợ t khảo sát tháng 10/1992 của tàu NCKH “Viện Sỹ

Sôkalski”.

- Biến trình năm của mật độ nướ c biển có giá trị cực đại vào tháng 1 và cực tiểuvào tháng 9. Mật độ nướ c biển cực đại tại các tầng đáy và cực tiểu tại tầng mặt. Phân



32

bố mật độ theo độ sâu phụ thuộc vào độ mặn và nhiệt độ nứơ c biển. Vào mùa đông

mật độ nướ c biển trên tầng mặt vào khoảng 1.0221 gr/cm3. Trên hình 18c đưa ra biến

trình nhiệt độ theo độ sâu tại khu vực có v ĩ độ: 8000N và kinh độ: 109000E trong đợ t

khảo sát tháng 10/1992 của tàu NCKH “Viện Sỹ Sôkalski”.

Hình 18a. Phân bố nhiệt độ theo độ sâuTrạm đo: φ = 8000N; λ=109000E tháng 10/1992

Hình 18b. Phân bố độ mặn theo độ sâu.Trạm đo: φ = 8000N; λ=109000E tháng 10/1992



33

Hình 18c. Phân bố mật độ quy ướ c theo độ sâuTrạm đo: φ = 8000N; λ=109000E tháng 10/1992

2) Đặc điểm chế độ sóng khu vự c nghiên cứ u Khu vực nghiên cứu nằm trong vùng tác động của các hình thế gió mùa đông

bắc và tây nam do vậy đặc điểm của trườ ng sóng cũng có hướ ng đông bắc và tây nam

chiếm ưu thế:

- Trườ ng sóng hướ ng đông bắc: Trong mùa gió đông bắc - từ tháng 10 đến tháng

4 – trườ ng sóng hướ ng đông bắc chiếm tần suất 52.87% (tháng 10) và 100%

tháng 1. Sau đó tần suất này giảm dần và có giá trị là 59.41% vào tháng 4.

Trong suốt khoảng thờ i gian này hướ ng sóng đông bắc hoàn toàn chiểm ưu thế,

chỉ vào tháng 3 mớ i xuất hiện sóng hướ ng đông. Các sóng vớ i các hướ ng khác

hầu như không đáng kể. Phân bố độ cao sóng theo các khoảng độ cao gần như

khá đều nhau. Các sóng lớ n (độ cao từ 1.5m trở lên) xuất hiện khá mạnh vào

tháng 12 (23.48%) và tháng 1 (90%). Còn các sóng có độ cao thấp hơ n chiếm

ưu thế trong các tháng còn lại (tháng 2, 3, 4). Vào tháng 3 đã xuất hiện khá

thườ ng xuyên trạng thái lặng sóng (43.21%). Trườ ng sóng cao nhất xuất hiện

vào tháng 12 và có độ cao > 6.5m.

- Trườ ng sóng hướ ng tây nam: Sóng hướ ng tây nam xuất hiện vào tháng 5 vớ i

tần suất 56.52% và đạt giá trị cực đại vào tháng 8 (66.3%). Tuy nhiên vào cáctháng này do tác động tươ ng hỗ của hình thế đông bắc, sóng có hướ ng đông bắc



34

vẫn xuất hiện vớ i tần suất khoảng 16%. Trườ ng sóng hướ ng tây nam có độ ổn

định và cườ ng độ yếu hơ n so vớ i trườ ng sóng hướ ng đông bắc. Độ cao sóng cực

đại theo hướ ng tây nam đạt khoảng gần 4m trong tháng 4. Sóng có độ cao lớ n

hơ n 1m đạt tần suất là 59.11% trong tháng 8.

- Trườ ng sóng cực đại trong bão tại khu vực nghiên cứu xảy ra vào các tháng 9

đến tháng 1 năm sau.

2.2.3. Địa hình đáy biển và điều kiện địa chất tầng mặt

Đặc điểm chính của địa hình đáy khu vực nghiên cứu là chia làm hai vùng rõ

rệt: vùng phía đông từ v ĩ độ 1090 E trở về phía đông 1100 E có địa hình dốc và độ sâu

tăng rất nhanh vớ i độ sâu nướ c từ 200 m đế n 1500 m. Về phía tây tớ i 1080

E bao gồmtất cả các v ĩ độ từ nam 80 N lên bắc 90 30 N có địa hình đáy khá bằng phẳng dao động

trong giớ i hạn từ d ướ i 100m đế n 200 mét nướ c. Đây là khu vực thích hợ p cho việc

xây dựng các công trình biển nướ c sâu.

Trên hình 19 là bản đồ địa hình đáy biển phía Bắc bể Nam Côn Sơ n, có toạ độ

như đã nêu trên, thu nhỏ từ Bản đồ gốc, tỷ lệ 1:250 000 [5]

Hình 19: Bản đồ độ sâu vùng biển Đông Bắc bể Nam Côn Sơ n [5]



35

C ộ t đị a tầ ng của khu vực bể Nam Côn Sơ n như nêu trong bảng dướ i đây.



36

Bảng dướ i đây đưa ra các phân chia đị a tầ ng Pliocen- Đề tứ bể Nam Côn Sơ n [4].

Để đánh giá lớ p trầm tích bề mặt, trong bảng dướ i đây đưa ra phân cấ p thành

phầ n cơ họ c củ a cát nhỏ khu vự c phía bắ c bể Nam Côn Sơ n.



37

Trên hình 20 dướ i đây là bả n đồ phân bố trầ m tích bề mặ t đ áy biể n vùng

nghiên cứ u thuộ c bể Nam Côn Sơ n, là hình thu nhỏ từ bản đồ tỷ lệ 1: 250 000.

Hình 20: Bản đồ phân bố trầm tích bề mặt đáy biển vùng bắc bể Nam Côn Sơ n [5]

Như biểu diễn trên bản đồ, trầm tích bề mặt đáy biển bao gồm 8 kiểu cơ bản:

+ Cát chứa sạn-sỏi + Cát trung-lớ n

+ Cát nhỏ + Bùn chứa cát-sét

+ Bùn cát + Bùn sét

+ Bùn Foraminifera + Cát san hô

Cát các loại phân bố ở nửa phía tây, độ sâu nhỏ hơ n 140m là các thành tạo ven

biển và đồng bằng có chiuêù dày đáng kể. Trầm tích hạt mịn (bùn, sét) chiếm hầu hết

diện tích phần phía đông, chiều dày mỏng chứa nhiều vi sinh vật.



38

2.3. Các trạng thái biển và mô tả sóng tác động lên kết cấu khối chân đế Jacket

2.3.1. Các yếu tố tác động của môi trườ ng lên công trình biển cố định kiểu Jacket

Để xác định các yếu tố về khí tượ ng và hải văn tại vị trí xây dựng công trình

biển cần đướ c thực hiện bở i sự phối hợ p chặt chẽ giữa các chuyên gia có kinh nghiệm

về khí tượ ng hải văn và các nhà thiết kế công trình biển.

Cuối cùng, phải đạt đượ c mục tiêu:

+ Nắm đượ c bản chất của các hiện tượ ng;

+ Lựa chọn các lý thuyết thích hợ p để mô phỏng hiện tượ ng;

+ Xác định các Tiêu chuẩn quy phạm thiết kế phù hợ p để tính toán.

Môi trườ ng biển đượ c xem xét khi thiết kế công trình, xét theo mặt cắt đứng,gồm các lớ p:

+ Khí quyển; + Mặt nướ c biển;

+ Nướ c biển; + Đáy biển;

+ Đáy biển tầng mặt; + Đáy biển tầng sâu.

Theo các lớ p của môi trườ ng biển, các yếu tố chủ yếu tác động lên công trình

đượ c kể đến như sau [15]:

(1) Gió: gây ra tải trọng;

(2) Sóng: gây ra tải trọng;

(3) Dòng chảy: gây ra tải trọng;

(4) Triều (thiên văn, gió và chênh lệch áp suất): gây ra thay đổi mực nướ c biển;

(5) Sinh vật biển: bám lên bề mặt kết cấu;

(6) Tính chất & hoạt động của trầm tích bề mặt và địa chất tầng sâu: xói lở bề

mặt, tính chất địa kỹ thuật, tính ổn định nền biển, động đất, túi khí tầng

nông, đứt gẫy tầng sâu

Các yế u tố trự c tiế p gây ra tải trọ ng tác độ ng lên công trình biể n là gió, dòng

chả y và sóng (Hình 6), có các đặc điểm chính như sau:

1) Tác động của gió

Vận tốc gió và áp lực vận tốc gió đượ c phân tích theo 2 thành phần: gồm thành

phần trung bình và thành phần mạch động:



39

+=

+=

)()(

)()(

t pPt P

t vV t V ( 1)

Trong (1), các thành phần mạch động gây ra hiệu ứng động lên công trình.Thêm vào đó, tác dụng động của gió, đặc biệt là gió bão, mang tính chất ngẫu nhiên,

và thườ ng đượ c biểu diễn bở i các hàm mật độ phổ vận tốc và áp lực gió.

Hình 21: Sơ đồ tải trọng tác dụng lên kết cấu CTB kiểu JacketCác nghiên cứu về đặc tính chuyển động của gió đã cho kết luận quan trọng về

mối quan hệ định lượ ng giữa thành phần vận tốc trung bình V và thành phần mạch

động v(t) như sau:

V v )15.011.0( ÷=σ (1a)

Trong đó: σv là độ lệch chuẩn của mạch động vận tốc v(t).

Gió chỉ tác dụng lên công trình ở bộ phận thượ ng tầng và phần trên mặt nướ c

của KCĐ, thườ ng có hướ ng trùng vớ i hướ ng của tải trọng sóng. Qua kinh nghiệm thực

tế thiết kế cho thấy đối vớ i các kết cấu KCĐ điển hình, tải trọng gió chỉ chiếm khoảng

5 ÷10 % tổng các tải trọng môi trườ ng tác dụng lên công trình. Trong thực tế tính toán

kết cấu KCĐ Jacket, tác động của gió đượ c xem là tựa t ĩ nh; tuy nhiên trong trườ ng hợ p

cần xét hiệu ứng của phần mạch động gió thì các dạng phổ mạch động đượ c sử dụng.

Cần lưu ý việc lựa chọn các thông số về gió khi thiết kế phải đượ c xét tổ hợ p

vớ i các yếu tố khác cùng tác động, phù hợ p vớ i điều kiện của môi trườ ng khi thiết kế (cực trị hoặc bình thườ ng).



40

2) Tác động của dòng chảy

Tác động của dòng chảy (hải lưu) lên công trình đượ c biểu diễn bở i yếu tố vận

tốc, bao gồm các nguyên nhân khác nhau:

+ Dòng chảy do biến đổi triều thiên văn;

+ Dòng chảy do gió;

+ Dòng chảy do hoàn lưu đại dươ ng.

Vận tốc dòng chảy, trong tính toán thực tế, đượ c xem là một đại lượ ng không

thay đổi theo thờ i gian, nhưng thay đổi theo độ sâu (giảm dần từ trên mặt biển xuống

dướ i đáy). Khi chỉ có tác dụng của dòng chảy (không kể sóng), thì tải trọng do dòng

chảy gây ra đượ c coi như tải trọng t ĩ nh. Khi tính đồng thờ i tác động sóng−dòng chảy,thì ảnh hưở ng của dòng chảy đượ c bổ sung vào thành phần vận tốc của tải trọng sóng.

Vì thành phần tải trọng do vận tốc gây ra, có chứa bình phươ ng vận tốc, nên sự tham

gia củ a dòng chả y có ả nh hưở ng bổ sung đ áng kể cho tải trọ ng sóng, đặ c biệ t là

trườ ng hợ p biể n sâu.

Dòng chảy đều (không đổi theo thờ i gian) còn gây ra hiệu ứ ng độ ng khi đi qua

các phần tử kết cấu mảnh dạng trụ tròn.

3) Tác động của sóng

Sóng là hiệ n tượ ng rấ t phứ c tạ p củ a môi trườ ng biể n, l ại gây ra tải trọ ng

mang bả n chấ t độ ng và là trội tuyệ t đố i so vớ i các yếu tố khác tác động lên kết cấu

công trình biển cố định. Vì kết cấu Jacket gồm các phần tử mảnh ( dang thanh thép

ống), nên đượ c xem như không làm thay đổi tính chất động học của sóng khi chuyển

động. Tuỳ theo yêu cầu thiết kế và đặc điểm của công trình biển, việc mô tả chuyển

động của sóng có thể đượ c thực hiện theo mô hình tiề n đị nh (dựa vào các lý thuyếtsóng) hoặc mô hình ngẫ u nhiên (dựa vào các dạng phổ sóng).

Do tầm quan trọng của tải trọng sóng trong việc đánh giá an toàn và tuổi thọ

của kết cấu công trình biển, nên dướ i đây sẽ tập trung đề cập đến mô tả sóng và xác định

tải trọng sóng phục vụ bướ c I “chuẩn bị số liệu đầu vào” trong thiết kế kết cấu Jacket.

2.3.2. Các trạng thái biển và các điều kiện biển trong thiết kế kết cấu KCĐ

2.3.2.1. Các trạ ng thái biể n

Trong cả “đờ i sống” của công trình, căn cứ vào sự biến đổi của các yếu tố sóng,ngườ i ta chia ra làm trạng thái biển ngắn hạn và trạng thái biển dài hạn.



41

Trạ ng thái biể n ngắ n hạ n là các yếu tố sóng biển đượ c mô tả trong khoảng

thờ i gian ngắn, sao cho giá trị trung bình của yếu tố mô tả sóng là không đổi. Khoảng

thờ i gian đối vớ i một trạng thái biển ngắn hạn, như một đợ t gió, một cơ n bão, thườ ng

đượ c quy ướ c lấy bằng 3 giờ , hoặc 6 giờ . Theo mô hình sóng ngẫu nhiên, độ dâng của

sóng bề mặt trong một trạng thái biển ngắn hạn đượ c xem là một quá trình ngẫu nhiên

dừng, đượ c mô tả bở i một hàm phổ sóng.

Trạ ng thái biể n dài hạ n là tập hợ p của nhiều trạng thái biển ngắn hạn, trong

một khoảng thờ i gian nào đó, ví dụ như 1 năm phục vụ đánh giá tuổi thọ mỏi của kết

cấu KCĐ.

2.3.2.2. Các đ iều kiệ n biể n trong thiế t kế kế t cấ u KC Đ Jacket

Trong thiết kế kết cấu KCĐ Jacket, có các điều kiện biển tươ ng ứng vớ i các 3

loại trạng thái biển ngắn hạn đượ c sử dụng như sau:

1) Điều kiệ n biể n cự c đại: là điêù kiện ứng vớ i trạng thái biển ngắn hạn có yếu tố

sóng lớ n nhất vớ i chu kỳ lặp 50 năm hoặc 100 năm (tuỳ thuộc vào Tiêu chuẩn thiết

kế), phục vụ kiểm tra bền kết cấu KCĐ theo trạng thái giớ i hạn cực đại (ULS), dựa

trên tổ hợ p bất lợ i nhất vớ i các loại tác động khác;

2) Điều kiệ n biể n bình thườ ng: là điều kiện ứng vớ i các trạng thái biển ngắn hạn bình

thườ ng trong đờ i sống công trình, đượ c thống kê trung bình trong một khoảng thờ i

gian nào đó, ví dụ 1 năm, phục vụ kiểm tra mỏi kết cấu KCĐ theo trạng thái giớ i hạn

mỏi (FLS), tính toán trong quá trình thi công KCĐ trên biển;

3) Điều kiệ n biể n đả m bả o hoạ t độ ng công nghệ: phục vụ kiểm tra độ rung động của

kết cấu theo trang thái giớ i hạn khả năng khai thác kết cấu (SLS), là điều kiện ứng vớ i

các trạng thái giớ i hạn xẩy ra vớ i chu kỳ lặp là 1 hay 5 năm, tuỳ theo Tiêu chuẩn thiết kế.

2.3.3. Mô tả sóng tiền định

2.3.3.1. Khái niệ m về chuyể n độ ng sóng do gió và các phươ ng pháp mô tả sóng

1) Hiệ n tượ ng vậ t lý củ a sóng do gió:

+ Mặt biển ban đầu yên lặng, dướ i tác dụng của một làn gió, mặt biển bị gợ n

sóng. Khi cườ ng độ gió tăng lên, làm biến dạng mặt nướ c, tạo nên làn sóng hỗn độn,

không rõ chiều, đó là sóng 3 chiều.



42

+ Nếu gió tiếp tục tăng mạnh, kéo dài, tạo thành các đợ t sóng hình trụ phát triển

theo hướ ng gió thổi, đó là sóng 2 chiều. Cần phân biệt 2 loại chuyển động sóng:

* Chuyển động trong vùng gió là sóng cưỡ ng bứ c: Profil sóng (mặt cắt

sóng) không đối xứng, đỉnh sóng nghiêng theo chiều gió thổi do áp lực bề mặt của gió;

* Chuyển động ngoài vùng gió là sóng l ừ ng (Swells): hay là sóng tự do,

Profil sóng đều đặn hơ n, có chiều cao sóng lớ n hơ n sóng cưỡ ng bức;

+ Gió tiếp tục tăng, chiều cao sóng cũng tăng theo: đến mức nào đó sóng bị mất

ổn định về hình dáng cân bằng thuỷ lực, gọi là “ sóng vỡ ” (Breaking wave), còn gọi là

sóng bạ c đầu ngoài khơ i; Hiện tượ ng sóng vỡ còn thấy khi sóng ngoài khơ i lan truyền

vào bờ , bị biến dạng do ảnh hưở ng của đáy biển.+ Chiều dài của vùng gió thổi theo hướ ng gió đượ c gọi là đ à gió (Fetch): Sóng

đượ c lan truyền từ vùng có đà gió ra ngoài, dựa vào năng lượ ng gió đã phát triển tối đa

vào môi trườ ng nướ c, do đó sóng đượ c phát triển tự do; sóng lừng lan truyền do lực

trọng trườ ng nên còn gọi là sóng trọ ng l ự c.

2) Các phươ ng pháp mô tả sóng

Vì sóng lừng lớ n hơ n sóng cưỡ ng bức, nên sóng l ừ ng là đố i tượ ng chính đượ c

nghiên cứ u mô tả, làm cơ sở tính toán thiết kế các công trình biển. Tuy nhiên, có

những nghiên cứu mô tả sóng cưỡ ng bức và sóng trong khu vực biên của 2 vùng,

nhằm phục vụ cho những tính toán kiểm tra cần thiết.

Có 2 phươ ng pháp mô tả sóng:

+ Phươ ng pháp 1- mô tả sóng tiền định: dựa trên các lý thuyế t sóng, bao gồm

các lý thuyết thông dụng là

• Lý thuyết sóng Airy (sóng bậc 1)

• Lý thuyết sóng Stokes (sóng bậc cao)

• Lý thuyết sóng Cnoidal (sóng nướ c nông)

• Lý thuyết sóng hàm dòng (Stream Function Wave Theory)

+ Phươ ng pháp 2- mô tả sóng thực: là phươ ng pháp sử dụng lý thuyế t các quá

trình ngẫ u nhiên để mô tả sóng thực còn gọi là sóng ngẫu nhiên hay sóng thống kê.

Sau đây là phần trình bầy tóm tắt các kết quả của các lý thuyết sóng thông dụng

nhất để xác định các tải trọng sóng tiền định.



43

2.3.3.2. Lý thuyết sóng Airy [6], [7], [8]

Lý thuyết Airy (năm 1842), là lý thuyết sóng tuyến tính đượ c xây dựng trên

quan niệm về profil hình sin của sóng và chiều cao sóng H là bé so vớ i chiều dài L của

nó và độ sâu d của nướ c (Hình 22), nên còn đượ c gọi là lý thuyết sóng biên độ nhỏ.

Hình 22: Ký hiệu các thông số sóng điều hoà hình sin (Airy)Lý thuyết sóng Airy đượ c sử dụng thích hợ p nhất để mô tả sóng nướ c sâu vớ i chiều

cao sóng không lớ n, và để mô tả gần đúng chuyển động sóng trong nhiều trườ ng hợ p.

Ngoài ra, lý thuyết sóng Airy còn là cơ sở để mô tả chuyển động của sóng ngẫu nhiên.

Sau đây là các kết quả chính của lý thuyết sóng Airy, đượ c xây dựng theo hệ

toạ độ x, y có phươ ng như hình 22 (trục x hướ ng về phía lan truyền sóng).

+ Độ dâng của mặt sóng so vớ i mực nướ c t ĩ nh có dạng:

( )t kx H

t x ω η −= cos2

),( (2)

+ Các thành phần vận tốc theo phươ ng ngang và phươ ng đứng của phần tử nướ c

ở toạ độ (x, y):

( )t kxkd sh

kych H v x ω

ω −= cos

)(

)(

2 (3)

( )t kxkd sh

kysh H v y ω

ω −= cos

)(

)(

2 (3a)

Trong đó: k và − số sóng và tần số vòng của sóng có liên quan vớ i chiều dài sóng L

và chu kỳ T sóng (khoảng thờ i gian mà hai đỉnh sóng kế tiếp nhau đi qua trục thẳng

đứng cố định) như sau:

T Lk

π ω

π 2;

2== (4)

Các đại lượ ng này quan hệ vớ i nhau qua biểu thức:

( );2kd thk g ⋅⋅=ω (5)

Trong đó: g là gia tốc trọng trườ ng



44

Dễ dàng nhận thấy rằng các đại lượ ng có chứa )( t kx ω − trong các biểu thức nêu

trên không thay đổi nếu ở thờ i điểm )( t t ∆+ dịch chuyển theo hướ ng chuyển động của

sóng đi một đoạn ( ) t k x ∆⋅=∆ ω , có ngh ĩ a là ( ) ( )t t t xk t kx ∆+−∆+=− ω ω . Từ đó,rõ ràng rằng độ lệch của mặt nướ c dao động đượ c mô tả bở i biểu thức (2) là profil cố

định của sóng dịch chuyển về bên phải vớ i vận tốc không đổi (Hình 23).

T

L

k c == (6)

Hình 23: Sự lan truyền sóng theo chiều trục x

Thay (5) vào (6), ta nhận đượ c công thức của vận tốc lan truyền sóng Airy:

( )21

⋅= kd th

k

gc (7)

Đối vớ i sóng chiều cao bé mô tả theo lý thuyết Airy, các thành phần gia tốc

chuyển động của các phần tử chất lỏng có toạ độ (x, y) theo phươ ng ngang và phươ ng

đứng có thể xác định gần đúng như sau:

t

va

t

va

y

y x

x∂

∂=

∂

∂= ;

Sử dụng các biểu thức (2) và (3) ta nhận đượ c:

( )( )

( )t kxkd sh

kych H a x ω

ω −⋅= sin

2

2

(8)

( )( )

( )t kxkd sh

kysh H a y ω

ω −⋅−= cos

2

2

(9)

Áp suất dư p (hiệu số giữa áp suất thực tế và áp suất khí quyển) tại điểm có toạ

độ (x, y) ở thờ i điểm t là tổng của áp suất thuỷ động sinh ra do độ lệch của mặt sóng so

vớ i mực nướ c t ĩ nh, đượ c xác định theo biểu thức:



45

( )( )

( ) ( );cos2

yd gt kxkd ch

kych H g p −+−⋅= ρ ω ρ (10)

Trong đó: ρ − mật độ của nướ c biển.* Các trườ ng hợ p giớ i hạn:

Trong các biểu thức nêu trên có thể thực hiện một số đơ n giản hoá đối vớ i các

trườ ng hợ p giớ i hạn như sau

Đố i vớ i vùng nướ c tươ ng đố i sâu (kd có giá trị lớ n), khi kd >π hoặc d/L > 0,5,

ta có các biểu thức đơ n giản hoá đối vớ i tần số vòng của sóng và các thành phần vận

tốc chuyển động của các phần tử chất lỏng:

gk =2ω hoặck

gc =2

( ) ( )t kxe H

vd yk

x ω −= − cos2

( ) ( )t kxe H

vd yk

y ω −= − sin2

(11)

Đố i vớ i vùng nướ c nông, ví dụ khi kd < 10π hoặc d/L < 1/20, ta có:22

gdk =ω hoặc gd c =2

( )t kxkd

H v x ω −= cos

2

( )t kx yd

H v y ω

ω −= sin

2

(12)

Có thể nhận đượ c các biểu thức tươ ng tự đối vớ i các thành phần gia tốc của

phần tử chất lỏng và áp suất.

2.3.3.3. Lý thuyết sóng Stokes [6], [7], [8]

Lý thuyết sóng Stokes (1847) còn đượ c gọi là lý thuyết sóng biên độ hữu hạn.

Ý tưở ng cơ bản của phươ ng pháp này là sử dụng phép phân tích phươ ng trình mặt

sóng ηηηη thành chuỗi và xác định các hệ số của chuỗi từ các điều kiện thoả mãn các

phươ ng trình tươ ng ứng của lý thuyết thuỷ động lực học đối vớ i sóng có biên độ hữu hạn.



46

Stokes tiến hành nghiên cứu và chỉ giữ lại trong phươ ng trình 3 số hạng của

chuỗi phân tích theo độ dốc của sóng (H/L) (lý thuyết sóng độ chính xác bậc 3). Tuy

nhiên, lý thuyết sóng Stokes bậc 5 đượ c sử dụng rộng rãi trong tính toán thực hành đối

vớ i sóng biên độ hữu hạn.

Theo lý thuyết sóng Stokes bậc 5, khi sóng có chiều cao H, số sóng k và tần số

vòng ω lan truyền theo chiều dươ ng của trục x, thì độ dâng của mặt sóng so vớ i mực

nướ c t ĩ nh có thể biểu diễn dướ i dạng:

( )tkxncosFk

1 5

1nn ω−=η ∑

=

(13)

Trong đó:

;

;

;

;

;

555

5

444

4

355

333

3

244

222

2

1

F aF

F aF

F aF aF

F aF aF

aF

=

=

+=

+=

=

(14)

Ngoài ra các thông số hình dáng của sóng F22, F24, ...(phụ thuộc vào kd=2πd/L),

và thông số chiều cao sóng H quan hệ vớ i nhau bở i biểu thức:

( )55354

3332 F F aF aakH +++= (15)

Các thành phần vận tốc theo phươ ng ngang Vx và phươ ng đứng Vy cuả phần tử

chất lỏng có toạ độ (x, y) gây nên bở i sự lan truyền sóng bề mặt trong vùng có độ sâu

d, có thể nhận đượ c từ các biểu thức:

( )t kxn

shnkd

chnkyG

k

v

n

n x ω ω

−= ∑=

cos5

1

( )t kxnshnkd

shnkyG

k v

n

n y ω ω

−= ∑=

sin5

1

(16)

Trong đó:

;5;4

);(3

);(2

;

555

5

4444

355

333

3

244

222

2

155

133

111

GaG

F aG

GaGaG

GaGaG

GaGaaGG

=

=

+=

+=

++=

(17)



47

Ở đây, G11, G13, ... là các thông số của sóng phụ thuộc vào kd (có ngh ĩ a là d/L bở i vì

d/L=kd/2π).

Các biểu thức đối vớ i các thông số F22, F22, ... G11, G13, ... đượ c dẫn ra trong [6],

cùng các kết quả tính toán vớ i các giá trị d/L khác nhau cho trong Tài liệu [6].

Quan hệ giữa tần số vòng và tần số sóng có dạng:

thkd C aC agk 24

122 1 ++=ω (18)

Trong đó: C1, C2 − các thông số tần số của sóng. Giá trị của các thông số này ứng vớ i

các giá trị khác nhau của d/L đượ c cho trong Tài liệu [6].

Vận tốc truyền sóng C theo lý thuyết sóng Airy đượ c xác định bở i công thức

C=ω /k; trong lý thuyết sóng Stokes bậc 5 vận tốc truyền sóng C đượ c xác định từ biểu

thức sau:

( )21

24

121

++= thkd C aC a

k

gC (19)

Sau khi xác định đượ c biểu thức đối vớ i các thành phần vận tốc Vx và Vy của

phần tử chất lỏng có thể tìm đượ c các thành phần vận tốc:

yvv

xvv

t va x

y x

x x

x∂

∂+∂

∂+∂

∂=

y

vv

x

vv

t

va

y

y

y

x

y

y∂

∂+

∂

∂+

∂

∂=

(20)

Đặt ký hiệu các hệ số của các thành phần vận tốc phần tử trong (2.15) và (2.16):

shnkd

chnkyGU nn =

shnkd shnkyGV nn =

(21)

Sau khi thay các công thức này vào các biểu thức của các thành phần gia tốc và

thực hiện các biến đổi lượ ng giác ta nhận đượ c:

( );sin2

5

1

2

t kxn Rkc

an

n x ω −= ∑=

(22)

( );sin

2

5

1

2

t kxnS kc

an

n y ω −−= ∑=

(23)



48

Trong đó:

++−−=

+−+−=−−+−=

−−+−=

−−−−=

;555510

;44228;33336

;224

;2

3241324155

31312

22244

4141212133

31312

12

122

3221322111

V V V V U U U U U R

V V U U V U U R

V V U U V V U U U R

V V U U V U U R

V V V V U U U U U R

(24)

và

+−+−=

++−=−−+−=

−−=

−−−−=

−=

;3310

;4228 ;556

;444

;55332

;2

2332144155

22133144

1441122133

133122

2332122111

110

V U V U V U V U V S

V U V U V U V S V U V U V U V U V S

V U V U V S

V U V U V U V U V S

V U S

(25)

2.3.3.4. Lý thuyết sóng Cnoidal [6], [7], [8]

Lý thuyết sóng Stokes đã nêu trên chỉ thích hợ p vớ i vùng nướ c sâu d/L > 0,1.

Lý thuyết sóng Cnoidal dành cho các vùng nướ c nông d/L < 0,1. Lý thuyết này đượ c

Corteverg và De Phriz đề xuất năm 1895, sau đó đượ c một số nhà nghiên cứu khácphát triển thêm.

Sóng Cnoidal là sóng điều hoà, profil của nó (Hình 24) đượ c mô tả bở i số sóng k

và tần số vòng ω theo biểu thức:

( )mt kxc H n ,. 2min ω η η −+= (26)

Hình 24: Profil sóng nướ c nông Cnoidal



49

Trong đó:

+ ∆− độ lệch của mặt sóng so vớ i mặt nướ c t ĩ nh tại điểm có toạ độ x ở thờ i điểm t;

+ η − độ lệch ứng vớ i đáy sóng;

+ H − chiều cao sóng;

+ cn − hàm êliptic Jacobi vớ i môđun m (0 ≤ m ≤ 1).

Môđun m quan hệ vớ i chiều cao sóng H, chiều dài sóng L và độ sâu nướ c d

theo biểu thức:

3

22 .

16

3

d

L H mK = (27)

Trong đó: K − thông số (tích phân eliptic toàn phần) phụ thuộc vào m; Các giá trị của

m, K và HL2 /d3 đượ c nêu ra trong Tài liệu [6].

Số sóng k, tần số vòng ω quan hệ vớ i chiều dài sóng L và chu kỳ T :

T

K

L

K k

2;

2== ω (28)

Tần số vòng và số sóng quan hệ vớ i nhau theo biểu thức:

222

2

11

−+=

K

K

md

H gdk ω (29)

Trong đó: g − gia tốc rơ i tự do; E − thông số (tích phân eliptic toàn phần bậc hai) phụ

thuộc vào môđun m; Các giá trị của E cũng đượ c nêu ra trong Tài liệu [6]..

Nếu cho trướ c chiều dài sóng, thì số sóng có thể tìm đượ c theo công thức (28),

còn tần số và chu kỳ sóng − theo (28) và (29).

Đại lượ ng minη tham gia trong (26) đượ c biểu diễn qua chiều cao sóng.( )

k m

E mK

H ⋅

−−=

1minη (30)

Bở i vì K và E chỉ phụ thuộc vào m, nên quan hệ này cũng có thể biểu diễn chỉ qua môđun m.

Cuối cùng, độ dâng mặt sóng đượ c xác định theo các đại lượ ng nêu trên; từ biểu

thức (26) ta đượ c:

( )mc

H n ,2min θ

η η =

− (31)

Trong đó: t kx ω θ −= .



50

Đối vớ i các vùng nướ c nông, vận tốc các phần tử nướ c theo phươ ng ngang là

đặc trưng cơ bản:

η ⋅ =

21

d gv x (32)

Và gia tốc theo phươ ng ngang của các phần tử chất lỏng có dạng:

x

vv

t

va x

x x

x∂

∂+

∂

∂= (33)

2.3.3.5. Miề n áp d ụ ng các lý thuyế t sóngLý thuyết sóng Airy cho kết quả gần đúng chấp nhận đượ c khi yếu tố sóng nằm

trong phạm vi nướ c sâu d/L > 0,4 và chiều cao sóng hạn chế H/L < 0,6. . Đối vớ i vùng

nướ c nông d/L < 0,1 sử dụng lý thuyết sóng Cnoidal cho kết quả hợ p lý. Ngoài ra,

vùng còn lại khá rộng, dành cho lý thuyết sóng Stokes. Ngoài ra, lý thuyết sóng Airy

cũng thườ ng đượ c sử dụng trong các tính toán sơ bộ.

Hình 25 dướ i đây chỉ ra sự phân giớ i các miền áp dụng các lý thuyết sóng vớ i

sai số khoảng dướ i 10% về giá trị chiều cao sóng [6].

Hình 25: Phạm vi ứ ng dụng của các lý thuyết sóng

Airy (1), Stokes (2) và Cnoidal (3) [6]

Tài liệu Hướ ng dẫn thiết kế các công trình biển cố định của API [15], đã đưa ra

các miền áp dụng cho các lý thuyết sóng khác nhau, nằm trong hệ trục toạ độ (Hình 26):

+ Trụ c hoành : d/gTa2 = độ sâu nướ c tươ ng đối, không thứ nguyên, đượ c chia

làm 3 vùng sóng (nướ c sâu, nướ c vừa và nướ c nông);

+ Trụ c tung : H/gTa2 = độ dốc sóng, không thứ nguyên.



51

Miền các lý thuyết sóng đượ c sử dụng, tính từ dướ i lên - phải sang trái:

• Sóng Airy (tuyến tính) hoặc hàm dòng bậc 3: miền 1

• Sóng Stokes bậc 5, hoặc hàm dòng bậc 3: miền 2

• Hàm dòng các bậc 3, 5, 7, 9, 11 và trên 11: miền trên 2

• Đườ ng biên (trên cùng): ứng vớ i biên giớ i hạn của miền sóng vỡ cho

vùng nướ c nông (phía dướ i) và vùng nướ c sâu (phía trên)

Hình 26: Miền áp dụng các lý thuyết sóng theo API RP2A-WSD [15]

2.3.4. Mô tả sóng ngẫu nhiên

2.3.4.1. Khái niệ m về sóng ngẫ u nhiên

Một cách tổng quát, về mặt toán học có thể mô tả các dạng Profil sóng khác nhau

như sau [7]:



52

1) Profil sóng đều (Regular wave): các lý thuyết sóng đã nêu ở trên cho phép

mô tả từ ng con sóng riêng l ẻ , trong đó dạng đơ n giản nhất của sóng đơ n hình sin đượ c

biểu diễn theo thờ i gian (Hình 11,a-b), theo lý thuyết sóng tuyến tính Airy:

η =2

Hcos (kx - ωt) (34)

hay lấy gốc toạ độ tại x = 0,

η =2

Hcos ωt (35)

Bên cạnh đó, còn lý thuyết sóng phi tuyến (bậc cao) cũng thườ ng đượ c sử dụng.

2) Profil sóng không đều (Irregular wave): Một cách mô tả sóng khác, có dạngchuỗi Fourier gồm N thành phần, trong đó có tần số cơ bản ωωωω , và các thành phần chứa

bội của tần số cơ bản (Hình 11c):

η (t) = ∑=

N

1n

An cos (nωt + εn) (36)

hay có dạng

η(t) =

∑=

N

1n

(an

cos nωt + bn

sin nωt) (37)

Trong đó: an = ∫∞

0ST

2η(t) cos nωt dt (37a)

bn = ∫∞

0ST

2η(t) sin nωt dt (37b)

vớ i TS là chiều dài của một bản ghi sóng.

Chú ý rằng dạng (37) chứa các hằng an, bn và giá trị hữu hạn N, nên nó không

phải d ạ ng mô tả cho mộ t trạ ng thái biể n ngẫ u nhiên. Dạng sóng không đều này

thườ ng đượ c sử dụng để mô tả xấp xỉ một bản ghi, hoặc để tính toán thiết kế vớ i tải

trọng sóng không đều bằng phươ ng pháp tính trong miền thờ i gian.

3) Profil sóng ngẫu nhiên (Random wave):

Profil sóng ngẫu nhiên đượ c mô tả bằng cách chuyển dạng sóng không đều từ

chuỗi Fourier (37) sang dạng tích phân Fourier, tức là có η (t) đượ c biểu diễn bở i

sự thay đổ i liên tụ c củ a tầ n số ω ωω ω dướ i dạng (Hình 27d):



53

η(t) = ∫∞

∞−π

1[a (ω) cos ωt + b (ω) sin ωt] dω (38)

Trong đó: các hệ số a và b là hàm của tần số ω

a (ω) = ∫∞

∞−

η(t) cos ωt dt (38a)

b (ω) = ∫∞

∞−

η(t) sin ωt dt (38b)

Chú ý rằng tần số ω đượ c biểu diễn quy ướ c theo 2 phía, trong phạm vi từ -∞ đến ∞.

Hình 27: Các dạng profil sóng khác nhau

(a) & (b) sóng đều; (c) - sóng không đều; (d) - sóng ngẫu nhiên [7]

Sóng đều và không đều nêu trên đều thuộc mô hình sóng tiền định, đượ c mô tả

nhờ các lý thuyết sóng thích hợ p. Trên thực tế, hầu như các sóng thự c đều là sóng

ngẫu nhiên, nhưng nếu tính ngẫu nhiên là “yếu” thì đượ c xem như tiền định, và tính

ngẫu nhiên là “mạnh”, điển hình là sóng bão, thì sử dụng mô hình sóng ngẫu nhiên

cho phép mô tả sát thực tế về bản chất của hiện tượ ng chuyển động của sóng. Dướ i

đây sẽ trình bầy các phươ ng pháp cơ bản mô tả sóng ngẫu nhiên.

a)

b)

c)

d)



54

2.3.4.2.Phổ nă ng l ượ ng củ a sóng ngẫ u nhiên

1) Giả thiết:

Trong mô tả sóng ngẫu nhiên, ngườ i ta sử dụng giả thiết quan trọng coi độ dâng

củ a sóng bề mặ t η ηη η (t) là quá trình ngẫ u d ừ ng chuẩ n, trung bình không và có tính

chấ t Ecgodic.

Nhờ tính chất Ecgodic, dựa vào số liệu đo đạc thu thập về độ dâng củ a mặ t

sóng η ηη η (t) vớ i 1 thể hiệ n trong khoảng thờ i gian hữu hạn TS , ngườ i ta tính đượ c giá trị

trung bình của 1 thể hiện đó và xem gần đúng như đó là giá trị trung bình của tậ p hợ p

thể hiệ n củ a quá trình ngẫ u nhiên η ηη η (t). Tính chất này có vai trò quan trọng trong các

phép biến đổi của quá trình ngẫu nhiên.2) Hệ thứ c Khinchine - Wiener:

Gọi Rηη(τ) là hàm tự tươ ng quan của quá trình ngẫu nhiên dừng η(t). Sử dụng

phép biến đổi tích phân Fourier, ta có:

Rηη(τ) = ∫∞

∞−

ηη (S~

ω) exp(iωτ) dω (39a)

S~ ηη(ω) = ∫

∞

∞−π21 Rηη(τ) exp(-iωτ) dτ (39b)

Trong đó: S~

ηη(ω) là phổ năng lượ ng 2 chiều của sóng ngẫu nhiên η(t), là ảnh Fourier

của hàm tươ ng quan Rηη(τ).

Chú ý rằng Rηη(τ) và S~

ηη(ω) đều là các hàm chẵ n.

Đặt Sηηηηηηηη (ωωωω) = 2 S~

ηη(ω) = phổ năng lượ ng 1 chiề u của quá trình ngẫu nhiên η(t), thì

hệ thức (39) có dạng mớ i:

Rηηηηηηηη(ττττ) = ∫∞

ηη

0

(S ω) exp(iωτ) dω (40a)

S~

ηηηηηηηη(ωωωω) = ∫∞

π 0

2Rηη(τ) exp(-iωτ) dτ (40b)

Các biểu thức (39) và (40) đượ c gọi là H ệ thứ c Khinchine - Wiener đối vớ i quá trình

ngẫu nhiên dừng η(t) [7], [8].



55

Sau đây sẽ đưa ra một số phổ sóng (wave spectrum), có tên gọi đầy đủ là mật

độ phổ năng lượ ng của sóng (Wave Energy Spectral Density), đượ c sử dụng nhiều

trong tính toán thiết kế các công trình biển.

2.3.4.3.Các phổ sóng thông d ụ ng trong thiế t kế công trình biể n [7], [8], [9], [11]

1) Các loại phổ sóng:

Ngườ i ta sử dụng các mô hình toán để xây dựng các phổ sóng của một trạng

thái biển ngắn hạn. Có nhiều cách phân loại phổ sóng:

+ Phổ sóng phụ thuộc một hay nhiề u thông số : có loại 1 thông số, loại 2 thông

số, loại 3 thông số và loại 6 thông số, như các thông số về vận tốc gió (UW), chiều cao

sóng đáng kể (HS), chu kỳ trung bình của sóng cắt không (TZ), tần số đỉnh phố (ωP), hệ số hình dạng phổ,...;

+ Phổ sóng mô t ả trong hay ngoài vùng gió, hoặc ngay trên biên của 2 vùng;

+ Phổ sóng thích hợ p cho đ iề u kiện biể n phát triể n hoàn toàn, t ứ c là biể n mở

(Fully-developed Sea) hay không hoàn toàn (Not fully-developed Sea);

2) Dạng tổng quát của các mô hình phổ sóng thông dụng:

Hiện nay các phổ đượ c sử dụng rộng rãi trong thực hành là phổ Bretschneider,

Pierson − Moskowitz, JONSWAP, có dạng chung:

( ) ( );exp / 45 −−= ω ω ηη B AS (41)

Trong đó: A, B − các thông số của phổ.

3) Phổ sóng Bretschneider:

( ) ; / 2819,1 42ss T H A π =

( ) ; / 2675,0 4sT B π = (42)

Trong đó:

Hs − chiều cao sóng đáng kể (m), đượ c xác định bở i là giá trị thống kê chiều cao trung

bình của 1/3 số sóng lớ n nhất;

Ts − chu kỳ tươ ng ứng vớ i sóng đáng kể (sec).

Các thông số của các yếu tố của sóng đáng kể (Hs và Ts) có thể biểu diễn gầnđúng thông qua các giá trị trung bình của chiều cao H và chu kỳ trung bình cắt không TZ:



56

;T1,1T;H6,1H Zss ==

Trên hình 28 trình bày phổ Bretschneider ứng vớ i các chu kỳ và chiều cao đơ n

vị của sóng đáng kể (Hs).

Hình 28: Phổ Bretschneider vớ i các chiều cao sóng đáng kể (bằng đơ n vị)

4) Phổ sóng Pierson −−−− Moskowitz (P−−−−M) (thích hợ p vớ i điều kiện biển mở )

Nếu đã đánh giá đượ c Hs và TZ , thì ta có thể sử dụng biểu thức sau đối vớ i hàm

mật độ phổ năng lượ ng Pierson − Moskowitz nhận đượ c bằng thực nghiệm:

( ) ;exp

4

2

2

−⋅= W

ggS

ω β ω α ω ηη (43)

Trong đó: W − vận tốc gió;

g − gia tốc trọng trườ ng;

α và β − các hằng số không thứ nguyên phụ thuộc vào Hs và TZ xác định

theo các biểu thức sau:

4

Z

3

2

2Z

s3gT

W16;gT

H4

π=β

π=α (43a)

Các công thức biểu diễn Hs và TZ qua α và β sẽ có dạng:

( )

βπ⋅π=

β

α⋅=

41Z

2

s

1

g

W2T

g

W2H

(44)



57

Từ công thức đã nêu có thể thấy rằng α và β phụ thuộc vào vận tốc gió W (Hs

và TZ cũng vậy), nhưng sự phụ thuộc này là yếu. Đối vớ i biển Bắc α và β đượ c lấy như

sau: α=0,0081; β=0,74. Vận tốc gió đượ c lấy giá trị ở độ cao 19,5 m so vớ i mặt nướ c t ĩ nh.

Từ hình 29 có thể thấy rằng phổ P-M chỉ có thể áp dụng đối vớ i sóng phát triển

hoàn toàn (như đối vớ i biển mở ).

5) Phổ JONSWAP (thu đượ c từ chươ ng trình đo sóng biển Bắc “The joint

North Sea Wave Project”).

Công thức phổ có dạng:

( );

2

)(exp

4

5exp

22

24

2

2

−

−

−= m

mmgS

ω σ

ω ω

γ ω

ω

ω

α

ω ηη (45)

Hình 29: Mật độ phổ của sóngPierson −−−− Moskowitz

Hình 30: Phổ JONSWAP

Trong đó:

α − thông số đượ c nêu trong phổ P−M;

ωm − tần số tươ ng ứng vớ i giá trị cực đại của mật độ phổ năng lượ ng lấy theo

phổ P−M (hay còn gọi là tần số đỉnh, ωP);

;W5

441

gm ⋅

= β ω (45a)

Vớ i

g − gia tốc trọng trườ ng;

γ − thông số vượ t, ngh ĩ a là tỷ số giữa giá trị cực đại của năng lượ ng phổ vớ i giá

trị cực đại tươ ng ứng của phổ P−M (Hình 30).



58

>

<=

ma

ma

khi

khi

ω ω σ

ω ω σ σ (45b)

Ở đây:

σa − bề rộng phần bên trái của phổ;

σb − bề rộng phần bên phải của phổ.

Các giá trị trung bình của σa và σb xác định đượ c là σa = 0,07 và σb = 0,09. Thông

thườ ng, thông số nằm trong khoảng 1 < γ < 7, đối vớ i biển Bắc thì giá trị trung bình

của γ =3,3.

6) Phổ Pierson −−−− Moskowitz cải biến: Phổ này đượ c sử dụng rộng rãi nhất hiện

nay đối vớ i trườ ng hợ p biển mở , có dạng không thứ nguyên như sau:

( );

2

T1exp

2

T

8

1

TH

S 4

Z

5

Z2

Z2s

π

ω

π−

π

ω

π=

ω−−

ηη (46)

Trong đó: + TZ − chu kỳ trung bình qua mức không của mặt sóng;

+ Hs − chiều cao sóng đáng kể của trạng thái biển tính toán.

Phổ P-M cải biến đượ c thông qua tại Hội nghị quốc tế ITTC (International

Towing Tank Conference) năm 1972, phụ thuộc HS và TZ , còn đượ c gọi là phổ ITTC.

2.3.4.4. Phổ vậ n tố c và gia tố c củ a phầ n tử nướ c do sóng ngẫ u nhiên [6], [8]

Dựa trên kết quả của lý thuyết sóng Airy tại các hệ thức (2) và (3), ta xác định

đượ c các hàm mật độ phổ (gọi tắt là phổ) của vận tốc và gia tốc của phần tử nướ c ở độ

sâu bật kỳ do chuyển động của sóng ngẫu nhiên bề mặt gây ra.

1) Phổ vận tốc của phần tử nướ c do chuyển động của sóng mặt:

( ) ( )

( ) ( )

⋅

=

⋅

=

;

;

2

2

ω ω ω

ω ω ω

ηη

ηη

S shkd

shkyvSv

S shkd

chkyvSv

y y

x x

(47)



59

2) Phổ gia tốc của phần tử nướ c do chuyển động của sóng mặt:

( ) ( ) ( )

( ) ( ) ( )

=⋅

=

=⋅

=

;

;

22

2

22

2

ω ω ω ω ω

ω ω ω ω ω

ηη

ηη

y y y y

x x x x

vSvS shkd

shkyaSa

vSvS

shkd

chkyaSa

(47a)

Theo lý thuyết các quá trình ngẫu nhiên dừng, hai phổ sóng vận tốc và gia tốc

có quan hệ vớ i nhau như sau :

( ) ( ) ( )ω⋅ω=ω=ω vvvvaa SSS 2&& (48)

2.3.4.5.Các đặ c trư ng thố ng kê củ a mộ t trạ ng thái biể n ngắ n hạ n [7], [8]

Một trạng thái biển (TTB) ngắn hạn là TTB kéo dài trong một khoảng thờ i gian

đủ ngắn để đảm bảo giữ ổn định một số tính chất thống kê, và d ộ dâng mặ t sóng η ηη η (t)

đượ c xem là quá trình ngẫ u nhiên d ừ ng, trung bình không, chuẩ n và Ecgodic. Một

TTB ngắn hạn đượ c mô tả đầy đủ bở i hàm mật độ phổ năng lượ ng của TTB đó, Sηη(ω).

Sau đây là phần trình bày tóm tắt các đặc trưng thống kê quan trọng của 1 TTB

ngắn hạn, đượ c sử dụng phổ biến để tính toán thiết kế các công trình biển theo mô

hình ngẫu nhiên vớ i các điều kiện môi trườ ng khác nhau.

1) Năng lượ ng của sóng

+ Năng lượ ng toàn phần của sóng đượ c xác định trên một đơ n vị diện tích mặt

biển, dựa trên bản ghi sóng trong thờ i gian không hạn chế, có dạng:

E = [ ]∫

∞

∞−ηρ dt)t(g2

1 2

(49)

+ Giá trị trung bình của bình phươ ng (phươ ng sai) của độ dâng mặt sóng η(t)

trong 1 bản ghi có độ dài TS :

[ ]2)t(η = [ ]∫ ηST

0

2

S

dt)t(T

1(50)

+ Năng lượ ng trung bình trên 1 đơ n vị diện tích mặt biển:

E = [ ]∫∞

∞−

ηη ωρ dt)(Sg21 2 (51)



60

2) Các hàm phân phối

+ Hàm mậ t độ phân phố i xác suấ t củ a sóng bề mặ t:có dạng phân phối Gauss:

( )

σ

η−

σπ=η

ηη

2

2

2exp

.2

1p (52)

Trong đó:

( ) ( )

21

0

210

== ∫

∞

ω ω σ ηη η d S M (52a)

là độ lệch chuẩn của độ dâng sóng bề mặt, hay là căn bậc hai của phươ ng sai của η(t).

+ Thông số độ rộ ng củ a phổ sóng (Spectral Width Parameter): là thông số

xác định độ r ộng d ải t ần số của phổ sóng S ηη (ω ), có dạng:

21

40

221

−=

M M

M ε

(53)

Trong đó: M0, M2 và M4 − các mômen của phổ:

( )∫

∞

=0

ω ω ω ηη d S M nn

vớ i n = 0, 2, 4

(54)

+ Luậ t phân phố i các cự c tr ị η ηη η max củ a quá trình ngẫ u nhiên η ηη η (t):

• Trườ ng hợ p phổ sóng có d ải hẹ p (narrow-band wave spectrum) [17]

Các cực trị ηmax (ký hiệu = a) tuân theo luật phân phối Rayleigh như sau

p(ηmax ) =

σ−σ=ηη

2

2

2 2

aexpa)a(p (55)

Hay

( )

σ−

σ=

ηη

2

2

2 8

Hexp

4

HHp (56)

• Trườ ng hợ p phổ sóng có d ải rộ ng (wide-band wave spectrum)

Các cực trị ηmax (ký hiệu = a ) có phân phối theo luật Gauss như sau

p(ηmax ) = ( )

σ⋅−

σ⋅π=

ηη

2

2a

2

1exp

2

1ap (57)



61

3) Các giá trị đặc trư ng của chiều cao sóng H của phổ sóng dải hẹp (Pp. Rayleigh)

+ Chiều cao sóng trung bình:

η σ π ⋅=⋅⋅= ∫

∞

2)(0

dH H p H H (58)

Trong đó: p(H) tính theo (56).

• Giá tr ị trung bình thố ng kê:

H = ∑=

N

1iiH

N

1(58a)

+ Chiều cao sóng tính theo trung bình bình phươ ng:

(Root-Mean-Square Wave Height - rms)

Hrms = 2H = [ ∫∞

0

2H p (H) dH] ½ = 2 2 ση = 2,832 ση (59)

• Giá tr ị trung bình bình phươ ng theo thố ng kê:

Hrms = 2H = [ ∑=

N

1i

2iH

N

1] ½ (59a)

• Quan hệ giữ a H và Hrms : đượ c xác định dựa trên mối liên hệ giữa

(58) và (59), cho biểu thức

H = 0,885 Hrms (60)

+ Chiều cao sóng đ áng kể (significant wave height):

Chiều cao sóng đáng kể - HS, đượ c định ngh ĩ a là lượ ng trung bình của tổng 1/3

số lượ ng sóng cao nhất-H1/3, (average of the highest one-thrird waves), là thông số

chính trong nhiều dạng phổ sóng, đượ c xác định như sau:

HS =

∫

∫∞

∞

0

0

H

H

dH)H(p

dH)H(Hp

= 3 ∫∞

0H

dH)H(Hp = 1,416 Hrms = 4,005 ση ≈ 4 ση (61)

Trong đó, H0 xác định từ điều kiện:

P (H=H0) = ∫0H

0

dH)H(p = 2/3 (61a)

• H1/3 là giá tr ị thố ng kê củ a chiều cao sóng đ áng kể HS , đượ c xác

định:



62

HS = H1/3 = ∑=

3 / N

1iiH

N

3(62)

Trong đó: dãy các giá trị chiều cao sóng thống kê trong 1 bản ghi săp xếp theo nguyên tắc

H1 >H1>........ >Hi >......> HN

+ Chiều cao sóng ở các mứ c xác suấ t khác nhau

Gọi N = mức xác suất (còn gọi là mức đảm bảo) ứng vớ i chiều cao sóng HN,

đượ c xác định theo biểu thức:

P= Prob ( H > HN ) = ∫∞

NH

dH)H(p = 1 - ∫NH

0

dH)H(p = N (63)

Từ (63) suy ra:

HN = ση 8 . NLn− = Hrms NLn− (64)

Ví dụ áp dụng (64), ta tính đượ c các chiều cao sóng vớ i các mức xác suất khác nhau:

H0,03 = H 3% = 5,29 ση - Chiều cao sóng ứng vớ i xác suất 0,97

H0,01 = H 1% = 6,07 ση - Chiều cao sóng ứng vớ i xác suất 0,99

H0,001 = H 1o /oo = 7,43 ση - Chiều cao sóng ứng vớ i xác suất 0,999+ Quan hệ giữ a H S và chiều cao sóng cự c đại H max trong 1 TTB ngắ n hạ n

Hmax = 4 0M . NL5,0 n(65)

Hay Hmax = HS . NL5,0 n (66)

Trong đó: N là số lượ ng chu trình sóng trong 1 TTB ngắn hạn.

Trong 1 TTB cực đại, thườ ng lấy độ dài của một cơ n bão là 3 giờ , hoặc 6 giờ ,áp dụng (66) ta có các liên hệ:

Hmax (3hrs) = 1,86 HS (67)

Hmax (6hrs) = 2,10 HS (68)

Chú ý rằng Hmax hoặc HN (ví dụ H 1% , H 1o /oo ) đượ c sử dụng trong tính toán

thiết kế theo mô hình tiền định, và HS đượ c sử dụng trong tính toán thiết kế theo mô

hình ngẫu nhiên.



63

2.3.4.6. Trạ ng thái biể n dài hạ n

Như đã trình bày ở trên, mỗi TTB ngắ n hạ n, chỉ kéo dài trong ít giờ , đượ c đặc

trưng bở i một số thông số, như chiều cao sóng đáng kể (HS), chu kỳ trung bình cắt

không (TZ). Trong khi ta cần biết xác suất xẩy ra các thông số trên trong khoảng thờ i gian

dài, đượ c gọi là TTB dài hạ n, như từ 20 đến 100 năm. Dựa trên quan sát, thu thập các

số liệu của nhiều TTB ngắn hạn, ngườ i ta đã đưa ra các luật phân phối xác suất dài hạn

đối vớ i các thông số trên. Các luật phân phối này cho phép ngoại suy giá trị của các

thông số trong thờ i gian dài, dựa trên các số liệu đo đạc trong thờ i gian ngắn.

Trong các luật phân phối dài hạn đối vớ i các yếu tố sóng ngẫu nhiên (Wave

Long-Term Distribution), luậ t phân phố i Weibull đượ c sử d ụ ng rộ ng rãi nhấ t [7],[8], [17]. Tóm tắt như sau.

Hàm phân phối xác suất Weibull 2 thông số đối vớ i chiều cao sóng đáng kế có dạng:

P(HS) = Prob H < HS = 1 - exp

β− mS )

H( (69)

Trong đó: β, m là 2 thông số có giá trị > 0, m đượ c lấy trong khoảng từ 0,75 đến 2,0.

Suy ra xác suất vượ t trên HS có dạng:

Q (HS) = Prob H > HS = exp

β− mS )

H( (70)

Dựa vào các số liệu thống kê của cấc TTB ngắn hạn trong một năm, dùng

phươ ng pháp bình phươ ng cực tiểu (Least-squares method), ta sẽ tìm đượ c các thông

số β và m .

2.4. Tải trọng sóng tác dụng lên các phần tử mảnh của kết cấu công trình biển

2.4.1. Các chế độ sóng khi chuyển động qua vật cản

Việc xác định tác động sóng lên kết cấu công trình biển là một bài toán phức

tạp, do phụ thuộc vào đặc đ iể m t ươ ng tác giữ a công trình và sóng, thêm vào đó bản

thân công trình có thể làm biến đổi động năng của sóng trong khu vực tươ ng tác.

Khi thiết kế công trình biển, ngườ i ta phân biệt 3 chế độ sóng sau đây:



64

a/ 1> L

D − chế độ sóng dội lại gần như hoàn toàn

(D − đườ ng kính , hoặc kích thướ c đặc trưng của vật cản; L − chiều dài sóng);

b/ 2,01 >≥ L

D − hiện tượ ng nhiễu xạ là quan trọng, trườ ng hợ p áp d ụ ng cho

khố i móng củ a CTB trọ ng l ự c bê tông, hay đối vớ i các CTB nổi;

c/ 2,0≤ L

D − có thể bỏ qua hiện tượ ng nhiễu xạ, trườ ng hợ p công thứ c Morison

áp d ụ ng cho kế t cấ u KC Đ củ a CTB thép cố đị nh, trong đó:

* 2,0W0

> D

− thành phần quán tính của tải trọng sóng trở nên trội

* 2,0W0

< D

− thành phần vận tốc của tải trọng sóng chiếm ưu thế.

W0 − thông số bề rộng của quỹ đạo phần tử nướ c

W0 =

L

d2th

Hπ

, H là chiều cao của sóng, d là độ sâu nướ c

nếu ở vùng nướ c sâu W0 = H − chiều cao sóng.

2.4.2. Các dạng của phươ ng trình Morison

Phươ ng trình Morison đượ c sử dụng rộng rãi để tính tải trọng sóng lên các phần

tử mảnh của kết cấu công trình biển. Dướ i đây sẽ đưa ra các dạng của phươ ng trình

Morison. đượ c sử dụng phổ biến trong tính toán thiết kế kết cấu công trình biển.

2.4.2.1. Dạ ng gố c củ a phươ ng trình Morison

Tải trọng sóng tác động lên cột trụ tròn thẳng đứng cố định, lần đầu tiên đượ c xây

dựng bở i Morison, O’Brien, Johnson và Shaaf (1950), vớ i giả thiết đườ ng kính cột nhỏ

so vớ i chiều dài sóng (khi D/L ≤ 0,2), giả thiết này cho phép bỏ qua sự biến dạng của

sóng khi tươ ng tác vớ i cột.



65

Nếu ký hiệu F (t) là tải trọ ng sóng trên đơ n v ị chiều dài cộ t có đườ ng kính D,

thì phươ ng trình Morison gồm 2 thành phần như sau:

vACvvDC5,0)t(F MD ρ+ρ= (71)

Trong đó:

ρ − mật độ nướ c;

D - đườ ng kính cột;

A - diện tích mặt cắt của cột (A = π D2 /4)

CD và CM − hệ số cản vận tốc và hệ số quán tính, xác định bằng thực nghiệm;

v và v&− vận tốc và gia tốc của phần tử nướ c theo phươ ng vuông góc vớ i trụccủa phần tử kết cấu (côt) do sóng gây nên, xác đị nh theo lý thuyế t sóng thích hợ p.

Thay CM = 1 + Cm (trong đó Cm là hệ số nướ c kèm - added mass coeficient)

vào (71), ta đượ c phươ ng trình Morison dướ i dạng 3 số hạng:

F(t) = 0,5 ρ CD D v v + ρ A v&+ ρ Cm A v (72)

F(t) = FD + FA + FM (73)

Trong đó: + FD - lực cản vận tốc (Drag Force), là số hạng phi tuyế n;+ (FA + FM ) = FI - lực quán tính (Inertia Force);

+ FA - lực quán tính do vật cản choán chỗ, còn gọi là lực Froude -

Krylov; + FM - lực quán tính do khối lượ ng nướ c kèm .

Các biểu thức (71) và (72) là “d ạng gố c” của phươ ng trình Morison, vớ i giả

thiết kết cấu đượ c xem như tuyệt đối cứng.

Trườ ng hợ p tổ ng quát, sóng tác d ụ ng lên thanh xiên có tiế t diệ n ngang bấ t

k ỳ , phươ ng trình tải trọ ng sóng trên 1 đơ n v ị dài củ a thanh (71) và (72) đượ c viế t

d ướ i d ạ ng vectơ , trong đó:

+ CD là hệ số cản vận tốc, trong dòng chảy đều, phụ thuộc dạng tiết diện thanh,

số Reynold và độ nhám bề mặt, thườ ng đượ c quy định gần đúng trong Tiêu chuẩn thiết kế;

+ Cm là hệ số nướ c kèm, phụ thuộc dạng tiết diện thanh, số Reynold, số Keulegan-

Carpenter và độ nhám bề mặt, thườ ng đượ c quy định gần đúng trong Tiêu chuẩn thiết kế;

+ D là kích thướ c hình chiếu bề ngang của thanh lên phươ ng vuông góc vớ iphươ ng tác dụng của tải trọng;



66

+ A là diện tích của tiết diện thanh.

Sau đây là môt số dạng phát triển của phươ ng trình Morison phục vụ các trườ ng

hợ p thườ ng gặp trong tính toán thiết kế công trình biển.

2.4.2.2. Dạ ng mở rộ ng củ a phươ ng trình Morison

Phươ ng trình Morison mở rộng cho trườ ng hợ p k ể đế n chuyể n vị của k ế t cấ u:

F(t) = 0,5 ρ CD D )uv(uv && −− + ρ A v + ρ Cm A ( v&- u&) (74)

Trong đó: + u và u& là vận tốc và gia tốc của chuyển vị kết cấu;

+ (v - u ) = r là vận tốc tươ ng đối của phần tử nướ c vớ i kết cấu;

+ ( v - u&) = r là gia tốc tươ ng đối của phần tử nướ c vớ i kết cấu.

2.4.2.3. Dạ ng tuyế n tính củ a phươ ng trình Morison vớ i mô hình sóng tiề n đị nh

Dạng tuyến tính của phươ ng trình Morison, vớ i mô hình sóng tiền định, đượ c

xây dựng bằng cách thay v bở i giá trị trung bình tươ ng ứng, không phụ thuộc vào

thờ i gian v , khi đó biểu thức của tải trọng sóng có dạng mớ i [6]:

uA)1C(uvDCvACv.vDC5,0F MMMDi &&& −ρ−ρ−ρ+ρ= (75)

Trong đó giá trị

∧

v đượ c xác định gần đúng dựa trên điều kiện hiệu số giữa ( v .v) và(

∧

v .v) là tối thiểu theo ngh ĩ a “bình phươ ng cực tiểu”, tức là khi tích phân sau có giá trị

nhỏ nhất.

ω−= ∫π

d)v.vv.v(J 22

0

=> min. (76)

Nểu sử dụng lý thuyết sóng Airy, ta có:

E849,0E

3

8ˆ =

π

=v (77)

Trong đó:)kd(sh

)ky(ch.

2

H.E

ω=

2.4.2.4. Dạ ng tuyế n tính củ a phươ ng trình Morison vớ i mô hình sóng ngẫ u nhiên

Dạng tuyến tính của phươ ng trình Morison, vớ i mô hình sóng ngẫu nhiên, đượ c

xây dựng bằng cách thực hiện tuyến tính hoá thành phần lực cản vận tốc, có dạng [6], [8]:

F(t) vACvAv.8DC21 mvD & ρ+ρ+σπρ= (78)



67

Trong đó: σσσσv là độ lệch chuẩn của vận tốc, đượ c xác định dựa trên phổ vận tốc của

phần tử nướ c do sóng ngẫu nhiên gây ra, có dạng tươ ng tự (52).

Trong thực tế tính toán kết cấu CTB gồm các phần tử mảnh, cầ n kế t hợ p d ạ ng phươ ng trình Morison mở rộ ng, có kể đế n chuyể n v ị củ a kế t cấ u tại phươ ng trình

(74), và d ạ ng tuyế n tính hoá tại các phươ ng trình (75) và (78), trong đó lưu ý rằng

thành phần lực Froude - Krylov vẫn giữ nguyên gia tốc của phần tử nướ c vì nó không

chịu ảnh hưở ng của chuyển vị kết cấu.

Trườ ng hợ p tính tải trọ ng sóng - dòng chả y đồ ng thờ i, số hạng lực cản vận tốc

cần đưa vào thêm vận tốc dòng chảy dướ i dạng tổ hợ p vectơ vớ i vận tốc phần tử nướ c

do sóng [6], [8].

2.4.3. Tải trọng sóng tiền định

Tải trọng sóng tiền định tác dụng lên các phần tử thanh của KCĐ Jacket đượ c

xác định theo phươ ng trình Morison như đã trình bày ở trên, trong đó vận tốc và gia

tốc của phần tử nướ c đượ c xác định theo lý thuyết sóng thích hợ p.

Để minh hoạ, sau đây ta xác định tải trọng sóng lên một cột thẳng đứng ngàm

tại đáy biển, sử dụng mô hình sóng Airy.

Tổng tải trọng sóng tác dụng lên cột trong khoảng từ đáy biển (y=0) đến độ sâu y:

( )∫=y

0

dyyf F (79)

Tươ ng tự ta có biểu thức mômen của hợ p lực này đối vớ i điểm chân cột (y=0):

( )∫=y

0

dyyyf M (80)

Trong đó, f(y) gồm 2 thành phần, là tải trọng sóng tác dụng trên 1 đơ n vị chiều dài của

cột, tính theo phươ ng trình Morison “dạng gốc” (71):

ID f f )y(f += (81)

Sử dụng lý thuyết sóng Airy, ta có [6]:

( ) tcostcoskdsh

ky2

kdsh

ky2shH

32k

DCf

22

2DD ωω

+ω

⋅ρ= (82)

tsinshkd

shkyH4

D

2k

Cf

22

MI ωω

πρ−= (83)



68

Từ (97) và (98), ta xác định đượ c cánh tay đòn của hợ p lực đối vớ i điểm chân

cột xác định theo biểu thức b=M/F.

2.4.4. Tải trọng sóng ngẫu nhiênKhi tính tác động của sóng ngẫu nhiên lên công trình biển, ngườ i ta sử dụng

dạng mật độ phổ của tải trọng sóng. Dướ i đây trình bày môt trườ ng hợ p điển hình để

minh hoạ các xác định hàm mật độ phổ của tải trọng sóng ngẫu nhiên lên công trình.

+ Xác đị nh hàm mậ t độ phổ củ a tải trọ ng sóng ngẫ u nhiên trên cộ t đứ ng

Tải trọng sóng ngẫu nhiên đượ c xác định dựa trên phươ ng trình Morison ở dạng

đã đượ c tuyến tính hoá tại biểu thức (78).

Tải trọng sóng trên cột trụ đứng cố định có dạng :

F(t)xIxvxD AaCv.

8DC

2

1ρ+σ

πρ= (84)

Trong đó: vx và ax – vận tốc và gia tốc của phần tử nướ c theo phươ ng ngang, là các

quá trình ngẫu nhiên dừng, có mật độ phổ Svxvx và Saxax như biểu thức (47) và (47a).

XVσ – độ lệch chuẩn của quá trình ngẫu nhiên vx, đượ c tính theo

( )∫∞

ωω=σ0

VV2 dS

XXXV

Từ (84), ta có biểu thức phổ tải trọng sóng dướ i dạng:

( ) ( ) ( )ωρ+ωπ

σρ=ω

xxxx

x

aavv

v S)AC(S)CD(2

S 2I

2D

FF (85)

Nếu xét đến quan hệ giữa Saxax(ω), Svxvx(ω) và Sηη(ω) theo công thức (48), biểu

thức (85) có thể viết dướ i dạng mớ i:

( ) ( )ω

ωρ+

π

σρ=ω

XX

x

V

V

V22

I

2D

FF S)AC()DC(2

S (86)

Hoặc: ( )( )( )

( )ω

ω

ωρ+

π

σρ=ω ηη

V X Skdsh

kych)AC(

)DC(2S

2

22I

2D

FF (87)



69

2.5. Lự a chọn phươ ng án cấu hình KCĐ Jacket của dàn đa chứ c năng

Việc lựa chọn cấu hình k ết cấu KCĐ Jacket (Structural Configuration) là bướ c

chuẩn bị số liệu phục vụ tính toán k ết cấu. Đây là việc rất quan trọng, vì nếu phươ ng

án chọn ban đầu có căn cứ hợ p lý, sẽ làm rút ngắn quá trình lặp để có cấu hình cuối

cùng đượ c thoả mãn các yêu cầu thiết k ế, như đã nêu trong “Lưu đồ thiết k ế k ết cấu

KCĐ Jacket” ở chươ ng 1.

Dướ i đây sẽ đưa ra các căn cứ để lựa chọn cấu hình KCĐ Jacket, cũng như các

tiêu chí và kinh nghiệm lựa chọn [11], [12].

2.5.1. Các căn cứ để lự a chọn cấu hình kết cấu Jacket

Việc lựa chọn cấu hình k ết cấu Jacket đượ c dựa trên các căn cứ sau:

1) Nhiệ m vụ củ a dàn: Vớ i dàn đa chức năng ngoài 3 chức năng chính là

“khoan”, “xử lý công nghệ-khai thác”, “có ngườ i ở ” (PDQ, Production-Drilling-

Living Quarter Platform), còn có thể k ết hợ p vớ i các nhiệm vụ khác như sau

+ Khoan

+ Xử lý công nghệ - khai thác

+ Có ngườ i ở

+ Nén khí

+ Bơ m ép nướ c

+ Đỡ ống đứng

+ Các thiết bị tiện ích

2) V ị trí củ a dàn: xác định điều kiện môi trườ ng để tính toán k ết cấu

3) Độ sâu nướ c: vùng nướ c sâu tớ i 200 m vớ i các đặc điểm cần xét khi thiết k ế

4) Các đặ c tính nề n đ áy biể n: liên quan đến lựa chọn giải pháp móng

5) Số l ượ ng giế ng khoan: liên quan đến quy mô công nghệ thượ ng tầng và k ết

cấu KCĐ đỡ thượ ng tầng

6) Các thiế t b ị phụ c vụ khai thác.

Hình 31 là sơ đồ dàn Jacket đa chức năng, có nhiều giếng khoan vớ i công nghệ

khoan xiên.

2.5.2. Các loại cấu hình JacketKhối k ết cấu chân đế có một số dạng như sau:



70

1) Loại Jacket truyề n thố ng đ iể n hình, vớ i các cọ c chính và cọ c phu:

Trên hình 32 giớ i thiệu sơ đồ cấu tạo của dàn đa chức năng điển hình,gồm :

+ Thượ ng tầng vớ i 3 chức năng chính và các thiết bị (Topside);

+ Sàn đỡ thượ ng tầng (Deck);

+ Khối chân đế Jacket liên k ết vớ i các ống đứng (Riser) - các giếng dầu

và ống công nghệ (conductor)- giá cấp tàu (boatlanding)- đệm chống

lún (mudmat);

+ Cọc chính (main piles) và cọc phụ (hay con gọi là cọc váy-skirt piles).

Hình 31: Sơ đồ dàn đa chứ c năng kiểu Jacket đa chứ c năng,

có nhiều giếng khoan vớ i công nghệ khoan xiên



71

Hình 32: Cấu tạo dàn Jacket đa chứ c năng điển hình

2) C ấ u hình Jacket phù hợ p vớ i giải pháp khi đ ánh chìm tại mỏ

+ Đánh chìm bằng sà lan mặt boong (Jacket transport barge launch), hình 33;

+ Đánh chìm bằng cẩu (Lift installed Jacket), hình 34.

Hình 33: Jacket đượ c đánh chìm bằng sà lan mặt boong



72

Hình 34: Jacket đượ c đánh chìm bằng cẩu

3) C ấ u hình Jacket ở vùng nướ c sâu đượ c chia làm mộ t số đ oạ n

( Sectionalized Jacket in deepwater location)

Kết cấu Jacket đượ c chia làm một số đoạn để vận chuyển trên biển, đánh chìm

bằng sà lan mặt boong và lắp ráp tại mỏ, (Hình 35).

Hình 35: Cấu hình Jacket ở vùng nướ c sâu đượ c chia làm một số đoạn

để vận chuyển trên biển và lắp ráp tại mỏ



73

4) C ấ u hình Jacket có thể tự nổ i khi vậ n chuyể n trên biể n:

(Self -floating Jacket for transportation on the sea)

Theo kinh nghiệm, vớ i loại KCĐ Jacket vùng nướ c sâu có trọng lượ ng >5000 t

thườ ng dùng cấu hình Jacket loại tự nổi trong trườ ng hợ p không có sẵn phươ ng tiện

vận chuyển và đánh chìm phù hợ p (Hình 36).

Hình 36: Cấu hình Jacket loại tự nổi



74

5) C ấ u hình Jacket có đ áy mở rộ ng ( Extended base Jacket)

Trong trườ ng hợ p cần tăng cườ ng khả năng chống lật công trình, việc mở rộng

đáy KCĐ Jacket có thể là giải pháp hiệu quả. Lúc này, chủ yếu sử dụng cọc váy.

Trên hình 37 là sơ đồ dàn Jacket đa chức năng có đế mở rộng.

Hình 37: Sơ đồ dàn Jacket đa chứ c năng có đế mở rộng



75

2.5.3. Một số ràng buộc khi chọn cấu hình Jacket

1) Khả năng của tàu/sà lan vận chuyển, dựng lắp và đóng cọc;

2) Trọng lượ ng Jacket

3) Chiều dài cọc và kích thướ c của búa đóng cọc có sẵn

4) Điều kiện và cơ sở hạ tầng để chế tạo dựng lắp KCĐ Jacket trên bờ :

+ Khả năng của bãi lắp ráp

+ Khả năng của thiết bị dựng lắp

+ Giá thành và tiến độ chế tạo trên bãi lắp ráp

2.5.4. Chọn sơ bộ cấu hình Jacket (Preliminary proportioning)

1) Yêu cầu diệ n tích sàn ch ị u l ự c và bố trí thượ ng tầ ng

Vớ i dàn đa chức năng, đòi hỏi phải nghiên cứu hợ p lý bố trí các khối công nghệ

và trang thiết bị vớ i tiêu chí:

+ Diện tích sàn chịu lực (Deck) không quá lớ n, ảnh hưở ng đến kích thướ c mặt

đỉnh KCĐ;

+ Bố trí cấu hình thượ ng tầng (Topside) và sàn chịu lưc theo khống chế của

diện tích sàn chịu lực, đồng thờ i phải phù hợ p vớ i điều kiện thiết bị phươ ng tiện vậnchuyển và cẩu lắp trên biển;

+ Thông thườ ng có thể chọn 1 trong 4 loại cấu hình điển hình của sàn chịu lực

và thượ ng tầng (Hình 38) như sau:

* Sàn chịu lực và thượ ng tầng gồm các môđun đượ c cẩu lắp ghép tại mỏ,

* Sàn chịu lực và thượ ng tầng gồm các cụm môđun,

* Sàn chịu lực và thượ ng tầng dạng toàn khối,

* Sàn chịu lực và thượ ng tầng dạng phẳng.

Hình 39 trình bày sơ đồ cấu hình thượ ng tầng gồm các cụm môđun của dàn

Jacket đa chức năng.

2) Xác đị nh kích thướ c khu vự c bố trí các giế ng

Đối vớ i các dàn đa chức năng thườ ng có số lượ ng lớ n các giếng. Vì vậy, tuỳ

theo số lượ ng giếng, cần xác định bố trí khu vực các giếng sao cho phù hợ p vớ i quy

hoạch tổng thể trên thượ ng tầng, như gần vớ i khu vực thiết bị khoan, khu vực xử lý

công nghệ, và tách biệt vớ i khu sinh hoạt.Mặt khác, các giếng đi từ thượ ng tầng xuống



76

đáy biển cần phải đượ c liên k ết vớ i k ết cấu KCĐ Jacket nhờ các cấu tạo dẫn hướ ng

của các thanh thẳng đứng (well conductor guides). Trên hình 39 minh hoạ cách bố trí

khu vực các giếng và kích thướ c khu vực các giếng.

Hình 38: Sơ đồ các loại cấu hình sàn chịu lự c và thượ ng tầng

của dàn Jacket đa chứ c năng



77

Hình 39: Sơ đồ sàn chịu lự c và thượ ng tầng kiểu cụm môđun

của dàn Jacket đa chứ c năng nướ c sâu - 36 giếng (dầu và nướ c)



78

Hình 40: a) Các phươ ng án bố trí khu vự c các giếng

b) Kích thướ c khu vự c 18 giếng của dàn đa chứ c năng

b) 8 – pile, 18 – well self contained drilling platform



79

3) Bố trí các kế t cấ u phụ trợ và cấ u hình củ a kế t cấ u

Giá cập tầu, Cấu tạo dẫn hướ ng cho ống đứng, Tấm chống lún, Hệ thống chống ăn

mòn .. , cần đượ c bố trí liên k ết vớ i k ết cấu KCĐ, hợ p lý trong điều kiện thi công và

quá trình khai thác (dễ kiểm tra, có thể thay thế,..).

4) Xác đị nh kích thướ c tổ ng thể củ a KC Đ Jacket

+ Mặt đỉnh Jacket: có kích thướ c đượ c xác định dựa trên các yếu tố sau:

• Phải đủ lớ n để đỡ sàn chịu lực và khối thượ ng tầng;

• Phải đủ rộng để bố trí đượ c các giếng (có k ể đến khả năng bổ sung trong

tươ ng lai);

• Phụ thuộc vào phươ ng án thi công vận chuyển Jacket trên biển; nếu sử

dụng đánh chìm bằng sà lan mặt boong (SLMB), thì KCĐ phải có 2

thanh đứng song song cách nhau tươ ng ứng vớ i khoảng cách 2 đườ ng

trượ t trên SLMB (thông thườ ng từ 12 - 18 m); do vậy đòi hỏi KCĐ

Jacket phải có 4 hoặc 8 thanh đứng;

• Chiều rộng của mặt đỉnh Jacket phụ thuộc vào loại thiết bị khoan đặt trên

thượ ng tầng, có bề rộng chân tháp khoan điển hình khoảng 13,7 m

+ Chiều cao của KCĐ Jacket: có kích thướ c đủ lớ n để đảm bảo vớ i điều kiện

sóng lớ n nhất theo thiết k ế (ví dụ bão 100 năm) cùng vớ i triều cườ ng, ngườ i và thiết bị

trên sàn thấp nhất (the lowest deck) không bị nướ c chạm tớ i. Đối vớ i các dàn nướ c

nông, thườ ng Tiêu chuẩn thiết k ế yêu cầu khoảng t ĩ nh không (air-gap) là 1,5 m (5 feet).

+ Mặt đáy Jacket ( Jacket Bottom): có kích thướ c phụ thuộc

• Kích thướ c mặt đỉnh Jacket;

• Độ nghiêng hợ p lý của 4 mặt bên KCĐ Jacket (Batter of Jacket Legs):

Chọn độ nghiêng hợ p lý về kinh tế là 1 việc không dễ dàng, vì nó tác

động lên các yếu tố sau

(1) Hiệu quả của phân phối tải trọng lên các cọc,

(2) Lực ngang tác dụng lên đầu cọc,

(3) Tải trọng sóng lên k ết cấu Jacket

(4) Trọng lượ ng của KCĐ Jacket, do chiều dài các phần tử kêt cấu thay đổi

(5) Hiệu ứng đóng cọc xiên,

(6) Độ cứng của k ết cấu



80

Nhận xét chung: - Ở vùng nướ c càng sâu, độ d ố c củ a mặ t bên Jacket

càng tă ng (để tăng độ cứng tổng thể của KCĐ chịu tai trọng ngang)

- Độ dốc thườ ng đượ c sử dụng (Hình 41):

1:10 hay 1: 12 đối vớ i bề rộng Jacket; 1: 7 hay 1:8 đối vớ i chiều dài của Jacket

Hình 41: Độ nghiêng hợ p lý các mặt bêncủa cấu hình tổng thể KCĐ Jacket

5) Số l ượ ng các thanh đứ ng ở mặ t bên (Number of Jacket Legs): thông thườ ng một

KCĐ Jacket đượ c chuẩn hoá gồm các loại 3, 4, 6, hoặc 8 thanh đứng (Legs); Việc lựa

chọn số lượ ng trên phụ thuộc chức năng của các thanh đứng như sau

• Số lượ ng cọc chính. sẽ đượ c đóng lồng trong các thanh đứng;

• Liên k ết khối thượ ng tầng vớ i cọc tự đáy biển lên đến khối thượ ng tầng

để tham gia trực tiếp đỡ ;



81

• Thanh đứng đượ c chỗ tựa để đỡ các ống đứng (Risers), các ống giếng

(Well conductors), các k ết cấu phụ như giá cập tàu, các tấm đệm chống

va (Barge Bumpers),cơ cấu bảo vệ ống đứng (Riser Guards),...

• Yếu rất quan trọng nữa là phụ thuộc vào giải pháp thi công vận chuyển -

đánh chìm KCĐ, nếu sử dụng đánh chìm bằng đườ ng trượ t trên SLMB,

thì phải dùng loại Jacket 8 thanh đứng (như đã nêu ở trên).

6) Xác đị nh số l ượ ng các khung ngang (Number of Horizontal Framings):

Số lượ ng các khung ngang liên quan đến khoảng cách giữa các khung ngang

dọc theo chiều cao của KCĐ, thông thườ ng lấy trong khoảng từ 12 m đến 18 m, tuy

nhiên ở phía trên gần mặt đỉnh Jacket, thườ ng lấy 12 m. Việc chon thích hợ p số lượ ng

các số lượ ng các khung ngang phụ thuộc vào vai trò của nó như sau

• Cung cấp các gối tựa để đỡ các ống đứng và các ống dẫn giếng;

• Phát huy vai trò tham gia chịu lực của các thanh xiên của Jacket (braces),

kinh nghiệm cho thấy các thanh xiên hợ p vớ i phươ ng nằm ngang một

góc θ ≈ 400 ± 50 ;

• Cung cấp khả năng chống uốn và xoắn và truyền tải trọng xuống móng

cọc;

• Cung cấp độ cứng tổng thể của KCĐ Jacket trong quá trình thi công

dựng lắp KCĐ.

7) Phươ ng án bố trí cọ c, kích thướ c cọ c đố i vớ i mộ t KC Đ Jacket

Cọc đóng vai trò chống lại các tải trọng ngang và đứng tác dụng lên công trình,

do k ết cấu KCĐ truyền xuống. Tuỳ theo điều kiện của nền đất và các tải trọng tác

dụng truyền qua KCĐ vào móng cọc, ta có thể xác định đượ c số lượ ng cọc cần thiết

tươ ng ứng vớ i các kích thướ c của nó đã lựa chọn và độ sâu đóng cọc .

Trên hình 42 giớ i thiệu 3 phươ ng án bố trí cọ c đối vớ i một k ết cấu Jacket :

(1) Jacket chỉ có cọc chính (lồng trong thanh đứng của KCĐ);

(2) Jacket vừa có cọc chính và cọc phụ (cọc váy);

(3) Jacket chỉ có cọc phụ.

Phươ ng án 2 (Hình 42b) đượ c sử dụng khá phổ biến. Tuy nhiên, trong trườ ng

hợ p các thanh đứng của KCĐ không cho phép lồng cọc chính (ví dụ tiết diện thay đổi)

thì phải dùng phươ ng án 3 (Hình 42c).



82

Ngày nay, để đóng các cọc phụ, ngườ i ta không phải dùng cách nối cọc lên trên

mặt nướ c như k ỹ thuật truyền thống trướ c đây (Hình 43a), mà thay bằng k ỹ thuật mớ i

vớ i búa đóng ngầm dướ i nướ c (Hình 43b).

Hình 42: Ba phươ ng án bố trí cọc đối vớ i một kết cấu Jacket

Hình 43: Kỹ thuật đóng cọc phụ A) Đóng trên mặt nướ cB) Đóng ngầm dướ i nướ c



83

2.6. Kết luận

Trong chươ ng này, đã tập trung trình bày những kiến thức cơ bản nhất, và hiện

đại nhằm phục vụ “chuẩn bị số liệu đầu vào” - Bướ c I trong 3 bướ c tính toán và thiế t

kế kế t cấ u chân đế Jacket củ a công trình biể n trong đ iều kiệ n nướ c sâu tớ i 200 m,

trong đó có 2 vấn đề quan trọng nhất:

1) Mô tả các yế u tố môi trườ ng, chủ yế u là sóng biể n: bên cạ nh mô hình tiề n

đị nh, báo cáo đ ã đ i sâu vào mô hình ngẫ u nhiên làm cơ sở để xác định tải

trọng sóng phục vụ tính toán k ết cấu Jacket trong điều kiện nướ c sâu;

2) C ơ sở để l ự a chọ n cấ u hình ban đầu củ a kế t cấ u Jacket trong đ iều kiệ n

nướ c sâu, dựa trên các nguyên tắc về k ỹ thuật và công nghệ, đồng thờ i k ết

hợ p vớ i kinh nghiệm đúc rút từ thực tế. Việc lựa chọn cấu hình đượ c hợ p lý,

sẽ làm cho quá trình thiết k ế theo thuật toán lặp đượ c k ết thúc nhanh chóng,

tiết kiệm đượ c công sức và giờ máy;

3) Vớ i cơ sở chuẩn bị “số liệu đầu vào” như đã nêu, ngoài việc nhằm phục vụ

thực hiện tính toán và thiết k ế theo các Tiêu chuẩn thiết k ế hiện hành ở các

bướ c II và III, mà còn cho phép tiế p cậ n nhữ ng phát triể n mớ i trong tính

toán và thiế t kế công trình biể n cố đị nh nướ c sâu, như đánh giá an toàn

công trình theo quan điểm của lý thuyết độ tin cậy k ết cấu (Structural

Reliability Theory) và khả năng khống chế rủi ro (Risk Control) trong

những điều kiện bất thườ ng của thiên nhiên và do con ngườ i.



84

CHƯƠ NG 3

TÍNH TOÁN TĨNH KẾT CẤU KHỐI CHÂN ĐẾ JACKET

3.1. Mở đầu

Theo quy định trong các Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu khối chân đế (KCĐ) Jacket

của công trình biển cố định bằng thép, thì chỉ có tải trọ ng sóng đượ c xem là tải trọ ng

độ ng. Tuy nhiên, nếu chu kỳ dao động riêng cơ bản (có giá trị lớ n nhất trong dãy các

chu kỳ dao động riêng) của kết cấu KCĐ có giá trị nhỏ đáng kể so vớ i dải chu kỳ dao

động của sóng, thì hiệu ứng động là rất nhỏ, đượ c xem như tự a tĩ nh (quasi-statics), và

cho phép tính như đối vớ i tải trọng t ĩ nh.

Trong chươ ng này sẽ trình bày đ iều kiệ n củ a bài toán tự a tĩ nh và phươ ng

pháp giải bài toán tĩ nh củ a kế t cấ u KC Đ ch ị u tải trọ ng sóng tiề n đị nh. Phươ ng pháp

đượ c sử dụng ở đây thực chất là “phươ ng pháp phần tử hữu hạn truyền thống chịu tải

trọng t ĩ nh”, cũng có thể đượ c dùng cho tất cả các loại tải trọng t ĩ nh tác dụng lên kết

cấu KCĐ, là nội dung củ a “Bướ c II” trong “Lưu đồ 3 bướ c” thiết kế kết cấu KCĐ

Jacket vùng nướ c sâu đã nêu ở chươ ng 1.

3.2. Sơ đồ kết cấu khối chân đế Jacket

3.2.1. Sơ đồ hình học của kết cấu khối chân đế

Áp dụng phươ ng pháp phần tử hữu hạn (PTHH), kết cấu KCĐ Jacket thuộc loại

kết khung không gian, gồm các phầ n tử thanh (thép ống) nối vớ i nhau bằng các nút.

Trong tính toán kiểm tra bền, phải kể đến độ l ệ ch tâm củ a sơ đồ các phầ n tử

thanh quy về nút (gây mômen phụ tại nút), do yêu cầu của công nghệ hàn các nút ống

không thể đảm bảo các trục thanh đều hội tụ tại 1 điểm nút như sơ đồ tính của phươ ng

pháp PTHH.Trong tính toán kiểm tra mỏi, phải kể đến hiệ n tượ ng ứ ng suấ t tậ p trung tại nút,

làm cho ứng suất thực tế tại nút lớ n hơ n so vớ i kết quả tính theo phươ ng pháp PTHH.

3.2.2. Sơ đồ nền móng liên kết vớ i khối chân đế

Liên kết của kết cấu KCĐ vớ i đất bằng móng cọc đượ c mô tả bằng nhiều

phươ ng pháp khác nhau [6], [8], [9], [11], [12]. Khái quát, có thể kể đến các phươ ng

pháp sau:



85

• Kết cấu KCĐ đượ c xem gần đúng là ngàm vào nền đáy biển ở một vị trí nào

đó đượ c gọi là “ ngàm ả o” (Concept of Apparent Fixity Level) - hình 44; Độ

sâu của ngàm ở phía dướ i mặt nền đáy biển (dFL) có giá trị gần đúng phụ

thuộc vào điều kiện địa chất và đườ ng kính ngoài của cọc (D) như sau[8]:

(1) Đối vớ i sét yếu: dFL = (7 ÷ 8, 5) D

(2) Đối vớ i sét rất cứng: dFL = (3,5 ÷ 4, 5) D

(3) Trườ ng hợ p chung, khi chưa có số liệu về nền đất: dFL = 6 D

• Thay cọc bằng dầm conson tươ ng đươ ng, sử dụng thuật toán lặp, hình 45;

• Sử dụng mô hình hệ thống: KCĐ và cọc làm việc đồng thờ i, trong đó nền

đất đượ c thay bằng các lò xo có độ cứng tươ ng đươ ng vớ i tính chất cơ học

của lớ p đất mà cọc tiếp xúc, hình 46, phươ ng pháp này đượ c xem là

“phươ ng pháp chính xác”, tuy nhiên đòi hỏi khối lượ ng tính toán lớ n.

Hình 44: Mô hình “ngàm ảo” liên kết KCĐ móng cọc vớ i nền đáy

biển

Hình 45: Mô hình thay cọc trong nền đất bằng “dầm tươ ng đươ ng ”



86

Hình 46: Mô hình hệ thống “KCĐ - móng cọc - nền đất”a) Cọc chịu tải trọng ngang; b) Cọc chịu tải trọng đứng

3.2.2. Sơ đồ khối lượ ng khối chân đế

Theo phươ ng pháp phần tử hữu hạn áp dụng cho bài toán động, khối lượ ng của

các phần tử đượ c quy về nút theo nguyên tắc chia tỷ lệ, đượ c gọi là “ phươ ng pháp thu

gọ n khố i l ượ ng ” (Lumped Mass), như trình bày trên hình 47.

Hình 47: Sơ đồ khối lượ ng của KCĐ theo “phươ ng pháp thu gọn khối lượ ng”

a)b)



87

3.3. Ma trận độ cứ ng của kết cấu hệ thanh

3.3.1. Ma trận độ cứ ng của phần tử thanh phẳng

Xét một khung phẳng, bao gồm các phần tử thanh nối vớ i nhau tại các nút, chịu

tác dụng tại các nút theo sơ đồ củ a phươ ng pháp phầ n tử hữ u hạ n.

Giả thiết các nút là tuyệ t đố i cứ ng, có ngh ĩ a là góc hợ p giữa các thanh tại nút

không thay đối trướ c và sau khi có tải trọng tác dụng, như trình bày trên hình 48 dướ i đây.

Hình 48: Nút cứ nga) Trướ c khi chất tải; b) Sau khi chất tải.

Xét một phần tử thanh bất kỳ 1-2, tươ ng ứng vớ i vị trí của các nút 1 và 2 của

khung phẳng, đượ c gắn vớ i “hệ toạ độ địa phươ ng” (xy) như trên hình 49. Tại tiết diện

2 đầu có các thành phần nội lực gồm lực dọc, lực cắt và mômen uốn ở đầu 1 (f 1x, f 1y,m1) và (f 2x, f 2y, m2) ở đầu 2, trong đó các lực có chiều dươ ng theo chiều dươ ng của

các trục, và mômen có chiều dươ ng theo chiều quay của kim đồng hồ.

Hình 49: Sơ đồ phần tử thanh của khung phẳngGọi chuyển vị thẳng và góc ở đầu 1 là (u1, v1, θθθθ1) và ở đầu 2 là (u2, v2, θθθθ2).Ta sẽ

thiết lập mối quan hệ giữa các thành phần nội lực ở mặt cắt 2 đầu (trở thành ngoại lực

đối vớ i phần tử thanh) và chuyển vị ở 2 đầu của phần tử, dựa trên các biểu thức quen

thuộc trong Sức bền vật liệu.



88

Mômen và độ võng (chuyển vị vuông góc vớ i trục thanh) tại mặt cắt bất kỳ

trong phần tử có liên hệ :

EI 2

2

dx

)x(Vd= M(x) (1)

Trong đó:

E- mômen đàn hồi Young;

I- mô men quán tính mặt cắt ngang phần tử;

V (x)- độ võng của phần tử ở mặt cắt x bất kỳ.

Lực dọc P và chuyển vị dọc trục u của phần tử thanh chiều dài l có liên hệ :

P =l

EA u (2)

Trong đó: A là diện tích mặt cắt ngang của phần tử.

Sử dụng (1) và (2) kết hợ p vớ i các điều kiện biên ở 2 đầu phần tử về lực và

chuyển vị, ta đượ c liên hệ dướ i dạng ma trận như sau:

θ

θ

−

−

−

−=

2

2

2

1

1

1

22

323

2

3

2

y2

x2

1

y1

x1

v

u

vu

l

EI4

l

EI6

0l

EI2

l

EI6

0

l

EI120

l

EI6

l

EI120

l

EA00

l

EAl

EI4

l

EI60

)(l

EI120l

EI

m

f

f

m

f

f

xungdoi

(3)

Phân chia các vectơ (ma trận cột) và ma trận vuông trong (3) thành từng khối

tươ ng ứng vớ i từng đầu phần tử, ta có dạng mớ i:

−−

−−−−−=

−−

2

1

2221

1211

2

1

X

X

KK

KK

F

F

(4)

Hay: F = K . X (5)



89

Trong đó: F - vectơ lực ở 2 đầu phần tử;

X - vectơ chuyển vị ở 2 đầu phần tử;

K - ma trậ n độ cứ ng củ a phầ n tử thanh 1-2.

Ma trận độ cứng K của phần tử kết cấu luôn có dạng ma trận vuông đối xứng.

Trườ ng hợ p tổng quát - Thanh xiên:

Xét 1 phần tử 1-2 là thanh xiên, đượ c gắn vớ i hệ toạ độ địa phươ ng là ( x y ),

nằm trong hệ toạ độ chung của khung là (xy), lệch vớ i nhau 1 góc ∝ như trên hình 50.

Ta sẽ thực hiện phép biến đổi các thành phần lực và chuyển vị từ hệ toạ độ dịa

phươ ng sang hệ tọa độ chung. Vì các mômen 1m và 2m có thể biểu diễn như các véc tơ vuông góc vớ i mặt phẳng xoy, vớ i lưu ý rằng chúng và các góc xoay 1θ , 2θ tươ ng ứng

không bị thay đổi.

Hình 50: Phần tử thanh xiên trong hệ khung phẳng

Như vậy các công thức dùng để biến đổi các lực thành phần của phần tử từ hệ

trục chung và hệ trục địa phươ ng, ngượ c lại có thể viết như sau:

F C= F , F [ ]TC= F ; (6)

Trong đó: + Các vectơ lực ở 2 đầu phần tử, trong hệ toạ độ địa phươ ng và toạ độ chung

F

=

2

y2

x2

1

y1

x1

m

f

f

m

f

f

; F

=

2

y2

x2

1

y1

x1

m

f

f

m

f

f



90

+ Ma trận biến đổi lực giữa 2 hệ toạ độ

[ ]

−

−

=

100000

0000

0000

000100

0000

0000

λ µ

µ λ

λ µ

µ λ

C (7)

Ở đây: α λ cos= ; α µ sin= .

Có thể nhận đượ c các biểu thức tươ ng tự đối vớ i chuyển vị:

X C= X , X [ ]TC= X ; (8)

Trong đó : + [ ]TC và ma trận chuyển trí của ma trận C

+ X và X là vectơ chuyển vị ở 2 đầu của phần tử, lấy trong hệ toạ độ địa

phươ ng và hệ toạ độ chung, có dạng

X

θ

θ=

2

2

2

1

1

1

v

u

vu

; X

θ

θ=

2

2

2

1

1

1

v

u

vu

Sử dụng mối quan hệ giữa lực và chuyển vị đã nhận đượ c ở trên:

F = K . X (9)

và F = K . X (10)

Kể đến các liên hệ (6) và (8), ta đượ c biểu thức ma trận độ cứng của phần tử

thanh xiên trong hệ tọa độ chung:

K = C . K . [ ]TC (11)

Kể đến (7) và ma trận chuyển trí của (7) ta đượ c ma trận độ cứng K của thanh

xiên có dạng cụ thể như sau:



91

K = I

E

λ−λ−λ

λ+µλµ

−

λ+µ−λµ

−−

µ+λµ−λµ

−−

µ+λ−

λ−µ

λ+µλµ

−

µ+λ

I4l

I6

l

I6I2

l

I6

l

I6l

12A

l

I12A

l

I6

l

I6

l

I12A

l

I12A

l

I12A

l

I6

l

I12A

l

I12A

I4lI6

lI6

)(l

I12A

l

I12A

l

I12A

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

xungdoi

(12)

3.3.2. Ma trận độ cứ ng của phần tử thanh không gian

Trên thực tế, các kết cấu khung đều có dạng khung không gian, gồm tập hợ pcác phần tử, mỗi phần tử chịu tác dụng của lực dọc và lực ngang, mômen xoắn và uốn

như trình bày trên hình 51. Lực và mô men trên hình vẽ thuộc tọa độ địa phươ ng x, y,

z, đồng thờ i các trục y và z nằm trong mặt cắt ngang của phần tử, còn trục x nằm dọc

theo trục của phần tử, các lực tác dụng ở các đầu nút phần tử trên hình vẽ mang dấu

dươ ng, có chuyển vị tươ ng ứng vớ i các lực này cùng một quy tắc dấu vớ i các lực.

Nếu biểu diễn các thành phần lực và chuyển vị tươ ng ứng dướ i dạng ma trận, ta có:

=

.

.

.

f

m

m

m

f

f

f

f

x2

z1

y1

x1

z1

y1

x1

;

θ

θ

θ

=

.

.

.

u

w

v

u

u

x2

z1

y1

x1

1

1

1

(13)

thì quan hệ giữa chúng có thể đượ c biểu diễn như sau:

f = [ ]K . u (14)

Trong đó K là ma trận độ cứng của phần tử, có thể thành lập tươ ng tự đối vớ i phần

tử thanh phẳng (3).



92

Hình 51: Sơ đồ phần tử thanh của hệ khung không gian

Trườ ng hợ p phần tử thanh không gian là loại thanh ống như đượ c sử dụng trong

kết cấu khối chân đế Jacket của loại công trình biển cố định bằng thép, ma trận độ

cứng của phần tử có dạng sau:

[ ]

−

−

−

−

−−

−

−

=

l

EI

l

EI

l

EI

l

EI l

EI

l

EI

l

EI

l

EI l

GJ

l

GJ l

EI

l

EI

l

EI l

EI

l

EI

l

EI l

EA

l

EAl

EI

l

EI l

EI

l

EI l

GJ l

EI l

EI l

EA

K

4000

60

2000

60

40

6000

20

600

00000000

12000

60

1200

120

6000

120

00000

4000

60

40

600

)(000

1200

120

2

22

323

323

3

3

xungdoi

(15)

Trong đó:

l - chiều dài phần tử;

D và d - đườ ng kính ngoài và đườ ng kính trong của tiết diện mặt cắt thanh ống;

E và G – môđun đàn hồi và môđun kháng trượ t của vật liệu;



93

)(64

44d D I −=

π - Mômen quán tính của tiết diện ống;

)(

32

44d D J −=

π - Mômen quán tính độc cực của tiết diện ống;

)(4

22d D A −=

π - Diện tích mặt cắt ngang của tiết diện ống.

Ma trận độ cứng của phần tử trong hệ tọa độ chung đượ c chuyển từ hệ toạ độ

địa phươ ng (15) bằng cách tươ ng tự như đã nêu ở (11), có biểu thức sau:

[ ] [ ] [ ][ ]C.K.CK T= (16)

Trong đó: [C] – Ma trận biến đổi hệ tọa độ, đượ c thành lập từ các ma trận con [ ]1C và [0]

: [ ]

[ ] [ ] [ ] [ ]

[ ] [ ] [ ] [ ]

[ ] [ ] [ ] [ ]

[ ] [ ] [ ] [ ]

=

1

1

1

1

000

000

000

000

C

C

C

C

C ;

vớ i [ ]

νµλ

νµλ

νµλ

=

333

222

111

1C ; [ ]

=

000

000

000

0

Các kí hiệu trong [ ]1C :

- 1λ - Cosin của góc giữa trục x và x ;

- 1 µ -Cosin của góc giữa các trục y và x ;

- 1ν - Cosin góc giữa các trực z và x …v.v.

3.3.3. Ma trận độ cứ ng của kết cấu hệ thanh

Ma trậ n độ cứ ng củ a cả hệ kế t cấ u đượ c thiết lập theo nguyên tắ c củ a phươ ng

pháp phầ n tử hữ u hạ n, bằng cách ghép các ma trận độ cứng phần tử đã đượ c xây dựng

trong hệ toạ độ chung như (12) và (16) tươ ng ứng vớ i vectơ tải trọng (theo nguyên tắc đảm

bảo sự cân bằng giữa nội và ngoại lực ở các nút) và vectơ chuyển vị. Sau khi sử dụng các

điều kiện biên tại các gối tựa, ta đượ c phươ ng trình ma trận biểu diễn mối quan hệ giữa tải

trọng tác dụng và chuyển vị tươ ng ứng tại các nút của cả hệ kết cấu có dạng:

F(Hệ) = K(Hệ) . X(Hệ) (17)

Trong đó: K(Hệ) là ma trận độ cứng của cả hệ kết cấu.



94

Ví dụ : Để minh hoạ việc thiết lập ma trận độ cứng của hệ kết cấu, ta xét một công

trình có kết cấu đơ n giản, hình 52a, gồm cột thẳng đứng chôn trong nền đất, đỡ dàn

khoan kèm theo các thiết bị trên dàn. Trong sơ đồ tính, phần cột nằm phía dướ i mặt

đáy biển đượ c thay bằng “dầm conson tươ ng đươ ng” như đã trình bày ở mục 3.2.2 ở

trên, ngh ĩ a là cột tự do (không tiếp xúc vớ i đất ở mặt bên) và có ngàm ở đầu dướ i, hình

8b, có cùng độ cứng như phần cột ở phía trên.

Hình 52: Sơ đồ cột đỡ dàn khoan (a),Sơ đồ kết cấu vớ i dầm conson tươ ng đươ ng (b).

Giả sử độ cứng của dầm tươ ng đươ ng 1-2 tại mặt đáy biển đượ c mô tả bở i ma trận

[ ]

−

−

=cd

b

d a

K C 0 00

0

;

Khi đó quan hệ giữa lực tác dụng ở mặt cắt 2 của dầm và chuyển vị có dạng:

−

−

=

2

2

2

2

2

2

0

00

0

θ

v

u

cd

b

d a

m

f

f

y

x



95

Quan hệ giữa lực và chuyển vị ở 2 đầu của phần tử 2-3 có dạng:

=

3

3

3

2

2

2

777675747372

676665646362

575655545352

474645444342

373635343332

272625242322

3

3

3

2

2

2

θ

θ

v

u

v

u

k k k k k k

k k k k k k

k k k k k k

k k k k k k

k k k k k k

k k k k k k

m

f

f

m

f

f

y

x

y

x

Trong đó các hệ số độ cứng đượ c xác định tươ ng tự các phần tử trong ma trận (12).

Sử dụng phươ ng pháp ghép ma trận độ cứng của 2 phần tử trên, ta có phươ ng

trình dạng ma trận của hệ dướ i dạng biểu diễn quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị tại

các nút nhờ ma trận độ cứng của hệ như đã nêu tại (17):F(Hệ) = K(Hệ) . X(Hệ)

Dạng triển khai:

θ

θ=

+−

+

−+

=

3

3

3

2

2

2

777675747372

474645444342

373635343332

272625242322

3

y3

x3

2

y2

x2

v

u

v

u

kkkkkk......

......

kkkckkdk

kkkkbkk

kkkdkkak

MF

F

M

F

F

Từ phươ ng trình này ta có thể tìm đượ c chuyển vị tại các nút 2 và 3 theo các

ngoại lực đã biết: X(Hệ) = K-1(Hệ) . F(Hệ)

3.4. Bài toán t ĩ nh của kết cấu Jacket

3.4.1. Dao động riêng của kết cấu Jacket

3.4.1.1. Các d ạ ng bài toán dao độ ng riêng

1) Dao độ ng riêng củ a hệ 1 bậ c tự do không cả n

Phươ ng trình dao động của hệ 1 bậc tự do có dạng tổng quát:

M x& + C x + K x = F(t) (18)

Trong đó: + M - khối lượ ng của hệ, C - hệ số cản của hệ, K - độ cứng của kết cấu;

+ x, x và x& - chuyển vị, vận tốc và gia tốc của dao động của khối lượ ng M;

+ F(t) - tải trọng động tác dụng lên kết cấu.

+ Dao độ ng riêng củ a hệ không cả n: suy ra từ (18), vớ i F (t) = 0, và C = 0, ta đượ cM x& + K x = 0 (19)



96

Trong đó, M là khối lượ ng của kết cấu, có kể đế n khố i l ượ ng nướ c kèm.

Phươ ng trình dao động riêng của hệ là hàm điều hoà có dạng:

x (t) = x0. cos (ω1t + ϕ0) (20)

Trong đó: + x0 - biên độ dao động riêng của hệ;

+ ω1 - tần số vòng của dao động riêng của hệ;

+ ϕ0 - pha ban đầu của dao động riêng.

Thay nghiệm dạng (20) vào (19), ta có giá tr ị tầ n số dao độ ng riêng củ a hệ 1

bậ c tự do không cả n:

ω =M

K (rad/s) (21)

Suy ra chu kỳ dao động riêng của hệ:

T =ω

π2= 2π

K

M(s) (22)

2) Dao độ ng riêng củ a hệ 1 bậ c tự do có cả n:

Bài toán này suy ra từ (18), vớ i F (t) = 0, và C = 0, ta đượ c

M x& + C x + K x = 0 (23)

Phươ ng trình dao động riêng của hệ làm hàm điều hoà có dạng:

x (t) = e-ε.t x0. cos (ω1t + ϕ0) (24)

Trong đó: + e-ε.t x0 - biên độ dao động riêng của hệ có cản;

+ ε =M2

C- thông số cản

+ ω1 - tần số vòng của dao động riêng của hệ có cản;

+ ϕ0 - pha ban đầu của dao động riêng.

Thay nghiệm dạng (20) vào (19), ta có giá tr ị tầ n số dao độ ng riêng củ a hệ 1

bậ c tự do có cả n có quan hệ vớ i tầ n số dao độ ng riêng không cả n ω:

ω1 = 22 ε−ω (rad/s) (25)

Hay ω1 = ω 221 ξ− (rad/s) (26)

Trong đó: ξξξξ - tỷ số cản, có giá trị ξ = ωε (27)



97

Thườ ng tỷ số cản đượ c biểu diễn dướ i dạng % :

β = ξ x 100 %

Cản đến mức không còn dao động, đượ c gọi là cả n tớ i hạ n khi :

ξ = 1, ==> δδδδ = 100 %

Tỷ số cản ξ đượ c xác định bằng thực nghiệm dựa trên quan hệ vớ i số giảm loga

do cản, δδδδ, theo hệ thức:

δδδδ = loge 1n

n

a

a

−

= 2 π ξ (28)

Kết hợ p (21), (27) và (28), suy ra:

ξ =KM2C =

π

δ

2(29)

Tài liệu [8] đã cho một số số liệu cản như sau.

+ Đối vớ i kết cấu hàn (như KCĐ Jacket công trình biển):

δδδδ = 0,03; β = 0,5 % ; ξ = 0,005

+ Đối vớ i kết cấu bê tông:

δδδδ = 0,06; β = 1 % ; ξ = 0,010

Chu kỳ dao động riêng của hệ có cản:

T1 =1

2

ω

π=

21

2

ξ ω

π

−(s) (30)

3) Dao độ ng riêng củ a hệ nhiều bậ c tự do không cả n

Phươ ng trình dao động riêng của hệ n bậc tự do không cản có dạng ma trận:

M x&+ K x = 0 (31)

Trong đó: + M là ma trận khối lượ ng của kết cấu, có kể đế n khố i l ượ ng nướ c kèm,

+ K là ma trận độ cứng của kết cấu, K và M là các ma trận vuông,

+ x và x& là vectơ của các chuyển vị và gia tốc tại các điểm nút kết cấu

Dạng triển khai của (31):

nnn

n

mm

mm

mmm

ΚΚΜ

Κ

1

2221

11211

..

..

..

2

1

n x

x

x

Μ

+

nnn

n

k k

k k

k k k

ΚΚ

Μ

Κ

1

2221

11211

=

0

0

0

2

1

ΜΜn x

x

x

(32)



98

Coi nghiệm của phươ ng trình dao động riêng là các hàm điều hoà:

x (t) = X0 sin ω t (33)

Thay (32) vào phươ ng trình (31), ta có dạng mớ i:

(- ωωωω2 M + K) xm = 0 (34)

Vì phải đảm bảo tồn tại dao động riêng, nên từ (33) suy ra điều kiện :

| K - ω2 M | = 0 (35)

Khai triển định thức trên ta đượ c đa thức bậc n đối vớ i ω. Giải phươ ng trình đại

số dạng đa thức bậc n, ta sẽ đượ c n nghiệm, là dãy n giá trị tần số dao động riêng,

đượ c sắp xếp từ nhỏ đến lớ n như sau:

ω1 = ωmin ≤ ω2 ≤ ........≤ ωi ≤ .........≤ ωn (36)

và dãy n giá trị chu kỳ dao động riêng:

T1 = Tmax ≥. T2 ≥........... ≥ Ti≥.............≥ Tn (37)

Ứ ng vớ i mỗi tấn số (hay chu kỳ) dao động riêng, thay vào (34) ta đượ c một

d ạ ng dao độ ng riêng (mode shape) thứ m ,x m , tươ ng ứ ng củ a hệ.

Việc xác định các tần số dao động riêng và dạng dao động riêng tươ ng ứng còn

có thể đượ c thực hiện bằng cách chuyển phươ ng trình (34) sang dạng sau:(A - λλλλI) xm = 0 (38)

Trong đó: A = M-1 K , λ = ω2, và I là ma trận đơ n vị cấp n.

Phươ ng trình (38) là dạng tổng quát của bài toán tr ị riêng (Eigenvalue

Problem) , trong đó xm đượ c gọi là vectơ riêng (Eigenvector) và λ λλ λ là tr ị riêng.

3.4.1.2. M ụ c đ ích củ a bài toán dao độ ng riêng

Trong tính toán kết cấu KCĐ Jacket của công trình biển, việc giải bài toán dao

động riêng nhằm các mục đích như sau:

(1) Phụ c vụ giải bài toán tĩ nh củ a kế t cấ u KC Đ ch ị u tải trọ ng sóng tự a tĩ nh:

Xác định giá trị của chu kỳ dao động cơ bản (Tmax), trong dãy các chu kỳ

dao động riêng (37) cho phép đánh giá tải trọng sóng tác dụng lên kết cấu

KCĐ gây ra hiệu ứng động là không đáng kể, hay đáng kể; Trong trườ ng

hợ p ”không đáng kể ”, ta có thể sử dụng bài toán tĩ nh để tính toán vớ i tải

trọ ng sóng (sẽ đề cập dướ i đây);



99

(2) Phụ c vụ giải bài toán độ ng củ a kế t cấ u KC Đ ch ị u tải trọ ng sóng: bằng

phươ ng pháp chồng mode (mode superposition method) là phươ ng pháp đượ c

dùng phổ biến để giải bài toán động lực học kết cấu nhiều bậc tự do (sẽ đề cập

trong chươ ng 4); Trong trườ ng hợ p này, tuỳ theo quy mô của bài toán (số lượ ng

bậc tự do của kết cấu) và yêu cầu chính xác của kết quả tính toán mà ngườ i ta sử

dụng các phươ ng pháp thích hợ p để giải bài toán dao động riêng như nêu dướ i đây..

3.4.1.3. Các phươ ng pháp giải bài toán dao độ ng riêng nhiều bậ c tự do

Hiện nay có nhiều phươ ng pháp giải bài toán dao động riêng, hoặc trực tiếp từ

phươ ng trình (34), hoặc từ dạng của bài toán trị riêng (38), có thể kể đến một số

phươ ng pháp chính như sau :

1) Phươ ng pháp Jacobi: cho phép xác định đầy đủ các nghiệm của bài toán,

dựa trên dạng chuẩn của bài toán trị riêng, bằng cách biến đổi

M = U. UT và xm = U. ym (39)

Phươ ng pháp này thườ ng chỉ áp dụng vớ i bài toán có số bậc tự do không lớ n;

2) Phươ ng pháp Householder: là phươ ng pháp cũng dựa trên nguyên tắc

chung của phươ ng pháp Jacobi, nhưng sử dụng phép biến đổi Householder để tăng tóc độ tính toán; Phươ ng pháp này có thể sử dụng cho bài toán lớ n hơ n phươ ng pháp Jacobi;

3) Các phươ ng pháp lặp vectơ ( Vector iteration methods):

Sử dụng dạng mớ i của phươ ng trình dao động riêng (34):

K xm = ω2 M xm hay xm = ω2 K-1 M xm (40)

Từ lần lặp thứ i suy ra kết quả cho lần lặp (i+1) theo biểu thức:

xm (i+1) = ω2 K-1 M xm(i) (41)

Một dạng khác của thuật toán lặp cũng đượ c xây dựng từ phươ ng trình (34):

(K - µM) xm = (ω2 - µ) M xm (42)

Thuật toán lặp đượ c thực hiện dướ i dạng mớ i:

xm(i+1) = (ω2 - µ) (K - µM)-1 M xm (43)

Giá trị µ đượ c chọn tươ ng ứng vớ i dạng dao động riêng cần tìm.

4) Các phươ ng pháp khác

Thực tế còn một số phươ ng pháp khác, như



100

+ Phươ ng pháp l ặ p không gian con (Subspace Iteration) đượ c phát triển bở i Bathe

(1871), cho phép giải các bài toán lớ n dùng phươ ng pháp lặp vectơ hiệu qủa hơ n

phươ ng pháp giải phươ ng trình đa thức (Polynomial Method) dạng (35);

+ Phươ ng pháp đượ c xây dựng bằng cách phối hợ p giữa nghiệm đa thức vớ i phươ ng

pháp lặp vectơ , cho lờ i giải nhanh hơ n là giải theo từng phươ ng pháp riêng rẽ.

Có thể tìm hiểu chi tiết các phươ ng pháp nói trên trong các tài liệu về “Phươ ng

pháp phần tử hữu hạn”, Động lực học công trình biển, như [8], [9].

Trên Hình 9 dướ i đây cho l ờ i khuyên nên chọ n phươ ng pháp nào trong số các

phươ ng pháp nói trên để giải bài toán dao động riêng [8]:

+ Nếu kết cấu có số bậc tự do n ≤≤≤≤ 50 : nên dùng “PP Jacobi” (1);+ Nếu kết cấu có số bậc tự do 50 < n < 150 : nếu cần tính tất cả các tần số thì

dùng “PP Householder” (2), ngượ c lại, thi dùng “ PP lặp vectơ ” (3);

+ Nếu kết cấu có số bậc tự do n ≥≥≥≥ 150 : nên dùng “PP lặp không gian con” (4).

Hình 53: Lự

a chọ

n thích hợ

p phươ

ng pháp tính tầ

n số

daođộ

ng riêngvà các dạng dao động riêng [8]



101

3.4.2. Điều kiện của bài toán tự a t ĩ nh của kết cấu Jacket chịu tải trọng

Về nguyên tắc, hiệu ứng động của tải trọng sóng tác dụng lên kết cấu KCĐ

Jacket càng nhỏ khi chu kỳ dao động cơ bản của kết cấu càng nhỏ cách xa chu kỳ dao

động của sóng: Tmax << T sóng (44)

1) Khi tính toán vớ i đ iều kiệ n biể n cự c đại:

Theo quy định trong các Tiêu chuẩn thiết kế, nếu

Tmax ≤≤≤≤ 3 sec, (45)

có thể xem tải trọ ng sóng tác d ụ ng lên kế t cấ u KC Đ như là tự a tĩ nh 17], [18].

Điều này có thể giải thích rằng năng lượ ng sóng trong trạng thái biển cực đại

(Extreme Seastate) thườ ng tập trung trong phạm vi chu kỳ sóng từ

Tsóng = 10 ÷÷÷÷ 16 sec (46)

Nên nếu chu kỳ cơ bản của KCĐ có giá trị như điều kiện (45), thì có ngh ĩ a là

tính chất tựa t ĩ nh của tải trọng sóng đượ c hoàn toàn thoả mãn bở i điều kiện (44). Điều kiệ n củ a bài toán tự a tĩ nh (45) thườ ng đượ c thoả mãn vớ i trườ ng hợ p

dàn nướ c nông, khoảng dướ i 100 m, (xem Bảng 2, Chươ ng 1); Tuy nhiên, ngay cả vớ i

trườ ng hợ p nướ c nông, nếu khối lượ ng thượ ng tầng quá lớ n, điều kiện (45) có thể

không thoả mãn [xem công thức (22)].

Đố i vớ i các dàn nướ c sâu từ 150 m - 200 m trở lên, thườ ng phải sử d ụ ng bài

toán độ ng để tính tải trọ ng sóng.

2) Khi tính toán vớ i đ iều kiệ n biể n bình thườ ng:

Khi xét bài toán mỏi củ a kế t cấ u KC Đ, chu kỳ sóng gây ra mỏi lại có phạm vi

rộng hơ n, đó là

Tsóng = 1 ÷÷÷÷ 12 sec (47)

Trong trườ ng hợ p này, hiệu ứ ng độ ng l ại phải kể đế n mặc dù điều kiện (45) đượ c thoảmãn.

Trên hình 54 biểu diễn phổ sóng thông thườ ng có năng lượ ng rải trong phạm vi chu

kỳ từ 3 đến 20 sec, và chu kỳ dao động cơ bản của kết cấu kiểu Jacket ở phía bên trái phổ

sóng, và các CTB mềm ở phía bên phải phổ sóng.



102

Hình 54: Chu kỳ cơ bản của các kết cấu Jacket ở bên trái phổ sóngChu kỳ cơ bản của các kết cấu CTB mềm ở bên phải phổ sóng

3.4.3. Phươ ng trình tổng quát của bài toán t ĩ nh kết cấu Jacket

3.4.3.1. Bài toán tĩ nh tổ ng quát củ a kế t cấ u Jacket

Bài toán t ĩ nh của kết cấu Jacket đượ c thể hiện bở i phươ ng trình tổng quát của

phươ ng pháp phầ n tử hữ u hạ n, có dạng sau:

K x = F (48)

Trong đó: + K - ma trận độ cứng của kết cấu Jacket;

+ F - vectơ tải trọng t ĩ nh nút của kết cấu.

Từ (48) ta xác định đượ c các phản ứng của kết cấu chịu tải trọng t ĩ nh, hoặc

bằng phươ ng pháp khử Gauss, hoặc bằng phươ ng pháp nghịch đảo ma trận có nghiệm

như sau:

x = K-1

F (49) 3.4.3.2. Bài toán tự a tĩ nh củ a kế t cấ u Jacket ch ị u tải trọ ng sóng

Phươ ng trình động lực học tổng quát của kết cấu Jacket n bậc tự do có dạng:

M x& + C x + Kx = F (t) (50)

Trườ ng hợ p tải trọng sóng đượ c xem là “tựa t ĩ nh” khi [M x& + C x ] - số hạng

phản ảnh hiệu ứng động của tải trọng sóng lên kết cấu, là rất nhỏ so vớ i Kx, nên

phươ ng trình (50) chuyển sang dạng của bài toán t ĩ nh tươ ng tự (48):

Kx = F (t) (50)

Trong đó, F(t) là vectơ tải trọ ng sóng quy về tươ ng đươ ng tại các nút củ a kế t cấ u Jacket.



103

Nghiệm của phươ ng trình (50) có dạng như (49):

x = K-1 F (t) (51)

Theo kinh nghiệm thiết kế, trạng thái bất lợ i nhất đối vớ i phản ứng x của kết

cấu KCĐ do tải trọng sóng tác dụng theo (51) đượ c xác định bằng cách cho các giá trị

t khác nhau, sao cho tổng cộng các lực nút tính theo thành phần ngang là lớ n nhất.

3.4.4. Xác định nội lự c của kết cấu Jacket trong bài toán t ĩ nh

Từ phươ ng trình (49) và (51) cho ta xác định đượ c chuyển vị của tất cả các nút,

tức là chuyển vị tại 2 đầu của từng phần tử, do tất cả các tải trọng t ĩ nh và tải trọng tựa

t ĩ nh do sóng.

Sử dụng liện hệ giữa tải chuyển vị và tải trọng ở 2 đầu nút của từng phần tử

theo biểu thức tổng quát (10), ta xác định đượ c nội lực tại 2 đầu của từng phần tử trong

toạ độ địa phươ ng của từng phần tử như đã nêu tại công thức (9):

F = K . X (52)

3.5. Kết luận

Trong chươ ng 3, đã xây d ự ng và giải bài toán kế t cấ u KC Đ Jacket ch ị u các

loại tải trọ ng tĩ nh và đặ c biệ t là tải trọ ng tự a tĩ nh do sóng tác dụng lên kết cấu.Ở đây cũng đã dành một khối lượ ng đáng kể để đề cậ p đế n bài toán dao độ ng

riêng củ a kế t cấ u KC Đ, nhằm mục đích phục vụ điều kiện của bài toán tựa t ĩ nh của

kết cấu KCĐ chịu tải trọng sóng, mặt khác cũng nhằm chuẩn bị công cụ cho việc giải

bài toán động sẽ đề cập trong chươ ng tiếp theo.



104

CHƯƠ NG 4

TÍNH TOÁN ĐỘNG KẾT CẤU KHỐI CHÂN ĐẾ JACKET THEO

MÔ HÌNH TIỀN ĐỊNH VÀ NGẪU NHIÊN

4.1. Mở đầu

Như ta đã biết, tải trọng động tác dụng lên kết cấu KCĐ Jacket là tải trọng sóng.

Trong chươ ng này ta sẽ xét 2 bài toán cơ bản sẽ đượ c sử dụng để thiết kế kết cấu KCĐ

Jacket đó là:

1) Bài toán động lực học tiền đinh: vớ i tải trọng sóng là tiền định;2) Bài toán động lực học ngẫu nhiên: vớ i tải trọng sóng là quá trình ngẫu nhiên.

Tuỳ theo điều kiện biển đượ c mô tả để tính sóng là cực đại hay bình thườ ng, 2

bài toán trên sẽ đượ c dùng để thiết kế kết cấu Jacket dựa trên kiểm tra bền hay kiểm tra

mỏi, như sẽ đề cập đến trong chươ ng tiếp theo.

4.2. Bài toán động lự c học tiền định của kết cấu Jacket

4.2.1. Bài toán một bậc tự doPhươ ng trình tổng quát của hệ dao động 1 bậc tự do tuyến tính, có sơ đồ tượ ng

trưng như trên hình 55, có dạng:

M x& + C x + K x = F(t) (1)

Trong đó: M - khối lượ ng của hệ; C - hệ số cản tuyến tính của hệ; K - độ cứng của kết

cấu; x - chuyển vị của kết cấu; F(t) - tải trọng động tác dụng lên kết cấu.

Giả sử tải trọ ng độ ng là hàm đ iều hoà:

F(t) = Fo cos ωt (2)

thì phươ ng trình dao động (1) có nghiệm:

x (t) = xo cos (ωt - ϕ) (3)

trong đó biên độ dao động xo và pha ban đầu ϕ đượ c xác định theo biểu thức:

xo =2222

o

C)MK(

F

ω+ω−(4)

ϕ = tan-1

ω−ω

2MKC (5)



105

Thực hiện một số biến đổi, (4) có dạng mớ i đượ c sử dụng phổ biến:

xo =222

o

)2()1(K

F

Ωξ+Ω−(6)

Trong đó: + Ω =1ω

ω- tỷ số tần số dao động sóng và tần số dao động riêng của kết cấu;

+ ξ - tỷ số cản [xem (29), ch.3], ξ =KM2

C=

π

δ

2.

Hình 55: Sơ đồ hệ 1 bậc tự do có cản Hình 56: Đồ thị hệ số động phụ thuộc ΩΩΩΩ

H ệ số độ ng (Magnfication Factor), kđ , phản ảnh hiệu ứng động của tải trọng đối

vớ i kết cấu 1 bậc tự do, đượ c xác định theo biểu thức:

kđ =K / F

x

tinhviChuyen

dongdaodobien

o

o= =222 )2()1(

1

Ωξ+Ω−(7)

Trên hình 56 biểu diễn sự thay đổi giá trị hệ số động kđ theo tỷ số tần số Ω.Phân tích biểu thức biên độ chuyển vị động xo trong biểu thức (4) để đánh giá

“độ nhạy” của các thông số ξξξξ (cản), K (độ cứng) và M (khối lượ ng) đối vớ i phản ứng

động xo, ta có thể chia làm 3 vùng tần số (Hình 57).

+ 1) Vùng cộng hưở ng: khi ω ≈ ω1, tức là Ω lân cận 1 (thườ ng lấy trong khoảng

Ω = 3/4 ÷ 5/4), tỷ số cản ξξξξ là trội;

+ 2) Vùng trướ c miền cộng hưở ng: khiω

<ω1

, tức làΩ

< 1, thì độ cứng K là trội;

+ 2) Vùng sau miền cộng hưở ng: khi ω > ω1, tức là Ω > 1, thì khối lượ ng M là trội.



106

Hình 57:Thông số trội trong từ ng miền tần số ω đối vớ i phản ứ ng động (xo) của kết cấu 1 bậc tự do

Trườ ng hợ p hệ 1 bậc tự do chịu tải trong F(t) có dạng bất kỳ: bài toán (1) đượ c giải

trong miền thờ i gian, theo 1 trong 2 phươ ng pháp sau [8]:

+ Phươ ng pháp 1: sử dụng tích phân chập (Convolution Integral)

+ Phươ ng pháp 2: là loại phươ ng pháp số (phươ ng pháp sai phân), trong đó sử

dụng thuật toán chia bướ c thờ i gian vớ i các mô hình sai phân khác nhau (Time stepping

methods), như sai phân trung tâm, Newmark, Wilson θ, Runge-Kutta,..

4.2.2. Bài toán nhiều bậc tự do : xem sơ đồ kết cấu KCĐ như trên hình 58.

4.2.2.1. Phươ ng trình tổ ng quát củ a bài toán dao độ ng nhiều bậ c tự do

Phươ ng trình tổng quát của bài toán dao động tuyến tính nhiều bậc tự do viết

theo phươ ng pháp phần tử hữu hạn, có dạng:

M x& + C x + K x = F(t) (8)

Trong đó:

+ M - ma trận khối lượ ng của hệ, tập trung tại nút kết cấu, dạng ma trận chéo;

+ C - Ma trận hệ số cản tuyến tính của hệ, có cấu trúc tươ ng tự M;

+ K - Ma trận độ cứng của kết cấu, ma trận vuông;

+ x - Vectơ chuyển vị nút của kết cấu;

+ F(t) - vectơ tải trọng sóng đượ c quy về nút của kết cấu.



107

Tải trọng sóng đượ c xác định theo phươ ng trình Morison đã đượ c tuyến tính hoá

theo mô hình sóng tiền định và có kế đến chuyển vị của kết cấu, như đã nêu tại

công thức (74) chươ ng 2, gồm 2 nhóm sô hạng (nhóm 1 chỉ chứa các số hạng vận tốc và

gia tốc nướ c; nhóm 2 chứa các số hạng vận tốc và gia tốc kết cấu) .

Trong phươ ng trình (8) ở đây, các đại lượ ng đượ c hiểu như sau:

+ F(t) - vectơ tải trọng sóng tác dụng lên kết cấu KCĐ (đã quy về nút kết cấu)

vớ i giả thiết kết cấu là tuyệt đối cứng (không có chuyển vị);

+ M - Ma trận khối lượ ng kết cấu (đã quy về nút kết cấu), có kể đến khối lượ ng

nướ c kèm (added mass);

+ C - Ma trận hệ số cản của kết cấu, có kể tớ i hệ số cản thuỷ động của môitrườ ng nướ c (hydrodynamic damping).

Sau đây là phần trình bày phươ ng pháp giải bài toán động lực học tiền định

nhiều bậc tự do.

Hình 58: Sơ đồ khối chân đế (a), và sơ đồ tính kết cấu trong bài toán động (b)

4.2.2.2. Phươ ng pháp chồ ng mode

Trướ c tiên ta xét bài toán dao độ ng không cả n n bậ c tự do

M x& + K x = F(t) (9)

Thực hiện phép đổi biến:

x = φ Z tức là Z = φT x (10)

Trong đó: + φ là ma trận các dạng dao động riêng (vectơ riêng), sắp xếp theo cột;

+ φT là chuyển trí của ma trận φ;



108

+ Z đượ c xem là ánh xạ của vectơ x trong hệ toạ độ các vectơ riêng, cho

phép biểu diễn 1 toạ độ bất kỳ xi có dạng như sau

xi = ai1 Z1 + ai2 Z1 + ..........+ aij Z1 + ........... ain Z1 (11)vớ i aij là thành phần thứ i của dạng dao động riêng j (jth mode shape), tức là vectơ riêng J.

Biểu thức (11) cho thấy rõ bản chất của phươ ng pháp “chồng mode”.

Thay (10) vào phươ ng trình (9), và thực hiện nhân trái cả 2 vế vớ i φT, ta đượ c:

[φT M φ] Z & + [φTK φ] Z = φT F(t) (12)

Phươ ng trình (11) có dạng mớ i:

)(ˆ

.ˆ

.ˆ

t F Z K Z M =+&&

(13)hay

∧

∧

∧

m M

M

M

Ο

2

1

..

..

..

2

1

m Z

Z

Z

Μ+

∧

∧

∧

mK

K

K

Ο

2

1

m Z

Z

Z

Μ

2

1

=

∧

∧

∧

mF

F

F

Μ

2

1

(14)

Trong đó: + M - ma trận khối lượ ng suy rộng (trong hệ toạ độ các vectơ riêng);

+ K - ma trận độ cứng suy rộng (trong hệ toạ độ các vectơ riêng);

+ )t(F - vectơ tải trọng suy rộng (generalized load vector).

Chú ý rằng các ma trận M và K đều là các ma trận chéo (các phần tử ngoài

đườ ng chéo chính đều bằng 0 ), nên ta có thể viết 1 phươ ng trình tươ ng ứng vớ i thành

phần thứ j của phươ ng trình (13):

M j j Z && + K j Z j = )t(F j (15)

(j = i, 2,....k,....n)

Trườ ng hợ p hệ dao độ ng n bậ c tự do có kể l ự c cả n:

M x& + C x + K x = F(t) (16)

Thực hiện phép đổi biến như trên, ta có phươ ng trình dao động viết trong hệ toạ

độ suy rộng tươ ng tự (13):

)t(FZ.KZ.CZ.M =++ &&& (17)

Trong đó phươ ng trình tổng quát thứ j có dạng:



109

M j jZ&& + C j Z j + K j Z j = )t(F j (18)

(j = i, 2,....k,....n)

Ta nhận thấy các phươ ng trình (15) và (18) có dạng của phươ ng trình dao độngcủa hệ 1 bậc tự do không cản và có cản.

Sử dụng nghiệm của bài toán dao động hệ 1 bậc tự do ở trên, ta tìm đượ c nghiêm

Z j của phươ ng trình (15) hoặc (18), từ đó áp dụng biểu thức (11), ta xác định đượ c

nghiệm của bài toán n bậc tự do, có dạng sau:

xi = ∑=

n

1 j jijZa (19)

(j = i, 2,....k,....n)

Nhận xét: Phươ ng pháp chồng mode cho phép đư a bài toán dao động của hệ n bậc t ự

do tuyế n tính [(9) hoặc (16)] về n bài toán 1 bậc t ự do [(15) hoặc (18)] là bài toán đ ã

có sẵ n nghiệm. Phươ ng pháp chồng mode cũng đượ c sử d ụng r ấ t tiện lợ i để giải bài

toán dao động ngẫ u nhiên d ướ i đ ây.

4.3. Bài toán động lự c học ngẫu nhiên của kết cấu Jacket

4.3.1. Bài toán một bậc tự do

4.3.1.1. Phươ ng pháp sử d ụ ng hàm truyề n “RAO” [7], [8]

1) Khái niệ m về hàm truyề n (Transfer Function): còn gọi là “toán tử biên độ

phản ứng” (gọi tắt là “RAO”- Response-Amplitude Operator).

Đối vớ i các hệ tuyến tính: RAO là hàm phản ứng chuẩn hoá (normalized

response function) đượ c xây dựng trong một phạm vi nào đó của các tần số sóng tác

dụng lên kết cấu. Do RAO có tích chất không thay đổi đối vớ i hệ tuyến tính, nên nó là

hàm duy nhất đối vớ i một kết cấu cho trướ c.Nếu tải trọng sóng phụ thuộc tuyến tính vào chiều cao sóng, ta có phản ứng của

hệ đượ c xác định bở i hệ thức:

Resp (t) = (RAO) ηηηη(t) (20)

Trong đó: + RAO là phản ứng của hệ vớ i một đơ n vị biên độ sóng bề mặt;

+ η(t) hàm sóng bề mặt thay đổi theo thờ i gian t.

Trườ ng hợ p sóng bề mặ t là hàm ngẫ u nhiên đố i vớ i t: sóng đượ c mô tả bở i phổ

mật độ năng lượ ng của sóng ( wave-energy density spectrum), đối vớ i hệ tuyến

tính, ta có thể xác định đượ c phổ phản ứng theo phổ của sóng bở i biểu thức:



110

SResp = [RAO (ω)] 2 Sηη(ω) (21)

Ứ ng dụng (21) để tính tổng hợ p phổ của tải trọng sóng Morison tác dụng lên một

cột đứng trong phạm vị độ cao từ s1 đến s2.

SF (ω) = [RAO]F2 .Sηη(ω) (22)

Trong đó [RAO]F2 =

2s

su

DD

2s

s

2lM

2

1

2

1

ds.kscos).s(kdsinh

A.C8ds.ks.cosh

kdsinh

AC

σ

ω

π+

ω∫∫

(23)

vớ i Al = ρ4

D2π; AD = ρ D

2) Bài toán dao độ ng ngẫ u nhiên củ a hệ 1 bậ c tự do:

Phươ ng trình tổng quát của bài toán có dạng:

( )t F uK uC u M =++ &&& (24)

Gọi RFF (τ) – hàm tự tươ ng quan của quá trình ngẫu nhiên dừng F(t), thực hiện

biến đổi tích phân Fourier đối vớ i RFF (τ):

( ) ( ) ω ω τ ω d eS R t i

FF FF ∫∞

∞−

= (25)

Trong đó: SFF(ω) - hàm mật độ phổ của QTNN dừng F(t), là ảnh Fourier của

hàm tươ ng quan RFF (τ):

( ) ( ) ττπ

=ω ω−∞

∞−∫ deR

2

1S ti

FFFF (26)

Cặp biểu thức (25) và (26) đượ c gọi là hệ thức Khinchine – Wiener (chỉ đượ c áp

dụng vớ i các QTNN dừng), nó đóng vài trò quan trọng trong phươ ng pháp luận giải các

bài toán động lực học ngẫu nhiên. Nhờ liên hệ (26), cho phép đư a bài toán xét đố i vớ i

hàm t ươ ng quan có biế n thờ i gian t, sang bài toán xét đố i vớ i hàm mật độ phổ có biế n ω.

Trên hình 59 biểu diễn các dạng điển hình của phép biến đổi này.

Cũng áp dụng hệ thức Khinchine – Wiener cho quá trình ngẫu nhiên u(t), [vớ i

chú ý rằng đầu vào F(t) là QTNN dừng, đi qua hệ tuyến tính (24), cũng cho đầu ra u(t)

là QTNN dừng], ta đượ c:



111

H µ m t h

ê i g i a n

M Ë

t ® é p h æ

S ã n g ® i Ò u h o µ

P h æ

h Ñ p

P h æ r é

n g

å n t r ¾ n g

h ( t )

S h h ( f )

h ( t )

h ( t )

h ( t )

t

t

t

t

S h h ( f )

S h h ( f )

S h h ( f )

f

f

f

f

∞

∞

R h ( T )

R h ( T )

R h ( T )

R h ( T )

T

T

T

T

H µ m t −

¬ n g q u a n

Hình 59: Mối quan hệ giữ a Quá trình ngẫu nhiên dừ ng h(t) - Hàm tươ ng quan vàHàm mật độ phổ trong các trườ ng hợ p độ rộng phổ khác nhau.



112

( ) ( ) ω ω τ ωτ d eS R

i

uuuu ∫∞

∞−

= (27)

( ) ( ) ω ω π ω ωτ

d e RS i

uuuu

−∞

∞−∫= 2

1 (28)

Áp dụng lý thuyết tươ ng quan (hay lý thuyết phổ) – trong lý thuyết các QTNN

dừng ([7], [8]) vào bài toán (24), ta đượ c kết quả quan trọng:

( ) ( ) ( )ω ω ω FF uu S i H S 2

= (29)

Từ (29) ta có kết luận: M ật độ phổ của đầu ra (phản ứ ng của hệ) bằ ng mật độ phổ của

đầu vào (t ải tr ọng) nhân vớ i bình phươ ng của mô đ un hàm truyề n, hình 60.

Phươ ng sai của phản ứng xác định đượ c từ kết quả (29):

( ) ( ) ( ) ωωω=ωω==σ ∫∫∞∞

dSiHdS)0(R0

FF

2

0uuuu

2u (30)

B

ω

ω

ω

MËt ®é phæcña t¶i träng

MËt ®é phæph¶n øng

uσ2

hµm truyÒnB×nh ph−¬ng

cña kÕt cÊu

Suu (ω)

SFF(ω)

2|Η(iω)|

A

B

A

Hình 60: Mối quan hệ giữ a phổ tải trọng và phổ phản ứ ng theo công thứ c (29)



113

Sau đây ta xác định hàm truyền H(iωωωω): Hàm truyền của hệ một bậc tự do (24)

đượ c xác định dựa vào điều kiện cho ( ) t i

o eF t F ω = :

t i

o eF uK uC u M ω =++ &&& (31)

Đặt nghiệm dướ i dạng:

( ) ( ) t iit ieeueut u

ω ϕ ϕ ω −− == 00 (32)

Thay nghiệm (32) vào (31) ta đượ c:

( ) ( )tF).i(Htu ω= (33)

Trong đó: H(iω) - hàm truyề n của hệ (d ạng phứ c) của hệ một bậc tự do, có biểu thức:

( )( ) ω ω

ω C i M K

i H +−

=2

1 (34)

Từ (33), ta thấy hàm truyền H(iω) chính là tỷ lệ giữa đầu ra và đầu vào trong bài

toán điều hoà dạng phức, hay nói cách khác, hàm truyền chính là biên độ của đầu ra,

khi cho đầu vào có dạng hàm điều hoà phức vớ i biên độ bằng đơ n vị.

Từ (34) ta suy ra mô đun của hàm truyền, hay hàm truyền dạng thực, đượ c xácđịnh khi cho F(t) = Fo cosωt vào (24) có dạng:

( ) ( )[ ] 2 / 1222 CMK

1)i(H

ω+ω−=ω (35)

Biến đổi ta đượ c biểu thức có dạng như (6):

( )( ) ( )[ ] 2 / 1222 21

1

K

1iH

Ωξ+Ω−=ω (36)

hay

( )( ) ( )[ ] 2 / 12222

1 2

1

M

1iH

ωε+ω−ω=ω (37)

Trong đó:

+ ;1ω

ω =Ω ( ) 2 / 1

1 M K =ω - tần số dao động của hệ

+ ;M2C ε= ξ =KM2C - tỷ số cản



114

Từ (36) và (37) ta xác định đượ c bình phươ ng hàm truyền có các dạng sau:

( )( ) ( )[ ]222

2

2

21

1

K

1iH

Ωξ+Ω−=ω (38)

( )( ) ( )2222

1

2

2

2

1

M

1iH

ωε+ω−ω=ω (38a)

Sử dụng hàm truyền RAO: Nếu sử dụng quan hệ bằng hàm truyền dạng RAO

giữa phổ tải trọng SFF(ω) và phổ sóng Sηη(ω) như đã trình bày tại (22) ở trên hay trong

(87) chươ ng 2, áp dụng vào hệ thức (29), ta đượ c:

Suu(ωωωω) = [RAO]2 Sηηηηηηηη(ωωωω) (39)

4.3.1.2. Phươ ng pháp giải trong miề n thờ i gian

Nội dung chính của phươ ng pháp này như sau:

1) Dựa trên hàm phổ sóng dã cho Sηηηηηηηη(ωωωω) đượ c xác định trong pham vi giá trị của tần số

ωm ≤ ω ≤ ωM (40)

Ta chia đoạn [ωm , ωM] thành N đoạn đều nhau, hình 61.

∆ω =N

mM ω−ω (41)

2) Thay thế 1 trạng thái biển vớ i sóng ngẫu nhiên Sηηηηηηηη(ωωωω) có tần số biển thiên liên tục.

thành tập hợ p N sóng điều hoà Airy vớ i N tần số khác nhau, ωi ( i = 1,N):

η (t) = ∑=

N

1iia cos (ωi + ϕi) (42)

Trong đó: ai2 = 2 Sηη(ωi) ∆ω (43)

3) Lần lượ t giải N bài toán động tiền định vớ i sóng điều hoà ta sẽ xác định đượ c N phản

ứng của kết cấu.

4) Xử lý thống kế N phản ứng, ta sẽ có đượ c các đặc trưng xác suất của phản ứng do

sóng ngẫu nhiên ban đầu gây ra.

Kết luận: Phươ ng pháp giải trong miề n thờ i gian d ượ c thự c hiệ n bằ ng thuậ t toán

“rờ i rạ c hoá” miề n tầ n số , cho phép chuyể n gầ n đ úng từ bài toán độ ng ngẫ u nhiên

sang nhiều bài toán độ ng tiề n đị nh vớ i sóng Airy. Phươ ng pháp này khá đơ n giản về



115

thuật toán, nhưng đòi hỏi thờ i gian tính tăng lên nhiều. Tuỳ theo yêu cầu chính xác của

kết quả, ngườ i ta có thể chia miền tần số ω thành số đoạn lấy trong khoảng N = 100 ÷ 5000.

Ngoài phươ ng pháp dựa trên thuật toán rờ i rạc hoá miền tần số bằng cách chia

đều miền tần số như nêu trên, còn có thể sử dụng phươ ng pháp Monte-Carlo cho thuậ t

toán rờ i rạ c hoá ngẫ u nhiên mộ t bộ số ( ω ωω ω i , ϕ ϕϕ ϕ i ) vớ i 100 ≤ ≤≤ ≤ i ≤ ≤≤ ≤ N .

Hình 61: Chia miền tần số của phổ sóng làm nhiều đoạn

4.3.2. Bài toán nhiều bậc tự do

Phươ ng trình tổng quát của bài toán dao động nhiều bậc tự do của kết cấu, theo

nguyên tắc phươ ng pháp phầ n tử hữ u hạ n, đượ c dạng phát triển từ bài toán 1 bậc tự

do (8), có dạng:

( )t F U K U C U M =++ &&& (44)

Trong đó:+ M - Ma trận khối lượ ng của kết cấu, có kể tớ i khối lượ ng nướ c kèm;

+ C - Ma trận các hệ số cản do nội ma sát, có kể sức cản thuỷ động của môi trườ ng nướ c;

+ K - Ma trận độ cứng của kết cấu [xem công thức (17) chươ ng 3];

+ F (t) - Vectơ tải trọ ng sóng ngẫ u nhiên, tính theo phươ ng trình Morison dạng tuyến

tính hoá và coi kết cấu là tuyệt đối cứng [xem công thức (78) chươ ng 2];

+ U, U& và U&- Các vectơ chuyển vị, vận tốc và gia tốc tại các nút của kết cấu.

Sau đây ta sẽ đề cập đến 2 nhóm phươ ng pháp giải bài toán: giải trong miền tần

số (sử dụng phổ sóng) và giải trong miền thờ i gian (tiền định hoá sóng ngẫu nhiên).



116

4.3.2.1. Phươ ng pháp giải trong miề n tầ n số bằ ng ma trậ n hàm truyề n

1) Xác định ma trận hàm truyền của hệ n bậc tự do

Từ bài toán xuất phát của hệ n bậc tự do (44), đặt nghiệm dướ i dạng:

( ) t ieU t U

ω

0= (45)

Ta đượ c: ( ) ( ) ( )t F t U K C i M =++− ω ω 2

Từ đây ta có: ( ) ( ) ( )tFω i H t U = (46)

Trong đó: + ( ) t ieF t F

ω

0= - vectơ lực điều hoà phức;

+ H(iω) - đượ c gọi là ma trận hàm truyền của hệ (44), có dạng:

( ) ( )

12 −

++−= K C i M i H ω ω ω (46)

Ma trận H(iω) có ý ngh ĩ a vật lý đặc biệt: Phần tử ( ) ( )ω ω i H i H jk ∈ tính đượ c theo

( )k dotubacvoiungluc

jdotubactheovichuyen

F

ui H

k

j

jk ==ω (47)

2) Xác định hàm mật độ phổ của chuyển vị ngẫu nhiên

Phản ứng chuyển vị tại j (tức là theo bậc tự do j) của hệ có hàm mật độ phổ dướ i dạng :

( ) ( ) ( ) ( )ω ω ω ω sr j j F F js

n

r

n

s jr uu S i H i H S ∑ ∑= == 1 1

*

(48)

Trong đó: H* jr (iω) – là hàm liên hợ p phức của H jr (iω).

Thườ ng bỏ qua các yếu tố tươ ng quan giữa hai lực Fr và Fs (r ≠ s ), tức là coi SFr

Fs(ω) = 0 ( r ≠ s). Vậy (48) có dạng đơ n giản hơ n:

( ) ( ) ( )∑ ∑= =

=n

r

n

s

F F jr uu r r j jS i H S

1 1

2ω ω ω (49)

Dạng phổ (49) biểu thị tính chất cộng tác dụng của các lực ngẫu nhiên tác dụnglên kết cấu.

Kết luận:

Việc tìm phổ phản ứng của hệ n BTD bằng phươ ng pháp ma trận hàm truyền

thườ ng chỉ sử d ụ ng vớ i hệ có ít bậ c tự do, vì tính chất cồng kềnh khi số bậc tự do tăng lớ n.

Thực tế tính toán thiết kế các KCĐ Jacket, thườ ng gặp các bài toán có số bậc tự

do rất lớ n (hàng trăm đến hàng nghìn BTD), phươ ng pháp ma tr ận hàm truyề n t ỏ ra

không thích hợ p. Trườ ng hợ p này, thông dụng nhất là sử dụng phươ ng pháp chồngmode như sẽ trình bày dướ i đây.



117

4.3.2.2. Phươ ng pháp giải trong miề n tầ n số bằ ng thuậ t toán chồ ng mode

Sử dụng phươ ng pháp chồng mode như đã trình bày trong bài toán dao động tiền

định ở trên (tại mục 4.2.2) , quá trình giải bài toán dao động ngẫu nhiên (44) trong

miền tần số đượ c thự c hiện như dướ i đây.

1) Lậ p ma trậ n các d ạ ng dao độ ng riêng: ( )nxnφ , nhờ kết quả giải bài toán (31).

2) Thự c hiệ n phép đổ i biế n từ U(t) sang Y(t): nhờ vào φ , dướ i dạng ma trận như sau:

( ) ( )tYtU φ= (50)

Thực chất (50) là phép biểu diễn phản ứng U(t) của hệ theo các dạng dao động

riêng (DĐR). Vớ i ý ngh ĩ a đó, Y(t) đượ c gọi là vectơ chuyển vị suy rộng, trong đó mỗi

phần tử của nó là một tọa độ suy rộng tươ ng ứng trong hệ toạ độ các dạng DĐR.

3) Lậ p phươ ng trình dao độ ng vớ i biể n Y(t): thay (50) vào phươ ng trình xuất phát (44)

và nhân trái phươ ng trình này vớ i Tφ , ta đượ c:

( )tFYKYCYM TTTT φ=φφ+φφ+φφ &&& (51)

Chú ý rằng, thườ ng ngườ i ta thừa nhận hệ số cản C phụ thuộc vào M và K dướ i dạng :

KMC 21 γ +γ = (52)

Vớ i: 1γ và 2γ là các hằng số cản.

Trong công trình biển , có kể cản nhớ t của môi trườ ng nướ c, có thể nhận :

M2MC 1 ε=γ = ; ( ) 11,005,0 ω ε ÷≈

Nhờ tính chấ t tr ự c giao giữ a các d ạng dao động riêng, nên phươ ng trình (51)

chuyển tớ i dạng:

( )tFYKYCYM ′=′+′+′ &&& (53)

Trong đó :+ φφ=′ MM T - ma tr ận khố i lượ ng suy r ộng có dạng ma trận chéo

;

..00

.....

.....

0..0

0..0

2

1

′

′

′

=′

n M

M

M

M

+ φφ= CC T' - ma tr ận cản suy r ộng, có dạng ma trận chéo



118

;

..00.....

.....

0..0

0..0

'

'2

'1

'

=

nC

C

C

C

+ φφ= KK T' - ma tr ận độ cứ ng suy r ộng, cũng có dạng ma trận chéo

;

..

.....

.....

..

..

21

22221

11211

=

nnnn

n

n

k k k

k k k

k k k

K

+ F'(t) – vectơ tải trọng sóng ngẫu nhiên suy rộng (n x l);

+ Y(t) – vectơ chuyển vị suy rộng (n x l).

4) H ệ phươ ng trình 1 bậ c tự do độ c l ậ p: Triển khai phươ ng trình ma trận vi phân (53)

ta đượ c n phươ ng trình vi phân độc lập, mỗi phươ ng trình đều có dạng điển hình của

phươ ng trình dao độ ng đố i vớ i hệ mộ t bậ c tự do như sau:

( )'

t j j' jj j

' j j

' j FYKYCYM =++ &&& (54)

Trong đó:

( ) ( ) ( ) ( ) n,1 j;tF....tFtFtF n jn22 j11 j'

j =φ++φ+φ= (55)

Vớ i Fk (k = 1,n) là phần tử thứ k của vectơ tải trọng ngẫu nhiên cho ban đầu.

5) Xác đị nh các hàm mậ t độ phổ củ a tải trọ ng suy rộ ng ( )tF ' j : Từ (55) dựa trên lý

thuyết của các quá trình ngẫu nhiên, ta có dạng đầy đủ của hàm mật độ phổ của

( )tF '

jnhư sau:

( ) ( ) ( ) ( ) ( )n,1k;n,1 j;SSn

1r

n

1sFFks jrFF sr

'k

' j

==ωωφωφ=ω ∑ ∑= =

(56)

Ta thấy (56) vớ i tất cả các giá trị của j và k, tạo thành một ma tr ận mật độ phổ

của các t ải tr ọng suy r ộng.

Nếu bỏ qua tươ ng quan giữa các tải trọng sóng Fr và Fs ( )sr ≠ , tức là 0≈sr F F S

thì (56) có dạng đơ n giản hơ n:

( ) ( ) ( ) ( ) ( )n,1k;n,1 j;SSn

1rFFkr jrFF rr

'k

' j

==ωωφωφ=ω ∑=

(57)



119

Trườ ng hợ p j = k, từ (57) suy ra:

( ) ( ) ( )∑=

ωωφ=ωn

1rFF

2 jrFF rr

'k

' j

SS (58)

6) Xác đị nh hàm truyề n trong hệ toạ độ suy rộ ng:

Áp dụng kết quả (34), ta có hàm truyề n phứ c củ a toạ độ suy rộ ng thứ j (j = 1, n)

cho phươ ng trình vớ i hệ 1 bậc tự do (54):

( )ω+ω−

=ω j

2 j jj

j CiMK

1iH (59)

Môđun của hàm truyền (59) có dạng tươ ng tự (35):

( )( ) ( )2

j

22 j jj

j

CMK1H

ω+ω−=ω (60)

Suy ra bình phươ ng của hàm truyền có dạng tươ ng tự (38a):

( )( ) ( )2222

j

2

j

2

j2

1

M

1H

ωε+ω−ω=ω (61)

7) Xác đị nh hàm mậ t độ phổ củ a chuyể n v ị suy rộ ng:

Tươ ng tự bài toán hệ 1 BTD (29), ta có thể xác định hàm mật độ phổ của chuyển

vị suy rộng dướ i dạng :

( ) ( ) ( ) ( )ω ω ω ω ''*

k jk j F F k jY Y S i H i H S = (62)

Trong đó: i = (1,n); k = (1,n)

+ ( )ωiH* j - Liên hiệp phức của hàm ( )ωiH j (59);

+ ( )ω'k

' j FF

S - mật độ phổ tươ ng hỗ giữa hai tải trong suy rộng, tính đượ c theo (56).

8) Xác đị nh hàm mậ t độ phả n ứ ng củ a hệ n BTD

Khai triển dạng ma trận (50), ta có biểu thức tổng quát biểu diễn quan hệ giữa

toạ độ gốc U j(t) và các toạ độ suy rộng Y1(t), Y2(t), ...., theo hệ thức tươ ng tự (11):

( ) ( ) ( ) ( ) n,1 j;tY....tYtYtU n jn22 j11 j j =φ++φ+φ= (63)

Từ (11), ta suy ra mật độ phổ các chuyển vị của hệ n BTD trong bài toán xuất

phát (44), có dạng đầy đủ tươ ng tự (56):

( ) ( ) ( ) ( ) ( )n,1 j;SS

n

1r

n

1sYY js jruu sr j j =ωωφωφ=ω ∑ ∑= = (64)



120

Nếu coi rằng: ( ) ( )ω ω sr

j jY Y Y Y S S

*= , thì (64) có dạng mớ i:

( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )

( )n,1 j

;SRe2SSn

2r

1r

1sYY js jr

n

1rYY jr

2uu rrrr j j

=

ωωφωφ+ωωφ=ω ∑ ∑∑=

−

== (65)

Trong đó: Re* - Phần thực của hàm phức (*).

Trong thực tế tính toán, thiết kế vớ i độ chính xác chấp nhận đượ c, thườ ng bỏ qua

các số hạng phổ tươ ng quan giữa các toạ độ suy rộng trong (65), và có kết quả dạng rút gọn:

( ) ( ) ( )∑=

ωωφ=ωn

1rYY jr

2uu rr j j

SS (66)

4.3.2.3. Phươ ng pháp giải trong miề n tầ n số bằ ng hàm truyề n RAO

Cũng sử dụng thuật toán chồng mode như nêu trên, nhưng trong bướ c (5), công

thức hàm phổ (56) hoặc (57) có các hàm mật độ phổ của tải trọng sóng SFF(ωωωω) sẽ đượ c

theo hàm mật độ phổ của sóng Sηηηηηηηη(ωωωω) nhờ hàm truyền [RAO]F có dạng như (23), và

thực hiện tươ ng tự vớ i các bướ c tiếp theo:

Sηηηηηηηη(ωωωω) ==>> SFF(ωωωω) ==>> SF’F’(ωωωω) ==>>SYY(ωωωω) ==>>Suu(ωωωω) (67)

(22) (56) (62) (66)

Cuối cùng ta sẽ tìm đượ c hàm truyền [RAO] để chuyển trực tiếp từ phổ sóng thành phổ

phản ứng i bất kỳ của kết cấu, có dạng tươ ng tự công thức (39):

SU jU j(ω) = [ ] )(2ωηηu SRAO

i(68)

4.3.2.4. Phươ ng pháp giải trong miề n thờ i gian bằ ng thuậ t toán chồ ng mode

Cũng sử dụng thuật toán chồng mode như khi tính hàm truyền RAO nói trên,

nhưng sau khi đưa bài toán xuất phát về dạng n bài toán 1 bậc tự do (54), ta sẽ sử dụng

phươ ng pháp giải theo miền thờ i gian như đã trình bày trong bài toán 1 bậc tự do ở trên

(tại mục 4.3.1.2) để chuyể n sang d ạ ng các bài toán 1 bậ c tự do tiề n đị nh.

Có ngh ĩ a là trong dãy các mối liên hệ về hàm mật độ phổ nói trên tại (67), bắt

đầu từ hàm Sηηηηηηηη(ωωωω) mô tả sóng ngẫu nhiên, nay sóng ngẫ u nhiên đượ c thay bằ ng tậ p

hợ p các sóng tiề n đị nh (hoặ c các sóng Airy, hoặ c bằ ng k ỹ thuậ t mô phỏ ng Monte-

Carlo, từ đó tiếp tục thực hiện các mối liên hệ (67) trong khuôn khổ của bài toán tiền

định.



121

4.3.3. Xác định các đặc trư ng xác suất của phản ứ ng kết cấu

Nhiệm vụ chính của việc giải bài toán dao động ngẫu nhiên kết cấu KCĐ Jacket

(44) là xác định đượ c phổ phản ứng của các nút kết cấu [dạng (65) hoặc (66)] .

Tuy nhiên, để thự c hiện các bài toán kiể m tra k ế t cấ u theo lý thuyế t độ tin cậ y

khi thiế t k ế k ế t cấ u Jacket chịu tác động của sóng ngẫ u nhiên, như sẽ đề cậ p ở chươ ng

tiế p sau, cần phải xác định đượ c các đặc tr ư ng xác suấ t của các phản ứ ng k ế t cấ u.

Trong các hệ tuyến tính, phổ phản ứng của hệ là mô tả đầy đủ một quá trình

ngẫu nhiên dừng, tươ ng ứng vớ i một luật phân phối đã xác định.

Từ hàm mật độ phổ của chuyển vị nút kết cấu, có thể xác định đượ c nhiều đặc

tính (như độ rộng phổ) và các đặc trưng xác suất của chuyển vị, trong đó độ lệch chuẩn(standard deviation) của chuyển vị là đượ c quan tâm trướ c tiên.

Bình phươ ng độ lệch chuẩn của chuyển vị (tức là phươ ng sai) đượ c xác định dựa

trên hàm mật độ phổ (66) như sau:

( ) ( ) ( )

( ) ( )∑ ∫

∫ ∑∫∞

=

∞

∞

=

∞

=

==

1 0

2

0 1

2

0

2

r

Y Y jr

n

r

Y Y jr uuu

d S

d S d S

r r

r r j j j

ω ω ω φ

ω ω ω φ ω ω σ

(69)

Từ hàm mật độ phổ của chuyển vị nút kết cấu cũng có thể suy ra đượ c hàm mậ t

độ phổ củ a nội l ự c và ứ ng suấ t tại các phầ n tử kế t cấ u thông qua mối quan hệ đại số

giữa chuyển vị nút và nội lực ở 2 đầu mỗi phần tử kết cấu như đã nêu trong hệ thức (52)

chươ ng 3, hoặc sử dụng phươ ng pháp hàm truyền, có dạng điển hình:

Sσσ (ω) = )(S.)i(H2

ωω ηη (70)

Trong đó: + Sσσ (ω) - Hàm mật độ phổ ứng suất tại vị trí cần tính;

+ Sηη (ω) - Hàm mật độ phổ của sóng

+ .)i(H2

ω = [RAO]2- Bình phươ ng hàm truyền từ sóng đến ứng suất tại vị

trí cần tính

Hệ thức (70) đượ c mô tả trên hình 62 dướ i đây.



122

Hình 62: Sơ đồ quan hệ giữ a phổ ứ ng suất và phổ sóng

4.3.4. Kết cấu dao động ngẫu nhiên như một bộ lọc các tần số daođộng riêng

Thay các kết quả tính đượ c của các toạ độ suy rộng (62) vào (66) và kể tớ i hàm

truyền (61), ta đượ c dạng hàm mật độ phổ của các phản ứng (chuyển vị nút) của kết cấu

kết cấu KCĐ Jacket trong quá trình dao động ngẫu nhiên do tải trọng sóng gây ra :

( )( )

( ) ( )( )∑

=

=ωωε+ω−ω

ωφ=ω

n

1rFF2222

r

jr2

2r

uu n,1 j;S2M

1S '

r'r j j

(71)

Trong đó: ( )ω ''r r F F

S - mật độ phổ của tải trọng suy rộng xác định đượ c theo mật độ phổ

tải trọng sóng (57), có biểu thức:



123

( ) ( ) ( ) n,1r;SSn

1sFFrs

2

FF ss'r

'r

=ωωφ=ω ∑=

(72)

Vớ i : ( ) ( )ω α ω η η S S sF F ss= (73)

Ở đây αs - hệ số phụ thuộc các yếu tố chuyển động của sóng tại vị trí tác động lên kết

cấu KCĐ.

Phân tích biểu thức hàm phổ chuyển vị u j của kết cấu đặc trưng bở i (71) ta thấy:

1) Vì thườ ng các hệ số cản ε là nhỏ, nên các số hạng trong tổng của (71)

sẽ có giá trị tăng nhanh tại các vị trí của tần số: ω = ω1 ; ω = ω2 ; ω = ω3 ; ....

2) Điều này dẫn đến một kết quả hết sức có ý ngh ĩ a là: K ế t cấ u KC Đ là

hệ dao độ ng ngẫ u nhiên n BTD chịu tác động của sóng có phổ Sηηηηηηηη(ω), đượ c xem như

là "bộ l ọ c", cho đ i qua chủ yế u các tầ n số dao độ ng riêng củ a hệ ( ω ωω ω 1 ; ω ωω ω 2 ; ω ωω ω 3 ; ....).

3) Do vậy nă ng l ượ ng phổ củ a phả n ứ ng cũ ng tậ p trung ở vùng lân cậ n

tầ n số dao độ ng riêng, kể từ tần số cực tiểu trở đi.

Trên hình 63 biểu diễn tính chất của "bộ lọc" này qua các quan hệ giữa mật độ

phổ ở đầu vào là sóng biển Sηηηηηηηη(ω), và các mật độ phổ ở đầu ra là phản ứng của kết cấu

KCĐ ( )ω j j uuS . Ta thấy rõ ràng chỉ có một số tần số DĐR đầu là có vai trò rõ rệt tronggiá trị của phản ứng.

ω = ω1 ω = ω2 ω3 ω4 ω (rad/s)

Su u (ω) j j

Sηη(ω)

j jSu u (ω)

Sηη(ω)

Hình 63: Quan hệ giữ a mật độ phổ phản ứ ng của kết cấu (chuyển vị u j) và

phổ sóng ( )ωηηS , thể hiện tính chất "bộ lọc" của hệ



124

Ngườ i ta đã tận dụng tính chất này để xác định bằ ng thự c nghiệm các t ần số

D Đ R của hệ k ế t cấ u DKBC Đ , thông qua các đồ thị thu đượ c về phổ phản ứng thực tế

của kết cấu.

4.3.5. Ứ ng dụng thự c hành

Sau đây ta sẽ xét 2 ví dụ thực hành để minh hoạ một số nội dung đã trình bày ở trên.

Ví dụ 1:

Xét một công trình biển cơ sơ đồ kết cấu của hệ một bậc tự do, hình 64, có cácđặc trưng sau:

+ d = 75 m ; l = 100m ; Mc = 2. 106 kg ; E I = 2250. 109 N/m2.

+ Ac = 29 m2 - diện tích quy đổi của mặt cắ ngang cột (theo sơ đồ 1 BTD);

+ A = 78 m3 /m - thể tích của nướ c bị choán chỗ trên một đơ n vị dài cột;

+ ρ = 103 kg/m3 - mật độ nướ c; ρc = 2,5.103 kg/m3 - mật độ vật liệu kết cấu cột;

+ D =10 m - đườ ng kính cột ;

+ Hệ số cản vận tốc và hệ số quán tính của cột tươ ng đươ ng như sau (đối vớ i

trườ ng hợ p này Cm = Cd = 1):

mKG AC C

mKG DC

C

mm

d

D

/ 78000..

/ 50002

.. 2

==

==

ρ

ρ

Amm

A

C C C

mKG AC

+=

== / 78000. ρ

η

Hình 64: Sơ đồ 1 bậc tự do của kết cấu công trình biển



125

Sử dụng phổ Pierson – Moskowitz đối vớ i vận tốc gió W = 20 m/s. Xác định gần

đúng dạng uốn của kết cấu ( ) 2 y yg = , ở đây

l

y y = .

Như vậy khối lượ ng của kết cấu:

Kgm yd ylC yd y Al M c M cc

24 / 3

0

41

0

4 10.3860. =++= ∫∫ ρ

Độ cứng của cột:

m N yd

y

g

l

I E K / 10.9000 3

1

0

2

2

2

3=

∂

∂= ∫

Tần số dao động riêng của hệ:

;334,210.3860

10.90002 === M

K r

ω suy ra ωr = 1,54 rad/s.

Hệ số cản của dao động xác định theo biểu thức:

ε = εS + εH

Trong đó: + εS - Hệ số cản do ma sát trong của vật liệu kết cấu, lấy = 0,05

+ εH - Hệ số cản thuỷ động của môi trườ ng nướ c, lấy = 0,01

Vậy trườ ng hợ p này, ta có ε = 0.06.

Tiếp theo, bằng cách tích phân phân số ta xác định đượ c các phổ lực đượ c cho

bở i phươ ng trình.

( )( )

( ) ( )

( )( ) ( )

ηη

σ

ω

π

+

σω

=ω

∫

∫S

ydygykchdksh

8C

ydygykchdksh

C

S2d

0v2

2

D

2d

0v

2

2

2I

FF

x

x



126

Trên hình 65 là phổ phổ sóng và phổ tải trọng sóng, cho thấy ảnh hưở ng của lực

cản vận tốc hầu như không đáng kể.

Sηη(ω), m /s2

ω, S−1

SFF(ω). 10 , kg m /s2 212 3

−1ω, S

Hình 65: Mật độ phổ của sóng (a) và của tải trọng sóng (b)

(1) - Thành phần quán tính ; (2) - Thành phần cản vận tốc

Bình phươ ng hàm truyền [H(iω)]2 của hệ một bậc tự do đượ c tính theo công thức

(61), các kết quả tính toán này đượ c trình bày trên hình 66a.

ω, S−1 −1ω, S

SU U , m /s2

Κ |Η(iω)| 2 2

Hình 66 : Bình phươ ng hàm truyền (a)

Mật độ phổ của phản ứ ng (b)

Phổ chuyển vị xác định đượ c theo phổ của tải trọng và bình phươ ng hàm truyền:

( ) ( )F F

r

F F uuS

M i H S i H S

42

22 1

ω ω ω ==

Phổ chuyển vị có dạng như trên hình 66b.Phươ ng sai chuyển vị đượ c xác định theo biểu thức (69):



127

( )∫∞

=0

2 ω ω σ d S uuu

Tính tích phân số, ta nhận đượ c:

mmuu

304,0092,0 22 =⇒= σ σ

Xác suất để đại lượ ng chuyển vị U nằm trong giớ i hạn mu

0912,03 =± σ (có

ngh ĩ a là xác xuất độ tin cậy) : P = 0,9973

Đối vớ i mômen uốn:

522

2

2

10.35,1=⇒

= M u M l

I E

σ σ σ 510.05,43 ±=± M σ

Sau khi biết chuẩn của chuyển vị u

σ , có thể xác định đượ c chuyển vị trung bình

cực đại theo:

( )[ ] 2 / 1 / ln2max muT T U σ =><

Ví dụ 2:

Xét một kết cấu chân đế bằng thép kiểu Jacket như trên hình 67. Các kích thướ c

và đặc trưng của kết cấu KCĐ lấy từ một thiết kế thực tế. Trong tính sơ bộ, đã dùng sơ

đồ hệ khung phẳng gồm 36 phần tử và 20 nút, như trên hình 68. Tác động của sóng

ngẫu nhiên đượ c mô tả bở i trạng thái biển có phổ sóng Pierson – Moskowitz, trong đó

các thông số địa phươ ng lấy giá trị A = 2.56 và B = 0.229, tươ ng ứng vớ i sóng có Hmax = 30 m (tức là Hs = 18.5m) và chu kỳ T0 = 17 s.

Kết quả giải bài toán động ngẫu nhiên cho:

+ Các tần số dao động riêng ω1 = 3,80 rad/s ; ω2 = 10,714 rad/s

+ Độ lệch chuẩn của chuyển vị ở đỉnh σu = 0,1695m ≈ 0.17m (lấy hệ số cản ma

sát trong γ s = 0.05).

Trên hình 68 đưa ra các kết quả tính toán chuẩn momen và chuẩn lực các thanh

đứng của KCĐ.



128

Hình67 : Sơ đồ kết cấu chân đế Jacket

σ = 0,17 ΜtoD

Hình 68: Kết cấu KCĐ. a) Sơ đồ tính; b) Dạng uốn

c) Mômen uốn trong thanh đứng; d) Lực cắt trong thanh đứng



129

4.4. Kết luận

Trong chươ ng này đã đề cập 2 bài toán quan trọng nhất của kết cấu khối chân đế

Jacket:

1) Bài toán động lực học của kết cấu Jacket chịu tải trọng sóng tiền đinh;

2) Bài toán động lực học của kết cấu Jacket chịu tải trọng sóng ngẫu nhiên.

Tuy nhiên vì tính chất phức tạp và vị trí quan trọng của đối vớ i công trình biển

cố định vùng nướ c sâu, nên phần lớ n nội dung dành cho bài toán động lực học theo mô

hình ngẫu nhiên, vớ i cả 2 loại phươ ng pháp giải trong miền tần số và trong miền thờ i

gian là các phươ ng pháp đêu đượ c sử dụng trong các phần mềm hiện hành chuyên dụng

cho tính toán các công trình biển.Việc giải hai bài toán này là nội dung của “Bướ c 2” trong quá trình tính toán

thiết kế kết cấu KCĐ Jacket của công trình biển bằng thép ở vùng nướ c sâu, nhằm phục

vụ cho “Bướ c 3” là giai đoạn thiết kế kiểm tra bền và mỏi các phần tử kết cấu (xem

“Lưu đồ tính toán & thiết kế KCĐ Jacket”, mục 1.3, chươ ng 1), sẽ đượ c đề cập trong

chươ ng 5 tiếp sau đây.



130



130

CHƯƠ NG 5

KIỂM TRA BỀN VÀ MỎI KẾT CẤU CHÂN ĐẾ JACKET CỦA

CÔNG TRÌNH BIỂN CỐ ĐỊNH Ở VÙNG NƯỚ C SÂU

5.1. Mở đầu

5.1.1. Mục tiêu kiểm tra bền và mỏi trong thiết kế kết cấu chân đế Jacket

Kiểm tra bền và mỏi là hai công việc quan trọng nhất ở giai đoạn cuối cùng

cùng của quá trình tính toán thiết kế lựa chọn cầu hình đảm bảo kết cấu chân đế khai

thác đượ c an toàn trong cả đờ i sống công trình, như đã trình bày trong “Lưu đồ tính

toán thiết kế KCĐ Jacket” ở chươ ng 1. Mục tiêu an toàn của kết cấu đượ c thực hiệntheo yêu cầu của các trạng thái giớ i hạn (TTGH) đượ c quy định trong các Tiêu chuẩn

thiết kế công trình biển cố định bằng thép điển hình là của API [15], [16] và của DNV

[17], 18].

Việ c kiể m tra bề n kế t cấ u đượ c thực hiện theo yêu cầu của “Trạ ng thái giớ i

hạ n cự c đại” ( Ultimate Limit State - ULS), tức là đảm bảo kết cấu khai thác đượ c an

toàn trong điều kiện sóng bão 100 năm (hoặc 50 năm, tuỳ theo Tiêu chuẩn thiết kế) vớ i

tổ hợ p bất lợ i nhất của các tác động khác.

Việ c kiể m tra mỏi kế t cấ u đượ c thực hiện theo yêu cầu của “Trạ ng thái giớ i

hạ n mỏi” (Fatigue Limit State - FLS), tức là đảm bảo kết cấu không bị phá huỷ cho

đến cuối thờ i gian khai thác dự kiến, do các tổn thất tích luỹ về mỏi của vật liệu khi

chịu tác động của tải trọng thay đổi có tính chu kỳ (chủ yếu do tải trọng sóng, có thể

kể đến các loại tác động khác tuỳ từng trườ ng hợ p cụ thể).

Sau khi cấu hình của kết cấu đã đượ c thoả mãn 2 TTGH nói trên, sẽ tiến hànhkiểm tra bổ sung theo “Trạ ng thái giớ i hạ n về đ iều kiệ n khai thác” (Serviceability

Limit State - SLS) và “Trạ ng thái giớ i hạ n tích lu ỹ phá hu ỷ do sự cố bấ t thườ ng”

(Limit State of Progressive Collapse - PLS).

Như đã thể hiện trên Lưu đồ thiết kế (Ch.1), câu hình kết cấu KCĐ đượ c xác

định cuối cùng là quá trình lặp điều chỉnh để có “ kích thướ c kế t cấ u hợ p lý”, thoả mãn

“ 2 mụ c tiêu: an toàn và tiế t kiệ m vậ t liệu “

Mục tiêu tiết kiệm vật liệu đượ c xác định bở i “ H ệ số sử d ụ ng thép”- SUF

(Steel Utilization Factor ):



131

SUF =B

A

ich.huu.trong.Tai

luc.chiu.cau.ket.thep.luong.Tong= ---> Min (1)

Trong đó: + A- Tổng trọng lượ ng thép của kết cấu chịu lực (chủ yếu là khối chân đế)

+ B - Tải trọng hữu ích đặt lên kết cấu chịu lực.

Một số thiết kế điển hình cho loại dàn đa chức năng (PDQ) đã đạt SUF = 40 -

45 % [12].

Tuy nhiên việc chọn cấu hình hợ p lý, ngoài chỉ tiêu (1), cũng cần xét đến các

yếu tố khác để đả m bả o giá thành công trình chấ p nhậ n đượ c, như chi phí thi công,

giá thành nguyên vật liệu, chi phí trong quá trình duy tu bảo dưỡ ng công trình.

Trong chươ ng này sẽ đề đến các phươ ng pháp tính toán kiểm tra bền và mỏicác phần tử thanh ống của kết cấu KCĐ Jacket, theo mô hình tiền định và mô hình xác suất.

5.1.2. Tổng quan quá trình thự c hiện kiểm tra bền và mỏi kết cấu Jacket

Để chắp nối sự liên hệ xuyên suốt giữa các nội dung của chươ ng 2 (số liệu đầu

vào - Bướ c I) và chươ ng 3, chươ ng 4 (các phươ ng pháp tính toán kết cấu KCĐ chịu tải

trọng tựa t ĩ nh và động của sóng biển theo mô hình tiền định và ngẫu nhiên - Bướ c II),

vớ i chươ ng 5 (kiểm tra bền và mỏi kết cấu KCĐ - Bướ c III), sau đây ta đưa ra sơ đồ tổ ng thể biể u diễ n mố i quan hệ giữ a “3 Bướ c” phụ c vụ kiể m tra bề n và mỏi KC Đ

ch ị u tác độ ng củ a các loại mô hình sóng, như trên hình 69.

Trình tự các khối thuật toán như sau.

1) Khối ban đầu: xác định các số liệu đặc trưng cho các trạng thái biển (TTB) có

hướ ng ngắn hạn cần khảo sát (HS, TZ, θ);

2) Khối A: Nhánh - Tính toán theo mô hình sóng tiề n đị nh;

3) Khối A1: Xác định các số liệu sóng cực đại và các sóng gây mỏi (chiều cao,chu kỳ);

4) Khối A2: Lựa chọn lý thuyết sóng đều cho từng loại sóng (tuyến tính, phi tuyến);

5) Khối A3: Tính tải trọng sóng cho từng loại sóng;

6) Khối A4: Tính toán kết cấu KCĐ để xác định ứng suất cực đại và ứng suất gây mỏi;

7) Khối B: Nhánh - Tính toán theo phổ sóng;

8) Khối B1: Tính phổ sóng của các TTB ngắn hạn Sηη(ω) dựa trên (HS, TZ, θ);

9) Khối C: Nhánh - Tính toán trong miề n tầ n số ;

10) Khối C1: Mô tả tính chất động học của sóng theo lý thuyết sóng đều (xem 2.3.4.4);



132

Hình 69: Sơ đồ thuật toán tổng thể tính toán bền và mỏi của kết cấu Jacket nướ c sâu [8]



133

11) Khối C2: Xác định phổ tải trọng sóng trong các TTB ngắn hạn;

12) Khối C3: Phân tích kết cấu vớ i từng TTB ngắn hạn để xác định các hàm truyền

ứng suất tươ ng ứng [RAO]σ = [Úng suất/ η];

13) Khối C4: xác định phổ ứng suất tại các vị trí khảo sát cho từng TTB ngắn hạn

Sσσ(ω) = ( [RAO]σ )2 Sηη(ω) (xem mục 4.3.3);

14) Khối D: Nhánh - Tính toán trong miề n thờ i gian;

15) Khối D1: Mô tả động học của phần tử nướ c theo thờ i gian, dự trên lý thuyết sóng

ngẫu nhiên tuyến tính;

16) Khối D2: Mô tả động học của phần tử nướ c theo thờ i gian, dựa trên lý thuyết sóng

ngẫu nhiên phi tuyến;17) Khối D3: Phân tích tải trọng sóng theo bướ c thờ i gian, đối vớ i từng TTB ngắn hạn;

18) Khối D4: Tính toán ứng suất kết cấu thay đổi theo thờ i gian, tại các điểm khảo sát;

19) Khối ACD: Bướ c cuối cùng (III)- Tính toán độ bề n và mỏi tại các đ iể m khả o sát

Sau đây ta sẽ lần lượ t đề cập đến hai bài toán bền và mỏi kết cấu KCĐ Jacket

theo mô hình tìên định và ngẫu nhiên.

5.2. Kiểm tra bền kết cấu Jacket

5.2.1. Yêu cầu bài toán kiểm tra bền các phần tử thanh của kết cấu Jacket

Bài toán kiểm tra bền các phần tử thanh ống của kết cấu KCĐ Jacket phải đá

ứng các yêu cầu sau:

1) Lựa chọn điều kiện sóng và các yếu tố của TTB ngắn hạn theo TTGH cực

đại (ULS) kết vớ i tổ hợ p các tải trọ ng theo Tiêu chuẩ n thiế t kế đượ c quy đị nh:

2) Đảm bảo cung cấ p đầ y đủ và tin cậ y các chỉ tiêu về số liệu tải trọ ng theo

yêu cầu củ a các mô hình tính toán (như sơ đồ thuật toán trên hình 70)3) Cần xét đến các yế u tố gây hiệu ứ ng cụ c bộ về nội l ự c và ứ ng suấ t (như áp

lực thuỷ t ĩ nh, uốn dọc, dòng xoáy sau thanh dạng trụ, đọ lệch tâm của các thanh quy

về nút)

4) Việc kiểm tra phải đượ c thự c hiệ n đầ y đủ theo Tiêu chuẩ n thiế t kế đượ c

quy đị nh.

Trong phần trình bày dướ i đây, chỉ nêu ra các phươ ng pháp tính toán và khuyến

nghị phạm vi áp dụng từng phươ ng pháp, không đi sâu vào việc thực hiện theo quy

định theo Tiêu chuẩn thiết kế.



134

5.2.2. Lự a chọn phươ ng pháp tính kết cấu Jacket chịu tải trọng sóng

Để kiểm tra bền vớ i sóng cực đại, việc cần quan tâm trướ c tiên là phải

chọ n phươ ng pháp thích hợ p để tính kế t cấ u Jacket. Tiếp theo sơ đồ thuật toán tổng

thể đã trình bày trên hình 69, sau đây là sơ đồ thuậ t toán l ự a chọ n phươ ng pháp thích

hợ p để tính kế t cấ u ch ị u tải trong sóng, như trên hình 70.

Trình tự các khối có nội dung như sau.

1) Khối ban đầu: Kiểm tra hiệu ứng động cộng hưở ng đáng kể = “không”, hay “có”;

2)Khối A: Nhánh “không”- Tính toán theo mô hình sóng tiề n đị nh;

3) Khối A1: Tính toán t ĩ nh theo mô hình sóng đều, hoặc tựa t ĩ nh kèm theo hệ số

động nhỏ (DAF); thườ ng để tính CTB dạng cột chịu sóng cực đại, hay tính mỏi kết

cấu Jacket nướ c nông;

4) Khối B : Nhánh “có” (đối diện vớ i A) - Tính toán theo mô hình sóng ngẫ u nhiên

- phổ sóng;

5) Khối B1: Nhánh con B1 - Sử dụng đượ c lý thuyết sóng tuyến tính =>

=> Dành cho CTB nướ c sâu ,

(a) Nếu lực cản vận tốc = nhỏ và tuyế n tính hoá đượ c => chuyển nhánh B3, (b) Nếu lực cản vận tốc = l ớ n và không tuyế n tính hoá đượ c =>

==> chuyển nhánh B4;

6) Khối B3: Nhánh con B3 - Sử dụng Morison dạng tuyến tính hoá (khi lực cản vận

tốc là nhỏ) để giải bài toán độ ng trong miề n tầ n số ;

7) Khố i C1: Tính toán độ ng kế t cấ u trong miề n tầ n số dựa trên sóng tuyến tính ngẫu

nhiên (xem mục 4.3.2.2); ví dụ khi tính toán mỏi cho kết cấu Jacket;

8) Khối B2 : Nhánh con B2 (đối diện vớ i B1) - Không sử dụng đượ c lý thuyết sóng

tuyến tính => Dành cho CTB nướ c vừa và nông;

(a) Nếu có thể sử dụng lý thuyết sóng tuyến tính hoá (theo kinh nghiệm)

==> chuyển sang nhánh B1 =>

=> thườ ng có thể áp dụng cho vùng nướ c vừ a;

(b) Nếu không thể sử dụng lý thuyết sóng tuyến tính hoá (theo kinh nghiệm)

==> chuyển sang nhánh B4;

9) Khối B4 : Giải bài toán độ ng trong miề n thờ i gian ==> Nhánh C2 và nhánh C3;



135

Hình 70: Sơ đồ thuật toán lự a chọn phươ ng pháp thích hợ pđể tính kết cấu Jacket chịu tải trọng sóng ở các vùng nướ c khác nhau [8]



136

10) Khối C2 : Tính toán độ ng kế t cấ u trong miề n thờ i gian dựa trên sóng tuyến tính

ngẫu nhiên (xem mục 4.3.2.2); ví dụ khi tính toán kết cấu Jacket nướ c sâu;

11) Khối C3: Tính toán độ ng kế t cấ u trong miề n thờ i gian dựa trên sóng phi tuyến

ngẫu nhiên (xem mục 4.3.2.4); trườ ng hợ p này thườ ng đượ c sử dụng cho tính toán kế t

cấ u tự nâng Jack-up ở vùng nướ c vừ a.

Nhận xét: Các phươ ng pháp tính kết cấu KCĐ công trình biển cố định theo

trình từ các khối từ A1 - C1 - C2 - C3 cũng là trình tự của mức độ phức tạp từ thấp lên

cao của phươ ng pháp tính, vớ i nội dung của các phươ ng pháp đã đượ c trình bày ở

chươ ng 4.

5.2.3. Các bài toán kiểm tra bền 5.2.3.1. C ơ sở để xác đị nh các hệ số an toàn

Hiện nay có nhiều quan điểm để để đưa ra các hệ số an toàn trong kiểm tra độ

bền của kết cấu KCĐ Jacket. Khái quát, có thể kể đến các loại quan điểm sau.

1) Xác đị nh theo mứ c độ an toàn đố i vớ i con ngườ i và hậu quả khi CTB b ị phá hu ỷ.

Trong Tiêu chuẩn API [15] đã đưa ra quy định về các mức sau làm căn cứ để

xác định hệ số an toàn:

+ Phân mức an toàn về con ngườ i (Life Safety): gồm

- L-1 = có ngườ ì ở , nhưng không thể thoát ra ngoài,

- L-2 = có ngườ ì ở , có thể thể thoát ra ngoài,

- L-3 = không ngườ ì ở .

+ Phân mức hậu quả khi CTB bị phá huỷ (Consequences of Failure): gồm

- L-1 = hậu quả nặng nề,

- L-2 = hậu quả trung bình,

- L-3 = hậu quả thấp.

Trong Tiêu chuẩn DNV cũng kể đến các yếu tố như trên trong các hệ số tổ hợ p

tải trọng tươ ng ứng vớ i từng TTGH khi thiết kế [18].

2) Xác đị nh theo phươ ng pháp thiế t kế :

+ Thiế t kế theo phươ ng pháp ứ ng suấ t cho phép (Allowable Stress Method):

là phươ ng pháp này truyền thống chỉ có 1 hệ số an toàn trong kiểm tra, chủ yếu tập

trung vào ứng suất cực đại; tuy nhiên hiện nay đang có xu hướ ng thay thế bằng cácphươ ng pháp khác thích hợ p hơ n ( như [15], [17]);



137

+ Thiế t kế theo phươ ng pháp hệ số tải trọ ng (như Tiêu chuẩn BS 5950):

phươ ng pháp này lại có nhượ c điểm là không kể đến vật liệu;

+ Thiế t kế theo phươ ng pháp các hệ số an toàn từ ng phầ n (Partial Safety

Method): đượ c sử dụng trong Tiêu chuẩn DNV [17], [18] còn gọi là các phươ ng pháp

thiết kế theo các TTGH bán xác suất (Semiprobalistic Limit State Design), và tươ ng tư

vớ i API, gọi là phươ ng pháp thiết kế theo các hệ số tải trọng & vật liệu (Load &

Resistance Factor Design - LRFD) [16]; Phươ ng pháp này đã khắc phục nhượ c điểm

của 2 phươ ng pháp trên, trong đó các hệ số đượ c xử lý theo mô hình xác suất; Đ ây là

phươ ng pháp đượ c sử d ụ ng phổ biế n hiệ n này trong thiế t kế kế t cấ u công trình biể n;

+ Phươ ng pháp thiế t kế theo mô hình xác suấ t (Probabilistic Design): Đượ csử dụng sớ m nhất trong Tiêu chuẩn DNV [17[(1977, 1983) và các Tiêu chuẩn hiện

hành [18], cũng như đưa vào trong phần mềm chuyên dụng SESAM [19].[20]; Ví dụ

đã đưa ra Tiêu chuẩn về xác suất phá huỷ cho phép đối vớ i TTGH-ULS là 10-4 /1 năm

Trong API RP2A-LRFD cũng đã bướ c đầu ứng dụng mô hình xác suất trong thiết kế [16].

Nhận xét: Hiện nay, xu hướ ng ứng dụng mở rộng lý thuyết độ tin cậy trong tính toán

kết cấu công trình biển, để đánh giá mức an toàn theo xác suất kể đến các yếu tố rủi ro

gây tổn thất hoặc phá huỷ kết cấu công trình.

5.2.3.1.Kiể m tra bề n theo mô hình tiề n đị nh

Dựa trên kết quả tính toán của bài toán phù hợ p (tựa t ĩ nh hoặc động tiền định)

đối vớ i tải trọng sóng (như đã nêu tại sơ đồ thuật toán ở các hình 69 & 70), cùng vớ i

các tổ hợ p tải trọng trong TTGH - ULS, ta xác định đượ c nội lực và ứng suất tại tất cả

các phần tử thanh ống và nút ống của kết cấu khối chân đề Jacket. Trên hình 71 là sơ

đồ tượ ng trưng kết cấu Jacket và một nút ống đơ n giản. Hình 72 trình bày phân loại các

dạng nút ống trong kết cấu Jacket.

1) Các bài toán kiểm tra bền của thanh ống:

(1) Xác định ứng suất cho phép của các phần tử ống: ứng vớ i các trạng thái chịu

tải khác nhau, như kéo - nén- uốn- cắt, áp lực thuỷ t ĩ nh;

(2) Kiểm tra điều kiện bền của phần tử chịu các tổ hợ p tải trọng khác nhau, như

kép - uốn, nén-uốn, nén - áp lực thuỷ t ĩ nh

(3) Kiểm tra bền đoạn ống hình côn;



138

(4) Kiểm tra điều kiện bền đối vớ i các phần tử chịu kéo và nén tại các nút ống,

kiểm tra chọc thủng ống chủ (Punching shear), kiểm tra độ bền nút đối vớ i ống nhánh.

Hình 71: Sơ đồ tượ ng trư ng kết cấu Jacket (a) và cấu tạo 1 nút ống đơ n giản để kiểm tra bền ống nhánh (brace) và chọc thủng ống chủ (chord)



139

Hình 72: Phân loại nút ống trong kết cấu Jacket



140

5.2.3.2. Kiể m tra bề n theo mô hình xác suấ t củ a lý thuyế t độ tin cậ y [12a], [18]

Xác định độ tin cậy theo điều kiện bền tại các vị trí nguy hiểm, tươ ng tự như dã

xét đối vớ i mô hình tiền định, sau đó sử dụng đ iều kiệ n an toàn theo lý thuyế t độ tin

cậ y về bề n tại điểm xét có dạng:

P = Prob ( R ≥ S) = Prob ( Z = R - S ≥ 0) ≥ [P] (2)

Trong đó: + R = cườ ng độ của vật liệu, có hàm mậ t độ xác xuấ t (Probability

Density Function - PDF) f R;

+ S = ứng suất cực đại tại điểm khảo sát, có mật độ xác suất f S;

+ P = độ tin cậy (Reliability) theo điều kiện bền của điểm cần kiểm tra;

+[P] = độ tin cậy cho phép, hoặc có thể chấp nhận (acceptable reliability).Tươ ng tự (2), ta có thể đ ánh giá an toàn theo đ iều kiệ n củ a xác suấ t phá hu ỷ :

Pf = 1 - P = Prob ( Z = R - S < 0) < [Pf ] (3)

Trong đó: + Pf = xác suất phá huỷ theo điều kiện bền tại điểm xét;

+ [Pf ] = xác suất phá huỷ cho phép, hay có thể chấp nhận (acceptable

probability of failure).

Từ (2) và (3) ta thấy Z = R - S là miề n an toàn về đ iều kiệ n bề n, cũng là đại

lượ ng ngẫu nhiên, có hàm mật độ xác suất f Z.

Trên Hình 5 biểu diễn đồ thị hàm mật độ xác suất (PDF) của các đại lượ ng ngẫu

nhiên (ĐLNN) R, S và Z = R - S. Xác suất phá huỷ đượ c thể hiện bở i diện tích miền

có gạch chéo của đồ thị f Z.

Hình 73: Đồ thị hàm mật độ xác suất của các ĐLNN R, S và Z = R- S



141

Độ tin cậy còn đượ c biểu diễn dướ i dạng chỉ số độ tin cậ y (Reliability Index):

β =Z

Z

σ

µ=

2S

2R

SR

σ−σ

µ−µ(4)

Điều kiện an toàn có dạng: β ≥ [β] (5)

Trong đó:

+ µR , µS và µZ - kỳ vọng (Expected value) của các ĐLNN R, S và Z;

+ σR , σS và σZ - độ lệch chuẩn (Standard deviation) của các ĐLNN R, S và Z.

+ [β] là chỉ số độ tin cậy cho phép, hoặc chấp nhận đượ c.

S là ứng suất cực đại tại điểm cần kiểm tra bền, do tổ hợ p các tải trọng của TTGH

cực đại, trong đó chỉ có tải trọng sóng đượ c xem là yếu tố ngẫu nhiên, nên S có dạng:

S = S1 + S2 (6)

Trong đó:

+ S1 = đại lượ ng tiền định, là ứng suất tại điểm khảo sát do các tải trọng tiền định gây ra;

+ S2 = đại lượ ng ngẫu nhiên, ứng suất cực đại σmax của σ(t);

+ σσσσ(t) = quá trình ngẫu nhiên do tải trọng sóng gây ra, có phổ ứng suất Sσσ(ω) đượ c

xác định theo nhánh B3 - C1 (dành cho CTB nướ c sâu), có dạng như đã nêu tại mục

4.3.3:

Sσσ(ω) = [ ] )(2ωσ ηηSRAO (7)

Trong đó:+ [RAO]σ = hàm truyền ứng suất tại điểm xét, đượ c xác định theo phươ ng

pháp giải bài toán động lực học ngẫu nhiên trong miền tần số (mục 4.3.2 trong ch.4);

+ Sηη(ω) = hàm mật độ phổ của sóng trong TTB ngắn hạn cực đại (ULS).

Từ hàm phổ ứng suất (7), ta xác định đượ c luậ t phân phố i các ứ ng suấ t cự c đại

S2 = σmax , phụ thuộc vào thông số độ rộng của phổ (là dải hẹp hay rộng). Biết luật

phân phối của ĐLNN S2, kết hợ p vớ i (6) và (2), ta sẽ xác định đượ c độ tin cậy theo

điều kiện bền tại điểm xét.

Điều kiện an toàn (2) đượ c biểu diễn tổng quát theo các trạng thái giớ i hạn:

P = Prob (Z = g ( X1, X2,....Xn) ≥ 0) ≥ [P] (8)

Trong đó: Z = g( X1, X

2,....X

n) = hàm của các ĐLNN, biểu diễn miền an toàn của kết

cấu theo yêu cầu thiết kế, điển hình là các trạng thái giớ i hạn.



142

Cách kiểm tra bền của các đại lượ ng ngẫu nhiên theo mô hình tiền định:

Nếu trong Tiêu chuẩn thiết kế chưa quy định phươ ng pháp kiểm tra bền theo lý

thuyết độ tin cậy như đã nêu ở trên, thì có thể chuyển đổi sang cách kiểm tra bền theo

mô hình tiền định (mục 5.2.3.1) bằng cách tính gầ n đ úng giá tr ị ứ ng suấ t cự c đại của

ĐLNN max σσσσ(t) dựa trên hàm mật độ phổ của quá trình ngẫu nhiên ứng suất σσσσ(t). Ví

dụ nếu hàm phổ ứng suất thuộc loại phổ dải hẹp, tức là ĐLNN có phân phối Rayleigh,

thì có thể tính đượ c giá tr ị l ớ n nhấ t xấ p xỉ củ a ứ ng suấ t (the most probable highest

value of stress) trong N chu trình ứng suất tính vớ i sóng của TTB cực đại (ULS) kéo

dài trong thờ i gian T*, theo công thức [8]:

σσσσmax = oM . )Nln(2 (9)

Trong đó:

Mo = ∫∞

σσ ωω0

d).(S ; N =ZT

*Τ=

o

2*

M

M

2

T

π;

vớ i + Sσσ(ω) = hàm mật độ phổ của quá trình ngẫu nhiên ứng suất σσσσ(t);

+ T+ = Thờ i gian của TTB ngắn hạn khảo sát (theo ULS) ;

+ TZ =2

o

MM.2π (sec) .

Ví dụ vớ i cơ n bão trong 3 giờ , lấy TZ ≈ 10 sec ==> N = 1080 chu trình ứng suất.

5.3. Tính mỏi tiền định kết cấu Jacket

5.3.1. Mở đầu

5.3.1.1. Khái niệ m về hiệ n tượ ng mỏi Hiện tượ ng mỏi của vật liệu kết cấu xẩy ra phụ thuộc và các yếu tố sau đây:

1) Tính chất tác động của tải trọng:

+ Tải trọng thay đổi có tính chất chu kỳ,

+ Cườ ng độ đủ lớ n để có thể gây ra mỏi,

+ Số lượ ng chu trình ứng suất đủ lớ n;.

2) Vật liệu của kết cấu;

3) Các yếu tố hình học của kết cấu (liên quan đến hiện tượ ng ứng suất tập trung, dễ hình thành các khuyết tật khi chế tạo,...).



143

5.3.1.2. Các giai đ oạ n phát triể n mỏi

Quá trình phá huỷ mỏi gồm 3 giai đoạn kéo dài theo số lượ ng các chu trình ứng

suất (hay còn gọi là chu trình chất tải)

1) Giai doạn 1: bắt đầu xuất hiện vết nứt

2) Giai đoạn 2 : quá trình lan truyền chậm vết nứt;

3) Giai đoạn 3: lan truyền nhanh vết nứt dẫn đến kết cấu bị phá huỷ đột ngột

Trên Hình 6 biểu diễn ứ ng suấ t σ σσ σ (t) thay đổ i theo hàm đ iều hoà vớ i chu trình

đố i xứ ng, có giá trị σmax=SM và σmin=Sm , mỗi một chu trình ứng vớ i thờ i gian một

chu kỳ T. Số gia ứng suất ∆σ = S = SM - σmin , số lượ ng chu trình ứng suất là 2 đại

lượ ng chủ yếu gây ra phá huỷ mỏi đối vớ i một loại vật liệu nào đó của kết cấu..

Hình 74: Sơ đồ ứ ng suất thay đổi điều hoà vớ i chu trình đối xứ ng

5.3.1.3. Yêu cầu bài toán kiể m tra mỏi kế t cấ u Jacket

1) Tìm điểm có khả năng phá huỷ mỏi:gọi là “điểm nóng”

2) Tính toán tải trọng gây mỏi và xác định ứng suất tại điểm nóng3) Xác định số lượ ng chu trình ứng suất gây phá huỷ mỏi theo giai đoạn 1 hoặc

giai đoạn 2 (phụ thuộc vào khả năng chịu mỏi của vật liệu).

5.3.1.4. Các phươ ng pháp tính mỏi

Hiện nay có 3 phươ ng pháp tính mỏi chủ yếu đượ c sử dụng rộng rãi trong các

Tiêu chuẩn thiết kế công trình biển chịu tải trọng sóng:

1) Phươ ng pháp tính mỏi d ự a trên thí nghiệ m (Methods based on fatigue tests) còn

gọi là phươ ng pháp Palmgren - Miner (P-M): phươ ng pháp này dựa trên đườ ng cong

mỏi thực nghiệm S-N, tính phá huỷ mỏi ở giai đ oạ n 1;



144

2) Phươ ng pháp tính mỏi theo cơ họ c phá hu ỷ (Methods based on fracture

mechanics): phươ ng pháp này dựa trên các phươ ng pháp của cơ học phá huỷ (kèm

theo nhiều thông số của vật liệu, kết cấu, tải trọng) để mổ tả quá trình lan truyền chậm

vết nứt theo giai đ oạ n 2 của phá huỷ mỏi.

3) Phươ ng pháp tính mỏi đơ n giả n:Trong trườ ng hợ p CTB ở vùng nướ c nông (như

khối A1 trong sơ đồ thuật toán ở hình 70), API đã đưa ra các đ iều kiệ n có thể sử d ụ ng

phươ ng pháp đơ n giả n để tính mỏi [15]:

(1) CTB ở vùng nướ c sâu dướ i 122 m nướ c (400 feet);

(2) Vật liệu thép kết cấu thuộc loại thép dẻo (ductile steels);

(3) Kết cấu KCĐ Jacket thuộc loại khung siêu t ĩ nh;(4) Kết cấu KCĐ Jacket có chu kỳ dao động cơ bản Tmax< 3 sec.

Tuỳ theo tải trọng sóng tác động lên kết cấu Jacket là tải trọng tiền định hay

ngẫu nhiên mà áp dụng 2 phươ ng pháp trên để tính mỏi tiề n đị nh hay ngẫ u nhiên,

bao gồm kiểm tra mỏi tại thờ i điểm bất kỳ trong quá trình khai thác, và đánh giá tuổi

thọ mỏi của kết cấu trong giai đoạn thiết kế, cũng như tuổi thọ mỏi còn lại trong thờ i

kỳ khai thác. Trong thiết kế hiện nay, phươ ng pháp P-M đượ c sử dụng chủ yếu để

tính toán mỏi. Dướ i đây sẽ chỉ đề cập đến phươ ng pháp P-M.

5.3.2. Tính mỏi tiền định theo phươ ng pháp P-M

5.3.2.1. Thuậ t toán tổ ng quát tính mỏi tiề n đị nh

Việc tính toán mỏi tiền định đượ c thực hiện theo sơ đồ thuật toán như trên hình 75,

trong đó nội dung các khối như sau:

1) Khối đầu vào: số liệu sóng của các TTB ngắn hạn vớ i các thông số (HZ, TZ, θ);

Từ bộ số liệu đầu vào, lựa chọn 1 trong 3 phươ ng pháp (A1, A2, A3) để xácđịnh các sô liệu cho tùng sóng riêng lẻ sóng theo mô hình tiền định phục vụ tính mỏi;

2) Khối A1: Xác định các Hmax ứng vớ i mỗi hướ ng sóng θ;

3) Khối A2:Dựa vào phân phói Rayleigh xác định các H cho mỗi TTB (HZ, TZ, θ);

3) Khối A3: Xác định trực tiếp phân phối liên kết (H, T, θ);

3) Khối B: Lựa chọn chu kỳ sóng T cho từng chiều cao H và θ

3) Khối B1: Tính tải trọng sóng cho từng trườ ng hợ p (H, T, θ);

3) Khối B2:Tính toán kết cấu KCĐ Jacket và xác định ứng suất tại các điểm nóng cho

từng trườ ng hợ p (H, T, θ);



145

4) Khối B3: Dựa vào kết quả khối B2 và đườ ng cong mỏi S-N, tính tổn thất mỏi cho

từng trườ ng hợ p (H, T, θ), và tính tổng đối vớ i các TTB ngắn hạn..

Hình 75: Sơ đồ khối tính mỏi tiền định của kết cấu KCĐ Jacket



146

5.3.2.2. Đườ ng cong mỏi S-N

Thực hiện các thí nghiệm trên mẫu của từng loại vật liệu kết cấu, chịu tải trọng

thay đối điều hoà vớ i chu trình đối xứng (hình 74), cho số lượ ng chu trình ứng suất N

gây phá huỷ mỏi (ở giai đoạn 1) tỷ lệ vớ i số gia ứng suất S = ∆σ = SM - σmin vớ i hệ thức:

N = a S-m (10)

Trong đó a và m là các thông số phụ thuộc vật liệu, đượ c xác định bằng thực nghiệm.

Phươ ng trình (10) gọi là phươ ng trình đườ ng cong mỏi Wohler, đượ c sử dụng

trong phươ ng pháp tính mỏi P-M.

Thông thườ ng đối vớ i thép ống sử dụng cho kết cấu KCD Jacket, phá huỷ mỏi

xẩy ra trong phạm vi 104 < N < 10 7 ÷ 108 Phá huỷ mỏi vớ i 0 < N < 10 4 đượ c gọi là phá huỷ mỏi vớ i số lượ ng ít chu

trình, thườ ng xẩy ra trong trườ ng hợ p tải trọng có cườ ng độ lớ n như do động đất.

Ứ ng vớ i các giá trị S ≤ S0 đủ nhỏ và vớ i N rất lớ n mà vẫn không bị phá huỷ

mỏi, thì S0 đượ c gọi là giớ i hạ n mỏi.

Trong tính toán mỏi, ngườ i ta sử dụng d ạ ng tuyế n tính củ a đườ ng cong mỏi

Wohler bằng cách lấy log của phươ ng (10):

log10 N = log10 a - m log10 S (11)

Hình 76: Dạng log của đườ ng cong mỏi S-N (UK T) [8]



147

Trong đó độ dốc của đườ ng thẳng là (-1/m), thườ ng m có giá trị từ 3 đến 4.

Trên hình 76 giớ i thiệu một đườ ng cong mỏi điển hình (UK T curve) đượ c vẽ

theo thang tỷ lệ log-log.

5.3.2.3. Xác đị nh ứ ng suấ t để tính mỏi tại các đ iể m nóng

+ Xác định vị trí các điểm nóng (hot spot) để tính mỏi:

Trên hình 77a trình bày khu vực có ứng suất tập trung, vớ i vị trí các điểm nóng

(A,B,C). Theo API [5], tại mỗi mối nối ống cần kiểm tra ít nhất tại 4 điểm nóng (hình 77b).

Hình 77: (a) Vùng ứ ng suất tập trung tại nút ống và các điểm nóng (A,B,C)(b) Vị trí 4 điểm nóng tại nút (1,2,3,4) và 3 dạng chịu lự c tại nút [15]



148

+ Xác định ứ ng suất để tính mỏi tại điểm nóng

Ứ ng suất để tính mỏi tại các điểm nóng đượ c xác định bở i ứng suất danh ngh ĩ a

(đượ c tính theo sơ đồ tổng thể của cả kết cấu KCĐ) và nhân lên vớ i hệ số ứng suất tập

trung ( Stress Concentration Factors - SCF). Hệ số SCF đượ c xác định phụ thuộc vào

loại nút, và loại lực tác dụng vào nút và vị trí điểm nóng, có thể tra trong các Bảng

trong Tiêu chuẩn thiết kế API, DNV,....

Ví dụ trườ ng hợ p nút trên hình 77b, ứng suất điểm nóng tại 2 đỉnh (1,2) đượ c

tính vớ i tác dụng của lực dọc trục và mômen uốn trong mặt phẳng, kèm theo các hệ số

SCF tươ ng ứng, và ứng suất điểm nóng tại 2 điểm hông (3,4) đượ c tính vớ i tác dụng

của lực dọc và mômen uốn ngoài mặt phẳng:F(1,2) = SCFax. f ax + SCFipb . f ipb (12)

F(3,4) = SCFax. f ax + SCFopb . f opb (13)

Trong đó:

+ SCFax , SCFipb và SCFopb = các hệ số ứng suất tập trung ứng vớ i 3 trườ ng hợ p chịu tải;

+ f ax , f ipb và f opb = các ứng suất danh ngh ĩ a ứng vớ i 3 trườ ng hợ p chịu tải (hình 77b).

5.3.2.4. Xác đị nh tổ n thấ t mỏi

Trườ ng hợ p tổng quát, kết cấu KCĐ jacket chịu tác dụng của nhiều nhóm tải

trọng sóng, trong đó mỗi nhóm là 1 tải trọng điều hoà, gây ra ứng suất tại 1 điểm nóng

khảo sát cũng có nhiều nhóm ứng suất tươ ng ứng. Trên hình 78 biểu diễn tượ ng trưng

hàm ứng suất σ (t) tại 1 điểm nóng trong 1 TTB ngắn hạn [tươ ng ứng vớ i một phổ

sóng Sσσ(ω), trong khối “Đầu vào” tại hình 75].

Hình 78: Ứ ng suất σσσσ (t) tại 1 điểm nóng gồm nhiều nhóm ứ ng suất biên độ hằng



149

Ta có thể tính đượ c tỷ số tổn thất mỏi tích luỹ trong 1 TTB ngắn hạn thứ i,gồm

Mi nhóm ứng suất:

Di = ∑=

iM

1 j j

j

N

n(14)

Trong đó:

+ n j = số chu trình ứng suất trong nhóm thứ j, có số gia ứng suất SJ (j = 1, Mi);

+ NJ = số chu trình ứng suất gây phá huỷ mỏi ưng vớ i SJ (tra đườ ng cong mỏi S-N).

Tổn thất mỏi tích luỹ trong 1 đơ n vị thờ igian (ví dụ 1 năm),gồm M TTB ngắn hạn:

D (1 năm) = ∑=

M

1i

iD = ∑∑− =

M

1i

M

1 j ji

jiij

N

n(15)

Điều kiện kiểm tra không bị phá huỷ mỏi: tỷ số tổn thất mỏi tích luỹ tại thờ i điểm

khai thác bất kỳ τ cần kiểm tra mỏi:

D (τ) = ∑τ

iD ≤ [D] (16)

Trong đó, [D] là tỷ số tổn thất mỏi gây phá huỷ, thông thườ ng theo quy tắc P-M, có

giá trị [D] = 1.

Tuy nhiên, các Tiêu chuẩn thiết kế kết cấu CTB cố định bằng thép (Jacket), đã

đưa ra các giá trị khác nhau.

* Như DNV đã quy định [D] = ηηηη có giá trị 0,3 ở vùng dao động nướ c và dướ i

nướ c, vùng trên đó cho bằng 1 [17] .

* API quy định chung vớ i hệ số an toàn bằng 2, tức là [D] = 1/2 = 0,5 [15].

5.3.2.5. Đ ánh giá tuổ i thọ mỏi

Gọi tuổi thọ mỏi ( Fatigue Life - FL) tại điểm nóng khảo sát là τFL , từ (15) ta

tính đượ c tổn thất mỏi ở cuối đờ i tuổi thọ mỏi:

D (τFL) = τFL ∑∑− =

M

1i

M

1 j ji ji

jiij

NT

p(17)

Trong đó: p ji %= tỷ lệ % phần thờ i gian của nhóm ứng suất S j trong TTB thứ i;

+ T ji = chu kỳ của nhóm ứng suất S j trong TTB thứ i;+ N ji = số chu trình của nhóm ứng suất S j gây phá huỷ mỏi (theo đườ ng cong mỏi S-N).



150

Điều kiện xác định tuổi thọ mỏi dựa trên (16), ta có:

D (τFL) = τFL ∑∑− =

M

1i

M

1 j ji ji

jii

NT

p= [D] (18)

Từ (18), ta xác định đượ c tuổ i thọ mỏi thiế t kế tại đ iể m nóng khả o sát:

τFL = [D] ∑∑− =

M

1i

M

1 j ji ji

jiij

NT

p -1 (sec) (19)

Trong đó: ∑∑− =

M

1i

M

1 j ji ji

jiij

NT

p= tổn thất mỏi trong 1 đơ n vị thờ i gian (1 sec), tính theo thống

kê trung bình 1 năm.5.4. Tính mỏi ngẫu nhiên kết cấu Jacket

5.4.1. Mở đầu 5.4.1.1. Các đặ c trư ng xác suấ t dùng cho các bài toán mỏi ngẫ u nhiên

Như trong mục 4.3.3 (Ch.4), ta dã có liên hệ giữa hàm mật độ phổ ứng suất và

hàm mật độ phổ sóng theo biểu thức:

Sσσ (ω) = [RAO]2 Sηη (ω) (20)

Trong đó [RAO] = )( ω i H là hàm truyền ứng suất tại điểm nóng cần tính mỏi.

Từ liên hệ (20) ta thấy đặc trưng xác suất của ứng suất σ (t) đượ c xác định từ phổ ứng suất có mối liên hệ chặt chẽ vớ i phổ sóng.

Trên hình 79 là hình ảnh 1 thể hiện của quá trình ngẫu nhiên dừng η(t).

Hình 79: Một thể hiện điển hình của quá trình ngẫu nhiên sóng bề mặt ηηηη (t)



151

Từ lý thuyết các quá trình ngẫu nhiên dừng, chuẩn trung bình không, và lý

thuyết vượ t ngưỡ ng của quá trình ngẫu nhiên dừng (Barrier crossing theory), ta rút ra

một số đặc trưng quan trọng của quá trình ngẫu nhiên ứng suất (có thể hiện vớ i các ký

hiệu tươ ng tự như đối vớ i sóng trên hình 79) để tính mỏi.

1) Mômen phổ ứng suất bậc n (nth Stress Spectrum Moment):

Mn = ∫∞

σσ ωωω0

n d).(S (21)

Trong đó: + Sσσ(ω) là phổ ứng suất 1 chiều (one-sided stress spectrum) của quá trình

ngẫu nhiên dừng chuẩn σ (t) ; n = 0; 2; 4.

+ ω là tần số vòng của phổ (rad/s).

Giá trị của Mn đẽ dàng đạt đượ c bằng tích phân số.

2) Độ lệch chuẩn của ứng suất:

σσ = 0M = [ ∫∞

σσ ωωω0

2 d).(S ]1/2 (22)

3) Luật phân phối Gauss của quá trình ngẫu nhiên dừng trung bình không σ (t):

f (σ) =

σ−

π

2

00

)M

(2

1exp

2M

1 (23)

4) Chu kỳ trung bình cắt không trong 1 đơ n vị thờ i gian (Mean period of zero

crossings per unit time), (xem hình 79):

TZ =Z

2ωπ =

∫

∫∞

σσ

∞

σσ

ωωω

ωω

π

0

2

0

d).(S

d).(S

2 = 2π 2

0

MM (s) (24)

5) Tần số trung bình cắt không trong 1 đơ n vị thờ igian:

f Z = N0+ =

zT

1=

0

2

M

M

2

1

π(Hz) (25)

6) Chu kỳ trung bình của các ứng suất cực đại trên 1 đơ n vị thờ igian (Mean periodbetween peaks per unit time (or Crests = max σ (t)):



152

Tc =c

2

ω

π=

∫

∫∞

σσ

∞

σσ

ωωω

ωωω

π

0

4

0

2

d).(S

d).(S

2 = 2π 4

2

M

M(s) (26)

7) Tần số trung bình giữa các ứng suất cực đại trong 1 đơ n vị thờ i gian:

f c = Nmax =cT

1=

2

4

M

M

2

1

π(Hz) (27)

8) Thông số độ rộng của phổ ( parameter of spectral width):

ε =40

22

M.M

M1− =

max

0

N

N1

+

− (28)

9) Hệ số không đều của quá trình ứng suất σ (t) (irregularity factor):

β =Z

C

T

T(29)

Thông số ε và hệ số β có ý ngh ĩ a quan trọng để tính mỏi. Nếu quá trình ứng

suất là đều (β gần = 1), đó là trườ ng hợ p phổ giải hẹp (ε nhỏ), ngượ c lại, vớ i phổ dải

rộng ( ε --> 1) khi đó β << 1.

Trên hình 80 trình bày quá trình ứng suất σ(t) có 2 trườ ng hợ p điển hình, phổ d ải hẹ p và phổ d ải rộ ng, đòi hỏi các phươ ng pháp tính mỏi khác nhau.

Hình 80: Hình ảnh phổ dải hẹp và phổ dải rộng của quá trình ngẫu nhiên σσσσ(t)



153

5.4.1.2. Trình tự xác đị nh phổ ứ ng suấ t tại đ iể m nóng để tính mỏi

Trên hình 81 trình bày trình tự xác định phổ ứng suất tại điểm nóng để tính mỏi

theo công thức (20).

Hình 81: Trình tự xác định phổ ứ ng suất tại điểm nóng [8]



154

Các bướ c thự c hiện:

a) và b) Từ phân phối các TTB xác định bở i giản đồ phân bố từng TTB riêng rẽ đối

vớ i từng hướ ng sóng;

c) Xác định phổ sóng đối vớ i từng TTB;

d) Xác định hàm truyền đối vớ i từng điểm nóng ứng vớ i từng TTB;

e) Xác định phổ ứng suất tại điểm nóng khảo sát : (e) = (c) x (d)

f) Xác định phân phối các ứng suất max ttại các diểm nóng để tính mỏi.

Sau khi có phổ ứng suất tại các điểm nóng, cho phép xác định phổ thuộc loại

dải hẹp hay rộng, để lựa chọn phươ ng pháp tính mỏi, như sẽ trình bày dướ i đây.

5.4.2. Phươ ng pháp phổ giải bài toán ứ ng suất có phổ dải hẹp

5.4.2.1. Dạ ng tổ ng quát củ a tổ n thấ t mỏi ngẫ u nhiên

Vớ i mô hình mỏi ngẫu nhiên do sóng biển, trong trườ ng hợ p tổng quát, tỷ số

mỏi xác định theo quy tắc P-M (14) bằng cách chuyển từ tần số sóng thay đổi gián

đoạn (dạng bậc thang như trên hình 78) sang thay đổi liên tục, có dạng như sau:

D = ∫

∞

oS ds.)s(N

)s(n

(30)

Trong đó:

+ n(s). ds = số chu trình sóng ứng vớ i khoảng số gia ứng suất từ S -> s + ds, đượ c xác

định theo luật phân phối các ứng suất cực đại;

+ N(s) = đườ ng cong mỏi Wohler : N(s) = a.S - m.

5.4.2.2. Tính tổ n thấ t mỏi trong trườ ng hợ p ứ ng suấ t thuộ c loại phổ d ải hẹ p

+ Vớ i phổ dải hẹp, maxσσσσ = σσσσp (stress peaks) là đại lượ ng ngẫu nhiên (ĐLNN)có luậ t phân phố i Rayleigh:

f (σσσσp) =0

P

M

σexp

σ−

0

2P

M2(31)

+ Suy ra luật phân phối Rayleigh đối vớ i ĐLNN là số gia ứng suất S:

hay: f (s) =

0M4

sexp

−

0

2

M8

s(32)

Trong tích phân (30), ta tính đượ c: n(s) ds = N0+ f (s) ds (33)



155

là số chu trình ứng suất ứng vớ i giá trị trong khoảng [s, s + ds] trong 1 đơ n vị thờ i gian.

Thay (33) vào (30) ta đượ c tổ n thấ t mỏi trung bình trong 1 đơ n v ị thờ i gian tại

điểm khảo sát trong TTB thứ i:

DTB(i) = ∫∞ +

oS i

ioi ds.)s(N

)s(f N= ∫

∞

0s iZi

i

)s(N.T

ds).s(f (34)

T ổ n thấ t trung bình trong khoả ng thờ i gian 1 nă m:

DTB (1 năm) = ∑τM

i ∫∞

0s iZi

i

)s(N.T

ds).s(f (35)

Trong đó: + τi = khoảng thờ i gian của TTB thứ i;

+ M = tổng số TTB ngắn hạn trung bình trong 1 năm.

5.4.2.3. Xác đị nh tuổ i thọ trung bình

Tuổi thọ mỏi trung bình xác định dựa trên điều kiện:

DTB(τFL) = τFL.DTB (1 năm) = [D] (36)

Từ đó ta có:

τFL =[ ]

)nam.1(D

D

TB

(37)

5.4.3. Phươ ng pháp phổ giải bài toán ứ ng suất có phổ dải rộng

+ Vớ i phổ dải hẹp, maxσσσσ = σσσσp (stress peaks) là đại lượ ng ngẫu nhiên (ĐLNN)

có luậ t phân phố i Gauss:

f (σσσσp) =2 / 1

0 )M2(

1

πexp

σ−

0

2P

M2(38)

+ Suy ra luật phân phối Gauss đối vớ i ĐLNN là số gia ứng suất S:

hay: f (s) =2 / 1

0 )M2(

1

πexp

−

0

2

M8

s(39)

Tươ ng tự trườ ng hợ p phổ dải hẹp, ta có biểu thức tính tổn thất mỏi trung bình

trong 1 đơ n vị thờ i gian thuộc TTB thứ i:

DTB(i) = ∫

∞

oS i

imax

ds.)s(N

)s(f N

= ∫

∞

0s i

i

)s(N.T

ds).s(f

c (40)

Các bướ c sau cũng tiến hành tươ ng tự trườ ng hợ p phổ dải hẹp.



156

5.4.4. Phươ ng pháp tính mỏi ngẫu nhiên trong miền thờ i gian

Có 2 phươ ng pháp thông dụng dể tính trong miền thờ i gian như trình bày dướ i đây.

5.4.4.1. Giải trong miề n thờ i gian bằ ng phươ ng pháp rờ i rạ c hoá tầ n số củ a phổ sóng

Áp dụng thuật toán ở khối C2 trong hình 70, phươ ng pháp tính mỏi ngẫu nhiên

dựa trên phổ sóng Sηη(ω), chuyển thành tập hợ p các sóng tuyến tính như đã trình bày ở

phần giải bài toán động lực học ngẫu nhiên trong miền thờ i gian (mục 4.3.1.2 và

4.3.2.4):

η (t) = ∑=

N

1iia cos (ωi + ϕi) (41)

Trong đó: ai2 = 2 Sηη(ωi) ∆ω (42)

Vớ i các sóng điều hoà (41), ta sẽ tìm đượ c ứng suất tại các điểm nóng cũng có

dạng hàm điều hoà, sau đó áp dụng phươ ng pháp tính mỏi tiền định như đã trình bày ở

mục 5.3.

5.4.4.2. Giải trong miề n thờ i gian bằ ng phươ ng pháp mô phỏ ng Monte-Calo

Quá trình ngẫu nhiên dừng chuẩn của ứng suất tại điểm nóng trong các TTB

ngắn hạn có thể đượ c mô phỏng bở i 1 tập hợ p các thể hiện ứng suất, sau đó sử dụng

các phươ ng pháp đế m các chu trình ứ ng suấ t trên từ ng thể hiệ n. Trong số các

phươ ng pháp đếm giọt mưa đượ c sử dụng phổ biến. Khi đã biết số chu trình ứng suất,

ta có thể dễ dàng tính đượ c tổn thất mỏi theo phươ ng pháp tiền định. Cuối cùng, phải

tập hợ p kết quả tính toán vớ i từng thể hiện, thực hiện các phươ ng pháp xử lý thống kê,

ta sẽ thu đượ c các giá tr ị tổ n thấ t trung bình và tuổ i thọ mỏi trung bình tải các điểm

nóng như đã đề cập trong các phươ ng pháp giải trong miền tần số ở trên.

Kết luận:

Phươ ng pháp tính mỏi ngẫu nhiên trong miền thờ i gian thườ ng đượ c sử dụng trong

trườ ng hợ p phổ ứ ng suấ t thuộ c loại d ải rộ ng.

Nhượ c điểm chủ yếu của các phươ ng pháp giải bài toán mỏi ngẫu nhiên trong

miền thờ i gian là đòi hỏi khối lượ ng tính toán rất lớ n.



157

TÀI LIỆUTHAM KHẢO

[1] Phạm Khắc Hùng (1995). Phươ ng pháp luậ n tính toán mỏi công trình biÓn cè

®Þnh bng thép. Tủ sách Viện XDCT Biển.

[2] Phạm Khắc Hùng, Mai Hồng Quân (2005). Luậ n chứ ng k ỹ thuậ t cho giải pháp

thiế t kế , thi công loại CTB cố đị nh bằ ng thép. Báo cáo kết quả NCKH Đề tài cấp nhà

nướ c KC.09.16.

[2a] Mai Thanh Tân, Phạm Khắc Hùng (2004). Các điều kiện tự nhiên vùng Bồn trũng

Nam Côn Sơ n để xây dựng Công trình biển. Báo cáo kết quả Đề tài NCKH cấp nhà

nướ c KC.09.16.

[3] Phan Văn Khôi (1997). Tuæi thä mái cña kÕt cÊu thÐp ngoµi biÓn. NXB.KHKT.

Hµ Néi.

[4] Nguyễn Mạnh Hùng, Nguyến Thế Tưở ng, Hoàng Trung Thành (2008). Thu thậ p

phân tích và xử lý số liệu các yế u tố khí tượ ng - độ ng l ự c biể n tại vùng nướ c sâu

Đ ông Nam TL Đ Việ t Nam. Báo cáo kết quả NC Đề tài cấp NN KC.09.15/06-10, do

GS.Phạm Khắc Hùng làm chủ nhiệm.

[5] Nguyễn Biểu, Đỗ Văn Bát (2008). Đị a hình đ áy biể n và đặ c đ iể m trầ m tích bề

mặ t vùng nướ c sâu Bể Nam Côn Sơ n. Báo cáo kết quả NC Đề tài cấp NN

KC.09.15/06-10, do GS.Phạm Khắc Hùng làm chủ nhiệm.

[6] Dawson T.H. (1983). Offshore Structural Engineering. Prentice-Hall, Inc.

[7] S.K. Chakrabarti (1987). Hydrodynamics of Offshore Structures. Springer-Verlag

New York , London, Paris.

[8] NDP Barltrop, AJ Adam (1991). Dynamics of Fixed Marine Structures.

Butterworth Heinemann Publishing Co., Houston, 1977, 1978, 1991.

[9] J.F. Wilson (2003). Dynamics of Offshore Structures. John Wiley & Sons, Inc.

[10] Gunther Clauss. et al. (1992). Offshore Structures. Vol.I, Vol.II , Springer -

Verlag London 1992.

[11] W. Visser (1993). The Structural Design of Offshore Jackets. The Marine

Technilogy Directorate Ltd.

[12] OEP Monash University (1993). Design, Construction & Installation of Steel

Jacket Structures. Intensive Short Course, Australian Maritime Eng. Coop. Research Centre.[12a] OEP Monash University (1992). Safety and Reliability of Offshore Structures.



Intensive Course, Australian Maritime Eng. Coop. Research Centre.

[13] Ben C. Gerwick (2000). Construction of Marine and Offshore Structures. CRC

Press LLC.

[14] E. Kurt Albaugh et al. (2005). Deepwater Solutions & Records for concept

Selection. Offshore Magazine. PennWell.

[15] API-RP2A-WSD (2000). Recommended Practice for Planning, Designing and

Constructing Fixed Offshore Platforms - Working Stress Design", American

Petroleum Institute, Washington, D.C., 21rst Ed.

[16] API-RP2A-LRFD (1993). Recommended Practice for Planning, Designing and

Constructing Fixed Offshore Platforms - Load and Resistance Factor Design,American Petroleum Institute, Washington, D.C., 1rst Ed.

[17] DNV (1982). Rules for the Design, Construction and Inspection of Offshore

Structures. Det Norske Veritas, Oslo, 1977 (with corrections 1982).

[18] DNV (1993). Rules for Classification of the Fixed Offshore Installation.

[19] DNV (1996). SESAM Technical Description.

[20] DNV (2002) P b bili i F i A l i SESAM U M l

phuong phap luan tinh toan thiet ke den 200m.pdf

Documents

Transcript of phuong phap luan tinh toan thiet ke den 200m.pdf