intTypePromotion=1
ADSENSE

Nghiên cứu độ bền của kết cấu chân giàn khoan biển cố định bằng thép khi bị tàu đâm va

Chia sẻ: ViJijen ViJijen | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:19

10
lượt xem
2
download
 
  Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Nghiên cứu này trình bày các mô phỏng số về đánh giá độ bền sau tai nạn đâm va của kiểu giàn khoan cố định bằng thép với các kịch bản khác nhau. Đầu tiên, phương pháp mô phỏng số được được xây trên phần phần mềm Abaqus.

Chủ đề:
Lưu

Nội dung Text: Nghiên cứu độ bền của kết cấu chân giàn khoan biển cố định bằng thép khi bị tàu đâm va

  1. Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2021. 15 (2V): 79–97 NGHIÊN CỨU ĐỘ BỀN CỦA KẾT CẤU CHÂN GIÀN KHOAN BIỂN CỐ ĐỊNH BẰNG THÉP KHI BỊ TÀU ĐÂM VA Đỗ Quang Thắnga,∗, Lê Xuân Chía , Nguyễn Văn Quâna a Khoa Kỹ thuật Giao thông, Đại học Nha Trang, 02 đường Nguyễn Đình Chiểu, Vĩnh Thọ, Nha Trang, Khánh Hòa, Việt Nam Nhận ngày 09/4/2021, Sửa xong 17/5/2021, Chấp nhận đăng 17/5/2021 Tóm tắt Nghiên cứu này trình bày các mô phỏng số về đánh giá độ bền sau tai nạn đâm va của kiểu giàn khoan cố định bằng thép với các kịch bản khác nhau. Đầu tiên, phương pháp mô phỏng số được được xây trên phần phần mềm Abaqus. Độ chính xác và tin cậy của phương pháp mô phỏng số đã xây dựng được đánh giá bằng cách so sánh với kết quả thí nghiệm của 18 mô hình của tác giả. Sau khi xác nhận độ chính xác và độ tin cậy của phương pháp số, các nghiên cứu khảo sát tham số đã được thực hiện trên giàn khoan thực tế. Cuối cùng, công thức dự đoán hiện tượng nứt gãy dựa trên tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy giới hạn cho bài toán mô phỏng va chạm đã được xây dựng. Độ chính xác và tin cậy của công thức được so sánh với kết quả thí nghiệm và các công thức của các nhà khoa học khác cũng như công thức của đăng kiểm. Từ khoá: giàn khoan kiểu cố định; tàu hỗ trợ; ứng xử nứt gãy; độ bền tới hạn sau va chạm; mô phỏng số. STUDIES ON RESIDUAL ULTIMATE STRENGTH OF FIXED STEEL JACKET PLATFORM UNDER SHIP COLLISION Abstract This study aims to present the numerical investigations on the collision strength assessment of fixed steel jacket platforms subjected to the collision of attendant vessels. Firstly, the numerical simulations are developed using Abaqus software packages after benchmarking against the experiments of eighteen H-shape tubular members from the authors. After validating the accuracy and reliability of the numerical method, the parametric studies were performed on the actual full-scaled fixed steel jacket platform. Finally, a new simple critical failure strain for offshore tubular member and ship collision simulations was provided. The accuracy and reliability of for- mulation have been compared with experimental results, existing formulations from other researchers as well as recommendation rules. Keywords: fixed-type offshore platforms; supply vessels; residual ultimate strength; numerical simulation. https://doi.org/10.31814/stce.nuce2021-15(2V)-07 © 2021 Trường Đại học Xây dựng (NUCE) 1. Đặt vấn đề Để đáp ứng nhu cầu năng lượng ngày càng tăng, nhiều giàn khoan ngoài khơi kiểu cố định đã được lắp đặt để khoan dầu/khí. Các chân giàn khoan được kết nối trực tiếp với đáy biển và chúng không thể di chuyển được trong quá trình khai thác. Ưu điểm của loại giàn khoan này là có khả năng tự ổn định tốt trong môi trường đại dương. Đặc biệt, chúng được sử dụng phổ biến ở các vùng nước có độ sâu dưới 300 m. Trong quá trình hoạt động, các giàn khoan luôn cần sự hỗ trợ của các tàu dịch vụ để cung cấp trang thiết bị, lương thực thực phẩm và cũng như các tàu vận chuyển dầu. Do đó, va ∗ Tác giả đại diện. Địa chỉ e-mail: thangdq@ntu.edu.vn (Thắng, Đ. Q.) 79
  2. Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng chạm giữa chúng là điều không thể tránh khỏi. Đối với các va chạm lớn có thể dẫn đến hậu quả thảm khốc như sụp đổ giàn khoan, ô nhiễm môi trường, tổn thất tài chính và thậm chí gây nguy hiểm đến tính mạng con người, xem Hình 1 [1, 2]. (a) Biến dạng nứt gãy của chân giàn khoan và mũi tàu đâm va (b) Gây cháy nổ giàn khoan Hình 1. Hậu quả của va chạm giữa tàu dịch vụ và giàn khoan [1, 2] Mối quan tâm chính trong quá trình thiết kế và vận hành hệ thống kết cấu giàn khoan là đảm bảo rằng chúng có đủ độ an toàn trong trường hợp có sự cố va chạm. Vấn đề đặt ra là làm sao để đánh giá được độ bền còn lại của giàn khoan sau va chạm. Bởi vì việc sửa chữa các vị trí hư hỏng có thể rất khó khăn và đôi khi là không thể bởi vì lý do kinh tế và các yêu cầu kỹ thuật. Để đảm bảo an toàn cho các công trình ngoài khơi đồng thời tránh việc sửa chữa không cần thiết và rất tốn kém cũng như có thể đánh giá nhanh chóng và chính xác các hậu quả và ảnh hưởng đối với kết cấu sau khi xảy ra va chạm. Do đó, việc đánh giá độ bền của kết cấu chân giàn khoan sau va chạm có vai trò rất quan trọng, trên cơ sở đó các nhà kĩ thuật và quản lý sẽ đưa ra quyết định sửa chữa hay không sửa chữa [3, 4]. Nghiên cứu về ứng xử va chạm của các kết cấu chân giàn khoan lần đầu tiên được trình bày bởi Walker và Kwok [5]. Trong đó, các thí nghiệm được thực hiện trên mô hình thu nhỏ của kết cấu cylinder với va chạm kiểu tải tĩnh (quasi-static denting). Tiếp theo, Walker và cs. [6] tiếp tục thực hiện các thí nghiệm va chạm tĩnh trên mô hình thu nhỏ của kết cấu cylinder có nẹp gia cường theo cả phương ngang và dọc (ring and stringer stiffener). Gần đây, Ghazijahani và cs. [7, 8] thực hiện 27 thí nghiệm va chạm tĩnh về cylinder không có nẹp gia cường và sau đó tất cả các mô hình này được đánh giá độ bền dưới tác dụng của tải trọng nén dọc trục. Có thể thấy rằng hầu hết các kết quả thí nghiệm được công bố chỉ nghiên cứu các va chạm của kết cấu chân giàn khoan ngoài khơi theo cách tiếp cận gần như tĩnh và giả sử rằng các ứng xử của kết cấu này dưới tác dụng của tải trọng động tại tốc độ va chạm thấp là giống như ứng xử tĩnh của lực và chuyển vị. Tuy nhiên, trong thực tế các va chạm xảy ra ngoài khơi là các va chạm động. Do đó, các ảnh hưởng của tải trọng động như tốc độ biến dạng (strain-rate effect) và lực quán tính (inertial force) cần được quan tâm khi dự đoán ứng xử va chạm một cách chính xác. Khắc phục các hạn chế đó, tác giả và cs. [9] đã thực hiện các thí nghiệm va chạm động trên 18 mô hình chân giàn khoan thu nhỏ. Các mô hình này được được thí nghiệm với năng lượng va chạm tăng dần cho tới khi kết cấu bị nứt gãy. Các mô hình này là các dữ liệu quý giá để đánh giá độ chính xác và tin cậy của phương pháp mô phỏng số đã xây dựng. Liên quan đến độ bền của các kết cấu chân giàn khoan có nẹp gia cường sau va chạm, cho đến nay chỉ có một vài nghiên cứu được báo cáo trong các tài liệu mở. Harding và Onoufriou [10] đã trình bày các thí nghiệm nén dọc trục đối với các kết cấu cylinder có nẹp gia cường hình vòng tròn sau va chạm. Các biến dạng cục bộ được tạo ra bởi các va chạm tĩnh. Ronalds và cs. [11, 12] thực hiện thí 80
  3. Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng nghiệm va chạm tĩnh trên 4 mô hình 3B1, 3B2, 3B3 và 3B4. Sau đó, các mô hình này được kiểm tra độ bền tới hạn dưới tác dụng của lực nén dọc trục. Mục đích của các thí nghiệm này để đánh giá mức độ ảnh hưởng của các mức độ va chạm khác nhau tới độ bền tới hạn của chân giàn khoan. Gần đây, tác giả và cs. [13–20] thực hiện hàng loạt các thí nghiệm va chạm và mô phỏng số cho các kiểu chân giàn khoan có nẹp gia cường dưới các tác trọng khác nhau. Trong các nghiên cứu này cũng đề xuất một số công thức dự đoán độ bền tới hạn sau tai nạn đâm va của kết cấu chân giàn khoan có nẹp gia cường. Tuy nhiên, cho đến nay vẫn chưa có công bố nào về độ bền sau va chạm của kết cấu chân giàn khoan cố định không có nẹp gia cường. Do đó, nghiên cứu này sẽ bổ sung thêm một số kết quả đánh giá độ bền sau tai nạn đâm va của loại kết cấu này. Ngày nay, phân tích phần tử hữu hạn phi tuyến đã trở thành một công cụ tuyệt vời để đánh giá ứng xử va chạm và sự cố của các kết cấu trong lĩnh vực công trình biển. Nó cũng được áp dụng trong một số công trình ngoài khơi, bao gồm các kết cấu chân giàn khoan. Chi tiết một số phương pháp mô phỏng số về độ bền còn lại của chân giàn khoan sau tai nạn đâm va được trình bày bởi tác giả và cs. [13–21]. Với cách đặt vấn đề như trên, trong nghiên cứu này sẽ khảo sát các ứng xử va chạm và độ bền tới hạn còn lại sau va chạm của chân giàn khoan cố định dưới tác dụng của tải trọng nén dọc trục bằng phương pháp mô phỏng số trên phần mềm ABAQUS. Tiếp theo, các ảnh hưởng của các tham số cơ bản đến độ bền sau va chạm như ảnh hưởng của các thông số vận tốc đâm va, vị trí đâm va cũng như hình dạng của mũi tàu đâm va tới độ bền tới hạn của giàn khoan đã được nghiên cứu và thảo luận chi tiết. Cuối cùng, công thức dự đoán hiện tượng nứt gãy dựa trên tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy giới hạn cho bài toán mô phỏng va chạm đã được xây dựng. 2. Giới thiệu các mô hình thí nghiệm Trong phần này sẽ giới thiệu thí nghiệm của 18 mô hình thu nhỏ của kết cấu chân giàn khoan có kiểu nối T-joint được thực hiện bởi tác giả và cs. [9] tại phòng thí nghiệm va chạm động, Đại học Bảng 1. Thông số kích thước của mô hình thí nghiệm Mô Trụ chính Gia cường Lc /Dc Dc /tc Lb /Db Db /tb hình Lc Dc tc Lb Db tb A1 1300 114 4,05 1686 76,3 3,11 11,40 28,15 22,10 24,53 A2 1300 114 4,05 1286 76,3 3,35 11,40 28,15 16,85 22,78 B2 1300 114 4,04 1268 89,1 3,56 11,40 28,22 14,23 25,03 C3 1300 114 4,04 886 114,3 4,02 11,40 28,22 7,75 28,43 E3 1300 114 4,05 886 89,1 2,10 11,40 28,15 9,94 42,43 F1 1300 114 4,05 1686 114,3 2,00 11,40 28,15 14,75 57,15 F2 1300 114 4,04 1268 114,3 2,10 11,40 28,22 11,09 54,43 G1 1300 114 6.02 866 76,0 1,79 11,40 18,94 11,39 42,46 G2 1300 114 6,02 866 76,0 1,80 11,40 18,94 11,39 42,22 G3 1300 114 6,00 866 76,0 1,80 11,40 19,00 11,39 42,22 G4 1300 114 6,05 866 76,0 1,80 11,40 18,84 11,39 42,22 G5 1300 114 6,05 866 76,0 1,79 11,40 18,84 11,39 42,46 G6 1300 114 6,05 866 76,0 1,79 11,40 18,84 11,39 42,46 H1 1300 114 6,07 886 90,0 2,01 11,40 18,78 9,84 44,78 H2 1300 114 6,00 886 90,0 2,09 11,40 19,00 9,84 43,06 H3 1300 114 6,04 886 90,0 2,08 11,40 18,87 9,84 43,27 H4 1300 114 6,07 886 90,0 2,08 11,40 18,78 9,84 43,27 H5 1300 114 6,06 886 90,0 2,03 11,40 18,81 9,84 44,33 81
  4. Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng Ulsan, Hàn Quốc. Thông số kích thước của các mô hình được thể hiện trong Bảng 1. Trong Bảng 1, cái đại lượng L, D và t lần lượt là chiều dài, đường kính và độ dày của cylinder. Các kí hiệu c và b là thể hiện tương ứng với kích thước của trụ chính và gia cường. Thông số vật liệu được thể hiện ở Bảng 2. Chi tiết quá trình thực hiện thí nghiệm và kết quả thí nghiệm được cung cấp tại tài liệu tham khảo [9]. Mục đích sử dụng các kết quả thí nghiệm này để xây dựng mô hình mô phỏng số bằng cách so sánh với kết quả mô phỏng số để đánh giá độ chính xác và tin cậy của phương pháp mô phỏng số đã xây dựng. Sau đó dùng mô hình mô phỏng số này đi mô phỏng khảo sát cho độ bền của kết cấu giàn khoan ngoài thực tế. Bảng 2. Thông số vật liệu của mô hình Series mô hình A-series B-series C-series E-series F-series G-series H-series Ứng suất chảy, σY (MPa) 401,8 377,4 360,9 360,3 344,7 319,7 317,3 Ứng suất tới hạn, σT (MPa) 442,9 410,8 419,2 413,5 405,2 418,7 391,1 Mô dul đàn hồi, E (GPa) 207 207 207 207 207 206 206 Điểm bắt đầu biến cứng, εHS 0,0252 0,0327 0,0264 0,0279 0,0268 0,0186 0,0245 Biến dạng tới hạn, εT 0,1231 0,1349 0,1443 0,1447 0,1548 0,1723 0,1743 Trước khi thực hiện các thí nghiệm, các mô hình được kẻ lưới và đo các biến dạng ban đầu do quá trình chế tạo gây ra như quá trình hàn, quá trình uốn nguội. Mục đích để lấy dữ liệu chính xác tọa độ bề mặt của các mô hình, sau đó mô hình hóa trên phần mềm Abaqus. Quá trình đo biến dạng được thực hiện bởi máy Cimcore. Tiếp theo, các thí nghiệm va chạm động được thực hiện trên máy va chạm như Hình 2. Các thông số điều kiện biên thí nghiệm va chạm được thể hiện trong Bảng 3. Bảng 3. Điều kiện biên và vị trí va chạm Mô hình Tốc độ (m/s) Khối lượng (Kg) Động năng (J) Vị trí va chạm A1 5,94 633 11167 Cách vị trí mối nối 580 mm A2 6,57 633 13662 Cách vị trí mối nối 250 mm B2 4,86 460 5433 Cách vị trí mối nối 200 mm C3 5,26 460 6364 Cách vị trí mối nối 200 mm E3 5,25 460 6339 Cách vị trí mối nối 200 mm F1 6,86 633 14894 Cách vị trí mối nối 200 mm F2 5,25 460 6339 Cách vị trí mối nối 200 mm G1 5,13 673 8856 Cách vị trí mối nối 200 mm G2 4,93 673 8179 Cách vị trí mối nối 200 mm G3 4,52 673 6875 Cách vị trí mối nối 200 mm G4 3,81 673 4885 Cách vị trí mối nối 200 mm G5 2,17 673 1585 Cách vị trí mối nối 200 mm G6 2,58 673 2240 Cách vị trí mối nối 200 mm H1 2,58 673 2240 Cách vị trí mối nối 200 mm H2 2,77 673 2582 Cách vị trí mối nối 200 mm H3 2,94 673 2909 Cách vị trí mối nối 200 mm H4 2,39 673 1922 Cách vị trí mối nối 200 mm H5 2,38 673 1906 Cách vị trí mối nối 200 mm 82
  5. 113 dạng ban đầu do quá trình chế tạo gây ra như quá trình hàn, quá trình uốn nguội. Mục 114 đích để lấy dữ liệu chính xác tọa độ bề mặt của các mô hình, sau đó mô hình hóa trên 115 phần mềm Abaqus. Quá trình đo biến dạng được thực hiện bởi máy Cimcore. Tiếp 116 theo, các thí nghiệm va chạm động được thực hiện trên máy va chạm như Hình 2. Các 117 thông số điều kiện biênĐ.thí Thắng, Q.,nghiệm va chí và cs. / Tạp chạm được Khoa học thể Cônghiện trong nghệ Bảng 3. Xây dựng 118 119 Hình 2. Setup thí nghiệm va chạm động cho chân giàn khoan Hình 2. Setup thí nghiệm va chạm động cho chân giàn khoan 120 Bảng 3. Điều kiện biên và vị trí va chạm Mô hình Tốc độ Khối lượng Động năng Vị trí va chạm 3. Thiết lập các thông(m/s) số cho bài toán (Kg) mô phỏng (J) Mô phỏngA1số được 5,94 thực hiện trên633 phần mềm Abaqus11167phiên bản Cách vị Quá 6.14. trí mối nốiva trình 580 mm được mô chạm phỏng bằng mô đun Dynamic/Explicit, trong khi bài toán độ bền sau va chạm dưới lực mm A2 6,57 633 13662 Cách vị trí mối nối 250 nén dọc trục được thực hiệnB2trên mô4,86 460 dun Static Riks. 5433 Cách vị trí mối nối 200 mm C3 5,26 460 6364 Cách vị trí mối nối 200 mm 3.1. Lựa chọnE3phần tử 5,25 460 6339 Cách vị trí mối nối 200 mm F1 chân giàn Các kết cấu 6,86khoan được633 mô hình hóa 14894 bằng các phầnCách vị bốn tử tấm trí mối nútnối 200 mm (Abaqus S4R). Quy Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 2734-9489 F2 5,25 460 6339 Cách vị trí mối nối 200 mm luật sắp xếp chiều dày được thực hiện bằng nguyên tắc Simpson, với năm điểm tích hợp trong suốt bề dày. Trọng vậtG1va chạm5,13 673là vật rắn tuyệt được giả thiết 8856 đối (Rigid Cách body).vịSự trí mối tiếp nối xúc200 giữamm bề mặt của 149 trọng vật và20/s, từ 10/s, mô hình 50/s,chân 70/s,đế100/s giàn tới khoan bị vaxem 150/s, đậpHình được 4. xácKhi định bằng xem xétcách đếnsửquá dụng tùynứt trình chọn trực tiếp trong phần mềm Abaqus. Hệ số ma sát tiếp xúc5giữa hai bền mặt kim loại được thiết kế bằng 0,3. 150 gãy thì tiêu chuẩn “shear strain” được áp dụng như đề xuất của đăng kiểm DNV [21]. 151 152 HìnhHình 3. Mô 3. Mô hình hìnhphần phần tửtửcủa củakết kết cấu chângiàn cấu chân giànkhoan khoan kiểu kiểu T-joint T-joint 153  tr  E tr với 0   tr   Y ,tr (1) Để xác định được kích thước lưới tối ưu thì hàng loạt các mô phỏng hội tụ đã được thực hiện bằng  tr   Y ,tr  trthay ,tr   HS ,tr   Y ,tr    Yđổi 154 cách kích thước lưới của mô hìnhvới tínhtoán. Y ,tr   tr   HS,tr Trong nghiên cứu này, kích thước lưới(2) tối ưu của vùng va chạm bằng 50% kích HS ,tr  của thước Y ,tr các vùng lân cận. Kích thước phần tử được chọn cho vùng va  (lưới 155 chạm   mịn) tr  Klà(5×5 HS ,tr tr  mm)nvà của vùngvới HS ,tr lân cận (lưới thô) HS ,tr   là 10×10 mm, xem Hình 3. Với (3) tr kích thước 156 trong đó: 83  T ,tr 157 n      T ,tr   HS,tr T ,tr HS ,tr (4)  T ,tr   HS,tr 158 K (5)
  6. Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng lưới này là phù hợp để xác định chính xác ứng xử của lực – chuyển vị. Điều kiện biên tại các vị trí bulong là ngàm cứng 6 bậc tự do tại vị trí của vòng gia cường cứng nối với hệ thống chân đế của máy va chạm. 3.2. Định nghĩa tính chất vật liệu Đối với mô phỏng va chạm, các thuộc tính của vật liệu được xác định bằng các công thức được đề xuất bởi tác giả và cộng sự trong tài liệu tham khảo [4]. Các phương trình này được xây dựng bằng cách sử dụng kết quả của 7500 mẫu kéo bao gồm cả tải trọng tĩnh và động với các loại thép khác nhau như: SS41, AH36, HSLA, HY-80, HY-100, ... Các giá trị của ứng suất chảy, giới hạn bền, biến dạng tới hạn động và độ bền kéo giới hạn được thể hiện theo giá trị của tốc độ biến dạng ε. ˙ Cần chú ý rằng đối với bài toán va chạm thì ứng xử va chạm của vật liệu phụ thuộc lớn vào tốc độ biến dạng. Trong nghiên cứu này, tốc độ biến dạng được thực hiện trong phạm vi từ 10/s, 20/s, 50/s, 70/s, 100/s tới 150/s, xem Hình 4. Khi xem xét đến quá trình nứt gãy thì tiêu chuẩn “shear strain” được áp dụng như đề xuất của đăng kiểm DNV [21]. σtr = Eεtr với 0 < εtr ≤ εY,tr (1)  εtr − εY,tr σtr = σY,tr + σHS ,tr − σY,tr với εY,tr < εtr ≤ εHS ,tr (2) εHS ,tr − εY,tr σtr = σHS ,tr + K(εtr − εHS ,tr )n với εHS ,tr < εtr (3) trong đó: σT,tr n= εT,tr − εHS ,tr  (4) σT,tr − σHS ,tr σT,tr − σHS ,tr K= (5) εT,tr − εHS ,tr n  !0,5   σY D E . 0,25 = 1 + 0,3 ε (6) σY 1000σY  !3,325   0,35 σY D σ T . 1/15  = 1 + 0,16 ε  (7) σY σY D  !1,73   εHS D E . 0,33 = 1 + 0,1 ε (8) εHS S 1000σY  !2,352 !0,588  εT D E σT = 1 − 0,117    (9) εT σY   1000σY trong đó σtr , εtr là ứng suất thực và biến dạng thực; σY,tr , σHS ,tr , σT,tr là ứng suất chảy thực, ứng suất thực tại vị trí bắt đầu biến cứng và ứng suất tới hạn thực của vật liệu; εHS ,tr , εT,tr biến dạng thực tại vị trí bắt đầu biến cứng và biến dạng tới hạn thực; σT D , σY D là ứng suất tới hạn động và ứng suất chạy động; εT , εT D là biến dạng tới hạn và biến dạng tới hạn động; εHS D , εHS S là biến dạng động tại vị trí . bắt đầu biến cứng và biến dạng tĩnh tại vị trí bắt đầu biến cứng; εY , ε là biến dạng và tốc độ biến dạng tương đương. 84
  7. 167 biến dạng tới hạn động;  HSD ,  HSS là biến dạng động tại vị trí bắt đầu biến cứng và biến . 168 dạng tĩnh tại vị trí bắt đầu biến cứng;  Y ,  là biến dạng và tốc độ biến dạng tương Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng 169 đương. 900 800 700 600 Ứng suất thực (MPa) 500 400 Quasi-static (0/s) 10/s 300 20/s 50/s 200 70/s 100/s 100 150/s 0 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 170 Biến dạng thực 171 Hình 4. Hình Đường congcong 4. Đường ứngứng suất-biến suất-biến dạng thực dạng thực được được áp dụng áp dụng trong trong phân tíchphân số tích số 172 3.3. Setup bài toán va chạm 173 Setup 3.3. Setup bàichotoánbài toán va chạm được thể hiện như Hình 3. Vật thể va chạm như hình va chạm 174 chữSetup V, phần cho bài góc được toán bo tròn va chạm đượcvới thểbán hiệnkính như Hình10 mm. 3. VậtTrong thể va mô chạm hình, vật thể như hình chữva V, chạm phần góc 175 đượcbogiả được trònsửvớinhư bánvật rắn10tuyệt kính đối với mm. Trong môkiểu hình,phầnvật thể R3D4. từva chạm Dođượcđó giảtoàn bộ vật sử như năngrắnlượng tuyệt đối 176 va chạm sẽ được hấp thụ hoàn toàn bởi mô hình chân giàn khoan. Trong mô phỏng với kiểu phần từ R3D4. Do đó toàn bộ năng lượng va chạm sẽ được hấp thụ hoàn toàn bởi mô hình số, chân giàn khoan. Trong mô phỏng số, vận tốc va chạm và mô men quán tính được gán với vật thể va 177 vận tốc va chạm và mô men quán tính được gán với vật thể va chạm bởi một điểm chạm bởi một điểm tham khảo. 178 tham khảo. 179 3.4. 3.4.Kết Kếtquả quả mômôphỏng phỏngsố số 180 Để Để khảokhảo sáttrình sát quá quá nứt trình gãynứt gãyvịtại tại các trícác mối vị nốitrí mối kiểu nối kiểu T-joint lượngthì T-joint thì năng va năng chạm đượclượng từ va từ 181 tăng chạm lênđược cho đến từ khi từ nứt tănggãylênxuất hiện. cho đếnTức khilà nứt tốc độgãy va xuất chạm hiện. được tăng Tứclên là trong tốc độ khivavẫnchạm giữ nguyên được khối lượng va chạm. Do đó, kết quả va chạm được phân ra làm hai loại: (1) Chỉ xuất hiện biến dạng 182 tăng(2)lên dẻo; trong Xuất hiệnkhibiếnvẫn dạng giữ dẻonguyên và nứt gãy tại lượng khối vị trí mối vanối. chạm. Do so Kết quả đó,sánh kếtbiến quảdạngva chạmdẻo củađược mô 183 phân ra làm hai loại: 1- Chỉ xuất hiện biến dạng dẻo; 2-Xuất hiện hình B2 giữa mô phỏng và thí nghiệm được thể hiện trên Hình 5. Kết quả chỉ ra rằng hình dạng biến biến dạng dẻo và nứt 184 dạng gãy dotại va vịchạm trí mốicủa nối. kết quảKếtmôquả so sánh phỏng và thíbiến nghiệm dạng dẻonhư là gần củanhau. mô Sựhình sai B2 khácgiữacủa độmôsâu phỏng vĩnh viễn lớn nhất (d) của mô phỏng số khi so sánh với kết quả thử nghiệm là khoảng 8,6%. Biến dạng dẻo 185 và thí nghiệm được thể hiện trên Hình 5. Kết quả chỉ ra rằng hình dạng biến dạng do cục bộ xảy ra tại vị trí va chạm làm mặt cắt ngang của thanh trụ phụ (gia cường) bị bẹp xuống như 186 va chạm hình oval, và của cả kết thanhquảnàymô phỏng bị võng và thí xuống. Biếnnghiệm dạng được phátnhư là gần triểnnhau. dần vềSự hai sai mốikhác nối. Ởcủa độhình trong sâu 187 vĩnhcóviễn này, lớn rằng thể thấy nhấthầu (d)hếtcủa môlượng năng phỏng số khi va chạm đượcso hấp sánhthụvớibởikết thanhquảgiathử nghiệm cường là xúc nơi tiếp khoảng trực 188 tiếp va chạm. Năng lượng hấp thụ của trụ chính là rất nhỏ, hầu như 8,6%. Biến dạng dẻo cục bộ xảy ra tại vị trí va chạm làm mặt cắt ngang của thanh trụ chỉ xuất hiện ở mối nối và không có chuyển vị xảy ra. 189 (gia6 so phụHình cường) sánh kếtbị quả phỏngnhư bẹpmôxuống số vàhình oval, cho thí nghiệm và cả mô thanh hình F1.nàyKhác bị với võng các xuống. mô hình Biến trình 190 dạng bày được ở phía phát trên, triển trong cácdần về hai mô hình nàymối năngnối.lượngỞ va trongchạmhình đượcnày, tăngcó lênthể thấy và nó gâyrằng hầudạng ra biến hết 191 năng cho cả lượng thanh gia chạmvàđược vacường trụ chính. Tuybởi hấp thụ nhiên,thanh hiệngia tượngcường nứt gãynơivẫntiếp chưa xúcxảy ra tại trực cácvamối tiếp nối. chạm. Nguyên nhân là độ dày của thanh gia cường và trụ chính được tăng lên bằng nhau. Do đó độ bền tại vị 192 Năng lượng hấp thụ của trụ chính là rất nhỏ, hầu như chỉ xuất hiện ở mối nối và không trí mối nối được tăng lên đáng kể và năng lượng va chạm được truyền cả cho trụ chính gây biến dạng 193 có chuyển cho nó. Về mặt vị kết xảycấura.thì các nhà thiết kế không mong muốn điều này xảy ra. Trong trường hợp xấu nhất họ mong rằng thanh gia cường sẽ hấp thụ phần lớn năng lượng va chạm và đứt gãy tại vị trí mối nối. Khi đó, các trụ chính của chân giàn khoan được bảo vệ và cả hệ thống kết cấu sẽ an toàn hơn. Khi năng lượng va chạm được tăng lên mà vị trí mối nối không đủ cứng thì nó sẽ bị nứt gãy. Trong các trường hợp này thì trụ chính sẽ được bảo vệ, nó chỉ hấp thụ một phần nhỏ năng lượng va chạm. 8 85
  8. Hình 5. So sánh kết quả biến dạng giữa mô phỏng và thí nghiệm cho mô hình B2 Hình 6 so sánh kết quả mô phỏng số và thí nghiệm cho mô hình F1. Khác với Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 2734-9489 các mô hình trình bày ở phía trên, trong các mô hình này năng lượng va chạm được tăng lên và nó gây ra biến dạng Thắng, Đ. Q., cho và cs. /cả Tạp thanh giaCông chí Khoa học cường vàdựng nghệ Xây trụ chính. Tuy nhiên, hiện tượng nứt gãy vẫn chưa xảy ra tại các mối nối. Nguyên nhân là độ dày của thanh gia cường và trụ chính được tăng lên bằng nhau. Do đó độ bền tại vị trí mối nối được tăng lên đáng kể và năng lượng va chạm được B truyền cả cho trụ chính gây biến dạng cho nó. Về mặt kết cấu thì các nhà thiết - kế không mong muốn điều này xảy ra. Trong trường hợp xấu nhất họ mong rằng thanh gia cường sẽ hấp thụ phần lớn năng lượng va 194 chạm195và đứtHình gãy 5.tạiSovịsánh trí mối kết quảnối. biến Khidạngđó,giữa cácmôtrụ chính phỏng và của chân giàn thí nghiệm cho mô khoan hình B2được bảo Hình 5. So sánh kết quả biến dạng giữa mô phỏng và thí nghiệm cho mô hình B2 vệ và 196cả hệ thống Hìnhkết6 socấu sẽkết sánh an quả toànmôhơn. phỏng số và thí nghiệm cho mô hình F1. Khác với 197 các mô hình trình bày ở phía trên, trong các mô hình này năng lượng va chạm được 198 tăng lên và nó gây ra biến dạng cho cả thanh gia cường và trụ chính. Tuy nhiên, hiện 199 tượng nứt gãy vẫn chưa xảy ra tại các mối nối. Nguyên nhân là độ dày của thanh gia 200 cường và trụ chính được tăng lên bằng nhau. Do đó độ bền tại vị trí mối nối được tăng 201 lên đáng kể và năng lượng va chạm được truyền cả cho trụ chính gây biến dạng cho 202 nó. Về mặt kết cấu thì các nhà thiết kế không mong muốn điều này xảy ra. Trong 203 trường hợp xấu nhất họ mong rằng thanh gia cường sẽ hấp thụ phần lớn năng lượng va 204 chạm và đứt gãy tại vị trí mối nối. Khi đó, các trụ chính của chân giàn khoan được bảo 205 vệ và cả hệ thống kết cấu sẽ an toàn hơn. Hình 6. So sánh Hình kết 6. So quả biến sánh kết dạng quả biến giữa dạng môphỏng giữa mô phỏng và thívà thí cho nghiệm nghiệm mô hìnhchoF-1 mô hình F-1 Khi năng lượng va chạm được tăng lên mà vị trí mối nối không đủ cứng thì nó sẽ bị nứtPhần gãy.năng lượng va chạm này chỉ gây ra biến dạng cục bộ tại vị trí xung quanh mối ở gần đường hàn. Trong các trường hợp này thì trụ chính sẽ được bảo vệ, nó chỉ hấp thụ một Cần chú ý rằng vị trí nứt gãy chỉ xảy ra gần đường hàn vì vị trí mối hàn thì độ dày của kết cấu đã được phần p chí Khoanhỏ năng tănghọc lên nhờ lượng Côngsự nghệ bồi đắpvaXây chạm. của dựng, vật Phần liệu NUCE hàn. năng So lượng kết quả va 2018 sánh mô chạm p-ISSN phỏng vànày kết chỉ quả gây 2615-9058; rae-ISSN thí nghiệm biến cho dạng mô cục 2734-9489 bộ tạihình E1 và G-4 được thể hiện trên Hình 7 và 8. Có thể thấy rằng biên dạng của vị trí phá hủy nứt gãy vị trí xung quanh mối ở gần đường hàn. Cần chú ý rằng vị trí nứt gãy chỉ xảy ra không mịn mà có hình răng cưa. Nguyên nhân là do tại vị trí đó tập trung ứng xuất cắt rất lớn. gần đường hàn vì vị trí mối hàn thì độ dày của kết cấu đã được tăng lên nhờ sự bồi 206 đắp 207 của vật Hình liệu hàn. So sánh 6. So sánh kết quảkếtbiến quảdạng môgiữaphỏng và kếtvàquả mô phỏng thí nghiệm thí nghiệm cho môcho hìnhmô F-1hình E1 208 được thể và G-4 Khihiện năng trên lượngHìnhva chạm7 và 8. tăng được Có lên thểmàthấy rằng vị trí mối biên dạngđủcủa nối không cứngvịthìtrínóphá sẽ hủy nứt gãy bị nứt gãy. 209 không mịn Trong mà cócáchình trường hợpcưa. răng này thì trụ chính Nguyên sẽ được nhân là dobảotại vệ,vịnótríchỉđóhấp tậpthụtrung một ứng 210 phần nhỏ năng lượng va chạm. Phần năng lượng va chạm này chỉ gây ra biến dạng cục xuất cắt rất lớn. 211 bộ tại vị trí xung quanh mối ở gần đường hàn. Cần chú ý rằng vị trí nứt gãy chỉ xảy ra 212 gần đường hàn vì vị trí mối hàn thì độ dày của kết cấu đã được tăng lên nhờ sự bồi 213 đắp của vật liệu hàn. So sánh kết quả mô phỏng và kết quả thí nghiệm cho mô hình E1 214 và G-4 được thể hiện trên Hình 7 và 8. Có thể thấy rằng biên dạng của vị trí phá hủy 215 nứt gãy không mịn mà có hình răng cưa. Nguyên nhân là do tại vị trí đó tập trung ứng 216 xuất cắt rất lớn. Hình 7. So sánh kết Hình quả phákếthủy 7. So sánh giữa quả phá mô hủy giữa mô phỏng vànghiệm phỏng và thí thí cho nghiệm cho mô hình E-1 mô hình E-1 9 Tổng hợp các kết quả so sánh giữa mô phỏng số và kết quả thí nghiệm được thể hiện trong Bảng 4. Có thể thấy rằng giá trị trung bình sai khác giữa kết quả mô phỏng và thực nghiệm không quá 5% 86 9
  9. 217 218 Hình 7. So sánhThắng, kết quả Đ. Q.,phá hủy và cs. / Tạpgiữa mô học chí Khoa phỏng Côngvà thíXây nghệ nghiệm dựng cho mô hình E-1 219 220 HìnhHình 8. So sánh kết quả phá hủy giữa mô phỏng và thí nghiệm cho mô hình G-4 8. So sánh kết quả phá hủy giữa mô phỏng và thí nghiệm cho mô hình G-4 221 Tổng hợp các kết quả so sánh giữa mô phỏng số và kết quả thí nghiệm được thể 222 hiện trong Bảng 4. Có thể thấy rằng giá trị trung bình sai khác giữa kết quả mô phỏng cho tất cả các trường hợp. Độ biến thiên COV giữa độ lệch chuẩn và giá trị trung bình không quá 8%. 223 vàkết Có thể thực luậnnghiệm khôngpháp rằng phương quámô 5 %phỏng cho tất cả được số đã các trường xây dựnghợp. Độ biến và phát triển thiên trong COV nghiêngiữa độ cứu này có độlệch 224 chínhchuẩn xác vàvàtingiá trịcao. cậy trung Đặcbình biệtkhông với cácquá bài 8%. toán Có mô thể kếtphá phỏng luận hủyrằng thì phương ngoài việc pháp mô dự đoán phỏng gần chính 225 xácsốđộđãlớn được của xây dựngvàvàchuyển tải trọng phát triển vị táctrong dụng nghiên mà còn cứu có yêunàycầucódựđộđoán chínhgầnxác đúngvàhình tin dạng 226 phá hủy của mô hình. Trong nghiên cứu này cả hai vấn đề trên đều được cậy cao. Đặc biệt với các bài toán mô phỏng phá hủy thì ngoài việc dự đoán gần chínhgiải quyết tốt. Vì vậy, có thể sử dụng phương pháp mô phỏng số này áp dụng để dự đoán ứng xử va chạm và độ bền sau va 227 xác độ lớn của tải trọng và chuyển vị tác dụng mà còn có yêu cầu dự đoán gần đúng chạm cho kết cấu chân giàn khoan cố định ngoài thực tế. hình Bảng 228 Trong dạng 4,pháDb hủy của mô là đường kínhhình. Trong của thanh gianghiên cứu này cường (thanh cảchạm); bị va hai vấn dd đề trên là độ sâuđều biếnđược dạng 229 giải quyết tốt. Vì vậy, có thể sử dụng phương pháp mô phỏng số này áp lớn nhất sau va chạm; d0 là khoảng cách trục trung hòa trước và sau va chạm; Xm là tỷ số sai khác dụng để dự đoán giữa mô 230 ứng xử va phỏng/thực chạmCOV nghiệm; và độ bền thiên là biến sau va củachạm độ lệchcho kết((giá chuẩn cấu trị chân giàn trung bìnhkhoan của Xmcố /độđịnh lệch chuẩn), 231 x%). ngoài thực tế. 232 Trong Bảng 4, Db là đường Bảng kính 4. So sánh kết của thanh quả mô giasốcường phỏng với kết (thanh bị va chạm); d d là độ sâu quả thí nghiệm 233 biến dạng lớn nhất sau va chạm; d 0 là khoảng cách trục trung hòa trước và sau va Thí nghiệm Mô phỏng 234 Môchạm; hình X m D (mm) làb tỷ Sai khác số sai khác giữa mô phỏng/thực nghiệm; COV là biến của độ Xm thiên(MP/TN), dd /Db d0 /Db dd /Db d0 /Db 235 lệch chuẩn ((giá trị trung bình của X m /độ lệch chuẩn), x %) (1) (2) (3) (4) (3)/(1) (4)/(2) 236 Bảng 4. So sánh kết quả mô phỏng số với kết quả thí nghiệm A1 76 0,56 1,35 0,59 1,41 1,061 1,048 A2 76 0,57Thí nghiệm 1,85 Mô phỏng1,89 Sai1,001 0,57 khác (MP / 1,023 TN), X m B2 Mô hình D89 b (mm) 0,35 d d0,73 0 / Db d d0,38 / Db d0 0,66 / Db 1,086 0,907 d / Db (3)/(1) (4)/(2) C3 114 0,30 0,24 0,32 0,25 1,070 1,049 E3 89 (1) 0,67 (2) 0,72 (3) 0,71 (4) 0,68 1,052 0,933 F1 A1 114 76 0,56 0,82 1,35 0,90 0,59 0,88 1,41 0,96 1,061 1,071 1,048 1,065 F2 A2 11476 0,52 0,57 0,51 1,85 0,57 0,57 0,49 1,89 1,107 1,001 0,968 1,023 G5 B2 7689 0,55 0,35 0,38 0,73 0,59 0,38 0,41 0,66 1,071 1,086 1,098 0,907 G6 76 0,66 0,60 0,71 0,66 1,075 1,085 H1 90 0,55 0,26 0,53 0,28 0,966 1,071 H2 90 0,58 0,31 0,63 0,35 1,093 1,116 10 H3 90 0,62 0,37 0,57 0,40 0,917 1,077 H4 90 0,55 0,26 0,58 0,31 1,057 1,199 H5 90 0,51 0,27 0,55 0,25 1,097 0,929 Giá trị trung bình 1,052 1,041 COV % 5,12% 7,84% 87
  10. H5 90 0,51 0,27 0,55 0,25 1,097 0,929 Giá trị trung bình 1,052 1,041 COV % 5,12 % 7,84 % 7 Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng 8 4. Mô4.phỏng khảo sát ảnh hưởng của các tham số trên giàn khoan thực tế Mô phỏng khảo sát ảnh hưởng của các tham số trên giàn khoan thực tế 9 Trong đề tài này, một giàn khoan cố định ngoài thực tế đang hoạt động tại vịnh Trong đề tài này, một giàn khoan cố định ngoài thực tế đang hoạt động tại vịnh Mexico được lựa 0 Mexico được lựa chọn để khảo sát. Các thông số kích thước của giàn khoan được thể chọn để khảo sát. Các thông số kích thước của giàn khoan được thể hiện với biểu đồ màu trên Hình 9 1 hiện với [22].biểu đồ màu Tổng chiều trêngiàn cao của Hình 9 [23]. khoan tính tớiTổng chiều mặt boong caom.của là 158 Chigiàn khoan tiết kích thướctính tới khoan của giàn mặt 2 boongđược thể hiện là 158 trongtiết m. Chi Bảngkích 5. thước của giàn khoan được thể hiện trong Bảng 5. 3 4 Hình 9. Giàn Hình 9.khoan được Giàn khoan đượckhảo khảo sát [23] sát [22] 5 Bảng 5. Chi tiết kích thước của giàn khoan để mô phỏng Tên và vị trí kết cấu Chiều dàitiết Bảng 5. Chi kích thướcĐường L (m) của giàn kính khoan D mô phỏng Độ dày t (m) để (m) H1, H2, H3, H4 9,48 1,0 0,03 Tên và vị trí kết cấu Chiều dài L (m) Đường kính D (m) Độ dày t (m) H5, H6, H7, H8 17,74 1,0 0,03 H1, H2, H3, H4 9,48 1,0 0,03 L1, L2,H5, L3,H6, L4H7, H8 20,04 17,74 2,4 1,0 0,06 0,03 L5, L6, L1, L7,L2, L8L3, L4 22,62 20,04 2,4 2,4 0,06 0,06 RD1, RD4,L5,LD1,L6, L7, L8 LD4 23,26 22,62 1,0 2,4 0,06 0,03 RD1, RD4, LD1, LD4 23,26 1,0 0,03 RD5, RD8, RD5,LD5, RD8, LD8 LD5, LD8 29,49 29,49 1,0 1,0 0,03 0,03 Hình dạng mũi quả lê của các tàu chở dầu được thể hiện trên Hình 10. Trong mô phỏng số mũi 11Có nghĩa là năng lượng va chạm sẽ được hấp thụ hoàn quả lê được mô hình hóa như vật rắn tuyệt đối. toàn bởi giàn khoan. Do đó, sẽ không có bất kì biến dạng hay ứng suất nào xuất hiện trong mũi quả lê. Việc giả sử này sẽ làm đơn giản hóa khối lượng phân tích. Mô hình phần tử và điều kiện biên của toán va chạm được thiết lập như Hình 11. Kích thước lưới tối ưu được chọn là 200 mm × 200 mm. Như vậy tổng số phần tử được chia là 356718 phần tử. Tàu va chạm trong trường hợp này được giả sử là 5000 tấn, tốc độ va chạm 3 m/s. Vị trí va chạm được thiết lập ở các vị trí khác nhau trên chân giàn khoan. Bài toán va chạm được sử dụng bằng trên mô đun Dynamic/Explicit của Abaqus. Đối với mô phỏng số đánh giá độ bền sau va chạm, giải thuật Static/Riks được áp dụng. Thuật toán này chuyên dùng để tìm độ bền tới hạn của kết cấu. Thiết lập mô hình mô phỏng được thể hiện trên Hình 12. Toàn bộ mô hình được cố định với điều kiện biên ngàm ở phần cuối của bốn trụ chính. 88
  11. số mũi quả lê được mô hình hóa như vật rắn tuyệt đối. Có nghĩa là năng lượng 4 được248chiaphỏng là 356718 phần tử. Tàu va chạm trong trường hợp này được giả sử là 5000 249 va chạm sẽ được hấp thụ hoàn toàn bởi giàn khoan. Do đó, sẽ không có bất kì biến 5 tốc độ tấn, 250 dạngva haychạm ứng suất3 nào m/s. xuấtVị hiệntrí vamũi trong chạm được quả lê. thiết Việc giả lậpsẽởlàmcác sử này đơnvị trí khác nhau trên giản 6 khối lượng chân251giànhóakhoan. Bàiphân tích. va chạm được sử dụng bằng trên mô đun Dynamic/Explicit toán 252 Mô hình phần tử và điều kiện biên của toán va chạm được thiết lập như Hình 11. 7 của 253 Abaqus. Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng Kích thước lưới tối ưu được chọn là 200 mm x 200 mm. Như vậy tổng số phần tử 254 được chia là 356718 phần tử. Tàu va chạm trong trường hợp này được giả sử là 5000 255 tấn, tốc độ va chạm 3 m/s. Vị trí va chạm được thiết lập ở các vị trí khác nhau trên 256 chân giàn khoan. Bài toán va chạm được sử dụng bằng trên mô đun Dynamic/Explicit 257 của Abaqus. 8 9 258 Hình 10. Mô Hình 10. hình hóa Mô hình hóa tàu đâm tàu đâm vamũi va có cóquả mũilê quả lê 259 Hình 10. Mô hình hóa tàu đâm va có mũi quả lê Mũi tàu đâm va Mũi tàu đâm va dạng quả lê dạng quả lê Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 2734-9489 267 gán vào một điểm tham khảo (reference point). Điểm này được khống chế 5 bậc tự do 268 chỉ để lại một phương chịu nén theo trục Y. 269 Biến dạng sau va chạm của gian khoan khi bị va chạm tại vị trí thanh gia cường 270 được thể hiện trên Hình 13. Khi bị tải trọng va chạm làm thanh gia cường bị lõm 271 xuống và kéo theo độ võng của cả thanh. Độ võng này được có thể nhận thấy rõ ràng 260 272 khi so sánh với trục trung hòa trước và sau va chạm. Cần chú ý rằng trong nghiên cứu 261 273 này góc va chạm được tính theo Hình phương song song vớiđiều nước mặtkiện tại vị trí va chạm cho 262 Hình 11. Mô11. Môphần hình hình phần tử tử và và điều kiện biên biên 274 tất cả các trường hợp. 263 Đối với mô phỏng số đánh giá độ bền sau va chạm, giải thuật Static/Riks được 264 áp dụng. Thuật toán này chuyên dùng để tìm độ bền tới hạn của kết cấu. Thiết lập mô 0 Tải thượng tầng 265 hình mô phỏng được thể hiện trên Hình 12. Toàn bộ mô hình được cố định với điều 1 266 kiện biên ngàm ở phần cuối của bốn trụ chính. Tất các các phần tử ở mặt boong được 2 Hình 11. Mô hình phần tử và điều kiện biên 3 Đối với mô phỏng số đánh giá độ12 bền sau va chạm, giải thuật Static/Riks được 4 áp dụng. Thuật toán này chuyên dùng để tìm độ bền tới hạn của kết cấu. Thiết lập mô 5 hình mô phỏng được thể hiện trên Hình 12. Toàn bộ mô hình được cố định với điều 6 kiện biên ngàm ở phần cuối của bốn trụ chính. Tất các các phần tử ở mặt boong được 275 276 Hình 12. Thiết lập đầu ra cho bài toán độ bền tới hạn sau va chạm Hình 12. Thiết lập đầu ra cho bài toán độ bền tới hạn sau va chạm 277 12 Tất các các phần tử ở mặt boong được gán vào một điểm tham khảo (reference point). Điểm này được khống chế 5 bậc tự do chỉ để lại một phương chịu nén theo trục Y. Biến dạng sau va chạm của gian khoan khi bị va chạm tại vị trí thanh gia cường được thể hiện 89 278 279
  12. Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 273 Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng 288 Trong phần này, ảnh hưởng của vận tốc va chạm được nghiên cứu bằ trên Hình 13. Khi bị tải trọng289 va chạm tănglàm vậnthanh tốc vagia chạm ban bị cường đầulõm vớixuống 2,0 m/s,và4,0 kéom/s,theo6,0độm/s, võng8,0của m/s, 10 m/s và cả thanh. Độ võng này được có 290 Khốithấy thể nhận lượng rõ tàu ràngđâmkhivasolàsánh 5000 vớitấn. Rõtrung trục ràng hòalà năng trướclượng và sauvava chạm tỷ lệ th chạm. Cần275chú ý rằng trong nghiên 291 bình phương vận tốc va chạm v. Hơn nữa, tốc độ biến dạng cũng tỉ lệ tuyến cứu này góc va chạm được tính theo phương song song với mặt nước tại vị276trí va chạm cho Hìnhtất cả 12.292 cáclập Thiết đầu trường vận tốcra hợp. cho bài toánv.độKhi va chạm bềnvận tốcsau tới hạn vavachạm chạm tăng dần đều thì chuyển vị cũng tăn 277 293 đặc biệt chuyển vị sẽ tăng với bước nhảy lớn khi tốc độ va chạm từ 8 m/s trở 294 Hình 15. Nguyên nhân dẫn đến bước nhảy lớn về biến dạng là do các thanh gi 295 đã bị nứt gãy hoặc thậm chí tách rời khỏi trụ chính tại vị trí mối nối. Vì vậy, 296 điểm đó các thanh này sẽ không tham gia vào độ bền tổng thể của kết cấu. Sự g 297 bền tới hạn với các vận tốc khác nhau khi so sánh với mô hình nguyên vẹn đ 298 hiện trong Hình 16. Rõ ràng là sự giảm độ bền tới hạn phụ thuộc rất lớn vào tố 299 chạm, tốc độ va chạm càng tăng thì độ bền tới hạn của chân giàn khoan càn 278 300 Trong các trường hợp ở nghiên cứu này thì mức độ giảm độ bền tới hạn lớn nh 279 HìnhHình 13. 13. KếtKếtquả301 mômô ghi nhận phỏng là 90.2khoan % khi so vớivamô hình nguyên vẹn. Chi tiết mức độ giảm độ 280 quả phỏngsốsốkhikhi giàn giàn khoan bịbịđâm đâm va tạitại thanh thanh gia gia cường cường 281 302 hạn được tổng hợp trong Bảng 6. Khi năng lượng va chạm được tăng lên mà vị trí mối nối không đủ cứng thì nó sẽ Khi năng 282 lượngbị nứt va gãy,chạm được xem Hình 14tăng [23]. lên Trong mà cácvịtrường hợp này thì trụ chính sẽ được bảo vệ, trí mối nối không đủ cứng thì nó sẽ bị nứt gãy, xemva chạm. Phần năng lượng va chạm này chỉ 283 nó chỉ hấp thụ một phần nhỏ năng lượng 284 Hình 14 [22]. gây Trongra biến cácdạng cục bộ trường hợptại này vị trí thì xungtrụquanh mối nối ở gần đường hàn. Cần chú ý 285 bảo chính sẽ được rằngvệ, vị trí nónứtchỉgãy hấpchỉthụ xảymột ra gần đường phần nhỏhàn vì vị trí mối hàn thì độ dày của kết cấu đã năng lượng286 va được chạm.tăng lên nhờ sự bồi đắp của vật liệu hàn. Phần năng lượng va chạm 287 4.1. Ảnh hưởng của tốc độ va chạm này chỉ gây ra biến dạng cục bộ tại vị trí xung quanh mối nối ở gần đường hàn. Cần chú ý rằng vị trí nứt gãy chỉ xảy ra gần đường hàn vì vị trí mối13 hàn thì độ dày của kết cấu đã được 303 tăng lên nhờ sự 1 bồi đắp của vật liệu hàn. 304 Hình Hình14.14. Va Va chạm tại vị chạm tại vị trí thanhgia tríthanh giacường cường 200000 vận tốc va chạm = 2 m/s 300000 4.1. Ảnh hưởng của tốc độ va chạm 180000 vận tốc va chạm = 4 m/s 252000 kN Nguyên vẹn (không bị va chạ 160000 vận tốc va chạm = 6 m/s 250000 vận tốc va chạm = 2 m/s Trong phần này, ảnh hưởng của vận140000 tốc va chạmvận tốc vađược chạm = 8nghiên m/s cứu bằng cách tăng vận tốc va chạm vận tốc va chạm = 4 m/s 200000 vận tốc va chạm = 10 m/s vận tốc va chạm = 6 m/s ban đầu với 2,0 m/s, 4,0 m/s, 6,0 m/s, 8,0 120000m/s, 10 m/s và 15 m/s. Khối lượng tàu đâm va là 5000 tấn. Lực nén (kN) Lực va chạm (kN) vận tốc va chạm = 15 m/s vận tốc va chạm = 8 m/s Rõ ràng là năng lượng va chạm tỷ lệ thuận 100000 với bình phương vận tốc va chạm v. 150000 Hơn nữa, tốc độ biến vận tốc va chạm = 10 m/s 80000 vận tốc va chạm = 15 m/s dạng cũng tỉ lệ tuyến tính với vận tốc va60000 chạm v. Khi vận tốc va chạm tăng dần 100000 đều thì chuyển vị cũng tăng theo, đặc biệt chuyển vị sẽ tăng 40000 với bước nhảy lớn khi tốc độ va chạm từ 8 m/s trở đi, xem 50000 Hình 15. Nguyên nhân dẫn đến bước nhảy 20000 lớn về biến dạng là do các thanh gia cường đã bị nứt gãy 0 hoặc thậm chí tách rời khỏi trụ chính tại vị0 trí 0 mối 1000 nối.2000 Vì3000 vậy,4000 tại thời5000 điểm 6000 đó 7000 các thanh 0 này 500 sẽ không1500 1000 Chuyển vị dọc trục (mm) 2000 305 Chuyển vị tại vị trí va chạm (mm) tham gia vào độ bền tổng thể của kết cấu. Sự giảm độ bền tới hạn với các vận tốc khác nhau khi so sánh với mô hình nguyên vẹn306 (a) Đường được thể hiện trong cong Hìnhlực 16.–Rõ chuyển ràng vịlà sự(b) giảmĐường congtới độ bền lựchạn nénphụ và chuyển vị dọ 307 Hình 15. Ảnh hưởng của thuộc rất lớn vào tốc độ va chạm, tốc độ va chạm càng tăng thì độ bền tới hạn của chân giàn khoantốc độ va chạm tới độ bền của chân giàn kho càng giảm. Trong các trường hợp308 ở nghiên cứu Bảngnày 6. Tổng thì mức hợpđộkết quả độ giảm môbền phỏng với các tới hạn lớn vận nhấttốc va chạm được ghi khac nhau nhận là 90,2% khi so với mô hình nguyên vẹn. Vận Chi tốc tiếtvamức chạm độ giảm độĐộbền sâutới biếnhạn dạng dd (mm) được tổng hợp Lực nén tới hạn ( trong Bảng 6. Sự phân bố các thành phần ứng suất khi va chạm được thể hiện trên Hình 16. Có thể thấy rằng thành phần ứng suất lớn nhất xuất hiện khi va chạm trong trường hợp này là 14 ứng suất uốn với giá trị 829 MPa. Tiếp theo là thành phần ứng suất nén dọc trục với giá trị 695,7 MPa. Trong khi đó thành phần ứng suất cắt chiếm chưa đến 50% của hai thành phần trên với 315,6 MPa. Có thể kết luận rằng khi va chạm thì ứng xuất uốn là thành phần nguy hiểm nhất dẫn đến kết cấu mất ổn định. 90
  13. 303 303 1 1 304 304 Hình Thắng, Hình 14. Đ. Q., 14. Va Vavà chạm chạm cs. / Tạp vịtại trívị chí Khoa tại họctrí thanh thanh Công gia giadựng cường nghệ Xây cường 200000 200000 vận tốc va chạm = 2 m/s 300000 vận tốc va chạm = 2 m/s 300000 180000 252000 kN 180000 vận tốc va chạm = 4 m/s 252000 kN Nguyên vẹn (không bị va chạm) vận tốc va chạm = 4 m/s Nguyên vẹn (không bị va chạm) 160000 vậnvatốc va chạm = 6 m/s 250000 160000 vận tốc chạm = 6 m/s 250000 vận tốc vận tốc va chạm = 2 va m/schạm = 2 m/s 140000 140000 vậnvatốc vận tốc va chạm chạm = 8 m/s = 8 m/s vận tốc vận tốc va chạm = 4 va m/schạm = 4 m/s 200000 vậnvatốc va chạm = 10 m/s vận tốc = 6 va m/schạm = 6 m/s 200000 Tạp 120000chí Khoa 120000 vận tốc học Công chạm = 10 nghệ m/s Xây dựng, NUCE 2018 p-ISSN 2615-9058; vận tốc va chạm e-ISSN 2734-9489 Lực nén (kN) Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE Lực nén (kN) Lực va chạm (kN) vận tốcTạp vận tốc chí= Khoa va 15 m/s học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 chạm = 15 m/s 2018 p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 2734-9489 vận tốc va chạm = 82734-9489 m/s Lực va chạm (kN) va chạm vận tốc va chạm p-ISSN 2615-9058; e-ISSN = 8 m/s 100000 100000 Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 150000 150000 p-ISSN vận 2615-9058; vận tốc va chạm tốc chạm =e-ISSN = 10vam/s 10 m/s 2734-9489 80000 80000 vận tốc va chạm = 15vam/s vận tốc chạm = 15 m/s Intact case (mô hình nguyên vẹn) 60000 60000 - 100000 100000 252127 Intact case (mô hình nguyên Intactvẹn)case (mô hình nguyên - vẹn) 252127 - 252127 40000 40000 Intact case (mô hình nguyên vẹn)50000 50000 - 252127 2 m/s 194 233451 (-7.41%) 20000 20000 2 m/s 2 m/s 194 233451 194 (-7.41%) 233451 (-7.41%) 0 2 m/s 0 0 0 500 194 1500 1000 2000 233451 2500 (-7.41%) 2000 4 m/s 726 500194519 (-22.85%) 0 0 1000 3000 4000 5000 6000 7000 0 1000 1500 2000 2500 Chuyển vị dọc trục (mm) 305 4 0 m/s1000 2000 3000 4000 Chuyển vị tại vị trí va chạm4 (mm) m/s 726 5000 6000 7000 194519 726 (-22.85%) Chuyển vị dọc194519 trục (mm)(-22.85%) 305 Chuyển vị tại vị trí va chạm (mm)4 m/s 726 194519 (-22.85%) 306 (a)(a)Đường cong lực – lực chuyển vị vị (b) Đường cong lựccongnén vànén chuyển %)vịvịdọc trục 6Đường –6chuyển Đường (a) Đường cong 6 m/s – chuyển 1505 (b) Đường lực 115960 và chuyển (-54.0 dọc trục 306 m/s cong lực m/s 1505vị (b) 115960 cong 1505 (-54.0lực %) nén và chuyển 115960 (-54.0vị%)dọc trục 307 Hình 15. Ảnh hưởng của tốc độ va chạm tới độ bền của chân giàn khoan (-54.0 %) 6 m/s 1505 115960 307 HìnhHình15. 8 m/s 15.ẢnhẢnh hưởng hưởng của của độ vađộ tốc tốc va tới 2471 chạm chạm độ bền tới củađộ bền 78678 chân giàn của (-68.79%) khoanchân giàn khoan 308 Bảng8 m/s6. Tổng hợp kết8quả m/s mô2471 phỏng với các78678 (-68.79%) vận2471tốc va chạm khac 78678 (-68.79%) nhau. 8 m/s 2471 78678 (-68.79%) 308 Bảng 6. Tổng hợp kết quả mô phỏng với các vận tốc va chạm khac nhau. 10 m/sVận Bảng tốc10va 6. chạm m/s Tổng hợp kết quả 3432 Độ mô phỏng sâu với các 3432 biến 10 m/s 10 m/s Độ sâu biến dạng dạng vậnddtốc 56107 va chạm (mm) (-77.75%) 3432 d 3432 56107 Lựckhac nén nhau (-77.75%)tới hạn 56107 56107 (kN) (-77.75%) Vận tốc va chạm d (mm) Lực nén tới hạn (kN) (-77.75%) 15 Vận 15 m/s tốc va chạmm/s 5890 5890 Độ sâu biến dạng dd5890 24703 (mm) 24703 (-90.2%) Lực nén (-90.2%) tới (-90.2%) hạn (kN) 15 m/s 15 m/s 5890 24703 24703 (-90.2%) 309 Intact case (mô hình nguyên vẹn) 14 - 252127 9 309 309 2 m/s 194 233451 (−7.41%) 310Sự phân bốSự phân bốphần các thành ứng phần khiứng suất khi va 14 được ứng chạm được thể hiện16.trên Hình 16. Có 0 các 310 thành4 m/s 310 Sự phân suất Sựbố các phân bố vacác thành chạm phần thành phần thể suất ứng 726 hiện khi trên va suất chạm khi va được Hình chạmCó thể đượchiện 194519 trên hiệnHình thể(−22.85%)trên 16. HìnhCó16. Có 1 thể 311 thể thành thấy rằng thấy 311 rằng phần thểthành ứng thấy phần suất rằng ứng lớn suất nhất thành lớnứng xuất phần nhất hiện xuất khi suất va lớn hiện chạm nhất khi xuất vahiện trong chạm trường khitrong hợp va trường chạm hợptrường hợp trong 6 m/s thể thấy rằng thành phần ứng suất 311 1505lớn nhất xuất hiện 115960 khi va chạm trong trường hợp (−54.0%) 2 là ứngnày này312 ứngvới suấtlàuốn suất giá này uốn trị là vớisuất ứng 829 giá uốn MPa. trịTiếp 829 MPa. theo làTiếp thànhtheo phầnlàTiếp thành ứng phần suất nén ứng dọc suất trục nén ứng dọc trục 312 8 312 m/s này là ứng suất uốn với giá trị 829 MPa. Tiếp theo là thành phần ứng suấtdọc với giá trị 829 MPa.2471 theo là thành phần 78678 suất nén (−68.79%) néntrục dọc trục giá trị với với 313 695.7giá trị MPa. 695.7 Trong MPa. khi Trong đó thành trị 695.7 khi đó phần thành ứng phần ứng suất cắt chưa chiếm đến chưa đến 50% của 3 313 10 giá với 313 m/svới giá trịMPa. 695.7Trong MPa. khi suất Trongđó khi thành cắt đó phần chiếm 3432 thànhứngphầnsuất50% ứngcắt của suất56107 chiếm chưa đến (−77.75%) cắt chiếm chưa50%đến của 50% của 4 hai 314 hai thành thành phần trên 314 vớiphần 15trên hai 314 thành vớithành m/sMPa. 315.6 315.6 haiphầnCótrên MPa. thể với phần Cóvới kếttrên luận 315.6thể rằngkếtkhi MPa. 315.6 luận Có 5890rằng vathể MPa. kếtkhi chạm Có thì luận thể ứng va kết chạm rằngxuất luậnkhithì uốn rằng ứng va24703 chạm khi xuất thìuốn va(−90.2%) chạm ứng ứnguốn thìxuất xuất uốn 5 315 phần là thành là thành 315phần nguy hiểm nguy nhất hiểm thànhdẫn là315 đến nhấtkếtdẫn cấu đến mất ổn kết định. cấu mất đến ổn định. là thành phần nguy hiểm nhất dẫn đến kết cấu mất ổn định. phần nguy hiểm nhất dẫn kết cấu mất ổn định. 6 316 316 316 7 suất uốn 317 317 (a) Ứng 317 (b) Ứng suất nén dọc trục (c) Ứng suất cắt (d) Ứng suất von Mises (a) Ứng suất (a) Ứng Ứng (b)suất Ứng Ứng Ứng (b)(a) (a)suất nén suất suất Ứng suất (c) (b) Ứng nén Ứng cắtỨng (b)suất suất(c) suấtsuất nén nén (d) Ứng Ứng (c)cắt (c) Ứng suất suất Ứng von (d) suất cắt cắt Ứng (d)von suất Ứngvon (d)suất suất von Hình 16. Phân bố các thành phần ứng suất khi so sánh với ứng suất von Mises uốn uốn trục uốn dọcuốn dọc trục dọc trục dọc trục Mises Mises MisesMises 8 318 318 318 9 Hình 16. 319 Quá Phântrình 319 Hình biến bố16. 319 các dạng thành Phân của bốphần Hình Hình 16. các ứng chân Phân thành giàn 16.bố Phân suấtcác phần khoan khi bốsocác ứng thành dưới thành sánh phần suất tải với khi ứng sotrọng phần ứng ứngnén suất suất sánh suất von khi với được so khi Mises ứngsánhthể sovới suất hiện sánh von với ứng ứngHình trong suất Mises von 17. vonGiai suấtMises Mises 0 đoạn 1 là Quá trình biếntoàn 320 dạng bộ ứng 320của suất chân và biến giàn Quá dạng khoan trình ở quá dưới biến trình dạng của chân tải va chạm chân giàn trọng nén được giàn được khoan dướichuyển khoan thể dưới hiện sang bài tảithể trong trọng nén toán nén được nén. được Tiếp theo thểtrong hiện trong 320 Quá trình Quá biến trình dạng biến của chân dạng giàn của khoan dưới tải trọng néntải được trọng hiện thể trong hiện tải trọng nén được tăng dần Hình đến 17. giá Giai trị đoạntới hạn và sau đó đến ứng khi kết cấu sụp đổở hoàn toàn lần lượt 1 Hình32117. Giai Hình đoạn 321 1 Hình là đoạn toàn17.bộ ứng 1Giai đoạn suấtbộ1vàứng làbiến 1 là toàn bộvàứng dạng ởbiến bộ quá trìnhsuất và vaquáchạmbiến được dạng ở va quá va chạm được được trình va chạm giai 17. 321 Giai là toàn toàn suất suất dạng và ởbiến dạng trình trìnhđược quáchạm theo đoạn 2,322 3 và 4.chuyển 2 chuyển 322 sang bài322 chuyển toán sangnén.bàiTiếp chuyển theo toánsang sang tải nén.bài bài trọng toán Tiếp nén nén. theo toán được tảiTiếp trọng tăng nén.theo néndần Tiếptải theo đến trọng được tải nén trọng trịnén được giá dần tăng tới đến được tăng hạngiávà tăngđến dần dầngiá trị tới hạn đến trịgiá và tới trị hạn tớivàhạn và sau 323 đó đếnsau 323đổ sau sau đó đó cấu đến đến khi kết cấulượt cấu theo sụp đổlầngiaiđổđoạn hoànlần toàn 3lượt lần lượtgiai 4.theo theo giai2, đoạn 3 và2,4.3 và 4. 3 khiđó kết 323 cấukhi đến sụp kết hoàn toàn khi sụp kếtlần đổ hoàn sụp toàn hoàn lượt theo2,giai toàn vàđoạn 2, 3 vàđoạn 4. 91
  14. Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 2734-9489 Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng 324 324 325 325 HìnhHình 17. 17. QuáQuá trìnhtrình biếnbiến dạngdạng chânchân của của giàngiàn khoan dướidưới khoan tải trọng nénnén tải trọng 326 326 ẢnhẢnh 327 3274.2. 4.2. hưởng hưởng của của vị trívịva tríchạm va chạm 324 328 328 ẢnhẢnh hưởng hưởng của của vị trí vị đâm trí đâm va đượcva được khảo khảosát sát tại 4tạivị4 trí vị bao trí bao gồm: gồm: 1 - 1vị- trívị vatrí va 325 Hình 17. Hình Quá 17. trình Quá trình biến biếndạng dạng của chângiàn của chân giànkhoankhoan dưới dưới tải trọngtảinéntrọng nén 329 329chạm chạmtại mối tại mối nối,nối, 2 - 2vị-trí vị vatrí chạm va chạm tại giữa tại giữahai haimốimối nối nốicủacủa trụ trụ chính,chính,3 - 3vị- trívị vatrí va 326 330 330chạm chạmtại trụtại gia trụ cường gia cường và 4và- vị 4 -trívịvatríchạm va chạm tại mối tại mối nối nốigầngần điềuđiều kiệnkiệnbiênbiên phíaphíaboong. boong. 327 4.2. Ảnh 4.2. Ảnh hưởnghưởng của của vị trí vị vatríchạmva chạm 331 331CácCác đường đường congcong lực lực – chuyển– chuyển vị ứng vị ứngvới với các cácvị trívị đâm trí đâm va khác va khác nhau nhauđược đượcthể thểhiệnhiện 328 Ảnh Ảnh hưởng hưởng của vịcủa trí đâmvị trí va đâm được khảova đượcsát tạikhảo 4 vị trísát baotại gồm:4 vị1 -trí bao vị trí va gồm: chạm tại 1 mối - vịnối,trí 2va 332 332trong HìnhHình trong 18. 18. Độ Độ sâu sâu của của biếnbiếndạng tại vị dạng tạitrí vị- va chạm trítrí vavachạm số 3sốlà3lớn nhấtnhất làgialớn vì tại vì4 vị tại trí vị đó trí đó 329 chạm tại mối nối, 2 - vị trí va chạm tại giữa hai mối nối của trụ chính, 3 - vị trívava - vị trí va chạm tại giữa hai mối nối của trụ chính, 3 vị chạm tại trụ cường và - vị trí 333 333kết chạmcấu bịmối kếttạicấu nứt bịnối gãy nứt gầngãy vàđiều rời vàkiệnkhỏi rờibiên liên khỏi phía kết. liên kết. Rõ Rõ boong. ràng Các ràng là mức đường làcong mứcđộlựchư độ– hạihư hại chuyểncụcvị bộ cụcứng của cylinder bộvớicủacáccylinder vị trí 330 chạm tại trụ gia cường và vị trívịva 4 - vị trí va chạm tại mối nối gần điều kiện biên phía boong. đâm 334 334phụ phụ va thuộc khác thuộc nhau nhiều nhiều được vào vào thể hiệntrí đập. va đập. trong Độ Độ Hình 18. sâu sâuĐộ sâu của của của biếnbiến biến dạng vĩnhvĩnh dạngdạng viễnviễn tại vị cũng trí vacũnggiảm chạm giảm sốđáng 3 đáng là kể kể lớn 331 Các đường cong lực – chuyển vị ứng với các vị trí đâm nhất vì tại vị trí đó kết cấu bị nứt gãy và rời khỏi liên kết. Rõ ràng là mức độ hư hại cục bộ của cylinder vị trívịtheo hướng độ sâu va biếnbiếndạngkhác nhau giảm được dầndần thể đếnđến hiện vị trí 335 335với với từngtừng trí theo hướng dọcdọc của củacylinder. cylinder. Và Và độ sâu dạng giảm vị trí 332 phụ thuộc trong 336 336điều Hình kiện nhiều biên.18. vào Độ vị sâutrí vacủa độ đập.biếnĐộ sâudạng củatại biếnvị trí dạng vavĩnhchạmviễn sốcũng3 là giảmlớn nhất đáng kểvìvớitại từngvị trí vị tríđó theođiều hướng kiện dọcbiên.của Sựcylinder. giảm Sự giảm độ sâu Và bền độ tớibiến bền hạn tớidạnglớngiảm hạn nhấtdần lớn xảy nhất đến ravịtại xảy vị tại trí ra điều trí vị L/2 kiện (vịSự tríbiên. L/2 trígiảm (vị số trí 2)độ với số 2) bềnvới 333 kết 337 33737.4% cấu hạn khi tới 37.4% bị nứt so sánh khi lớn nhất gãy so sánh xảy ravới và tại vịrời mô với khỏi hình(vị mô trí L/2 liên nguyên hình kết. nguyên trí số Rõ vẹn. 2) với ràng Trong vẹn. 37,4% là Trongmức khi so độ khisánh đó với khi hư trường đómô hại trường cục hìnhhợp bộ hợp của va chạm nguyên va vẹn.cylinder chạm vàovào Trong 334 phụ khi 338 338thanh đóthuộc thanhtrường gia gia nhiều cường hợp cường va vàochạm (vị trí vị (vị 3) trí vào trí độ va thanh đập. 3) giảm gia độ giảm Độ cường độ bềnsâu(vị độ bềncủa trí 3) chỉ chỉ biến độ với với dạng giảm 3.7%. độ 3.7%. vĩnh bền NhưNhư viễn chỉ với cũng 3,7%. vậy,vậy, vị trí vị vagiảm Như đáng vậy, trí chạm va chạm vịantríkểan va chạm vớitoàn 335339toàn từng an vị trí toàn theo nhất cho hướnggiàn khoan làdọc là của là thanh tại thanh gia cylinder. thanhgia gia Và độ cường. cường.cường. Quá sâu biến trình biến dạng dạng giảm của củadần chân đến giàn vị giàn khoan trí 339 nhất tại các vị nhất va cho trícho giàn chạm giànkhoan khác khoan nhau tại được tại thể hiện trong Hình Quá 19 vàQuátrình 20. trình biến biến dạng dạng của chân chângiàn 340 điều 336340khoan kiện khoantại các biên. tại các vị trí Sự vịva giảm trí va chạm chạm độkhácbềnkhác tớinhau nhau hạn được lớnthểnhất được hiệnxảy thể hiện ra trong tại trong Hình vị Hình trí và 19 L/220. 19 và(vị20.trí số 2) với 337 37.4% khi 80000 80000 so1-vatạisánh 1-va chạm chạm vị trítại mối với vị nối mô hình nguyên vẹn. trí mối nối Trong khi đó trường hợp va chạm vào 300000300000 NguyênNguyên vẹn (không vẹn (không bị va chạm) bị va chạm) 338 thanh gia2-va3-vacường 2-vatạichạm chạm giữa tại 3-vatạichạm chạm haigiữa (vị tạicường trụ gia trí mốihai trụ gia 3) độ giảm độ bền250000 nốimối nối cường với 3.7%. Như vậy, vị trí va chạm an chỉ250000 4-vatạichạm 1-tại vị 1-tại trí mốivị trí nốimối nối 4-va chạm mối tại nốimối gần nối điềugần điều kiện kiện biên biên phía phía boong boong 339 toàn nhất cho giàn khoan là tại thanh gia cường. Quá trình 60000 60000 biến 2-tại vị 2-tại vị trí trí giữa haigiữa dạng mốihai của chân giàn nốimối nối Lực va chạm (kN) Lực va chạm (kN) 200000200000 340 khoan tại các vị trí va chạm khác nhau được thể hiện trong Hình trí19 trí trụvịgia trụ giavà cường20. Lực nén (kN) 3-tại vị cường Lực nén (kN) 3-tại 8000040000 40000 150000150000 300000 4-tại vị 4-tại vị trí trí mối nốimối gầnnối gần điều điều kiện kiện biên biên phía phía boong boong 1-va chạm tại vị trí mối nối 2-va chạm tại giữa hai mối nối Nguyên vẹn (không bị va chạm) 3-va chạm tại trụ gia cường 100000100000 250000 4-va chạm tại mối nối gần điều kiện biên phía boong 1-tại vị trí mối nối 6000020000 20000 2-tại vị trí giữa hai mối nối Lực va chạm (kN) 50000 50000 200000 3-tại vị trí trụ gia cường Lực nén (kN) 0 0 0 40000 0 0 0 500 5001000 10001500 15002000 20002500 25003000 3000 150000 0 500 vị trí1000 4-tại mối nối gần điều1500 1000 kiện biên 1500phía boong 0 500 2000 2000 ChuyểnChuyển vị tại vađiểm chạmva(mm) chạm (mm) 341 341 vị tại điểm ChuyểnChuyển vị dọc vị dọc trục trục (mm) (mm) 342 342 20000 (a) Đường cong lực – chuyển vị 100000 (b) Đường cong lực nén và chuyển vị dọc trục (a) Đường (a) Đường congcong – chuyển – chuyển lực lực vị vị Đường (b) (b) Đường congcong lực lực nénnén 50000 và chuyển và chuyển vị vị Hình 18. Ảnh hưởng của vị trí va chạm tới độ bền của chân giàn khoan 0 0 dọcdọc trụctrục ẢnhẢnh tại điểmhưởng độ bền 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 HìnhHình 18. vị hưởng của vị trívịva tríchạm tới độ va chạm tới bền của chân giàn khoan 2000 0 500 1000 1500 341343 343 18. Chuyển của va chạm (mm) củaChuyển chân giàn vị dọc khoan trục (mm) 342344 344 (a) Đường cong lực – chuyển vị (b) Đường cong lực nén và chuyển vị 92 dọc trục 16 16 343 Hình 18. Ảnh hưởng của vị trí va chạm tới độ bền của chân giàn khoan 344
  15. TạpTạp chíchí Khoa học Khoa Công học Côngnghệ nghệXây Xâydựng, dựng,NUCE NUCE 2018 2018 p-ISSN2615-9058; p-ISSN 2615-9058; e-ISSN e-ISSN 2734-9489 2734-9489 Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng 45345 346 46347 Vị trí va chạm 1 Vị trí va chạm 2 Vị trí va chạm 3 Vị trí va chạm 4 47348 Vị trí va chạm 1 Hình 19. Vị Kết trí va chạm 2 Vị trí va chạm va chạm Vị trí va chạm 4 3 quảquả Hình 19. Kết phỏng khi mômôphỏng thayđổiđổi khi thay vịvatríchạm vị trí 48 Hình 19. Kết quả mô phỏng khi thay đổi vị trí va chạm 349 350 Vị trí va chạm 1 Vị trí va chạm 2 Vị trí va chạm 3 Vị trí va chạm 4 49351 Hình 20. Kết quả mô phỏng độ bền khi thay đổi vị trí va chạm 50 Vị trí va chạm 1 Vị trí va chạm 2 Vị trí va chạm 3 Vị trí va chạm 4 352 4.3. Ảnh hưởng của các kiểu đầu va chạm 51 Hình 20. Kết20.quả mô phỏng độ độ bền khi thay đổi vị chạm trí va chạm 353 Trong thực tế,Hình các kếtKết cấuquảchân mô đế giàn phỏng bềnkhoan khi thaythường đổi vị tríbị va đâm va theo nhiều kịch Ảnh 52354 4.3.bản kháchưởng nhau,của cácchân ví dụ kiểugiànđầu khoan va chạm có thể va chạm với mũi tàu quả lê (hemisphere Trong 53355 indenter), 4.3. thực Ảnh hưởng tế, của các các kết kiểu cấu đầu hoặc va chạm với mũi tàu hìnhva chân chạm đế giàn chưkhoan thường bị V (knife-edge đâm vahoặc indenter) theocónhiềuthể va kịch 54356 bảnchạm khác nhau, với Trong mạnví thực dụ tế,tàu chân cáchình kết cấu giàn chữ khoan nhật chân đế giàn có thểthường khoan (rectangular va chạm bị đâmvới indenter). mũi Vítheo va tàu kịch dụ,nhiều các quảbản kịch lê (hemisphere bản va chạm khác nhau, ví dụ chân hoặcgiàn khoan va và chạm có thể với va chạm mũi với mũi hình tàu quả chưtrìnhlê (hemisphere V (knife-edge indenter), hoặc va hoặc cóchạm với va thể của các 55357 indenter), loại tàu chân đế giàn khoan tàu được bày trong Bảng 4.5. indenter) mũi tàu hình chư V (knife-edge indenter) hoặc có thể va chạm với mạn tàu hình chữ nhật (rectangular Trong nghiên 56358 chạm cứu với này,mạn indenter). ba tàu loại Ví dụ, cáchình tàu 5000 kịch chữtấn bản vanhật với(rectangular chạm hình của cácdạng khác loại tàu và nhau Víđược chân đếđãgiàn indenter). dụ, khoancácđược áp kịch dụng. bản Ba trình va loại bày chạm kết trong 57359 củacấucácđiển Bảng loại tàunghiên hình 7. Trong và chân cho các cứuloạiđế ba này, giàn tàu này loại khoan tàucó 5000 được hình vớitrình tấn dạng bày lầndạng hình lượt trong là:nhau khác Bảng loại mũi đã 4.5. quả được lê, áp dụng. Trongloại mũi Ba nghiên loại kết cấu điển hình cho các loại tàu này có hình dạng lần lượt là: loại mũi quả lê, loại mũi hình lưỡi dao 58360 cứuhình này, và lưỡi dao loại ba hìnhloại vàtàuloại5000 chữ nhật. hìnhtấn chữvới nhật. hình dạng khác nhau đã được áp dụng. Ba loại kết 59361 cấu điển Cóhình Có thểcho thể thấy các thấy rằng độ bền độ loại rằng tàu tới bền hạnnày cóhạn tớiva sau hình chạmsau dạng của va lần lượt mỗichạm trường hợplà: của phụloại mỗi trường thuộc mũi quả hợp nhiều lê, vàophụhìnhloại dạngmũi thuộc mũi đâm nhiều va, Hình mũi xemdạng đâmnhật. 21. Trường va, hợpxem Hình nghiêm 21.nhất trọng Trường là khihợp đâm nghiêm va bởi mũi tàu hình nhấtquả lê. 60362 hình lưỡivàodao hình và loại hình chữ trọng là khi Trong trường hợp này, mức độ giảm độ bền giới hạn khi so sánh với mô hình nguyên vẹn là 37,4%. 61363 đâm va bởi KhiCó thể mũi tải trọng thấytàu được rằng đặt hìnhđộquả bởi kiểu lê.tới bền mũi Trong hạn hình chữ trường sau V và hợp vahình kiểu chạmnày,của chữ nhật, độ giảm độ hợp mứcmỗi mức độtrường bền giới hạn giảm độ bền tớiphụ thuộc hạn khi 364 khi so sánh với mô hình nguyên vẹn là 37.4%. Khi tải trọng được đặt bởi kiểu mũi 62 nhiều vào hình dạng mũi đâm va, xem Hình 21. Trường hợp nghiêm trọng nhất là khi 365 hình chữ V và kiểu hình chữ nhật, mức độ93 giảm độ bền tới hạn khi so sánh với độ bền 63 đâm va bởi mũi tàu hình quả lê. Trong trường hợp này, mức độ giảm độ bền giới hạn 366 giới hạn của mô hình nguyên vẹn (không bị va chạm) lần lượt là 28.9% và 35.1%. 64 khi so sánh với mô hình nguyên vẹn là 37.4%. Khi tải trọng được đặt bởi kiểu mũi 65 hình chữ V và kiểu hình chữ nhật, mức độ giảm độ bền tới hạn khi so sánh với độ bền
  16. Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 2734-9489 367 Như vậy vật thể va chạm có hình dạng mũi tàu chữ V có ảnh hưởng ít nhất đến độ bền 367 Như vậy vật thể va chạm có hình dạng mũi tàu chữ V có ảnh hưởng ít nhất đến độ bền 368 so với các hình dạng mũi khác. 368 so với các hình dạng mũi khác. Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng 369 Bảngdựng,7. Thông số củap-ISSN tàu đâm va 369 so sánh vớiTạp độchí bềnKhoa giớihọc hạnCông nghệBảng của môXâyhình 7. NUCE 2018 Thông nguyên vẹnsố(không của tàu đâm bị va va lần e-ISSN 2615-9058; chạm) lượt là2734-9489 28,9% và 35,1%. Như vậy vật thể va chạm có hình dạng mũi tàu chữ V có ảnh hưởng ít nhất đến độ bền so với các hình dạng 367mũiNhư khác.vậy vật thểTạp Khoa họcTạp vachíchạm chínghệ cóCông hình Khoa họcdựng, Xây dạng CôngNUCE mũinghệ Xây 2018dựng, NUCE tàu chữ V ảnh hưởng p-ISSN2018 p-ISSN có2615-9058; ít nhất đến độ bền e-ISSN2615-9058; 2734-9489e-ISSN 2734-9489 368 so với các hình dạng mũi khác. Bảng 7.cóThông sốmũi của tàu đâm va 367 vật thểNhư Như vậy367 vậy vật va chạm thể hìnhvadạng chạm có tàu hìnhchữ dạng mũi V có tàuhưởng ảnh chữ Vítcó ảnhđến nhất hưởng ít nhất đến độ bền độ bền 369 368 368hình so so với các vớiBảng dạng mũi các khác. hình 7.dạng Thông số của tàu đâm va mũi khác. 369 369 Bảng 7. Thông Bảng số của7.tàu Thông số của tàu đâm va đâm va Tàudịch dịchvụ mũichữ vụmũi chữVV Tàu dịch Tàu Tàu dịch vụvụcócó mạn mạn chữ chữ nhật nhật Tàu hàng Tàu hàng rời rời Tàu dịch vụ mũi Tàu V vụ mũi chữ dịch Tàuchữ dịchVvụ có mạn Tàu dịch vụ có mạn Chiều Chiều dài dài lớn lớn nhất nhất Tàu Tàudịch dịch vụvụ mũi mũi 65,0 65,0 chữ 76,0 chữVV chữ 76,0 TàuTàu dịch vụchữcó nhật dịch vụ nhậtmạn có 71,0 71,0 mạn chữ nhật Tàu hàng rời Tàu hàng rời (m) (m) Chiều dàiTàu hàng lớn nhất rời Chiều dài lớn 76,0 nhất 76,0 65,0 65,0 chữ nhật 71,0 71,0 Tàu (m) hàng rời Chiều Chiều rộng lớn (m) 16,0 14,4 20,0 Chiềurộng dài Chiều lớndài lớn nhấtlớn(m) nhất 16,0 Chiều rộng lớn 76,076,0 Chiều rộng lớn16,0 16,0 14,4 65,014,4 65,0 14,4 20,0 71,0 71,0 20,0 20,0 nhất nhất (m) Chiều(m)rộng (m) lớn nhất (m) nhất (m) nhất (m) 16,0 14,4 20,0 Mớn nước (m) Mớn nước (m)4,2 4,2 4,0 4,0 3,5 3,5 Mớn nước Mớn nước Mớn nước (m) (m) (m)rộng lớn Trọng tải 4,2 Chiều 4,2 4,216,0 Trọng tải 5000 4,0 5000 5000 4,0 14,4 4,0 5000 5000 3,5 20,0 50003,5 3,5 Trọngtải Trọng Trọng tảinhất (m) tải 370 370 5000 5000 5000 500050005000 50005000 5000 Mớn nước (m) 90000 90000 280000 280000 4,2 4,0 3,5 370 370 80000 mũi va chạm hình quả lê 80000 mũi va chạm hình chữ V mũi va chạm hình quả lê mũi va chạm hình chữ V 240000 Nguyên vẹn (không bị va chạm)Nguyên vẹn (không bị va chạm) 240000 Mũi va chạm hình quả lê Mũi va chạm hình quả lê Trọng tải 70000 70000 5000 mũi va chạm hình chữ nhật mũi va chạm hình chữ nhật 200000 5000 Mũi va chạm hình chữ V 200000 5000 Mũi va chạm hình chữ V 60000 Mũi va chạm hình chữ nhật Mũi va chạm hình chữ nhật 60000 370 280000 160000 280000 Lực va chạm (kN) 160000 90000 90000 Lực va chạm (kN) Lực nén (kN) Lực nén (kN) 50000 50000 120000 mũi va chạm hình quả quảlê 120000 80000 80000 hình40000 lê 40000 Nguyên Nguyênvẹnvẹn (không bị vabịchạm) (không va chạm) 90000 30000 30000 240000 240000 280000 80000 80000 mũi va chạm hình hình chữ V chữhình V quả lê MũiMũi va chạm hìnhhình va chạm quảquả lê lê 70000 mũi va 20000 chạm 20000 40000 Nguyên vẹn (không bị va chạm) 70000 80000 240000 40000 MũiMũi va chạm hìnhhình va chạm chữchữ V V 200000 mũi va chạm hình hình mũi chữ nhật chữhình va 10000 chạm nhậtchữ V 10000 200000 0 Mũi va chạm hình quả lê Mũi vaMũi vahình chạm hình chữ nhật 1600 0 60000 60000 70000 0 0 200000 0 400 800 0 Mũi chạm 1200 400 va1600 chạm chữ 800 V hình1200 chữ nhật mũi va chạm0 hình chữ 500nhật 1000 0 1500500 2000 1000 2500 1500 2000 Chuyển vị dọc trục (mm) 2500 160000 Mũi vaChuyển chạm hình vị dọc trụcchữ (mm)nhật (kN) 60000 371 Chuyển vị tại điểm va chạm (mm) 160000 Chuyển vị tại điểm va chạm (mm) chạm(kN) 371 (kN) (kN) 50000 50000 160000 372 Lực va chạm (kN) 372 nén(kN) 50000 vachạm Lực nén Đường cong – chuyển 120000Đường 120000 40000 40000 (a) lựcĐường (a) cong vịlực – chuyển (b) vị cong(b) lựcĐường nén vàcong chuyển lựcvịnén dọcvà chuyển vị dọc Lực nén 120000 40000 trục Lực trục Lựcva 30000 80000 80000 30000 30000 va80000 373 37321. Ảnh hưởng Hình củaẢnh hưởng các kiểu đầucủa chạm độ bền tớiđầu của chântới độ giàn bềnkhoan Lực Hình 21. các kiểu va chạm của chân giàn khoan 20000 20000 20000 374 5. Đề xuất 374công5.thức tiêu công Đề xuất chuẩn nứttiêu thức gãy chuẩn giới hạn 40000 40000 nứtcho gãybài toán giới hạn vacho chạm bài toán va chạm 40000 10000 375 Có375rất nhiều công Có trình nghiên rất nhiều côngcứutrình công bố vềcứu nghiên tiêucông chuẩnbốnứtvề gẫy tiêugiới chuẩn hạnnứt trong gẫy giới hạn trong 10000 10000 376 bài toán 376 mô phỏng bài va chạm. toán mô Nhìn va phỏng chung chạm.cácNhìn 0 công thức này 0 chung 0 các được công 400 xây thức dựng này 800 dựa trên được xây 1200 dựng dựa 1600trên 0 0 0 0 377 500 các tiêu1000chuẩn về 377 các tỷtiêu 1500 lệ giữa chuẩnkích 2000 về thước tỷ lệ lưới kích giữa 2500 của phần 0 thướctử và độ 0lưới củadày 400 phần Chuyển của tửtôn vị400 dọc vỏ. và (mm) trục Đầu800 800 độ dày của 1200 tiêntôn vỏ. Đầu 1200tiên 1600 1600 0 0 Chuyển vị tại điểm va chạm2000 (mm)[24] xây2500 371 0 500 378 1000có 500 Chuyển 1000 thể kể 1500 tới Peschmann 3781500có thể kể dựng tới Peschmann 2000 công thức tiểu 2500 [24] xây dựng công thức chuẩn nứt Chuyểngãy vị theo dọc biến trục dạng (mm) tiểu chuẩn nứt gãy theo biến dạng 371 vịcắt tạicho điểmcác va tấm chạmcó (mm) Chuyển vị dọc trục (mm) 379 Chuyển vị tại điểm379 va chạm nẹp gia cường. Hogström và cộng sự [25] cũng xây dựng cho các tấm có nẹp gia cường. Hogström và cộng sự [25] cũng xây dựng công thức cắt(mm) công thức 371 372 theo tôn đáychovỏcong 372 (a) Đường 380cong lựctiêu –380chuẩntheo chuyển biến dạng vịtiêu nứt gãy chuẩn biếngiới dạnghạnnứtchogãytấm (b) giới Đường hạn tàu. tôn tấm Ehlers lựcđáy nén [26] vỏvà phát chuyển tàu. Ehlers vị dọc [26] pháttrục 372 (a) Đường 381 triểncong công lựctiêu 381thứctriển – chuyển chuẩn công thứcnứt vị gãy tiêu cho chuẩn mô(b) phỏng nứt Đường gãy va chođập môcong của đáylực phỏng đôiđập va nén tàu chởvà của dầuchuyển đáy dựatàu chởvịdầu đôi dọcdựa Đường cong Đường(a) (a) cong lực –– chuyển vị vị đầu va(b) 382 (b)Đường trên kết 382 Đường cong lực quả thítrên lựcnén nghiệm. nénvà Bin vàchuyển Liu và cộng vị vị sựdọc [27] đề xuất kết quả thí nghiệm. Bin Liu và cộng sự [27] đề trục công thức cho kết cấu mạn xuất công thức cho kết cấu mạn Hình 21. Ảnhlựchưởng chuyển của các kiểu chạm tới độ bềncongcủa chân giàn khoan chuyển dọc 373 Hình 21. Ảnh hưởng của các kiểu đầu va chạm tới độ bền củatrục chân giàn khoan 5. Đề xuất công thức tiêu chuẩn nứt gãy giới hạn cho18bài toán va trục 18 374 chạm 373 Hình 21. Ảnh hưởng của các kiểu đầu va chạm tới độ bền của chân giàn khoan 373 375 Hình 21. CóẢnh hưởng rất nhiều côngcủatrìnhcác kiểu nghiên đầu cứu côngvabốchạmvề tiêutới độ bền chuẩn nứt gẫycủagiới chân hạn giàn trong khoan 374 5. Đề 5. Đề xuất xuất công công thức thức tiêu tiêu chuẩn chuẩn nứt nứtNhìn gãyhạn gãy giới giới chohạn cho bàithức toánnàybài toánxây va được chạm vadựng chạm 374 5. Đề xuất công thức tiêu chuẩn nứt gãy giới hạn cho bài toán va chạm trên 376 bài toán mô phỏng va chạm. chung các công dựa 375 377Có các rấttiêu nhiều chuẩn côngvề tỷtrình lệ giữanghiên cứu lưới kích thước côngcủabố về tử phần tiêu và độchuẩn nứttôn dày của gẫyvỏ.giới Đầu hạn tiên trong 375 Córấtrất Có nhiều nhiều công công trìnhtrình nghiên nghiên cứu công cứubốcông về tiêubốchuẩn về tiêu nứtchuẩn gẫy giớinứthạngẫy giới trong bàihạn toántrong mô 376 bài toán 378 mô có thểphỏng va chạm. kể tới Peschmann Nhìnxây [24] chung các công dựng công thức thức tiểu này chuẩn được nứt xâychuẩn gãy theo dựng biến dạngdựa trên 376 phỏng bài 379 va toán cắtchạm. môcho Nhìn phỏng chung vacóchạm. các nẹp gia công Nhìn thức cường.chung này được xây cácvàcông dựngthức này dựa trên được các cũngdày tiêu xâycủa xây dựng về dựng tỷ thức dựa lệ giữa trên 377 các kíchtiêu thướcchuẩn lưới của các về tỷtấm phầnlệ tử giữa kích và độ dàythước của tônlưới Hogström vỏ.của Đầuphần cộng sự tiên có và kể tử[25] thể độ tới Peschmann công tôn [23]Đầu vỏ. tiên xây dựng 377 các380tiêu chuẩn theo tiêuvềchuẩntỷ lệbiến giữa kích dạng nứtthước gãy giớilưới hạncủa tấm tôn cho phần tửđáyvà vỏđộtàu. dàyEhlers của tôn phátĐầu tiên [26] vỏ. 378 có côngthểthức kể tiểu tới chuẩn Peschmannnứt gãy [24] xâydạng theo biến dựngcắtcông cho cácthức tấmtiểu có nẹpchuẩn nứt gãy gia cường. theoombiến Hogstr¨ và cs. dạng [24] 378 có 381 kểtriển thể tới công thức tiêu chuẩn Peschmann [24] nứt xây gãy dựngcho mô phỏng công thứcva đập tiểu của đáy đôi chuẩn nứttàugãy chở theo dầu dựa biến dạng 379 cũng cắt382 xây cho các dựng trêntấm công thức có nẹp kết quả gia cường. theo thí nghiệm. tiêu chuẩn Bin Liu biến Hogström dạng và cộng sựvà nứt gãy cộng [27] giới sự [25] đề xuất côngcũng hạn cho tấmxâykết thức cho tôn dựng đáy vỏ tàu. công thức cấu mạn Ehlers 379 380 cắt [25]cho theo phátcác tiêu triểntấm chuẩn côngcó biến nẹpdạng thức giachuẩn tiêu cường. nứt nứtHogström gãy gãy giớichohạnmôchovà cộng phỏngtấmvatônsự đập[25] của vỏ đáy cũng đáy đôixây tàu. tàu dựng chở Ehlers dầu công [26] dựaphátthức trên kết quả thíchuẩn theo nghiệm.biến Bin Liu và cs. nứt[26] đề giới xuất công thức chocho kếttôncấuđáymạn vỏđôi tàu. của tàu chở hàng.[26]Theo 380 381 triển tiêu công thức tiêu dạng chuẩn nứt gãy gãy cho mô hạnphỏng tấm va đập của đáy đôi tàu Ehlers chở dầu phát dựa 381 382 triển công trên kết quả thứcthí tiêu nghiệm.chuẩn BinnứtLiu gãyvàchocộng 18 môsựphỏng [27] đề vaxuất đập công của đáy thứcđôi chotàukếtchởcấudầu mạn dựa 382 trên kết quả thí nghiệm. Bin Liu và cộng94 sự [27] đề xuất công thức cho kết cấu mạn 18 18
  17. Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng tiêu chuẩn của quy phạm DNV RP-C204 [22] đề xuất công thức (10) như sau: ! Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 t le 2615-9058; e-ISSN 2734-9489 p-ISSN ε f = 0,02 + 0,65 , ≥5 (10) le t 383 Tươngđôitự,của quytàuphạm chở của hàng.Đức TheoGLtiêu[27]chuẩn cũng của quy công đề xuất phạmthức DNVtiêu RP-C204 [23] dạng chuẩn biến đề xuất nứt gãy giới 384 hạn côngtôn cho tấm thức vỏ(10) tàu như sau:gia cường như công thức (11). có nẹp 𝑡 𝑙 385 𝜀𝑓 = 0.02 + 0.65 ( ), 𝑒 ≥ 5 (10) 𝑙𝑒 𝑡 t 0,056 + 0,54 kết cấu tấm  386 Tương tự, quy phạm của Đức GL le [28] cũng đề xuất công thức tiêu chuẩn biến    ε fhạn = t có nẹp gia cường ,nhưlecông /t ≥ thức  5 (11). (11)  387 dạng nứt gãy giới cho tấm tôn vỏ tàu + 0,76   0,079 kết cấu thanh  𝑡   0.056 + 0.54 kết cấu le tấm 𝑙 𝑒 388 𝜀𝑓 = { 𝑡 , 𝑙𝑒 /𝑡 ≥ 5 (11) trong đó le là độ dài0.079 + 0.76 của phần tử chia 𝑙𝑒 kết cấu lưới củathanh tôn vỏ tàu; t là chiều dày của tôn vỏ tàu tại vị trí va chạm. 389 trong đó le là độ dài của phần tử chia lưới của tôn vỏ tàu; t là chiều dày của tôn vỏ tàu Hiện tại 390 tạivịchưa trí vacóchạm nghiên cứu nào công bố kết quả về tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy giưới hạn cho 391 loại kết cấu kiểu cylinder. Do đó, trong đề tài này sẽ đề xuất công thức tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy 392hạn dựa trên giới Hiệnkếttạiquả chưathícónghiệm nghiên vàcứumônào công như phỏng bố kết côngquảthức về tiêu (12).chuẩn biến xác Độ chính dạngcủa nứtcông thức khi393 gãyvới so sánh giưới thí hạn cho loại nghiệm kết cấu với COV kiểu cylinder. Do đó, trong đề tài này sẽ đề xuất công là 6,13%. 394 thức tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy giới hạn dựa!trên kết quả thí nghiệm và mô phỏng −0,524 395 như công thức (12). Độ chính xác của công thức le khi so sánh với thí nghiệm với COV ε f = 0,471 (12) 396 là 6.13%. t 𝑙 −0.524 397 𝜀𝑓 = 0.471 ( 𝑒 ) (12) trong đó le là độ dài của 𝑡 phần tử chia lưới; t là chiều dày của cylinder tại vị trí chân giàn khoan bị va 398 chạm. trong đó le là độ dài của phần tử chia lưới 399 t là chiều So sánh tiêu chuẩn dày của biến dạng nứtcylinder gãy giớitạihạn vị trí chânđềgiàn được khoan xuất trongbịtài va với chạmcác tiêu chuẩn đã trình bày phía trên cho mô phỏng bài toán va chạm được thể hiện trong Hình 22.tàiCó 400 So sánh tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy giới hạn được đề xuất trong vớithể cácthấy tiêu rằng tiêu 401 chuẩn đã trình bày phía trên cho mô phỏng bài toán va chạm được thể hiện trong chuẩn mà tác giả đề xuất thì thấp hơn so với các tác giả khác. Tuy nhiên nó lại gần với đề xuất của Hình quy phạm21. 402 Có thể thấy rằng tiêu chuẩn mà tác giả đề xuất thì thấp hơn so với các tác giả khác. DNV RP-C204 (2010) và GL (2014). 403 Tuy nhiên nó lại gần với đề xuất của quy phạm DNV RP-C204 (2010) và GL (2014). 1.0 Proposed equation Peschmann (2001) 0.8 Ehlers (2009) Biến dạng nứt gãy giới hạn (-) Hogström (2009) Bin Liu (2017) 0.6 DNV (2010) GL (2014) 0.4 0.2 0.0 0 1 2 3 4 5 6 7 (le / t ) 404 405 Hình 21. So sánh các tiêu chuẩn nứt gãy cho bài toán va chạm Hình 22. So sánh các tiêu chuẩn nứt gãy cho bài toán va chạm 406 6. Kết luận 19 95
  18. Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng 6. Kết luận Mục đích chính của nghiên cứu là khảo sát độ bền sau va chạm của chân gian khoan cố định ngoài thực tế bằng phương pháp mô phỏng số. Dựa trên kết quả của bài báo, một số kết luận được rút ra như sau: - Phương pháp mô phỏng số được phát triển trong nghiên cứu này có độ chính xác và độ tin cậy cao khi so sánh với kết quả thí nghiệm với độ sai khác trung bình là 5,2%. Do đó, nó có thể được áp dụng cho các mô phỏng đự đoán ứng xử va chạm và độ bền sau va chạm của các kết cấu thực tế kiểu cylinder ngoài khơi để phát triển các thiết kế và nghiên cứu xây dựng các công thức dự đoán về các vấn đề va chạm. - Ảnh hưởng của vận tốc va chạm là khá lớn đến độ bền tới hạn của chân giàn khoan. Năng lượng va chạm tỷ lệ thuận với bình phương vận tốc va chạm v. Tốc độ va chạm càng tăng thì độ bền tới hạn của chân giàn khoan càng giảm. Trong các trường hợp ở nghiên cứu này thì mức độ giảm độ bền tới hạn lớn nhất được ghi nhận là 90,2% khi so với mô hình nguyên vẹn. - Mức độ hư hỏng cục bộ chân giàn khoan phụ thuộc nhiều vào vị trí va chạm. Chiều sâu biến dạng lớn nhất xảy ra tại L/2 và được giảm dần với mỗi vị trí theo hướng dọc của chân giàn khoan tới vị trí đặt điều kiện biên. Sự giảm độ bền tới hạn lớn nhất xảy ra tại vị trí L/2 (vị trí số 2) với 37,4% khi so sánh với mô hình nguyên vẹn. Trong khi đó trường hợp va chạm vào thanh gia cường (vị trí 3) độ giảm độ bền chỉ với 3,7% do có hiện tượng nứt gãy xảy ra. Có thể thấy rằng vị trí va chạm an toàn nhất cho giàn khoan là tại thanh gia cường. - Khi xem xét ảnh hưởng của hình dạng mũi tàu va chạm, trường hợp nghiêm trọng nhất là mũi tàu va chạm hình bán cầu như kiểu mũi quả lê của các tàu dịch vụ. Mức độ giảm độ bền giới hạn khi so sánh với mô hình nguyên vẹn của va chạm bởi tàu có mũi quả lê là 37,4%. Khi tải trọng được đặt bởi kiểu mũi hình chữ V và kiểu hình chữ nhật, mức độ giảm độ bền tới hạn khi so sánh với độ bền giới hạn của mô hình nguyên vẹn (không bị va chạm) lần lượt là 28,9% và 35,1%. - Đề tài đã xây dựng thành công công thức dự đoán hiện tượng nứt gãy dựa trên tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy giới hạn cho bài toán mô phỏng va chạm của cylinder. Độ chính xác và tin cậy của công thức được so sánh với kết quả thí nghiệm và các công thức của các nhà khoa học khác cũng như công thức của đăng kiểm DNV và GL. Lời cám ơn Nghiên cứu này được tài trợ bởi Quỹ Phát triển khoa học và công nghệ Quốc gia (NAFOSTED) trong đề tài mã số 107.01-2019.333. Tài liệu tham khảo [1] PSA (2009). Investigation of Big Orange XVIII’s collision with Ekofsk 2/4-W. The Petroleum Safety Authority Norway. [2] Daley, J. (2013). Mumbai high north platform disaster. Proto-Type, 1. [3] Do, Q. T., Muttaqie, T., Park, S.-H., Shin, H. K., Cho, S.-R. (2018). Predicting the collision damage of steel ring-stiffened cylinders and their residual strength under hydrostatic pressure. Ocean Engineering, 169:326–343. [4] Do, Q. T., Muttaqie, T., Shin, H. K., Cho, S.-R. (2018). Dynamic lateral mass impact on steel stringer- stiffened cylinders. International Journal of Impact Engineering, 116:105–126. [5] Walker, A. C., McCall, S., Thorpe, T. W. (1987). Strength of damage ring and orthogonally stiffened shells—part I: Plain ring stiffened shells. Thin-Walled Structures, 5(6):425–453. 96
  19. Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng [6] Walker, A. C., McCall, S., Thorpe, T. W. (1988). Strength of damaged ring and orthogonally stiffened shells—Part II: T-ring and orthogonally stiffened shells. Thin-Walled Structures, 6(1):19–50. [7] Ghazijahani, T. G., Jiao, H., Holloway, D. (2015). Experiments on Dented Steel Tubes under Bending. Advances in Structural Engineering, 18(11):1807–1817. [8] Ghanbari Ghazijahani, T., Jiao, H., Holloway, D. (2015). Experiments on locally dented conical shells under axial compression. Steel and Composite Structures, 19(6):1355–1367. [9] Do, Q. T., Le, D. N. C., Seo, B. S., Shin, H. K., Cho, S.-R. (2019). Fracture response of tubular T- joints under dynamic mass impact. Developments in the Collision and Grounding of Ships and Offshore Structures, CRC Press, 75–84. [10] Harding, J. E., Onoufriou, A. (1995). Behaviour of ring-stiffened cylindrical members damaged by local denting. Journal of Constructional Steel Research, 33(3):237–257. [11] Ronalds, B. F., Dowling, P. J. (1988). Collision resistance of orthogonally stiffened shell structures. Journal of Constructional Steel Research, 9(3):179–194. [12] Ronalds, B. F., Dowling, P. J. (1987). A denting mechanism for orthogonally stiffened cylinders. Inter- national Journal of Mechanical Sciences, 29(10-11):743–759. [13] Do, Q. T., Muttaqie, T., Park, S.-H., Shin, H. K., Cho, S.-R. (2018). Ultimate strength of intact and dented steel stringer-stiffened cylinders under hydrostatic pressure. Thin-Walled Structures, 132:442–460. [14] Do, Q. T., Huynh, V. V., Vu, M. T., Tuyen, V. V., Pham-Thanh, N., Tra, T. H., Vu, Q.-V., Cho, S.-R. (2020). A New Formulation for Predicting the Collision Damage of Steel Stiffened Cylinders Subjected to Dynamic Lateral Mass Impact. Applied Sciences, 10(11):3856. [15] Cho, S.-R., Do, Q. T., Shin, H. K. (2017). Residual strength of damaged ring-stiffened cylinders subjected to external hydrostatic pressure. Marine Structures, 56:186–205. [16] Do, Q. T., Park, S. H., Cho, S. R. (2019). Ultimate strength formulae of intact and damaged ring-stiffened cylinders under external hydrostatic pressure. Chinese Journal Ship Research, 14:25–34. [17] Cho, S.-R., Muttaqie, T., Do, Q. T., Park, S. H., Kim, S. M., So, H. Y., Sohn, J. M. (2019). Experimental study on ultimate strength of steel-welded ring-stiffened conical shell under external hydrostatic pressure. Marine Structures, 67:102634. [18] Do, Q. T., Huynh, V. V., Cho, S.-R., Vu, M. T., Vu, Q.-V., Thai, D.-K. (2021). Residual ultimate strength formulations of locally damaged steel stiffened cylinders under combined loads. Ocean Engineering, 225: 108802. [19] Thang, D. Q. (2020). Deriving formulations for forecasting the ultimate strength of locally dented ring- stiffened cylinders under combined axial compression and radial pressure loads. Science and Technology Development Journal, 23(3):640–654. [20] Do, Q. T., Huynh, V. N., Tran, D. T. (2020). Numerical studies on residual strength of dented tension leg platforms under compressive load. Journal of Science and Technology in Civil Engineering (STCE) - NUCE, 14(3):96–109. [21] Viet, V. Q., Ha, H., Hoan, P. T. (2019). Evaluation of ultimate bending moment of circular concrete–filled double skin steel tubes using finite element analysis. Journal of Science and Technology in Civil Engi- neering (STCE) - NUCE, 13(1):21–32. [22] DNV (2010). DNV-RP-C204: design against accidental loads. Det Norske Veritas. [23] Peschmann, J. (2001). Energy absorption computations of ship steel structures under collision and grounding (translated from German language). PhD thesis. Technical University of Hamburg. [24] Hogstr¨om, P., Ringsberg, J. W., Johnson, E. (2009). An experimental and numerical study of the effects of length scale and strain state on the necking and fracture behaviours in sheet metals. International Journal of Impact Engineering, 36(10-11):1194–1203. [25] Ehlers, S. (2010). The influence of the material relation on the accuracy of collision simulations. Marine Structures, 23(4):462–474. [26] Liu, B., Villavicencio, R., Zhang, S., Soares, C. G. (2017). A simple criterion to evaluate the rupture of materials in ship collision simulations. Marine Structures, 54:92–111. [27] Scharrer, M., Zhang, L., Egge, E. (2002). Kollisionsberechnungen in schiffbaulichen Entwurfssystemen (Collision calculation in naval design systems). Bericht ESS. Germanischer Lloyd. 97
ADSENSE

CÓ THỂ BẠN MUỐN DOWNLOAD

 

Đồng bộ tài khoản
2=>2