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

Tạp chí Khoa học Cơng 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 Hịa, 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 mơ 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 mơ 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, cơng thức dự
đốn hiện tượng nứt gãy dựa trên tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy giới hạn cho bài toán mơ 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 cơng 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 formulation 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.

© 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 mơi trường đại dương. Đặc biệt, chúng được sử dụng phổ biến ở các vùng nước
có độ sâu dưới 300 m. Trong q trình hoạt động, các giàn khoan ln 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: (Thắng, Đ. Q.)

79


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 tồn 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 đơi khi là khơng thể bởi vì lý do kinh tế và các yêu cầu kỹ thuật. Để đảm bảo an tồn
cho các cơng trình ngồi khơi đồng thời tránh việc sửa chữa khơng 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 trị 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 mơ 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 mơ 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 khơng có nẹp gia cường và sau đó tất cả các mơ 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 cơng 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 đốn 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 mơ hình chân giàn khoan thu nhỏ. Các mơ hình này được được thí nghiệm với
năng lượng va chạm tăng dần cho tới khi kết cấu bị nứt gãy. Các mơ hình này là các dữ liệu q 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 vịng trịn 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


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 mơ 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 cơng bố nào về độ bền sau va chạm của kết cấu chân giàn
khoan cố định khơng 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 cơng trình ngồi 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 tốn mơ phỏng va chạm đã được xây dựng.
2. Giới thiệu các mơ hình thí nghiệm
Trong phần này sẽ giới thiệu thí nghiệm của 18 mơ hình thu nhỏ của kết cấu chân giàn khoan có
kiểu nối T-joint được thực hiện bởi tác giả và cs. [9] tại phịng thí nghiệm va chạm động, Đại học
Bảng 1. Thơng số kích thước của mơ hình thí nghiệm
Trụ chính

Gia cường

Mơ
hình

Lc

Dc

tc

Lb

Db

tb

A1
A2
B2
C3
E3
F1
F2
G1
G2
G3
G4
G5
G6
H1
H2

H3
H4
H5

1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300

114
114
114
114
114
114
114

114
114
114
114
114
114
114
114
114
114
114

4,05
4,05
4,04
4,04
4,05
4,05
4,04
6.02
6,02
6,00
6,05
6,05
6,05
6,07
6,00
6,04
6,07
6,06

1686
1286
1268
886
886
1686
1268
866
866
866
866
866
866
886
886
886
886
886

76,3
76,3
89,1
114,3
89,1
114,3
114,3
76,0
76,0
76,0

76,0
76,0
76,0
90,0
90,0
90,0
90,0
90,0

3,11
3,35
3,56
4,02
2,10
2,00
2,10
1,79
1,80
1,80
1,80
1,79
1,79
2,01
2,09
2,08
2,08
2,03

81

Lc /Dc

Dc /tc

Lb /Db

Db /tb

11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40
11,40

28,15
28,15
28,22

28,22
28,15
28,15
28,22
18,94
18,94
19,00
18,84
18,84
18,84
18,78
19,00
18,87
18,78
18,81

22,10
16,85
14,23
7,75
9,94
14,75
11,09
11,39
11,39
11,39
11,39
11,39
11,39
9,84

9,84
9,84
9,84
9,84

24,53
22,78
25,03
28,43
42,43
57,15
54,43
42,46
42,22
42,22
42,22
42,46
42,46
44,78
43,06
43,27
43,27
44,33


Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng

Ulsan, Hàn Quốc. Thơng số kích thước của các mơ 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 q 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 mơ hình mơ phỏng số bằng cách
so sánh với kết quả mô phỏng số để đánh giá độ chính xác và tin cậy của phương pháp mơ phỏng số
đã xây dựng. Sau đó dùng mơ hình mơ phỏng số này đi mô phỏng khảo sát cho độ bền của kết cấu
giàn khoan ngồi thực tế.
Bảng 2. Thơng số vật liệu của mơ hình
Series mơ hình

A-series

B-series

C-series

E-series

F-series

G-series

H-series

Ứng suất chảy, σY (MPa)
Ứng suất tới hạn, σT (MPa)
Mô dul đàn hồi, E (GPa)
Điểm bắt đầu biến cứng, εHS
Biến dạng tới hạn, εT

401,8
442,9

207
0,0252
0,1231

377,4
410,8
207
0,0327
0,1349

360,9
419,2
207
0,0264
0,1443

360,3
413,5
207
0,0279
0,1447

344,7
405,2
207
0,0268
0,1548

319,7
418,7

206
0,0186
0,1723

317,3
391,1
206
0,0245
0,1743

Trước khi thực hiện các thí nghiệm, các mơ hình được kẻ lưới và đo các biến dạng ban đầu do
quá trình chế tạo gây ra như quá trình hàn, q trình uốn nguội. Mục đích để lấy dữ liệu chính xác
tọa độ bề mặt của các mơ hình, sau đó mơ hình hóa trên phần mềm Abaqus. Q 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 thơng số điều kiện biên thí nghiệm va chạm được thể hiện trong Bảng 3.
Bảng 3. Điều kiện biên và vị trí va chạm

Mơ hình

Tốc độ (m/s)

Khối lượng (Kg)

Động năng (J)

Vị trí va chạm

A1
A2
B2

C3
E3
F1
F2
G1
G2
G3
G4
G5
G6
H1
H2
H3
H4
H5

5,94
6,57
4,86
5,26
5,25
6,86
5,25
5,13
4,93
4,52
3,81
2,17
2,58
2,58

2,77
2,94
2,39
2,38

633
633
460
460
460
633
460
673
673
673
673
673
673
673
673
673
673
673

11167
13662
5433
6364
6339
14894

6339
8856
8179
6875
4885
1585
2240
2240
2582
2909
1922
1906

Cách vị trí mối nối 580 mm
Cách vị trí mối nối 250 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm
Cách vị trí mối nối 200 mm

Cách vị trí mối nối 200 mm

82


114
115
116
117

dạng ban đầu do quá trình chế tạo gây ra như q trình hàn, q trình uốn nguội. Mục
đích để lấy dữ liệu chính xác tọa độ bề mặt của các mơ hình, sau đó mơ 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
Thắng,
Q.,nghiệm
và cs. / Tạp
Khoa
học thể
Cơng
nghệ
Xây dựng
thơng số điều kiện
biênĐ.thí
va chí
chạm
được
hiện
trong
Bảng 3.

118
119

Hình 2. Setup thí nghiệm va chạm động cho chân giàn khoan

113

Hình 2. Setup thí nghiệm va chạm động cho chân giàn khoan
120
Bảng 3. Điều kiện biên và vị trí va chạm
Mơ hình Tốc độ
Khối lượng
Động năng
Vị trí va chạm
3. Thiết lập các thơng(m/s)
số cho bài tốn
mơ
phỏng
(Kg)
(J)
11167phiên bản
Cách
vị Q
trí mối
nốiva
580
mm được mơ
Mơ phỏngA1số được 5,94
thực hiện trên633

phần mềm Abaqus
6.14.
trình
chạm
A2
6,57
633
13662
Cách
vị
trí
mối
nối
250
phỏng bằng mơ đun Dynamic/Explicit, trong khi bài toán độ bền sau va chạm dưới lực mm
nén dọc trục
B2trên mơ4,86
460
5433
Cách vị trí mối nối 200 mm
được thực hiện
dun Static Riks.
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
6,86khoan được
633
vị bốn
trí mối
200 mm
Các kết cấu
mơ hình hóa 14894
bằng các phầnCách
tử tấm
nútnối
(Abaqus
S4R). Quy
Tạp chí Khoa học Cơng 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
G1va chạm5,13
673là vật rắn tuyệt

8856
trí mối
dày. Trọng vật
được giả thiết
đối (Rigid Cách
body).vịSự
tiếp nối
xúc200
giữamm
bề mặt của

vật và20/s,
mơ hình
giàn tới
khoan
bị vaxem
đậpHình
được 4.
xácKhi
định
bằng
dụng
tùynứt
chọn trực
149 trọng
từ 10/s,
50/s,chân
70/s,đế100/s
150/s,
xem

xétcách
đếnsửquá
trình
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. Mơ
hình
phần
tửtửcủa
chângiàn
giànkhoan
khoan
kiểu
T-joint
3. Mơ
hình
phần
củakết
kết cấu
cấu chân
kiểu
T-joint
153
với 0   tr   Y ,tr

(1)
 tr  E tr
Để xác định được kích thước lưới tối ưu thì hàng loạt các mơ phỏng hội tụ đã được thực hiện bằng
 tr   Y ,tr
kích thước lưới của
mơ hìnhvới
tínhtốn.
Trong nghiên cứu này, kích thước lưới(2)
tối ưu của
 trthay
  Yđổi
154 cách
,tr   HS ,tr   Y ,tr 
Y ,tr   tr   HS,tr
,tr  của
Y ,tr các vùng lân cận. Kích thước phần tử được chọn cho vùng va
vùng va chạm bằng 50% kích HS
thước
lân cận (lưới
kích thước
 (lưới
  mịn)
 Klà(5×5
  mm)nvà của vùngvới
155 chạm
 thơ)
  là 10×10 mm, xem Hình 3. Với (3)
tr

156

HS ,tr

tr

HS ,tr

trong đó:

157

 T ,tr
n
   
 T ,tr   HS,tr T ,tr HS ,tr

158

K

 T ,tr   HS,tr

HS ,tr

tr

83

(4)
(5)

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 vịng gia cường cứng nối với hệ thống chân đế của máy
va chạm.
3.2. Định nghĩa tính chất vật liệu
Đối với mơ 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 tốn 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

σtr = σY,tr + σHS ,tr − σY,tr

với

εY,tr < εtr ≤ εHS ,tr

(2)

với

εHS ,tr < εtr

(3)

εtr − εY,tr
εHS ,tr − εY,tr
σtr = σHS ,tr + K(εtr − εHS ,tr )n

(1)

trong đó:
σT,tr
εT,tr − εHS ,tr
σT,tr − σHS ,tr
σT,tr − σHS ,tr
K=
εT,tr − εHS ,tr n

n=

0,5

.
σY D
E
ε
= 1 + 0,3
σY

1000σY

3,325

.
σY D
σT
ε
= 1 + 0,16
σY
σY D

εHS D
E
= 1 + 0,1
εHS S
1000σY

εT D
E

= 1 − 0,117 
ε
1000σ
T

1,73

(4)
(5)

0,25

(6)

0,35
1/15 

(7)



. 0,33

ε

2,352
Y

σT
σY

(8)
0,588 





(9)

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


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

169

đương.

.

Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng
900
800
700

Ứng suất thực (MPa)

600
500

400

Quasi-static (0/s)
10/s

300

20/s
50/s

200

70/s
100/s

100
0
0.00

170
171
172
173
174
175

176
177
178
179
180
181
182
183
184
185
186
187
188
189
190
191
192
193

150/s

0.05

0.10
0.15
Biến dạng thực

0.20

0.25

0.30

Hình 4. Hình
Đường
congcong
ứngứng
suất-biến
thực
được
áp dụng
trong
4. Đường
suất-biến dạng
dạng thực
được
áp dụng
trong phân
tíchphân
số tích số
3.3. Setup bài tốn va chạm
Setup
tốn va chạm được thể hiện như Hình 3. Vật thể va chạm như hình
3.3. Setup
bàicho
tốnbài
va chạm
chữSetup
V, phần
góc

được
bo trịn
10 mm.
hình,
vật thể
cho bài
tốn
va chạm
đượcvới
thểbán
hiệnkính
như Hình
3. VậtTrong
thể va mơ
chạm
như hình
chữva
V, chạm
phần góc
đượcbogiả
sửvới
như
rắn10tuyệt
đối với
từva
R3D4.
bộ vật
năng
được
trịn

bánvật
kính
mm. Trong
mơkiểu
hình,phần
vật thể
chạm Do
đượcđó
giảtồn
sử như
rắnlượng
tuyệt đối
với
kiểu
phần
từ
R3D4.
Do
đó
tồn
bộ
năng
lượng
va
chạm
sẽ
được
hấp
thụ
hồn

tồn
bởi
mơ hình
va chạm sẽ được hấp thụ hồn tồn bởi mơ hình chân giàn khoan. Trong mơ phỏng
số,
chân giàn khoan. Trong mô phỏng số, vận tốc va chạm và mơ men qn tính được gán với vật thể va
vận tốc va chạm và mơ men qn tính được gán với vật thể va chạm bởi một điểm
chạm bởi một điểm tham khảo.
tham khảo.
3.4.
mơmơ
phỏng
số số
3.4.Kết
Kếtquả
quả
phỏng
Để Để
khảokhảo
sát q
gãynứt
tại các
trícác
mối vị
nốitrí
kiểu
T-joint
thì năng
lượngthì
va năng

chạm được
từ va
từ
sáttrình
q nứt
trình
gãyvịtại
mối
nối kiểu
T-joint
lượng
tăng
lênđược
cho đến
xuất
hiện.
là nứt
tốc độ
va xuất
chạm hiện.
được tăng
khiva
vẫnchạm
giữ nguyên
chạm
từ khi
từ nứt
tănggãylên
cho
đếnTức

khi
gãy
Tứclên
là trong
tốc độ
được
khối lượng va chạm. Do đó, kết quả va chạm được phân ra làm hai loại: (1) Chỉ xuất hiện biến dạng
tăng(2)lên
trong
giữ
khối
vanối.
chạm.
Do so
đó,sánh
kếtbiến
quảdạng
va chạm
được
dẻo;
Xuất
hiệnkhi
biếnvẫn
dạng
dẻongun
và nứt gãy
tại lượng
vị trí mối
Kết quả
dẻo của

mơ
phân
ra
làm
hai
loại:
1Chỉ
xuất
hiện
biến
dạng
dẻo;
2-Xuất
hiện
biến
dạng
dẻo
và
nứt
hình B2 giữa mơ phỏng và thí nghiệm được thể hiện trên Hình 5. Kết quả chỉ ra rằng hình dạng biến
dạng
của nối.
kết quả
phỏng
và thíbiến
nghiệm
là gần
sai B2
khácgiữa
của độ

vĩnh
gãy do
tại va
vịchạm
trí mối
Kếtmơquả
so sánh
dạng
dẻonhư
củanhau.
mơ Sự
hình
mơsâu
phỏng
viễn lớn nhất (d) của mô phỏng số khi so sánh với kết quả thử nghiệm là khoảng 8,6%. Biến dạng dẻo
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
va chạm
của
quả
phỏng
và thí
nghiệm
là gần
độhình
sâu
hình
oval, và
cả kết
thanh

nàymơ
bị võng
xuống.
Biến
dạng được
phátnhư
triểnnhau.
dần vềSự
hai sai
mốikhác
nối. Ởcủa
trong
này,
thể thấy
năng
va chạm
được
bởikết
thanh
cường
nơi tiếp
trực
vĩnhcóviễn
lớn rằng
nhấthầu
(d)hếtcủa
mơlượng
phỏng
số khi
so hấp

sánhthụvới
quảgiathử
nghiệm
là xúc
khoảng
tiếp
va
chạm.
Năng
lượng
hấp
thụ
của
trụ
chính
là
rất
nhỏ,
hầu
như
chỉ
xuất
hiện
ở
mối
nối
và
khơng
8,6%. Biến dạng dẻo cục bộ xảy ra tại vị trí va chạm làm mặt cắt ngang của thanh trụ
có chuyển vị xảy ra.

phụHình
(gia6 so
cường)
bị quả
bẹpmơxuống
oval, cho
và cả
bị với
võng
sánh kết
phỏngnhư
số vàhình
thí nghiệm
mơ thanh
hình F1.này
Khác
các xuống.
mơ hình Biến
trình
dạng
được
phát
triển
về hai
Ở va
trong
thấy
hầudạng
hết
bày

ở phía
trên,
trong
cácdần
mơ hình
nàymối
năngnối.
lượng
chạmhình
đượcnày,
tăngcó
lênthể
và nó
gâyrằng
ra biến
cho
cả lượng
thanh gia
trụ chính.
Tuybởi
nhiên,
hiệngia
tượng
nứt gãy
chưa
ra tại
cácvamối
nối.
năng
vacường

chạmvàđược
hấp thụ
thanh
cường
nơivẫn
tiếp
xúcxảy
trực
tiếp
chạm.
Nguyên nhân là độ dày của thanh gia cường và trụ chính được tăng lên bằng nhau. Do đó độ bền tại vị
Năng lượng hấp thụ của trụ chính là rất nhỏ, hầu như chỉ xuất hiện ở mối nối và khơng
trí mối nối được tăng lên đáng kể và năng lượng va chạm được truyền cả cho trụ chính gây biến dạng
có chuyển
vị kết
xảycấu
ra.thì các nhà thiết kế không mong muốn điều này xảy ra. Trong trường hợp xấu
cho
nó. Về mặt
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 khơng 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.
85
8


Hình 5. So sánh kết quả biến dạng giữa mơ phỏng và thí nghiệm cho mơ hình B2
Hình 6 so sánh kết quả mơ phỏng số và thí nghiệm cho mơ hình F1. Khác với
Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng, NUCE 2018

p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 2734-9489
các mơ hình trình bày ở phía trên, trong các mơ hình này năng lượng va chạm được
tăng lên và nó gây ra biến
dạng
giaCơng
cường
vàdựng
trụ chính. Tuy nhiên, hiện
Thắng,
Đ. Q., cho
và cs. /cả
Tạp thanh
chí Khoa học
nghệ Xây
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
truyền cả cho trụ chính gây biến dạng cho
B
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
chạm
gãy 5.tạiSovịsánh
trí mối
nối.
Khi
đó,giữa
cácmơtrụ
chính

chân giàn
khoan
được bảo
195và đứtHình
kết quả
biến
dạng
phỏng
và của
thí nghiệm
cho mơ
hình B2
Hình 5. So sánh kết quả biến dạng giữa mô phỏng và thí nghiệm cho mơ hình B2
vệ và
sẽkết
an quả
tồnmơhơn.
196cả hệ thống
Hìnhkết
6 socấu
sánh
phỏng số và thí nghiệm cho mơ hình F1. Khác với
197
198
199
200
201
202
203
204

205

các mơ hình trình bày ở phía trên, trong các mơ hình này năng lượng va chạm được
tăng lên và nó gây ra biến dạng cho cả thanh gia cường và 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 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
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 tồn hơn.

Hình 6. So sánh
biến
dạng
giữa
mơphỏng
phỏng
thí cho
nghiệm
Hình kết
6. So quả
sánh kết
quả biến
dạng
giữa mơ
và thívà
nghiệm
mơ hìnhcho
F-1 mơ hình F-1

Khi năng lượng va chạm được tăng lên mà vị trí mối nối khơng đủ cứng thì nó sẽ
lượng va chạm này chỉ gây ra biến dạng cục bộ tại vị trí xung quanh mối ở gần đường hàn.
bị nứtPhần
gãy.năng
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
nhỏ
năng
vaXây
chạm.
Phần
năng
lượng
này
rae-ISSN
biến
cục
p chí
Khoa
Cơng
dựng,
NUCE
2018
p-ISSN
2615-9058;
2734-9489
tănghọc
lên

nhờ lượng
sự nghệ
bồi đắp
của
vật
liệu
hàn.
So
sánh
kết quả va
mơ chạm
phỏng và
kết chỉ
quả gây
thí nghiệm
cho dạng
mơ
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
bộ tạihình
vị trí
xung quanh mối ở gần đường hàn. Cần chú ý rằng vị trí nứt gãy chỉ xảy ra
khơng mịn mà có hình răng cưa. Ngun 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
kếtbiến
quảdạng

mơgiữa
phỏng
và kếtvàquả
thí nghiệm
6. So sánh
kết quả
mơ phỏng
thí nghiệm
cho mơcho
hìnhmơ
F-1hình E1
208 được thể
Khihiện
năng trên
lượngHình
va chạm
được
vị trí
mối biên
nối khơng
cứngvịthìtrínóphá
sẽ hủy
và G-4
7 và
8. tăng
Có lên
thểmà
thấy
rằng
dạngđủcủa

209 khơng
bị nứt gãy.
trường
hợpcưa.
này thì
trụ chính
sẽ được
bảotại
vệ,vịnótríchỉđó
hấp
một ứng
nứt gãy
mịn Trong
mà cócáchình
răng
Ngun
nhân
là do
tậpthụtrung
210
phần nhỏ năng lượng va chạm. Phần năng lượng va chạm này chỉ gây ra biến dạng cục
xuất cắt rất lớn.
211
212
213
214
215
216

bộ tại vị trí xung quanh mối ở gần đường hàn. 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 tăng lên nhờ sự bồi
đắp của vật liệu hàn. So sánh kết quả mơ phỏng và kết quả thí nghiệm cho mơ hình 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 khơng mịn mà có hình răng cưa. Ngun nhân là do tại vị trí đó tập trung ứng
xuất cắt rất lớn.

Hình 7. So sánh kết
phákếthủy
giữa
mơ
vànghiệm
thí cho
nghiệm
cho mơ hình E-1
Hình quả
7. So sánh
quả phá
hủy giữa
mơ phỏng
phỏng và thí
mơ 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


217

218

Đ. Q.,phá
và cs.
/ Tạpgiữa
chí Khoa
Cơngvà
nghệ
dựng cho mơ hình E-1
Hình 7. So sánhThắng,
kết quả
hủy
mơ học
phỏng
thíXây
nghiệm

219
220
HìnhHình
8. So
sánh kết quả phá hủy giữa mơ phỏng và thí nghiệm cho mơ hình G-4
8. So sánh kết quả phá hủy giữa mơ phỏng và thí nghiệm cho mơ hình G-4
221
Tổng hợp các kết quả so sánh giữa mơ 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 mơ phỏng
cho tất cả các trường hợp. Độ biến thiên COV giữa độ lệch chuẩn và giá trị trung bình khơng q 8%.
223
vàkết

thực
khơngpháp
qmơ
5 %phỏng
cho tất
cả được
các trường
hợp.
Độ biến
độ
Có thể
luậnnghiệm
rằng phương
số đã
xây dựng
và phát
triển thiên
trong COV
nghiêngiữa
cứu này
224
trịcao.
trung
kếtphá
ḷn
rằng
pháp
mơ
có độlệch
chínhchuẩn

xác vàvàtingiá
cậy
Đặcbình
biệtkhơng
với cácq
bài 8%.
tốn Có
mơ thể
phỏng
hủy
thì phương
ngồi việc
dự đốn
gần chính
xácsốđộđãlớn
của xây
tải trọng
vị táctrong
dụng nghiên
mà cịn cứu
có u
cầucódựđộđốn
gầnxác
đúng
225
phỏng
được
dựngvàvàchuyển
phát triển
này

chính
vàhình
tin
dạng
phá
hủy
của
mơ
hình.
Trong
nghiên
cứu
này
cả
hai
vấn
đề
trên
đều
được
giải
quyết
tốt.
Vì
vậy,
226
cậy cao. Đặc biệt với các bài tốn mơ phỏng phá hủy thì ngồi việc dự đốn gần chính
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 cịn có u cầu dự đốn gần đúng

chạm cho kết cấu chân giàn khoan cố định ngồi thực tế.
228 Trong
hình Bảng
dạng 4,phá
của mơ
Trong
cứu này
cảchạm);
hai vấn
trên
Db hủy
là đường
kínhhình.
của thanh
gianghiên
cường (thanh
bị va
dd đề
là độ
sâuđều
biếnđược
dạng
229
giải
quyết
tốt.
Vì
vậy,
có
thể

sử
dụng
phương
pháp
mơ
phỏng
số
này
áp
dụng
để
dự
lớn nhất sau va chạm; d0 là khoảng cách trục trung hòa trước và sau va chạm; Xm là tỷ số sai khác
giữa mô
phỏng/thực
nghiệm;
là biến
củachạm
độ lệchcho
chuẩn
trung
bìnhkhoan
của Xmcố
/độđịnh
lệch
230
đốn
ứng xử va
chạmCOV
và độ

bền thiên
sau va
kết((giá
cấu trị
chân
giàn
chuẩn),
x%).
231
ngồi thực tế.
232

Trong Bảng 4, D
kính
thanh
giasốcường
bị va chạm); d d là độ sâu
Bảng
4. So sánh
kết của
quả mơ
phỏng
với kết (thanh
quả thí nghiệm
b là đường

233

biến dạng lớn nhất sau va chạm; d 0 là khoảng cách trục trung hịa trước và sau va

Thí nghiệm
Mơ phỏng
Sai khác
hình X m D
(mm)
234 Mơchạm;
làb tỷ
số sai khác giữa mơ phỏng/thực nghiệm; COV là biến
thiên(MP/TN),
của độ Xm
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
khác (MP / 1,023
TN), X m
Thí nghiệm
Mơ phỏng1,89 Sai1,001
A2
76
0,57
1,85
0,57
B2
0,35
1,086
0,907
Mơ hình D89
d0,73
d d0,38
/ Db
d0 0,66
/ Db
d
b (mm)
(3)/(1)
(4)/(2)
0 / Db
d / Db
C3
114
0,30

0,24
0,32
0,25
1,070
1,049
(1)
(2)
(3)
(4)
E3
89
0,67
0,72
0,71
0,68
1,052
0,933
A1
76
0,56
1,35
0,59
1,41
1,061
1,048
F1
114
0,82
0,90
0,88

0,96
1,071
1,065
F2 A2
11476
0,52
0,51
0,57
0,49
1,107
0,968
0,57
1,85
0,57
1,89
1,001
1,023
G5 B2
7689
0,55
0,38
0,59
0,41
1,071
1,098
0,35
0,73
0,38
0,66
1,086

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
COV %

1,052
5,12%

87

1,041
7,84%

7

8
9
0
1
2

3
4
5

H5

90

0,51
0,27
Giá trị trung bình
COV %

0,55

0,25

1,097
1,052
5,12 %

0,929
1,041
7,84 %

Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng

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
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
Mexico
được lựa chọn để khảo sát. Các thông số kích thước của giàn khoan được thể
chọn để khảo sát. Các thơng số kích thước của giàn khoan được thể hiện với biểu đồ màu trên Hình 9
hiện với
đồ màu
trêngiàn
Hình
9 [23].
chiều
caom.của
khoan
tới khoan
mặt
[22].biểu
Tổng chiều
cao của
khoan
tính tớiTổng

mặt boong
là 158
Chigiàn
tiết kích
thướctính
của giàn
thể hiện
trongtiết
Bảng
5. thước của giàn khoan được thể hiện trong Bảng 5.
boongđược
là 158
m. Chi
kích

Hình 9. Giàn
được
khảo
[23]
Hình 9.khoan
Giàn khoan
được
khảo sát
sát [22]
Bảng 5. Chi tiết kích thước của giàn khoan để mơ phỏng
Bảng 5. Chi
kích thướcĐường
của giàn kính
khoan D
để (m)

mơ phỏng Độ dày t (m)
Tên và vị trí kết cấu
Chiều
dàitiết
L (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
0,06
L5, L6, L1,

L7,L2,
L8L3, L4
22,62 20,04
2,4 2,4
0,06
L6, L7, L8
0,06
RD1, RD4,L5,
LD1,
LD4
23,26 22,62
1,0 2,4
0,03
RD1, RD4, LD1, LD4
23,26
1,0
0,03
RD5, RD8,
29,49 29,49
1,0 1,0
0,03
RD5,LD5,
RD8, LD8
LD5, LD8
0,03
Hình dạng mũi quả lê của các tàu chở dầu được thể hiện trên Hình 10. Trong mơ phỏng số mũi
11Có nghĩa là năng lượng va chạm sẽ được hấp thụ hồn
quả lê được mơ hình hóa như vật rắn tuyệt đối.
tồn bởi giàn khoan. Do đó, sẽ khơng 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.

Mơ 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
tốn này chun dùng để tìm độ bền tới hạn của kết cấu. Thiết lập mơ hình mơ phỏng được thể hiện
trên Hình 12. Tồn bộ mơ hình được cố định với điều kiện biên ngàm ở phần cuối của bốn trụ chính.
88


4
5

6
7

8
9

0
1
2
3
4
5
6

số mũi quả lê được mơ hình hóa như vật rắn tuyệt đối. Có nghĩa là năng lượng
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 khơng có bất kì biến
tấn, 250
tốc độ
m/s.
vamũi
chạm
được
thiết
lậpsẽởlàmcác
trí khác nhau trên
dạngva
haychạm
ứng suất3 nào
xuấtVị
hiệntrí
trong
quả lê.
Việc giả
sử này
đơnvị
giản
khối lượng
phân
tích. va chạm được sử dụng bằng trên mơ đun Dynamic/Explicit
chân251giànhóakhoan.
Bài
tốn

252
Mơ hình phần tử và điều kiện biên của tốn va chạm được thiết lập như Hình 11.
Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng
của 253
Abaqus.
Kích thước lưới tối ưu được chọn là 200 mm x 200 mm. Như vậy tổng số phần tử
254
255
256
257

258
259

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 tốn va chạm được sử dụng bằng trên mơ đun Dynamic/Explicit
của Abaqus.

Hình
10. hình
Mơ hình
hóa tàu
tàu đâm
va có
lê quả lê
Hình 10.
Mơ
hóa
đâm

vamũi
cóquả
mũi

Hình 10. Mơ hình hóa tàu đâm va có mũi quả lê

Mũi tàu đâm va
dạng quả lê

Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng, NUCE 2018

Mũi tàu đâm va
dạng quả lê

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
phương
song
song
vớiđiều
mặtkiện
nước
tại vị trí va chạm cho
Hình
Mơphần
hình
phần
tử và
biên
262
Hình 11.
Mơ11.
hình
tử
và điều
kiện 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. Tḥt tốn này chun dùng để tìm độ bền tới hạn của kết cấu. Thiết lập mô
Tải thượng tầng

265
hình mơ phỏng được thể hiện trên Hình 12. Tồn bộ mơ hình được cố định với điều
266
kiện biên ngàm ở phần cuối của bốn trụ chính. Tất các các phần tử ở mặt boong được

Hình 11. Mơ hình phần tử và điều kiện biên
12
Đối với mô phỏng số đánh giá độ
bền sau va chạm, giải thuật Static/Riks được
áp dụng. Tḥt tốn này chun dùng để tìm độ bền tới hạn của kết cấu. Thiết lập mơ
hình mơ phỏng được thể hiện trên Hình 12. Tồn bộ mơ hình được cố định với điều
kiện biên ngàm ở phần cuối của bốn trụ chính. Tất các các phần tử ở mặt boong được
275
276
277

Hình 12. Thiết lập đầu ra cho bài tốn độ bền tới hạn sau va chạm
Hình 12. Thiết lập đầu ra cho bài toán độ bền tới hạn sau va chạm

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


Tạp chí Khoa học Cơng 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
tănglàm
vậnthanh
tốc vagia
chạm
ban bị
đầulõm
vớixuống
2,0 m/s,
6,0độm/s,
8,0của
m/s, 10 m/s và
trên Hình 13. Khi bị tải trọng289
va chạm
cường
và4,0
kéom/s,
theo
võng
cả thanh. Độ võng này được có
thể nhận
rõ tàu
ràngđâm
khiva

solàsánh
vớitấn.
trục
trướclượng
và sau
290
Khốithấy
lượng
5000
Rõtrung
ràng hòa
là năng
vava
chạm tỷ lệ th
chạm. Cần275chú ý rằng trong nghiên
cứu
này
góc
va
chạm
được
tính
theo
phương
song
song
với
mặt
291
bình phương vận tốc va chạm v. Hơn nữa, tốc độ biến dạng cũng tỉ lệ tuyến

Hìnhtất
12.292
Thiết
đầu
ra hợp.
cho
bài tốnv.độKhi
bềnvận
tới hạn
chạm tăng dần đều thì chuyển vị cũng tăn
nước tại vị276trí va chạm cho
cả
cáclập
trường
vận
tốc
va chạm
tốcsau
vavachạm
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 mơ hình ngun 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
ghi nhận
là 90.2khoan
% khi so
vớivamơ
hình
ngun
vẹn. Chi tiết mức độ giảm độ
HìnhHình
13. 13.
KếtKết
quả301
mơmơ
phỏng
đâm
thanh
cường
280
quả
phỏngsốsốkhi
khi giàn
giàn khoan bịbịđâm
va tạitại

thanh
gia gia
cường
302
hạn
được
tổng
hợp
trong
Bảng
6.
281
Khi năng lượng va chạm được tăng lên mà vị trí mối nối khơng đủ cứng thì nó sẽ
Khi năng
được
mà
282 lượng
bị nứt va
gãy,chạm
xem Hình
14tăng
[23]. lên
Trong
cácvịtrường hợp này thì trụ chính sẽ được bảo vệ,
283
nó
chỉ
hấp
thụ
một

phần
nhỏ
năng
lượng
trí mối nối khơng đủ cứng thì nó sẽ bị nứt gãy, xemva chạm. Phần năng lượng va chạm này chỉ
284
gây
ra biến
cục bộ
tại này
vị trí thì
xungtrụ
quanh mối nối ở gần đường hàn. Cần chú ý
Hình 14 [22].
Trong
cácdạng
trường
hợp
285 bảo
rằngvệ,
vị trí
chỉthụ
xảymột
ra gần
đường
hàn vì vị trí mối hàn thì độ dày của kết cấu đã
chính sẽ được
nónứt
chỉgãy
hấp

phần
nhỏ
286
tăng lên nhờ sự bồi đắp của vật liệu hàn.
năng lượng
va được
chạm.
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
304
Hình
tại vị
vị trí
tríthanh
thanhgia
giacường
cường
bồi đắp của vật liệu hàn.
Hình14.
14. Va
Va chạm
chạm tại
200000

4.1. Ảnh hưởng của tốc độ va chạm

vận tốc va chạm = 2 m/s

180000

vận tốc va chạm = 4 m/s

160000

vận tốc va chạm = 6 m/s

300000

252000 kN
250000

Nguyên vẹn (không bị va chạ
vận tốc va chạm = 2 m/s

Lực va chạm (kN)

Lực nén (kN)

Trong phần này, ảnh hưởng của vận140000
tốc va chạm
cứu bằng cách tăng vận tốc va chạm
vận tốc vađược
chạm = 8nghiên
m/s

vận tốc va chạm = 4 m/s
200000
vận tốc va chạm = 6 m/s
vận tốc va chạm = 10 m/s
120000m/s, 10 m/s và 15 m/s. Khối lượng tàu đâm va là 5000 tấn.
ban đầu với 2,0 m/s, 4,0 m/s, 6,0 m/s, 8,0
vận tốc va chạm = 8 m/s
vận tốc va chạm = 15 m/s
100000
vận tốc va chạm = 10 m/s
Rõ ràng là năng lượng va chạm tỷ lệ thuận
với bình phương vận tốc va chạm v. 150000
Hơn nữa, tốc độ biến
80000
vận tốc va chạm = 15 m/s
dạng cũng tỉ lệ tuyến tính với vận tốc va
chạm
v.
Khi
vận
tốc
va
chạm
tăng
dần
100000 đều thì chuyển vị
60000
cũng tăng theo, đặc biệt chuyển vị sẽ tăng
từ 8 m/s trở đi, xem
40000 với bước nhảy lớn khi tốc độ va chạm

50000
20000 lớn về biến dạng là do các thanh gia cường đã bị nứt gãy
Hình 15. Nguyên nhân dẫn đến bước nhảy
0
0
500
1000
2000
hoặc thậm chí tách rời khỏi trụ chính tại vị0 trí
mối
nối.
Vì3000
vậy,4000
tại thời
điểm
đó
các thanh
này
sẽ
khơng1500
0
1000
2000
5000
6000
7000
Chuyển vị dọc trục (mm)
Chuyển vị tại vị trí va chạm (mm)
305
tham gia vào độ bền tổng thể của kết cấu. Sự giảm độ bền tới hạn với các vận tốc khác nhau khi so

(a) Đường
chuyển
Đường
congtới
lựchạn
nénphụ
và chuyển vị dọ
sánh với mơ hình ngun vẹn306
được thể hiện
trong cong
Hìnhlực
16.–Rõ
ràng vịlà sự(b)
giảm
độ bền
307
Hình
15.
Ảnh
hưởng
của
tốc
độ
va
chạm
tới
độ
bền
của
chân giàn kho

thuộc rất lớn vào tốc độ va chạm, tốc độ va chạm càng tăng thì độ bền tới hạn của chân giàn khoan
308 ở nghiên cứu
Bảngnày
6. Tổng
hợpđộkết
quả độ
môbền
phỏng
với các
va chạm
càng giảm. Trong các trường hợp
thì mức
giảm
tới hạn
lớn vận
nhấttốc
được
ghi khac nhau
chạm
sâutới
biếnhạn
dạng
dd (mm)
Lực nén tới hạn (
nhận là 90,2% khi so với mơ hình ngun vẹn. Vận
Chi tốc
tiếtvamức
độ giảm độĐộbền
được
tổng hợp

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


9
0
1
2
3
4
5

6
7

8
9
0

1
2
3

303

1

303
304
304
200000

200000

180000

180000

1
Hình
14.
Va
chạm
thanh
giadựng
cường
Thắng,
Đ. Q.,
cs. / Tạp
chí Khoa
họctrí
Cơng
nghệ Xây
Hình

14.
Vavà chạm
tại
vịtại
trívị
thanh
gia
cường

vận tốc va chạm = 2 m/s

vận tốc va chạm = 2 m/s

300000

300000

252000 kN

vận tốc va chạm = 4 m/s

252000 kN

vận tốc va chạm = 4 m/s

160000
160000

vậnvatốc
va chạm

= 6 m/s
vận tốc
chạm
= 6 m/s

140000
140000

vậnvatốc
va chạm
= 8 m/s
vận tốc
chạm
= 8 m/s

250000

250000

Nguyên vẹn (không bị va chạm)

Nguyên vẹn (không bị va chạm)

vận tốc
vận tốc va chạm
= 2 va
m/schạm = 2 m/s
vận tốc
vận tốc va chạm
= 4 va

m/schạm = 4 m/s

200000

vận tốc
vận
va chạm
= 10 m/s
tốc va chạm
= 6 va
m/schạm = 6 m/s
vận tốc
vatốc
chạm
= 10 nghệ
m/s
Tạp
học
Công
Xây dựng, NUCE 2018
p-ISSN 2615-9058; vận
e-ISSN
2734-9489
120000chí Khoa
120000
vận
tốc
va
chạm = 82734-9489
m/s

vận
tốc
va
chạm
=
8
m/s
Tạp chí Khoa học Cơng
nghệ
Xây
dựng,
NUCE
2018
p-ISSN
2615-9058;
e-ISSN
2734-9489
vận
tốc
va
chạm
=
15
m/s
vận tốcTạp
va chạm
15 m/s học Cơng nghệ Xây dựng, NUCE 2018
chí= Khoa
p-ISSN 2615-9058; e-ISSN
100000

100000
150000 150000
Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây
dựng, NUCE 2018
p-ISSN
2615-9058;
vận
tốc
chạm =e-ISSN
10 m/s 2734-9489
vận
tốc va chạm
= 10vam/s
80000
80000

Lực nén (kN)

Lực nén (kN)

Lực va chạm (kN)

Lực va chạm (kN)

200000

vận tốc va chạm
= 15vam/s
vận tốc
chạm = 15 m/s

100000 100000
Intact case (mơ hình ngun vẹn)
252127
Intact case (mơ hình ngun
vẹn)
252127
Intact
case (mơ hình ngun
vẹn)
252127
40000
Intact case (mơ hình nguyên
vẹn)50000
252127
50000
40000
2 m/s
194
233451 (-7.41%)
20000
2
m/s
194
233451
(-7.41%)
20000
2 m/s
194
233451 (-7.41%)

0
2 m/s
194 1500
233451
(-7.41%)
0
0
0
500
1000
2000
2500
0
0
500194519
1000
1500
2000
2500
726
(-22.85%)
0
1000
2000 4 m/s
3000
4000
5000
6000
7000
Chuyển vị dọc trục (mm)

0 m/s1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
4
726
194519
(-22.85%)
Chuyển vị dọc
trục (mm)(-22.85%)
4 (mm)
m/s
726
194519
Chuyển vị tại vị trí va chạm
305
Chuyển vị tại vị trí va chạm (mm)
4 m/s
726
194519 (-22.85%)
305
306
(a)(a)
Đường
cong
lực
chuyển

(b) Đường
cong
lựccong
nén
vànén
chuyển
trục
(a) Đường
cong
lực –
– chuyển
vị vị
(b) Đường
lực
và chuyển
dọc trục
6 m/s
1505
115960
(-54.0
%)vịvịdọc
306
cong
lực
–6chuyển
(b)
Đường
cong
chuyển
6Đường

m/s
115960
(-54.0lực
%) nén và
m/s 1505vị
1505
115960
(-54.0vị%)dọc trục
6
m/s
1505
115960
307
Hình 15. Ảnh hưởng của tốc độ va chạm tới độ bền của chân giàn khoan (-54.0 %)
307
HìnhHình
15.
Ảnh
của
va tới
chạm
tới
bền
của
chân giàn khoan
8 m/s
2471
78678
(-68.79%)
15.

Ảnh hưởng
hưởng của
tốc tốc
độ vađộ
chạm
độ bền
củađộ
chân
giàn
khoan
8 m/s6. Tổng hợp kết8quả
2471
(-68.79%)
m/s mô
78678
(-68.79%)
308
Bảng
phỏng với các78678
vận2471
tốc va
chạm khac
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.
6. chạm

Tổng hợp kết quả
mô
phỏng
với các
vậnddtốc
va chạm
khac
nhau
10va
m/s
3432
56107
(-77.75%)
Vận Bảng
tốc
Độ
sâu
biến
dạng
(mm)
Lực
nén
tới
hạn
(kN)
10 m/s
3432
56107
(-77.75%)
10 m/s 10 m/s Độ sâu biến dạng

3432 d 3432
56107 56107
(-77.75%)
Vận tốc va chạm
tới hạn
(kN)
(-77.75%)
d (mm) Lực nén
15
m/s
5890
24703
(-90.2%)
Độ sâu biến dạng
dd5890
(mm)
tới (-90.2%)
hạn (kN)
15 Vận
m/s tốc va chạm
5890
24703
(-90.2%) Lực nén
15 m/s 15
24703
m/s
5890
24703 (-90.2%)

60000

60000

Intact case (mơ hình ngun vẹn)
252127
309
14
309
309
2 m/s
194
233451
(−7.41%)
310
phân
bốphần
các
thành
phần
suất
khi
va 14
chạm
được
thể
hiện16.
trên
Hình
16.
Có
Sự phân bốSự

các
thành
ứng
suất
khiứng
vacác
chạm
được
thể
hiện
trên
Hình
310
Sự phân
các
thành
phần
ứng
suất
khi
va
chạm
thể
hiện
trên
4 m/s
726
194519
310
Sựbố

phân
bố
thành
phần
ứng
suất
khi
va được
chạmCó
được
thể(−22.85%)
hiệnHình
trên 16.
HìnhCó16. Có
thể thành
thấy
thành
phần
ứng
suất
lớnứng
nhất
xuất
hiện
khi
vahiện
chạm
trong
trường
hợptrường hợp

thể 311
thấy rằng
phần
ứng
suất
lớn
nhất
xuất
hiện
khi
va
chạm
trong
trường
hợp
311 rằng
thể
thấy
rằng
thành
phần
suất
lớn
nhất
xuất
khi
va
chạm
trong
6 m/s thể thấy rằng thành phần ứng suất

1505lớn nhất xuất hiện 115960
(−54.0%)
311
khi va chạm
trong trường hợp
ứngvới
suất
uốn
vớisuất
giá uốn
trịTiếp
829
MPa.
Tiếp
theo
làTiếp
thành
phần
ứng
suất
nén
dọc
trục
này312
là ứngnày
suấtlàuốn
giá
trị
829
MPa.

theo
là
thành
phần
ứng
suất
nén
dọc
trục
312
này
là
ứng
với
giá
trị
829
MPa.
theo
là
thành
phần
ứng
suất
nén
8
m/s
2471
78678
(−68.79%)

312
này là ứng suất uốn với giá trị 829 MPa. Tiếp theo là thành phần ứng suấtdọc
néntrục
dọc trục
giá
trị
695.7
MPa.
Trong
khi
đó
thành
phần
ứng
suất
cắt
chiếm
chưa
đến
50%
của
với 313
giá trị với
695.7
MPa.
Trong
khi
đó
thành
phần

ứng
suất
cắt
chiếm
chưa
đến
50%
của
10 giá
m/svới
3432
56107
(−77.75%)
313
với
trị 695.7
đó khi
thành
chiếm
chưa
đến
313
giá trịMPa.
695.7Trong
MPa. khi
Trong
đó phần
thànhứng
phầnsuất
ứngcắt

suất
cắt chiếm
chưa50%
đến của
50% của
hai thành
phần
vớithành
315.6
MPa.
Cóvới
thể
kếtkhi
ḷn
rằng
va
chạm
thì
ứng
xuất
15trên
m/sMPa.
5890
hai 314
thành phần
trên
315.6
Cótrên
thể
kếttrên

ḷn
rằng
vathể
chạm
thì
ứng
xuất
uốn
314 với
hai
thành
với
315.6
MPa.
Có
kếtkhi
ḷn
rằng
khi
va24703
chạm
thìuốn
ứng
314
haiphần
phần
315.6
MPa.
Có
thể

kết
ḷn
rằng
khi
va(−90.2%)
chạm
thìxuất
ứnguốn
xuất uốn
315 phần
là thành
nguy
hiểm
nhất
dẫn
đến
kết
cấu
mất
ổn
định.
là thành
nguy
hiểm
nhất
đến
kết
cấu
mất
ổn

định.
315phần
là315
thànhdẫn
phần
nguy
hiểm
nhất
dẫn
đến
kết
cấu
mất
ổn
định.
là thành phần nguy hiểm nhất dẫn đến kết cấu mất ổn định.

316
316
316
317 (a) Ứng 317
suất uốn 317

(b) Ứng suất nén dọc trục

(c) Ứng suất cắt

(d) Ứng suất von Mises

Ứng

suất
(b)suất
Ứng
suấtsuất
nén
(c)
Ứng
suất cắt
(d)suất
Ứngvon
suất von
(a) Ứng suất
(b)suất
Ứng
nén
(c)
Ứng
suất
cắtỨng
(d)
Ứng
suất
von
(a)suất
Ứng
suất
(b)
Ứng
nén
(c)cắt

Ứng
suất
cắt
(d)von
Ứng
(a) Ứng
(b)(a)
Ứng
suất
nén
(c)
(d)
Ứng
suất
Hình 16. Phân bố các thành phần ứng suất khi so sánh với ứng suất von Mises
dọc trục Mises
uốn
dọcuốn
trục uốn
MisesMises
uốn
dọc trục dọc trục
Mises
318
318
318
Q
trình
biến
dạng

của
chân
giàn
khoan
dưới
tải
trọng
nén
được
thể
hiện
trong
17.
319
Hình
16.bố
Phân
bố
thành
phần
ứng
suất
khi
sovới
sánh
với
ứngHình
suấtMises
vonGiai
Mises

Hình 16.
Phân
bố16.
các
thành
ứng
suất
khi
socác
sánh
với
ứng
suất
von
Mises
319
Hình
16.
Phân
các
thành
phần
ứng
suất
khi
so
sánh
ứng
suất
von

319
Hình
Phân
bốphần
các
thành
phần
ứng
suất
khi
so
sánh
với
ứng
suất
von
Mises
đoạn
1
là
tồn
bộ
ứng
suất
và
biến
dạng
ở
q
trình

va
chạm
được
chuyển
sang
bài
tốn
nén.
Tiếp
theo
320của
Q
trình
biến
dạng
của
chân
giàn
khoan
dưới
tảithể
trọng
nén
được
thểtrong
hiện trong
Q trình biến
chân
giàn
khoan

dưới
tải
trọng
nén
được
thể
hiện
trong
320 dạng
Q
trình
biến
dạng
của
chân
giàn
khoan
dưới
tải
trọng
nén
được
thể
hiện
320
Q
trình
biến
dạng
của

chân
giàn
khoan
dưới
tải
trọng
nén
được
hiện
trong
tải
trọng
nén
được
tăng
dần
đến
giá
trị
tới
hạn
và
sau
đó
đến
khi
kết
cấu
sụp
đổ

hồn
tồn
lần
lượt
321
Hình
17.
Giai
đoạn
1
là
tồn
bộ
ứng
suất
và
biến
dạng
ở
q
trình
va
chạm
Hình
Giai
đoạn
1 Hình
là đoạn
tồn
ứng

suấtbộ1vàứng
dạng
ởbiến
q
trình
vaq
chạm
được
321 Giai
17.bộ
đoạn
làbiến
tồn
bộvàứng
suất
và ởbiến
dạng
ở va
qchạm
trìnhđược
va chạm được được
32117.
Hình
1Giai
là
tồn
suất
dạng
trình
theo

giai 17.
đoạn 2,322
3 và 4.chuyển
sang
bài
toán
nén.theo
Tiếptải
theo
tải nén
trọng
được
tăngđến
dầngiá
đến
tớivàhạn và
chuyển
bài322
toán
nén.
theo
tải
trọng
nén
được
tăng
đến
giá dần
trịnén
tới

hạn
chuyển
toán
nén.
trọng
được
tăng
dần
trịgiá
tới trị
hạn
322 sang
chuyển
sang
bàiTiếp
toánsang
nén.bài
Tiếp
theo
tảiTiếp
trọng
néndần
được
tăng
đến
giávà
trị tới hạn
và
323đổ
sau đó

đến
khi
kết
cấu
sụp
đổđoạn
hồnlần
tồn
lần
lượtgiai
theo giai2,
đoạn
sau 323
đó đếnsau
khiđó
kết
cấukhi
sụp
hồn
tồn
theo
giai
3lượt
vàđoạn
4.theo
323
sau
đó cấu
đến
khi

kếtlần
cấulượt
sụp
đổlần
hồn
tồn
3 và2,4.3 và 4.
đến
kết
sụp
đổ
hồn
tồn
lượt
theo2,giai
2, 3 vàđoạn
4.

91


Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng, NUCE 2018

p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 2734-9489

Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng

324 324
325 325

HìnhHình
17. 17.
QQ
trìnhtrình
biếnbiến
dạngdạng
của của
chânchân
giàngiàn
khoan
dướidưới
tải trọng
nénnén
khoan
tải trọng

326 326
327 3274.2. 4.2.
ẢnhẢnh
hưởng
của của
vị trívịva
hưởng
tríchạm
va chạm
324
328 328
ẢnhẢnh
hưởng
của của

vị trí
va được
khảo
sát sát
tại 4tạivị4 trí
gồm:
1 - 1vị- trí
hưởng
vị đâm
trí đâm
va được
khảo
vị bao
trí bao
gồm:
vị va
trí va
Hình
17. trình
Q trình
biến
dạng của
của chân
khoan
dưới tải
trọngtải
néntrọng nén
325
Hình 17.
Q

biến
dạng
chângiàn
giàn
khoan
dưới
329 329chạm
tại mối
nối,nối,
2 - 2vị-trí
tại giữa
hai hai
mốimối
nối nối
củacủa
trụ trụ
chính,
3 - 3vị- trí
chạm
tại mối
vị va
trí chạm
va chạm
tại giữa
chính,
vị va
trí va
326
330 330chạm
tại trụ

và 4và- vị
tại mối
nối nối
gầngần
điềuđiều
kiệnkiện
biênbiên
phíaphía
boong.
chạm
tại gia
trụ cường
gia cường
4 -trívịva
tríchạm
va chạm
tại mối
boong.
4.2. Ảnh
Ảnh hưởng
của
vị trí
327
4.2.
hưởng
của
vị va
tríchạm
va chạm
331 331CácCác

đường
congcong
lực lực
– chuyển
vị ứng
với với
các các
vị trí
va khác
nhau
được
thể thể
hiệnhiện
đường
– chuyển
vị ứng
vị đâm
trí đâm
va khác
nhau
được
Ảnh
hưởng
của vịcủa
trí đâm
va đâm
được khảo
sát tạikhảo
4 vị trísát
baotại

gồm:
1 -trí
vị trí
va gồm:
chạm tại
328
Ảnh
hưởng
vị trí
va được
4 vị
bao
1 mối
- vịnối,
trí 2va
332 332trong
HìnhHình
18. 18.
Độ Độ
sâu sâu
của của
biếnbiến
dạng
tại vị
chạm
số 3sốlà3lớn
nhấtnhất
vì tại
trí
đó

trong
dạng
tạitrí
vị- va
trítrí
vavachạm
làgialớn
vì4 vị
tại
vị
trí đó
vị
trí
va
chạm
tại
giữa
hai
mối
nối
của
trụ
chính,
3
vị
chạm
tại
trụ
cường
và

vị
trí
329
chạm tại mối nối, 2 - vị trí va chạm tại giữa hai mối nối của trụ chính, 3 - vị trívava
333 333kết
cấu
bịmối
nứt
gãy
và
rời
khỏi
liên
kết.
Rõ Rõ
ràng
là mức
độlựchư
cụcvị
bộ
của
cylinder
kếttạicấu
bịnối
nứt
vàkiện
rờibiên
khỏi
liên
kết.

làcong
mức
độ– hại
hư
hại
cục
bộvớicủa
chạm
gầngãy
điều
phía
boong.
Các ràng
đường
chuyển
ứng
cáccylinder
vị trí
330
chạm
tại
trụ
gia
cường
và
4
vị
trí
va
chạm

tại
mối
nối
gần
điều
kiện
biên
phía
boong.
đâm
va
khác
nhau
được
thể
hiện
trong
Hình
18.
Độ
sâu
của
biến
dạng
tại
vị
trí
va
chạm
số

3
là
lớn
334 334phụ phụ
thuộc
nhiều
vào vào
vị trívịva
Độ Độ
sâu sâu
của của
biếnbiến
dạng
vĩnhvĩnh
viễnviễn
cũng
giảm
đáng
kể kể
thuộc
nhiều
trí đập.
va đập.
dạng
cũng
giảm
đáng
331
Các
đường

cong
lực
–
chuyển
vị
ứng
với
các
vị
trí
đâm
va
khác
nhau
được
thể
hiện
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
335 335với với
từngtừng
vị trívịtheo
hướng
dọcdọc
của của
cylinder.
Và Và
độ sâu
biếnbiến
dạng
giảm

dầndần
đếnđến
vị trí
trí theo
hướng
cylinder.
độ sâu
dạng
giảm
vị trí
phụ thuộc
nhiều
vào
vị sâu
trí vacủa
đập.biến
Độ sâu
củatại
biến
dạng
vĩnh
viễn số
cũng
giảm
đáng
kểvì
vớitại
từng
vị
tríđó

332
trong
Hình
18.
Độ
dạng
vị
trí
va
chạm
3
là
lớn
nhất
vị
trí
336 336điều
kiện
biên.
Sựcylinder.
giảm
độ
tớibiến
hạn
lớngiảm
nhấtdần
xảy
ravịtại
vị
L/2

(vịSự
trígiảm
số
kiện
Sự giảm
độ sâu
bền
tớidạng
hạn
lớn
nhất
xảy
ra điều
tại trí
vị
tríbiên.
L/2
(vị
trí 2)
số
2)
theođiều
hướng
dọcbiên.
của
Và bền
độ
đến
trí
kiện

độ với
bềnvới
333
kết
cấu
bị
nứt
gãy
và
rời
khỏi
liên
kết.
Rõ
ràng
là
mức
độ
hư
hại
cục
bộ
của
cylinder
tới 37.4%
hạn khi
lớn nhất
xảy
ravới
tại vị

trí L/2
trí số
2) với
37,4%
khi so
hình
ngun
vẹn.
Trong
337 33737.4%
so sánh
mơ
hình(vị
ngun
vẹn.
Trong
khisánh
đó với
trường
hợp
va chạm
vàovào
khi
so sánh
với
mơ
hình
ngun
vẹn.
Trong

khi
đómơ
trường
hợp
va
chạm
334
phụ
thuộc
nhiều
vào
vị
trí
va
đập.
Độ
sâu
của
biến
dạng
vĩnh
viễn
cũng
giảm
đáng
khi
đó
trường
hợp
va

chạm
vào
thanh
gia
cường
(vị
trí
3)
độ
giảm
độ
bền
chỉ
với
3,7%.
Như
vậy,
vị
tríkểan
thanh
cường
(vị 3)
trí độ
3) giảm
độ giảm
độ bền
3.7%.
vị va
trí chạm
va chạm

338 338thanh
gia gia
cường
(vị trí
độ bền
chỉ chỉ
với với
3.7%.
NhưNhư
vậy,vậy,
vị trí
an
va
chạm
an
tồn
nhất
cho
giàn
khoan
là
tại
thanh
gia
cường.
Q
trình
biến
dạng
của

chân
giàn
khoan
335339tồn
vớitồn
từng
vị trí
theo
hướng
của
cylinder.
Và độ
sâu
biến
dạng
giảm
đến
vị giàn
trí
giàn
khoan
là thanh
tại
thanh
gia
cường.
trình
biến
dạng
của

chân
339
nhất
giàn
khoan
làdọc
tại
gia
cường.
Q
trình
biến
dạng
củadần
chân
giàn
tại các
vị nhất
trícho
va cho
chạm
khác
nhau
được
thể hiện
trong
Hình
19
vàQ
20.

336340khoan
điều
kiện
biên.
Sự
giảm
độkhác
bền
tớinhau
hạn
lớn
ra
tại
vị
trí và
L/220.
khoan
tại
các
vịva
trí
va chạm
khác
được
thể
hiện
trong
Hình
19
và(vị20.trí số 2) với

340
tại các
vị trí
chạm
nhau
được
thểnhất
hiệnxảy
trong
Hình
19
337
37.4%
khi
so1-vatạisánh
với
mơ hình ngun vẹn.
Trong khi đó trường hợp va chạm vào
80000 80000
300000300000
chạm
vị nối
trí mối nối
1-va chạm
vị trítại
mối

Lực nén (kN)

1-va chạm tại vị trí mối nối

2-va chạm tại giữa hai mối nối
3-va chạm tại trụ gia cường
4-va chạm tại mối nối gần điều kiện biên phía boong
20000
6000020000

Lực nén (kN)

Lực va chạm (kN)

Lực va chạm (kN)

40000
8000040000

150000
150000
300000

vị trí
gần
điều
kiện
biên
phía boong
4-tại vị 4-tại
trí mối
nốimối
gầnnối
điều

kiện
biên
phía
boong
Ngun vẹn (khơng bị va chạm)

100000
100000
250000

1-tại vị trí mối nối
2-tại vị trí giữa hai mối nối

50000
50000
200000

0
40000
0

20000

0
0 500

3-tại vị trí trụ gia cường

Lực nén (kN)

341 341
342 342

vẹn (khơng
bị va chạm)
NgunNgun
vẹn (khơng
bị va chạm)

2-vatạichạm
chạm
giữa tại
haigiữa
mốihai
nốimối nối
thanh gia2-va
(vị
trí
3) độ giảm độ bền250000
chỉ250000
với 3.7%. Như vậy, vị trí va chạm an
3-vatạichạm
tạicường
trụ gia
cường
3-vacường
chạm
trụ gia
vị trí
1-tại vị 1-tại

trí mối
nốimối nối
4-vatạichạm
điều
kiện
biên
phía boong
4-va chạm
mối tại
nốimối
gần nối
điềugần
kiện
biên
phía
boong
60000 60000
tồn nhất cho giàn khoan là tại thanh gia cường. Q trình
biến
dạng
của chân giàn
vị trí
2-tại vị 2-tại
trí giữa
haigiữa
mốihai
nốimối nối
200000200000
khoan tại các vị trí va chạm khác nhau được thể hiện trong
Hình

20.
3-tại
trí19
trụ
giavà
cường
3-tại vị
trí trụvịgia
cường

Lực va chạm (kN)

338
339
340

0
5001000 10001500 15002000 20002500 25003000 3000 150000
0
vị tại
chạm (mm)
ChuyểnChuyển
vị tại điểm
vađiểm
chạmva(mm)

(a) Đường cong lực – chuyển vị

(a) Đường
– chuyển

(a) Đường
congcong
lực lực
– chuyển
vị vị

100000

0
0

500

4-tại
mối nối
gần điều1500
kiện biên
500 vị trí1000
1000
1500phía boong
2000 2000
vị dọc
trục (mm)
ChuyểnChuyển
vị dọc trục
(mm)

(b) Đường cong lực nén và chuyển vị dọc trục

Đường

cong
và chuyển
(b) (b)
Đường
cong
lực lực
nénnén
và chuyển
vị vị
dọcdọc
trụctrục
0
0
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
0
500
1000
1500
18.
của
tríchạm
va chạm
tới bền
độ bền

của
chân
giàn
khoan 2000
HìnhHình
18. Chuyển
ẢnhẢnh
của
vị trívịva
tới độ
củaChuyển
chân
giàn
khoan
vị hưởng
tại điểmhưởng
va chạm
(mm)
vị dọc
trục (mm)
50000

Hình 18. Ảnh hưởng của vị trí va chạm tới độ bền của chân giàn khoan

343
341343
342344
344

(a) Đường cong lực – chuyển vị

343
344

(b) Đường cong lực nén và chuyển vị
92
dọc trục
16 16
Hình 18. Ảnh hưởng của vị trí va chạm tới độ bền của chân giàn khoan


TạpTạp
chíchí
Khoa
học
Cơng
Khoa
học
Cơngnghệ
nghệXây
Xâydựng,
dựng,NUCE
NUCE 2018
2018

45345

p-ISSN2615-9058;
2615-9058;
e-ISSN

2734-9489
p-ISSN
e-ISSN
2734-9489

Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng

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
3
quảquả
mơmơphỏng
thayđổiđổi
vịvatríchạm
va chạm Vị trí va chạm 4
Hình 19. Kết

phỏng khi
khi thay
vị trí
48
Hình 19. Kết quả mơ 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 mơ 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
mơ
phỏng
độ
khi
thay
đổi
vị chạm
trí va chạm
quảchân
mơ
phỏng

độ bền
bềnkhoan
khi
thay
đổi vị
tríbị
va
353
Trong thực tế,Hình
các kếtKết
cấu
đế giàn
thường
đâm va theo nhiều kịch
52354 4.3.bản
Ảnh
hưởng
cácchân
kiểugiàn
đầu khoan
va chạm
khác
nhau,của
ví dụ
có thể va chạm với mũi tàu quả lê (hemisphere
4.3.
Ảnh hưởng
của
các
kiểu

đầu
va
chạm
53355 indenter),
Trong
thực
tế,
các
kết
cấu
chân
đế
giàn
thường bị
đâm vahoặc
theocónhiều
kịch
hoặc va chạm với mũi tàu hình
chưkhoan
V (knife-edge
indenter)
thể va
54356 bảnchạm
khác
nhau,
dụ
chân
giàn
khoan
có thểthường

va
chạm
mũi
tàu kịch
quảbản
lê (hemisphere
Trong
thực
tế,tàu
cáchình
kết cấu
chân
đế giàn
khoan
bị đâmvới
va
kịch
khác
nhau,
với
mạnví
chữ
nhật
(rectangular
indenter).
Vítheo
dụ,nhiều
các
bản
va chạm

ví
dụ
chân
giàn
khoan
có
thể
va
chạm
với
mũi
tàu
quả
lê
(hemisphere
indenter),
hoặc
va
chạm
với va
55357 indenter),
hoặc
va và
chạm
với
mũi
tàu
hình
chưtrình
V (knife-edge

indenter)
hoặc có
thể
của
các
loại
tàu
chân
đế
giàn
khoan
được
bày
trong
Bảng
4.5.
Trong
nghiên
mũi tàu hình chư V (knife-edge indenter) hoặc có thể va chạm với mạn tàu hình chữ nhật (rectangular
56358 chạm
với
tàu
hình
chữtấn
indenter).
Víđược
dụ,
cácđược
kịch
bản

va
chạm
cứu
này,mạn
ba
loại
tàu
5000
với(rectangular
hình
dạng
khác
áp
dụng.
Ba
loại
kết
indenter).
Ví dụ,
các
kịch
bản
vanhật
chạm
của các
loại tàu
và nhau
chân đếđãgiàn
khoan
trình

bày
trong
Bảng
7. Trong
cứuloại
này,
loại
tàucó
5000
tấn dạng
vớitrình
hình
khác
đã
được
áp dụng.
Ba nghiên
loại
hình
cho
các
tàu
này
hình
lầndạng
lượt
là:nhau
loại
mũi
quả

lê,
loại
mũi
57359 củacấu
cácđiển
loại
tàunghiên
và chân
đế ba
giàn
khoan
được
bày
trong
Bảng
4.5.
Trong
kết cấu điển hình cho các loại tàu này có hình dạng lần lượt là: loại mũi quả lê, loại mũi hình lưỡi dao
lưỡi dao
vàtàu
loại5000
hìnhtấn
chữvới
nhật.
58360 cứuhình
này,
hình dạng khác nhau đã được áp dụng. Ba loại kết
và
loại ba
hìnhloại

chữ nhật.
Có
thể
thấy
rằng
bền
tớiva
sau
va
của
mỡi
trường
hợp
thuộc
Cóhình
thể thấy
rằng
độ
bền độ
tới
hạn
sau
chạm
của
mỗichạm
trường
hợplà:
phụloại
thuộc
nhiều

vàophụ
hìnhloại
dạngmũi
59361 cấu điển
cho
các
loại
tàu
này
cóhạn
hình
dạng
lần lượt
mũi
quả
lê,

mũi đâm
va,
xemdạng
Hình mũi
21. Trường
hợpxem
nghiêm
trọng
là khihợp
đâm nghiêm
va bởi mũi
tàu hình
lê.

nhiều
hình
đâmnhật.
va,
Hình
21.nhất
Trường
trọng
nhấtquả
là khi
60362 hình
lưỡivào
dao
và
loại
hình
chữ
Trong trường hợp này, mức độ giảm độ bền giới hạn khi so sánh với mơ hình ngun vẹn là 37,4%.
va bởi
hìnhđộquả
lê.tới
Trong
trường
hợp
này,của
mứcmỡi
độ giảm độ hợp
bền giới hạn
61363 đâm
thể mũi

thấytàu
rằng
bền
hạn
sau
vahình
chạm
thuộc
KhiCó
tải trọng
được
đặt
bởi kiểu
mũi
hình chữ
V và
kiểu
chữ nhật,
mức độtrường
giảm độ bền tớiphụ
hạn khi
364
khi so sánh với mơ 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 mơ hình ngun vẹn (không bị va chạm) lần lượt là 28.9% và 35.1%.
64
khi so sánh với mơ hình ngun 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


Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng, NUCE 2018

367
367
368
368
369
369

p-ISSN 2615-9058; e-ISSN 2734-9489

Như vậy vật thể va chạm có hình dạng mũi tàu chữ V có ảnh hưởng ít nhất đến độ bền
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 mũi khác.
Thắng,
Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng
so với các hình dạng mũi
khác.
Bảngdựng,
7. Thơng
số củap-ISSN
tàu đâm

va
Cơng nghệBảng
NUCE 2018
2615-9058;
Thơng
của tàu
đâm
va lần e-ISSN
so sánh vớiTạp
độchí
bềnKhoa
giớihọc
hạn
của mơXây
hình 7.
ngun
vẹnsố(khơng
bị va
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
chínghệ
Khoa
họcdựng,
CơngNUCE
nghệ Xây
p-ISSN
dạng
khác.vậy vật thểTạp

Khoa họcTạp
Xây
2018dựng, NUCE
p-ISSN2018
e-ISSN2615-9058;
2734-9489e-ISSN 2734-9489
367mũiNhư
vachíchạm
cóCơng
hình
dạng
mũi
tàu
chữ V
có2615-9058;
ảnh hưởng
ít nhất đến độ bền
so với các hình dạng mũi khác.
Bảng
7.cóThơng
sốmũi
của
tàu
đâm
va
vậy vật
thể
chạm
có
hình

dạng
mũi
tàuhưởng
chữ Vítcó
ảnhđến
hưởng
ít nhất đến độ bền
367
Như vậy367
vật thểNhư
va chạm
hìnhvadạng
tàu
chữ
V có
ảnh
nhất
độ bền
7.dạng
Thơng
số của tàu đâm va
368hình so
vớiBảng
các khác.
hình
mũi khác.
368
so với các
dạng
mũi

368
369

Thơng
số của tàu đâm va
Bảng 7. Thơng Bảng
số của7.tàu
đâm va

369

369

Tàudịch
dịchvụ
vụmũi
mũichữ
chữVV
Tàu
Tàu hàng
hàng rời
rời
Tàu
76,0
76,0

Tàu
dịch
mạn

Tàu
dịch
vụvụ
cócó
mạn
chữ
nhật
chữ
nhật

Tàu dịch vụ mũi Tàu
chữ dịch
V vụ mũi
Tàu dịch vụ có mạn
Tàuchữ
dịchVvụ có mạn
Chiều
65,0
71,0
Tàu
vụ mũi
mũi
chữVV chữ
Tàu
dịch vụchữcó
chữ nhật
Chiều dài
dài lớn
lớn nhất
nhất

65,0
71,0
Tàudịch
dịch vụ
chữ
nhậtmạn
nhật dịch vụ
Tàu
có
mạn
Tàu hàng rời
Tàu hàng rời
(m)
chữ nhật 71,0
(m)
hàng
rời
Chiều dài
lớn 76,0
nhất
76,0
65,0
Chiều dàiTàu
lớn nhất
65,0
71,0
Tàu (m)
hàng rời
(m)
Chiều

rộng
lớn
16,0
14,4
20,0
Chiều
lớndài
16,0
14,4
20,0
Chiềurộng
dài
lớn
nhất
65,014,4
71,0
Chiều rộng lớn 76,0
20,0
Chiều
rộng lớn16,0
16,0
14,4
20,0
Chiều
lớn(m)
nhất
76,0
65,0
71,0
nhất (m)

nhất (m)
nhất
(m)
nhất
(m)rộng
Chiều
16,0
14,4
20,0
(m) lớn nhất (m)
Mớn nước (m) Mớn nước (m)4,2
4,0
3,5
4,2
4,0
3,5
Mớn
nước
(m)
4,2
4,0
3,5
Mớn
nước
(m)
4,2
4,0
3,5
5000
5000

Trọng
tải
5000 5000
5000
50003,5
Chiều
16,0
14,4
20,0
Mớn nước
(m)rộng lớn Trọng tải 4,2
4,0
370
370
Trọngtải
tảinhất (m)
5000
50005000
50005000
Trọng
5000
5000
5000
Trọng
tải
5000

20000
20000

371
372

0
0 0
0

hình
chữ
nhật
mũi
va 10000
chạm
mũi va chạm
hình
chữhình
nhậtchữ V

60000
50000

0

160000
280000
280000

50000
40000

240000
280000
240000
80000

20000

40000

0

371
372

0
200000
1000 0
1500500
2000
2500
1000
1500
2000
Chuyển vị tại điểm va chạm (mm)
Chuyển vị tại điểm va chạm (mm)

160000
160000

160000

120000

Nguyên
vẹnvẹn
(không
bị vabịchạm)
Nguyên
(không
va chạm)
MũiMũi
va chạm
hìnhhình
quảquả
lê lê
va chạm

80000

Ngun vẹn (khơng bị va chạm)

MũiMũi
va chạm
hìnhhình
chữchữ
V V
va chạm

40000

240000

200000
200000
0

10000

mũi va chạm0 hình chữ
500nhật

371
372

120000

30000

3,5
5000

Ngun vẹn (khơng bị va chạm)Ngun vẹn (khơng bị va chạm)
240000
Mũi va chạm hình quả lê
Mũi va chạm hình quả lê
Mũi va chạm hình chữ V
Mũi va chạm hình chữ V
200000
Mũi va chạm hình chữ nhật
Mũi va chạm hình chữ nhật

Lực nén (kN)

Lực va chạm (kN)

Lực va chạm (kN)

30000

200000

280000

4,0
5000

400

0

Mũi va chạm hình quả lê
800
0

vahình
chạm
hình
chữ
nhật 1600
1200
Mũi
va1600

chạm
400
800
1200 chữ nhật
Mũi vaMũi
chạm
chữ
V hình

2500
Chuyển vị dọc trục (mm)

vị dọc
trụcchữ
(mm)nhật
Mũi vaChuyển
chạm
hình

160000

120000
120000
Đường cong
– chuyển
vịlực – chuyển
(b)
Đường
lựcĐường
nén vàcong

chuyển
dọcvà chuyển vị dọc
(a) lựcĐường
cong
vị cong(b)
lựcvịnén
120000
trục
trục
80000
80000
30000
373
Hình
củaẢnh
các kiểu
đầucủa
va80000
chạm
tớiđầu
độ bền
của chân
giàn
37321. Ảnh hưởng
Hình 21.
hưởng
các
kiểu
va chạm
tới độ

bềnkhoan
của chân giàn khoan
20000
374
5. Đề xuất
tiêu cơng
chuẩn
nứttiêu
gãy chuẩn
giới
hạn
tốn
vacho
chạm
40000
374cơng5.thức
Đề xuất
thức
nứtcho
gãybài
giới
hạn
bài tốn va chạm
40000
40000
375
Có375
rất nhiều cơng
nghiên
cứutrình

cơng
bố vềcứu
tiêucơng
chuẩnbốnứt
hạnnứt
trong
Có trình
rất nhiều
cơng
nghiên
về gẫy
tiêugiới
chuẩn
gẫy giới hạn trong
10000
0
376
bài tốn 376
mơ phỏng
va chạm.
Nhìn va
chung
cácNhìn
cơng
thức này
được
xây
dựng
dựa trên
0 chung

bài
tốn
mơ
phỏng
chạm.
các
cơng
thức
này
được
xây
0
400
800
1200 dựng dựa
1600trên
0
0
0
400
800
1200
1600
các tiêu1000
chuẩn về
tỷtiêu
lệ giữa
kích
lưới kích
của phần

và độ
dày
của
vỏ.
Đầu800
tiêntơn vỏ.
0 377 500
1500
2000
2500
377
các
chuẩn
về thước
tỷ lệ
giữa
thướctử
của
phần
tửtơn
và (mm)
độ dày
của
Đầu
0lưới
1200tiên
1600
Chuyển
vị400
dọc

trục
Chuyển
vị tại
điểm
va chạm2000
(mm)[24] xây2500
500 378 1000
1500
có
thể
kể
tới
Peschmann
dựng
cơng
thức
tiểu
chuẩn
nứt
gãy
theo
biến
dạng
Chuyển
vị
dọc
trục
(mm)
3781500có thể kể
tới Peschmann

tiểu chuẩn nứt gãy theo biến dạng
500 Chuyển 1000
2000
2500 [24] xây dựng cơng thức
Chuyển vị dọc trục (mm)
vịcắt
tạicho
điểmcác
va tấm
chạmcó
(mm)
379
nẹp
gia
cường.
Hogstrưm
và
cộng
sự
[25]
cũng
xây
dựng
cơng
thức
Chuyển vị tại điểm379
va chạm
cắt(mm)
cho các tấm có nẹp gia cường. Hogstrưm và cộng sự [25] cũng xây dựng công thức
380cong

theo
chuẩntheo
biến
dạng
nứt gãy
hạn
tôn
đáycho
vỏcong
tàu. tôn
Ehlers
[26]
phát
chuẩn
biếngiới
dạng
nứtcho
gãytấm
giới
hạn
tấm
vỏvà
tàu.
Ehlers vị
[26]
phát
(a) Đường
lựctiêu
–380
chuyển

vịtiêu
(b)
Đường
lựcđáy
nén
chuyển
dọc
trục
(a)
Đường
lựctiêu
– chuyển
Đường
nén
dọc
381
triểncong
cơng
chuẩn
nứt vị
gãy
mơ(b)
phỏng
va
của
đáylực
đơiđập
tàu
chởvà
dầuchuyển

dựatàu chởvịdầu
381thứctriển
cơng thức
tiêu cho
chuẩn
nứt
gãy
chođập
mơcong
phỏng
va
của
đáy
đơi
dựa
382
trên kết 382
quả thítrên
nghiệm.
Bin
Liu
và
cộng
sự
[27]
đề
xuất
cơng
thức
cho

kết
cấu
mạn
kết quả thí nghiệm. Bin Liu và cộng sự [27] đề trục
xuất công thức cho kết cấu mạn

(a)

40000

Đường cong
lực –– chuyển
vị
cong lực
vị vị
dọc
Đường
cong
vị đầu va(b)
(b)Đường
Đường
lựcnén
nénvà
vàchuyển
chuyển
dọc
Hình 21.
Ảnhlực
hưởng chuyển
của các kiểu

chạm
tới độ bềncong
của chân
giàn
khoan
373
Hình 21. Ảnh hưởng của các kiểu đầu va chạm tới độ bền củatrục
chân giàn khoan
18
374
5. Đề xuất công thức tiêu chuẩn nứt gãy giới hạn cho18bài tốn va trục
chạm
Hình
21. Ảnh hưởng của các kiểu đầu va chạm tới độ bền của
chân giàn khoan
375 Hình 21.
CóẢnh
rất nhiều
cơngcủa
trìnhcác
nghiên
cứu
cơng
về tiêutới
chuẩn
nứt gẫy
hạn giàn
trong khoan
hưởng
kiểu

đầu
vabốchạm
độ bền
củagiới
chân
5.
cơng
thức
tiêu
chuẩn
nứt
gãyhạn
giới
hạn
cho
bài
tốnxây
vadựng
chạm
5. Đề
Đề xuất
xuất
cơng
thức
tiêu
chuẩn
nứtNhìn
gãy giới
cho
bàithức

tốnnày
va được
chạm
376
bài
tốn
mơ
phỏng
va
chạm.
chung
các
cơng
dựa
5. Đề xuất cơng thức tiêu chuẩn nứt gãy giới hạn cho bài toán va chạm trên
rấttiêu
nhiều
cơng
nghiên
cứu lưới
cơng
về tử
tiêu
chuẩn
nứttơn
gẫy
377Có các
chuẩn
về tỷtrình
lệ giữa

kích thước
củabố
phần
và độ
dày của
vỏ.giới
Đầu hạn
tiên trong
Có
nhiều
cơng
trìnhtrình
nghiên
cứu cơng
về tiêu
nứtchuẩn
gẫy giớinứt
hạngẫy
trong
bàihạn
tốntrong
mơ
Córấtrất
nhiều
cơng
nghiên
cứubốcơng
bốchuẩn
về tiêu
giới

378
có
thểphỏng
kể tới Peschmann
[24]
dựng cơng
thức tiểu
chuẩn
nứt
gãy theo
biến
dạng
bài
tốn
mơ
va chạm.
Nhìnxây
chung
các cơng
thức
này
được
xâychuẩn
dựng
dựa
trên
phỏng
va
chạm.
Nhìn

chung
các
cơng
thức
này
được
xây
dựng
dựa
trên
các
tiêu
về
tỷ
lệ
giữa
bài 379
tốn cắt
mơcho
phỏng
vacóchạm.
Nhìn
cácvàcơng
thức này
được
xây
dựng
trên
các
tấm

nẹp gia
cường.chung
Hogstrưm
cộng sự
cũngdày
xâycủa
dựng
cơng
thức dựa
các
chuẩn
về tỷ
lệ tử
giữa
kích
lưới
tử[25]
và kể
độ
tơn
vỏ.
tiên
kíchtiêu
thước
lưới của
phần
và độ
dàythước
của tơn
vỏ.của

Đầuphần
tiên có
thể
tới Peschmann
[23]Đầu
xây dựng
các380
tiêu chuẩn
tỷ lệbiến
giữa
kích
lưới
tửđáy
và vỏ
độtàu.
dàyEhlers
của tơn
theo tiêuvềchuẩn
dạng
nứtthước
gãy giới
hạncủa
cho phần
tấm tơn
[26] vỏ.
phátĐầu tiên
có
thểthức
kể tiểu
tới chuẩn

Peschmann
xâydạng
dựngcắtcơng
thức
chuẩn
nứt gãy
theoombiến
dạng
cơng
nứt góy [24]
theo bin
cho cỏc
tmtiu
cú np
gia cng.
Hogstră
v cs.
[24]
381 ktrin
cụng
thc tiờu chun
nt
góy
cho mơ
phỏng
va đập
của
đáy đơi
tàugãy
chở theo

dầu dựa
có
thể
tới
Peschmann
[24]
xây
dựng
cơng
thức
tiểu
chuẩn
nứt
biến
dạng
cũng
xây
dựng
cơng
thức
theo
tiêu
chuẩn
biến
dạng
nứt
gãy
giới
hạn
cho

tấm
tơn
đáy
vỏ
tàu.
Ehlers
cắt382
cho các
có nẹp
gia cường.
Hogstrưm
cộng
sự [25]
xâykết
dựng
cơng thức
trêntấm
kết quả
thí nghiệm.
Bin Liu
và cộng sựvà
[27]
đề xuất
cơngcũng
thức cho
cấu mạn
cắt
các
tấm
có

nẹpdạng
giachuẩn
cường.
và
cộng
sự
cũng
dựng
cơng
thức
[25]cho
phát
triển
cơng
thức
tiêu
nứtHogstrưm
gãy
phỏng
đập[25]
của vỏ
đáy
đơixây
tàu
chở
dầu
dựaphát
trên
theo
tiêu

chuẩn
biến
nứt
gãy
giớicho
hạnmơcho
tấmvatơn
đáy
tàu.
Ehlers
[26]
kết quả thíchuẩn
nghiệm.biến
Bin Liu
và cs.
đề giới
xuất cơng
thức
kếttơn
cấuđáy
mạn vỏ
đơi tàu.
của tàu
chở hàng.
theo
dạng
nứt[26]
gãy
hạn
chocho

tấm
Ehlers
[26]Theo
phát
triển tiêu
cơng thức tiêu
chuẩn
nứt
gãy
cho mơ
phỏng
va đập
của đáy
đơi tàu
chở dầu
dựa
18
triển
cơng
thức
chuẩn
nứtLiu
gãy
mơsựphỏng
vaxuất
đập cơng
của đáy
dựa
trên kết
quả

thí tiêu
nghiệm.
Bin
vàcho
cộng
[27] đề
thứcđơi
chotàukếtchở
cấudầu
mạn
trên kết quả thí nghiệm. Bin Liu và cộng94
sự [27] đề xuất công thức cho kết cấu mạn
(a)
(a)

373
373
374
374
375
375
376
376
377
377
378
378
379
379
380

380
381
381
382
382

50000

240000

(kN)
Lực nén
Lực nén
(kN)
nén(kN)
Lực

70000

Lực va chạm (kN)

Lực
(kN)
chạm(kN)
vachạm
Lựcva

80000

30000

30000

70000

hình
chữ
V
mũi va chạm
hình
chữhình
V quả lê
mũi
va 20000
chạm

60000
60000

10000
10000

371
371
372
372

90000

70000
70000

40000
40000

4,2
5000

mũi va chạm hình
quả
hình40000
quảlê
lê

80000
80000

280000

90000

mũi va chạm hình quả lê
mũi va chạm hình quả lê
80000
mũi va chạm hình chữ V
mũi va chạm hình chữ V
70000
mũi va chạm hình chữ nhật mũi va chạm hình chữ nhật
60000

80000

60000

370
90000
90000

50000
50000

90000

Lực nén (kN)

Mớn nước (m)
Trọng tải

370
370

18
18


Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

tiêu chuẩn của quy phạm DNV RP-C204 [22] đề xuất cơng thức (10) như sau:
Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2018 t

ε f = 0,02 + 0,65

le

,

le 2615-9058; e-ISSN 2734-9489
p-ISSN
t

≥5

(10)

383
đôitự,của
chở của
hàng.
Theo
quy công
phạmthức
DNVtiêu
RP-C204
[23] dạng
đề xuất
Tương
quytàuphạm
Đức
GLtiêu
[27]chuẩn
cũng của

đề xuất
chuẩn biến
nứt gãy giới
384
côngtôn
thức
sau:gia cường như công thức (11).
hạn
cho tấm
vỏ(10)
tàu như
có nẹp
𝑡
𝑙
385
𝜀𝑓 = 0.02 + 0.65 ( ), 𝑒 ≥ 5
(10)
𝑙
𝑡
t
𝑒



kết
cấu
tấm
0,056
+
0,54


386
Tương tự, quy phạm
của Đức GL


le [28] cũng đề xuất công thức tiêu chuẩn biến
ε fhạn
=
/t ≥ thức
5 (11).
(11)

387
dạng nứt gãy giới
cho
tấm
tơn
vỏ
tàu
t có nẹp gia cường ,nhưlecơng



kết cấu thanh
+ 0,76
𝑡
 0,079
0.056 + 0.54
kết cấu

le tấm
𝑙
388

𝑒

𝜀𝑓 = {

(11)

, 𝑙𝑒 /𝑡 ≥ 5

𝑡

+ 0.76
kết cấu
trong đó le là độ dài0.079
của phần
tử chia
lưới
củathanh
tôn vỏ tàu; t là chiều dày của tôn vỏ tàu tại vị trí va
𝑙𝑒
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
tạivịchưa
nghiên cứu nào công bố kết quả về tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy giưới hạn cho
390

trí vacóchạm
loại
kết cấu kiểu cylinder. Do đó, trong đề tài này sẽ đề xuất công thức tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy
391
giới
phỏng
cơng
(12).chuẩn
Độ chính
392hạn dựa trên
Hiệnkết
tạiquả
chưathícónghiệm
nghiên và
cứumơ
nào
cơng như
bố kết
quảthức
về tiêu
biến xác
dạngcủa
nứtcơng thức
gãyvới
giưới
cho loại
kết cấu
kiểu cylinder. Do đó, trong đề tài này sẽ đề xuất cơng
khi393
so sánh

thí hạn
nghiệm
với COV
là 6,13%.
394
395
396

thức tiêu chuẩn biến dạng nứt gãy giới hạn dựa trên kết quả thí nghiệm và mơ phỏng
−0,524
le khi so sánh với thí nghiệm với COV
như cơng thức (12). Độ chính xác của cơng thức
ε f = 0,471
là 6.13%.
t

397

𝜀𝑓 = 0.471 ( 𝑒 )

403

Tuy nhiên nó lại gần với đề xuất của quy phạm DNV RP-C204 (2010) và GL (2014).

𝑙

−0.524

(12)

(12)

𝑡
trong đó le là độ dài của
phần tử chia lưới; t là chiều dày của cylinder tại vị trí chân giàn khoan bị va
398
trong đó le là độ dài của phần tử chia lưới
chạm.
399
t là chiều
dày của
vị trí
chânđềgiàn
khoan
va với
chạm
So sánh tiêu chuẩn
biến dạng
nứtcylinder
gãy giớitạihạn
được
xuất
trongbịtài
các tiêu chuẩn đã trình
400
So
sánh
tiêu
chuẩn
biến

dạng
nứt
gãy
giới
hạn
được
đề
xuất
trong
vớithể
cácthấy
tiêu rằng tiêu
bày phía trên cho mơ phỏng bài tốn va chạm được thể hiện trong Hình 22.tàiCó
401
chuẩn
đã
trình
bày
phía
trên
cho
mơ
phỏng
bài
tốn
va
chạm
được
thể
hiện

trong
Hình
chuẩn mà tác giả đề xuất thì thấp hơn so với các tác giả khác. Tuy nhiên nó lại gần với đề xuất của
402
Có thể thấy rằng tiêu chuẩn mà tác giả đề xuất thì thấp hơn so với các tác giả khác.
quy
phạm21.
DNV
RP-C204 (2010) và GL (2014).

1.0
Proposed equation
Peschmann (2001)
Ehlers (2009)

Biến dạng nứt gãy giới hạn (-)

0.8

Hogström (2009)
Bin Liu (2017)
DNV (2010)

0.6

GL (2014)
0.4

0.2

0.0
0

2

3

4

5

6

7

(le / t )

404
405
406

1

6. Kết luận

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

19
95

Thắng, Đ. Q., và cs. / Tạp chí Khoa học Cơng 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 mơ phỏng đự đốn 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 mơ hình ngun 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 mơ hình ngun 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 tồn
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 ngun 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 mơ hình ngun vẹn (khơng bị va chạm) lần lượt là 28,9% và 35,1%.
- Đề tài đã xây dựng thành cơng cơng thức dự đốn hiện tượng nứt gãy dựa trên tiêu chuẩn biến
dạng nứt gãy giới hạn cho bài tốn mơ phỏng va chạm của cylinder. Độ chính xác và tin cậy của cơng

thức được so sánh với kết quả thí nghiệm và các cơng 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 stringerstiffened 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


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 Tjoints 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. International 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 ringstiffened 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 Engineering (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] Hogstrăom, 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