THIẾT KẾ KCĐ GIÀN ĐỠ ĐẦU GIẾNG RC5 ĐẶT TẠI VÙNG MỎ BẠCH HỔ VIỆT NAM

Vị trí địa lý

Giàn RC5 sẽ được xây dựng tại phía Nam cụm mỏ Rồng, đóng vai trò là giàn đầu giếng WHP (Wellhead Platform) với 12 đầu giếng.

Hướng Bắc của giàn RC5 tạo với Bắc thực một góc 40 0 ± 5 0

Giàn RC5 nằm trong cụm giàn RC4-RP4, RC2-RP3, RC6

- Dàn RC5 được thiết kế cho mục đích khai thác dầu khí với sự trợ giúp của dàn khoan tự nâng.

- Thu thập và phân loại các sản phẩm dầu trong đo lường và vận chuyển.

- Đo sản lượng dầu cung cấp của giếng khoan.

- Tách sơ bộ các sản phẩm khí và nước phun lên từ giếng khoan.

- Tập trung và tận dụng các phế phẩm.

- Tự động ngắt giếng trong điều kiện khẩn cấp (Động đất, hoả hoạn, bão lớn )

- Kiểm tra việc sửa chữa ngầm chủ yếu với sự trợ giúp của dàn khoan tự nâng.

- Dập giếng với phương tiện nổi qua các đường ống công nghệ.

- Đỡ hệ thống đường ống đứng Riser. ii SỐ LIỆU MÔI TRƯỜNG

1 Độ sâu nước tại vị trí xây dựng công trình

Công trình được thiết kế xây dựng tại vị trí có độ sâu nước d = 50 m.

2 Số liệu điều kiện môi trường tại nơi xây dựng công trình Điều kiện môi trường được lấy từ báo cáo : “ BACH HO – RONG Field’s Evironmental Extreme Conditions” là kết quả nghiên cứu đo đạc của trung tâm khí tượng hải văn biển cho khu vực mỏ Rồng và mỏ Bạch Hổ a Gió

Khu vực xây dựng công trình chịu ảnh hưởng trực tiếp từ hai loại gió mùa chính: gió mùa Đông Bắc vào mùa đông và gió mùa Tây Nam vào mùa hè.

Gió mùa Đông Bắc diễn ra từ tháng 11 đến tháng 3 hàng năm, mang đến gió thổi ổn định và mạnh mẽ trong suốt mùa Trong khi đó, gió mùa chuyển tiếp kéo dài từ tháng 4 đến tháng 10, với đặc điểm gió thổi không ổn định và thay đổi theo nhiều hướng.

Tốc độ gió được đo ở độ cao tiêu chuẩn 10 m so với mực nước biển trung bình (MSL) với các tần suất xảy ra lần lượt là: 100, 50, 25, 10, 5, 1 năm như sau:

Tốc độ gió đo được ở 8 hướng : Bắc (N), Đông Bắc (NE), Đông (E), Đông Nam (SE), Nam (S), Tây Nam (SW), Tây (W), Tây Bắc (NW).

Tốc độ gió ở các hướng khác được xác định bằng nội suy tuyến tính từ các hướng

Bảng 2.1: Vận tốc gió trung bình trong thời gian 2 phút (m/s)

Bảng 2.3 : Vận tốc gió trung bình trong thời gian 3 giây (m/s)

Chế độ sóng tại khu vực xây dựng công trình chủ yếu bị ảnh hưởng bởi chế độ gió thổi Trong mùa gió mùa Đông Bắc, biển thường có sóng mạnh và liên tục, kèm theo gió xoáy và bão Bão thường xảy ra từ tháng 6 đến tháng 10 hàng năm, dẫn đến sự gia tăng rõ rệt của sóng lớn trong thời gian này Trong khi đó, từ tháng 11 đến tháng 3, ảnh hưởng của gió mùa Đông Bắc cũng đáng kể.

3) sóng theo hướng Đông Bắc có chiều cao cực đại có thể đạt tới 6,5 (m) và có thể lớn hơn.

Trong thời kì gió mùa Tây Nam, sóng theo hướng Tây Nam có chiều cao cực đại có thể vượt qua 6 (m).

Chế độ sóng được xác định bởi hai thông số chính: chiều cao sóng và chu kỳ sóng Những thông số này được đo cho 8 hướng sóng chủ đạo, bao gồm Bắc (N), Đông Bắc (NE), Đông (E), Đông Nam (SE), Nam (S), Tây Nam (SW), Tây (W) và Tây Bắc (NW).

Các thông số sóng ở các hướng khác được tính bằng cách nội suy tuyến tính từ các hướng lân cận.

Các thông số sóng được thống kê với tần suất xuất hiện là: 100, 50, 25, 10, 5, 1 năm và được thể hiện trong các bảng dưới đây :

Bảng 2.4 : Chiều cao và chu kỳ sóng lớn nhất theo các hướng

Hướng N NE E SE S SW W NW

Bảng thống kê các con sóng hướng Bắc

Chiều cao trung bình (m) Chu kỳ sóng (s) Xác suất Số con sóng

Bảng thống kê các con sóng hướng Đông

Bảng thống kê các con sóng hướng Đông Nam

Bảng thống kê các con sóng hướng Tây Nam

Bảng thống kê các con sóng hướng Tây

Dòng chảy tại các vùng mỏ Bạch Hổ và Rồng bị ảnh hưởng bởi thủy triều và gió mùa, thường phân bổ theo hướng NE, ENE và E trong các tháng 4-9, trong khi vào các tháng 11-2, dòng chảy chủ yếu theo hướng SW, WSW.

Vận tốc dòng chảy mặt được đo cách mực nước trung bình là 5m.

Vận tốc dòng chảy đáy được đo cách đáy biển là 5m.

Các vận tốc dòng chảy trung gian được tính bằng cách nội suy tuyến tính dòng chảy mặt và dòng chảy đáy.

Bảng 2.5: Vận tốc dòng chảy mặt lớn nhất ứng với chu kỳ xuất hiện lặp lại 100 năm theo các hướng sóng

Góc lệch so với hướng

Các thông số Hướng sóng

Bảng 2.7 : Vận tốc dòng chảy đáy lớn nhất ứng với chu kỳ xuất hiện lặp lại 100 năm theo các hướng sóng

Bảng 2.8 : Vận tốc dòng chảy đáy lớn nhất ứng với chu kỳ xuất hiện lặp lại 1 năm theo các hướng sóng.

Biên độ triều được tính toán lên xuống so với mực nước trung bình (Mean Sea Level - MSL), ta có các thông số như sau:

− Biên độ triều cao nhất so với MSL

− Biên độ triều thấp nhất so với MSL : - 1.620 m

− Nước dâng lớn nhất do bão so với MSL : + 0.870 m

− Biên độ triều xuống so với MSL : - 0.680 m

− Vào mùa đông, mực nước dâng cao hơn MSL : + 0.234 m

− Vào mùa hạ, mực nước hạ thấp hơn MSL : + 0.145 m e Sự phát triển của sinh vật biển

Sự phát triển của sinh vật biển (hà bám) đã được khảo sát tại vùng mỏ Bạch Hổ và Rồng, với các mẫu được thu thập ở nhiều cao độ khác nhau Kết quả khảo sát được trình bày chi tiết trong bảng dưới đây.

Bảng 2.9 : Xác định chiều dày hà bám

Cao độ (m) Chiều dày (mm)

Từ cao độ 0.000 m đến cao độ (-) 4.000m 80

Từ cao độ (-) 4.000m tới cao độ (-) 8.000m 87

Từ cao độ (-) 8.000m tới cao độ (-) 10.000m 100 iii.

Số liệu địa chất tại nơi xây dựngBảng 2.10 : Số liệu địa chất dùng cho thiết kế giàn RC5

Số hiệu địa tầng Độ sâu (m) Loại đất

Trọng lượng riêng hữu hiệu của đất γ’ (KN/m 3 )

(độ) Ứng suất cắt không thoát nước S u (KPa) Độ rỗng ε 50

7 24.0 28.5 Sỏi 9.7 > 34 0 Lẫn lộn giữa sỏi và bùn cát

TÌM HIỂU KHẢ NĂNG THI CÔNG HIỆN TẠI Ở VIỆT NAM

1 Điều kiện thời tiết khi thi công trên biển

Công trình được thi công trong điều kiện thời tiết như sau:

Chiều cao sóng không vượt quá 1.25m/s.

Tốc độ gió không quá 10m/s

2 Điều kiện về trang thiết bị, công nghệ phục vụ thi công của Xí nghiệp

Công trình dự kiến được thi công tại cảng dịch vụ dầu khí của Xí nghiệp liên doanh dầu khí Vietsovpetro, có các đặc điểm như sau:

VSP sở hữu hai bãi lắp ráp, bao gồm bãi lắp ráp số 0 và số 1, với tổng diện tích lên tới 210.000m², bao gồm cả khu vực bãi trống và nhà xưởng Diện tích dành cho đường đi và khu vực thao tác là 18.000m² Bãi lắp ráp được thiết kế với độ dốc bằng 0 và có khả năng chịu áp lực nền lên đến 6 kG/cm².

Trên bãi lắp ráp có bố trí hai hệ thống đường trượt như sau:

− Đường trượt số 1 dài 183m, gồm 3 ray trượt khoảng cách giữa các ray là 16 và 20m có áp lực chịu tải là 100T/m dài.

Đường trượt số 0 dài 216m với hai ray trượt cách nhau 16m, có khả năng chịu tải lên đến 100T/m Đây là hệ thống đường trượt chuyên dụng, được thiết kế để nâng khối chân đế lên hai hệ ponton hoặc xà lan chuyên dụng.

Phía dưới nền đất của đường trượt được gia cố bằng cọc bê tông cốt thép, tiếp theo là lớp bê tông cốt thép có cường độ cao.

Để nâng cao khả năng ép mặt và giảm ma sát giữa đường trượt và máng trượt trong quá trình thi công, hai tấm thép dày 12mm được lát trên bề mặt đường trượt.

Các cọc có kích thước 40x40 (cmxcm) dài 20m được đóng trên suốt chiều dài đường trượt với khoảng cách giữa các cọc là 1,2 m.

Trên đường trượt có bố trí các máng trượt để đỡ và trượt khối chân đế (KCĐ) ra

Bờ cảng có chiều dài 750 mét, được gia cố bằng cọc bê tông cốt thép và ván cọc thép Độ sâu nước trước cảng dao động từ 5.2 mét khi triều kiệt đến 8.6 mét khi triều cường.

Ngoài ra trên bãi lắp ráp còn có hệ thống ống dẫn nước cứu hỏa, nước sinh hoạt, hệ thống đường dây điện và hệ thống đường giao thông

Trên bãi lắp ráp, có 10 trạm biến áp cung cấp điện cho 60 đơn vị hàn, với công suất trung bình gần 6854 KVA Để phục vụ thi công ban đêm, bãi lắp ráp được trang bị 6 cột đèn pha cao 21m, mỗi cột lắp 2 đèn pha TBC-45, với tổng cộng 12 đèn và mỗi đèn pha có 3 bóng 1000W.

Bãi lắp ráp có khả năng cung cấp điện với nhu cầu lên tới 8,4 MA, trong khi nguồn nước được đảm bảo đầy đủ từ các nhà máy nước của thành phố.

3 Các loại máy móc và phương tiện thi công phục vụ trên bờ của Xí nghiệp Bảng 2.11 : Các loại cẩu phục vụ thi công trên bờ

Loại thiết bị Tải trọng nâng lớn nhất (T)

Chiều dài cần (m) Số lượng

Các loại cẩu khác (TADANO,

4 Các loại máy móc và phương tiện thi công phục vụ trên biển của Xí nghiệp

Bảng 2.12 : Các phương tiện phục vụ thi công trên biển

Chiều dài 139.1m Chiều rộng 54.32m Mớn nước

Tàu rải ống Côn Sơn

Ngoài ra xí nghiệp còn sử dụng một số tàu dịch vụ của xí nghiệp vận tải biển :

Tàu kéo : Phú Quý, Tàu Sông Dinh, Tàu Sao Mai (3 chiếc), Lam Sơn, Kỳ Vân Tàu phục vụ công tác lặn như tàu Bến Dinh 01, tàu Hải Sơn

Thiết bị búa đóng cọc :

Độ sâu nước tại vị trí xây dựng công trình

Công trình được thiết kế xây dựng tại vị trí có độ sâu nước d = 50 m.

Số liệu điều kiện môi trường tại nơi xây dựng công trình

Điều kiện môi trường tại khu vực mỏ Rồng và mỏ Bạch Hổ được trình bày trong báo cáo "BACH HO – RONG Field’s Environmental Extreme Conditions", dựa trên kết quả nghiên cứu và đo đạc của trung tâm khí tượng hải văn biển Một trong những yếu tố quan trọng được đề cập là gió, ảnh hưởng lớn đến hoạt động khai thác và an toàn tại các mỏ này.

Khu vực xây dựng công trình chịu tác động trực tiếp từ gió mùa, bao gồm gió mùa Đông Bắc vào mùa đông và gió mùa Tây Nam vào mùa hè.

Gió mùa Đông Bắc diễn ra từ tháng 11 đến tháng 3 hàng năm, với gió thổi ổn định và mạnh mẽ trong suốt mùa Trong khi đó, gió mùa chuyển tiếp kéo dài từ tháng 4 đến tháng 10, đặc trưng bởi sự không ổn định và hướng gió thay đổi.

Tốc độ gió được đo ở độ cao tiêu chuẩn 10 m so với mực nước biển trung bình (MSL) với các tần suất xảy ra lần lượt là: 100, 50, 25, 10, 5, 1 năm như sau:

Tốc độ gió đo được ở 8 hướng : Bắc (N), Đông Bắc (NE), Đông (E), Đông Nam (SE), Nam (S), Tây Nam (SW), Tây (W), Tây Bắc (NW).

Tốc độ gió ở các hướng khác được xác định bằng nội suy tuyến tính từ các hướng

Bảng 2.3 : Vận tốc gió trung bình trong thời gian 3 giây (m/s)

Chế độ sóng tại khu vực xây dựng công trình chủ yếu bị ảnh hưởng bởi chế độ gió thổi Trong mùa gió mùa Đông Bắc, biển thường có sóng mạnh và liên tục, kèm theo gió xoáy và bão Bão thường xảy ra từ tháng 6 đến tháng 10 hàng năm, dẫn đến sự gia tăng rõ rệt của sóng lớn trong thời gian này Trong khi đó, từ tháng 11 đến tháng 3, chế độ sóng có sự thay đổi đáng kể.

3) sóng theo hướng Đông Bắc có chiều cao cực đại có thể đạt tới 6,5 (m) và có thể lớn hơn.

Trong thời kì gió mùa Tây Nam, sóng theo hướng Tây Nam có chiều cao cực đại có thể vượt qua 6 (m).

Chế độ sóng bao gồm hai thông số quan trọng: chiều cao sóng và chu kỳ sóng Những thông số này được xác định dựa trên 8 hướng sóng chủ đạo, bao gồm Bắc (N), Đông Bắc (NE), Đông (E), Đông Nam (SE), Nam (S), Tây Nam (SW), Tây (W) và Tây Bắc (NW).

Các thông số sóng ở các hướng khác được tính bằng cách nội suy tuyến tính từ các hướng lân cận.

Các thông số sóng được thống kê với tần suất xuất hiện là: 100, 50, 25, 10, 5, 1 năm và được thể hiện trong các bảng dưới đây :

Bảng 2.4 : Chiều cao và chu kỳ sóng lớn nhất theo các hướng

Hướng N NE E SE S SW W NW

Bảng thống kê các con sóng hướng Bắc

Bảng thống kê các con sóng hướng Đông

Bảng thống kê các con sóng hướng Đông Nam

Bảng thống kê các con sóng hướng Tây Nam

Bảng thống kê các con sóng hướng Tây

Dòng chảy tại các vùng mỏ Bạch Hổ và Rồng chịu ảnh hưởng của thủy triều và gió mùa, thường phân bổ theo hướng NE, ENE và E trong các tháng 4-9, trong khi vào các tháng 11-2, dòng chảy chuyển hướng SW, WSW.

Vận tốc dòng chảy mặt được đo cách mực nước trung bình là 5m.

Vận tốc dòng chảy đáy được đo cách đáy biển là 5m.

Các vận tốc dòng chảy trung gian được tính bằng cách nội suy tuyến tính dòng chảy mặt và dòng chảy đáy.

Bảng 2.7 : Vận tốc dòng chảy đáy lớn nhất ứng với chu kỳ xuất hiện lặp lại 100 năm theo các hướng sóng

Bảng 2.8 : Vận tốc dòng chảy đáy lớn nhất ứng với chu kỳ xuất hiện lặp lại 1 năm theo các hướng sóng.

Biên độ triều được tính toán lên xuống so với mực nước trung bình (Mean Sea Level - MSL), ta có các thông số như sau:

− Biên độ triều cao nhất so với MSL

− Biên độ triều thấp nhất so với MSL : - 1.620 m

− Nước dâng lớn nhất do bão so với MSL : + 0.870 m

− Biên độ triều xuống so với MSL : - 0.680 m

− Vào mùa đông, mực nước dâng cao hơn MSL : + 0.234 m

− Vào mùa hạ, mực nước hạ thấp hơn MSL : + 0.145 m e Sự phát triển của sinh vật biển

Sự phát triển của sinh vật biển (hà bám) đã được khảo sát tại vùng mỏ Bạch Hổ và Rồng, với các dữ liệu được thu thập ở các cao độ khác nhau Kết quả khảo sát này được trình bày chi tiết trong bảng dưới đây.

Bảng 2.9 : Xác định chiều dày hà bám

Cao độ (m) Chiều dày (mm)

Từ cao độ 0.000 m đến cao độ (-) 4.000m 80

Từ cao độ (-) 4.000m tới cao độ (-) 8.000m 87

Từ cao độ (-) 8.000m tới cao độ (-) 10.000m 100 iii.

Số liệu địa chất tại nơi xây dựngBảng 2.10 : Số liệu địa chất dùng cho thiết kế giàn RC5

Số hiệu địa tầng Độ sâu (m) Loại đất

Trọng lượng riêng hữu hiệu của đất γ’ (KN/m 3 )

(độ) Ứng suất cắt không thoát nước S u (KPa) Độ rỗng ε 50

7 24.0 28.5 Sỏi 9.7 > 34 0 Lẫn lộn giữa sỏi và bùn cát

TÌM HIỂU KHẢ NĂNG THI CÔNG HIỆN TẠI Ở VIỆT NAM

Điều kiện thời tiết khi thi công trên biển

Công trình được thi công trong điều kiện thời tiết như sau:

Chiều cao sóng không vượt quá 1.25m/s.

Tốc độ gió không quá 10m/s.

Điều kiện về trang thiết bị, công nghệ phục vụ thi công của Xí nghiệp

Công trình dự kiến được thi công tại cảng dịch vụ dầu khí của Xí nghiệp liên doanh dầu khí Vietsovpetro, có các đặc điểm như sau:

VSP sở hữu hai bãi lắp ráp, bao gồm bãi lắp ráp số 0 và số 1, với tổng diện tích lên tới 210.000m², bao gồm cả bãi trống và khu vực nhà xưởng Khu vực đường đi và thao tác hoạt động chiếm 18.000m², trong khi độ dốc của bãi lắp ráp được thiết kế bằng 0 Đặc biệt, bãi lắp ráp có khả năng chịu áp lực nền lên đến 6 kG/cm².

Trên bãi lắp ráp có bố trí hai hệ thống đường trượt như sau:

− Đường trượt số 1 dài 183m, gồm 3 ray trượt khoảng cách giữa các ray là 16 và 20m có áp lực chịu tải là 100T/m dài.

Đường trượt số 0 dài 216m với hai ray trượt cách nhau 16m, có khả năng chịu tải lên đến 100T/m Đây là hệ thống đường trượt chuyên dụng dùng để di chuyển khối chân đế lên các hệ ponton hoặc xà lan chuyên dụng.

Phía dưới nền đất của đường trượt được gia cố bằng cọc bê tông cốt thép, tiếp theo là lớp bê tông cốt thép có cường độ cao.

Trên bề mặt đường trượt, hai tấm thép dày 12mm được lắp đặt nhằm tăng cường khả năng ép mặt và giảm ma sát giữa đường trượt và máng trượt trong quá trình thi công.

Các cọc có kích thước 40x40 (cmxcm) dài 20m được đóng trên suốt chiều dài đường trượt với khoảng cách giữa các cọc là 1,2 m.

Trên đường trượt có bố trí các máng trượt để đỡ và trượt khối chân đế (KCĐ) ra

Bờ cảng dài 750 mét được gia cố bằng cọc bê tông cốt thép và ván cọc thép Độ sâu nước trước cảng dao động từ 5.2 mét khi triều kiệt đến 8.6 mét khi triều cường.

Ngoài ra trên bãi lắp ráp còn có hệ thống ống dẫn nước cứu hỏa, nước sinh hoạt, hệ thống đường dây điện và hệ thống đường giao thông

Bãi lắp ráp được trang bị 10 trạm biến áp, cung cấp điện cho 60 đơn vị hàn với công suất trung bình gần 6854 KVA Để phục vụ thi công ban đêm, bãi lắp ráp có 6 cột đèn pha cao 21m, mỗi cột lắp 2 đèn TBC-45, với tổng cộng 12 đèn, mỗi đèn chứa 3 bóng 1000W.

Bãi lắp ráp có nhu cầu điện lên tới 8,4 MA, trong khi nhu cầu nước được đáp ứng đầy đủ từ các nhà máy nước của thành phố.

Các loại máy móc và phương tiện thi công phục vụ trên bờ của Xí nghiệp

bờ của Xí nghiệp Bảng 2.11 : Các loại cẩu phục vụ thi công trên bờ

Các loại cẩu khác (TADANO,

Các loại máy móc và phương tiện thi công phục vụ trên biển của Xí nghiệp

Bảng 2.12 : Các phương tiện phục vụ thi công trên biển

Tàu rải ống Côn Sơn

Ngoài ra xí nghiệp còn sử dụng một số tàu dịch vụ của xí nghiệp vận tải biển :

Tàu kéo : Phú Quý, Tàu Sông Dinh, Tàu Sao Mai (3 chiếc), Lam Sơn, Kỳ Vân Tàu phục vụ công tác lặn như tàu Bến Dinh 01, tàu Hải Sơn

Thiết bị búa đóng cọc :

PHÂN TÍCH CÁC SỐ LIỆU ĐẦU VÀO

1 Số liệu về thượng tầng

Thượng tầng về kết bao gồm các sàn chịu lực, cần đuốc, sân bay.

Tổng tải trọng của thượng tầng 1500t.

Theo số liệu môi trường được cung cấp, thì công trình được xây dựng ở độ sâu 50m Chiều cao sóng với chu kì lặp 100 năm là 16.4 m theo hướng Đông bắc.

Dựa vào kết quả tính toán từ các công trình đã xây dựng tại mỏ Bạch Hổ và mỏ Rồng, cùng với số liệu môi trường hiện có, chúng tôi sẽ đề xuất các phương án kết cấu hợp lý cho các công trình có kích thước đỉnh tương tự.

Theo dữ liệu địa chất từ hố khoan tại vị trí xây dựng giàn RC5, chúng tôi đã thực hiện tính toán sơ bộ về sức chịu tải của cọc, bao gồm cả phần tính toán sức chịu tải dọc trục của cọc.

PHÂN TÍCH ĐƯA RA CÁC PHƯƠNG ÁN

Khi xét về khả năng chịu lực, các thanh giằng chéo từ ống chính truyền lực trực tiếp, giảm thiểu đường truyền lực Ngược lại, với hệ thống giằng chéo hình chữ V, lực phải qua thanh giằng ngang trước khi tới ống chính, yêu cầu ống ngang phải có kích thước lớn và được gia cường để chịu lực, dẫn đến mômen uốn trên thanh ngang, gây bất lợi cho tiết diện tròn Để đảm bảo hiệu quả làm việc giữa các thanh, góc giữa thanh nhánh và ống chính cần nằm trong khoảng 30 ÷ 60 độ, đồng thời khoảng cách giữa các khoang phải nhỏ, làm tăng số lượng thanh Hệ thống giằng chéo này tập trung nhiều thanh tại nút, dẫn đến ứng suất cao, dễ gây hư hỏng do mỏi, và thi công các nút này phức tạp hơn Hệ giằng chéo chỉ phù hợp với công trình có tải trọng đứng lớn, khi đó các thanh làm việc hiệu quả hơn, chủ yếu chịu nén.

Qua phân tích, đối với công trình có kích thước nhỏ và tải trọng thượng tầng không lớn, việc sử dụng thanh giằng dạng chũ V không đạt hiệu quả cao Vì vậy, phương án tối ưu là lựa chọn thanh giằng chéo.

1 Các yếu tố xây dựng các phương án a Hướng đặt công trình được xác định theo các cơ sở sau:

Kích thước đỉnh khối chân đế cần đủ rộng để hỗ trợ khối thượng tầng và đảm bảo diện tích cho việc bố trí thiết bị, tuy nhiên nếu quá rộng sẽ làm tăng kích thước và khối lượng công trình Đồng thời, kích thước này cũng phải phù hợp với các điều kiện thi công đánh chìm đã được lựa chọn.

Dựa trên các số liệu về thượng tầng, kích thước đỉnh KCĐ được chọn là 14x20m Độ nghiêng của Panel có ảnh hưởng lớn đến thiết kế công trình, với việc tăng hoặc giảm độ nghiêng mang lại những ưu nhược điểm riêng, như ảnh hưởng đến sự phân bố lực lên các cọc, lực ngang tại đầu cọc và tải trọng sóng tác động lên chân đế Do đó, việc lựa chọn độ nghiêng cần được tính toán kỹ lưỡng và thử nghiệm nhiều lần để tối ưu hóa khả năng chịu lực và hình dạng kết cấu, đồng thời đảm bảo phù hợp với thi công đóng cọc Thông thường, độ nghiêng của các Panel nằm trong khoảng 1/8 đến 1/12.

Khoảng cách giữa các mặt ngang cần được chọn hợp lý để tối ưu khả năng chịu lực và phân bố lực trên các thanh Chiều dài các thanh phải phù hợp với độ mảnh cho phép, đồng thời các yêu cầu cấu tạo của các thanh xiên trên mỗi Panel cũng cần được đảm bảo, với góc giữa các thanh xiên và ống chính nằm trong khoảng 30-60 độ Cần có khoảng cách thích hợp để làm giá đỡ cho Riser và các giếng khoan (Conductor), đồng thời đảm bảo khả năng chịu lực theo phương ngang và khả năng chịu xoắn Cuối cùng, độ bền và ổn định tổng thể của công trình trong quá trình lắp dựng cũng rất quan trọng.

Khối chân đế được hình thành từ hệ thống các thanh giằng xiên liên kết với ống chính, tạo nên một cấu trúc không gian đồng bộ Các thanh giằng xiên này được thiết kế với những đặc tính nổi bật, đảm bảo tính ổn định và độ bền cho toàn bộ hệ thống.

− Phân bố đều lực tác dụng lên các ống chính, giảm sự chênh lệch lực tác dụng lên các ống chính (tại nút phần tử).

− Chịu tải trọng theo phương ngang.

− Tăng tính siêu tĩnh cho kết cấu, hạn chế được sự phá huỷ luỹ tiến cho kết cấu khi có sự xuất hiện của khớp dẻo.

− Đảm bảo tính thuận lợi trong quá trình thi công, đủ khả năng chịu lực trong quá trình quay lật Panel, thi công hạ thuỷ đánh chìm.

Các yếu tố cần xem xét khi lựa chọn hình dạng các thanh giằng xiên:

− Khả năng chịu lực và phân bố nội lực trong từng phần tử.

− Các yêu cầu về cấu tạo hình học.

− Khả năng và trình độ thi công.

− Đảm bảo các điều kiện bền và ổn định trong suốt quá trình thi công chế tạo và lắp dựng KCĐ.

2 Xác định các cao trình tính toán a Cao trình của mặt ngang đầu tiên

Khi thi công, mặt ngang đầu tiên D1 được sử dụng làm sàn công tác và cần phải nằm trên đỉnh sóng với độ cao Htc = 2.000 m, cách mặt nước khoảng 1.000 m Chiều cao của mặt ngang đầu tiên được xác định theo công thức cụ thể.

Chọn ELD1 = (+) 4.500 (m) b Cao độ đỉnh khối chân đế

Theo tiêu chuẩn API RP2A WSD, khoảng cách tối thiểu từ mép ngoài của ống nhánh đến mép của vách gia cường là 12 inches (30 cm) (Phần 4 - mục 4.3.1).

Để đảm bảo khoảng cách liên kết và lắp đặt chi tiết ống nối (bút chì) trong các công trình đã có, khoảng cách từ đỉnh KCĐ đến mặt ngang D1 được chọn là 1200 mm, với kích thước ống là 305 mm và D/4 (D là đường kính ống gia cường).

Theo tiêu chuẩn API RP 2A WSD (Phần 6 - mục 6.11), vị trí cắt cọc cần nhô ra khỏi đầu ống chính từ 0.5 đến 1.5m (2 đến 5 ft) Tùy thuộc vào phương pháp thi công dự kiến, vị trí cắt cọc được xác định cụ thể là 1.000m.

Như vậy cao độ cắt cọc là :

ELCC = ELCĐ + 1.000 = (+)5.700 + 1.000 = (+)6.700 (m) Điểm W.P nằm ở cao trình trên điểm cắt cọc là 0.6 m Tức là có cao trình :

ELW.P = ELCC + 1.00 = (+)6.700 + 0.6 = (+)7.300 (m) Như vậy phần khối chân đế có chiều cao từ cao trình (-) 50 m đến (+) 5.700 m. Chiều cao tổng cộng của khối chân đế là 55.7 m. d Giá cập tầu

Vị trí thấp nhất của giá cập tầu được xác định như sau:

H : Độ sâu nước trung bình ; H = 50m. a : Biên độ chiều thấp nhất trong điều kiện bình thường (a = 1,62m).

− Chọn vị chí thấp nhất của giá cập tầu cách mực nước trung bình (-)1,8m.

Vị trí cao nhất của giá cập tàu được xác định dựa vào chiều cao mạn của loại tàu cập vào giàn Đối với các loại tàu có chiều cao mạn không vượt quá 3,0m, cao trình tối đa của giá cập tàu được chọn là (+) 2,7m.

⇒ Chiều cao của giá cập tầu là: Hct =2,7 + 1,8 = 4,5m. el (+) 5.700 (tạ i đỉnh c hân đế) c ọ c

EL (-) 50.000 đá y biển el (-) 49.500 el (+) 4.500 c ọ c

MSL 0.000 a Xác định sơ đồ hình học kết cấu kết cấu khối chân đế khung nối, vị trí mặt ngang đầu tiên bố trí cách đỉnh khối chân đế1.2m

Các cao trình diafragm còn lại được bố trí để đảm bảo hệ thanh xiên đáp ứng điều kiện cấu tạo, với góc hợp giữa thanh nhánh và thanh chủ trong khoảng 30° đến 60° Vì vậy, các cao trình diafragm được chọn như sau.

Ta có sơ đồ phương án kết cấu phương án 1 như sau :

EL (-) 50.000 đá y biển h×nh c hiÕu a h×nh c hiÕu b đá y biển c ? c ph ơng á n 1

−Kích thước tiết diện của cọc.

−Kích thước tiết diện của ống chính.

−Kích thước tiết diện của ống gia cường tại nút.

−Kích thước tiết diện của ống giằng chéo.

−Kích thước tiết diện của ống giằng ngang. a Lựa chọn kích thước cọc

Dựa trên kết quả phân tích số liệu đầu vào về thượng tầng, môi trường và địa chất, với tổng tải trọng thượng tầng là 1500 tấn, chúng tôi đã chọn sơ bộ đường kính cọc là 1016 mm Cọc sẽ được đóng sâu dưới đáy biển 42 m và có sức chịu tải đạt 810.3 tấn Việc lựa chọn tiết diện cho các thanh ống chính cũng được thực hiện dựa trên các thông số này.

Kích thước của ống chính được lựa chọn cũng dựa trên cơ sở độ mảnh [λ] cho phép.

Theo tiêu chuẩn API 2A-WSD 20 th Edition, kích thước của cọc và ống chính cần được xem xét kỹ lưỡng Cọc phải đủ lớn để đảm bảo khả năng bơm trám, với khoảng hở tối thiểu giữa cọc và ống chính (δ) là 1.5 inch (38mm).

Ta lựa chọn bề dày của ống chính là toc = 25.4 (mm) Suy ra đường kính ngoài của ống chính là : DOC = 1016 + 2x38 + 2x25.4 = 1142.8 (mm).

Chọn Doc= 1143 mm c Lựa chọn kích thước cho các thanh giằng chéo

Các thanh giằng xiên chủ yếu chịu lực dọc trục, do đó, tỉ số độ mảnh D/t là yếu tố quan trọng để xác định kích thước Ngoài lực dọc, các thanh này còn chịu tác động của áp lực thuỷ tĩnh Tỷ số D/t giúp lựa chọn kích thước phần tử để tránh hư hỏng do áp lực thuỷ tĩnh và vấn đề mất ổn định cục bộ Tỷ số D/t lý tưởng nằm trong khoảng 20 đến 60 Đối với các phần tử chịu nén dọc trục có tỉ số D/t lớn hơn 60, cần kiểm tra khả năng chịu áp lực thuỷ tĩnh và tình trạng mất ổn định tổng thể.

Gọi DOXKi và tOXKi (i = 1÷3) lần lượt là đường kính ngoài và bề dày của các thanh giằng xiên khoang 1, 2 và 3.

Kích thước tiết diện mặt cắt ngang của các thanh giằng xiên phải thoả mãn điều kiện sau đây:

[λ] : Độ mảnh cho phép của phần tử

Với các thanh giằng xiên [λ] = 80. k : Hệ số phụ thuộc vào liên kết ở hai đầu thanh

- Với ống xiên và ống ngang chính k = 0.8

- Với ống ngang k = 0.7 r : Bán kính quán tính của tiết diện

A r= J Với J và A lần lượt là mômen quán tính và diện tích mặt cắt ngang của ống

Từ công thức (5.10) ta có : λ ( ) ≤ [ ] λ

= OXCKi 2 OXCKi 2 OXCKi 2 tt tt t D

Chọn bề dày của các ống giằng xiên bằng đơn vị tOXKi = 1 (mm)

Thay vào giải ra ta được : D OXK 1 Sau khi có DOXKi thay vào điều kiện (2.3) ta tìm được : OXKi 60 OXKi t ≥ D

LỰA CHỌN PHƯƠNG ÁN

1 Tiêu chí lựa chọn phương án a Khả năng chịu lực

Phương án lựa chọn phải là phương án đảm bảo khả năng làm việc an toàn cho công trình. b Khả năng thi công

Phương án lựa chọn phải đảm bảo tính khả thì và phù hợp với khả năng thi công của đơn vị thi công. c Chi phí cho công trình

Lựa chọn phương án xây dựng cần đảm bảo tối ưu chi phí, đồng thời đảm bảo công trình hoạt động hiệu quả và đáp ứng đầy đủ yêu cầu của chủ đầu tư.

2 Phân tích sơ bộ các phương án

Do thời gian hạn chế trong đồ án, việc phân tích các phương án được thực hiện dựa trên đánh giá sơ bộ và kinh nghiệm thiết kế từ các công trình tương tự đã xây dựng ở VSP Các ưu điểm và nhược điểm của từng phương án sẽ được xem xét qua các chỉ số định tính và định lượng.

Ta có các kết quả về khối lương phương án 1 như sau:

Tổng KLCT (T) KLNK (T) KLHB (T) KLVBT (T) KLNTO(T)

- KLNK ( khối lượng nước kèm )

- KLHB ( khối lượng hà bám )

- KLVBT ( khối lượng vữa bơm trám )

- KLNTO ( khối lượng nước trong ống )

Kết quả tính dao động riêng như sau:

Ta có các kết quả về khối lương phương án 2 như sau :

T ổng KLCT (T) KLNK (T) KLHB (T) KLVBT (T) KLNTO(T)

Kết quả tính dao động riêng như sau:

Phân tích kết quả,lựa chọn phương án:

• Phương án 1 có tổng khối lượng chân đế nhỏ hơn,

• 2 phương án có độ cứng tương đương nhau (chu kỳ xấp xỉ bằng nhau),

Chu kỳ dao động riêng của công trình Tr max nhỏ hơn 3 giây và thấp hơn nhiều so với chu kỳ tải trọng, dẫn đến ảnh hưởng của tải trọng động là không đáng kể so với tải trọng tĩnh Do đó, bài toán được giải theo phương pháp tựa tĩnh, và ảnh hưởng của tính chất động được đánh giá thông qua hệ số động (kđ).

Thay các giá trị : ε/ω 1 – Hệ số giảm chấn lấy bằng 0,08

Phân tích các chỉ số định tính

− Chiều dài tính toán của thanh lớn nên phải sử dụng ống có tiết diện lớn hơn.

− Sử dụng nhiều nút đơn giản nên ứng suất tập trung không lớn nên việc tính toán đơn giản hơn.

− Số bậc siêu tĩnh lớn nên dễ xảy ra hiện tượng phá huỷ luỹ tiến.

− Tại nơi tập trung năng lượng sóng do chỉ sử dụng thanh giằng đơn, số thanh giằng ít nên giảm được tải trọng sóng tác dụng lên công trình.

− Nhiều nút đơn giản, số mối hàn ít nên giảm được thời gian thi công và các chi phí khác.

Việc sử dụng thanh giằng chữ X ở khoang cuối cùng không chỉ tăng cường độ cứng cho công trình mà còn làm tăng tải trọng môi trường tác động lên công trình, đồng thời góp phần làm tăng khối lượng tổng thể của công trình.

− Sử dụng thanh giằng chư X tăng độ cứng của công trình nhưng cũng làm tăng tải trọng môi trường tác dụng lên công trình.

− Chiều dài tính toán các thanh nhỏ hơn nên sử dụng ống có tiết diện nhỏ hơn.

− Số lượng nút nhiều nên mối hàn nhiều hơn và phức tạp hơn phương án 1 rất nhiều nên thời gian thi công và chi phí lớn hơn.

− Cấu tạo nút phức tạp hơn phương án 1 nên chi phí cho việc thi công và gia cường tăng.

− Khối lượng kết cấu lớn, nhìn chung sẽ làm tăng chi phí đầu tư.

− Tại vùng tập trung năng lượng sóng do cấu tạo nút phức tạp làm tăng tải trọng sóng tác dụng lên công trình.

3 So sánh lựa chọn phương án a Đặc tính kết cấu.

Cả hai phương án đều cho thấy tổng tải trọng ngang không có sự chênh lệch đáng kể Tuy nhiên, phương án 2 lại có tải trọng sóng lớn hơn do số lượng thanh ở khu vực bề mặt nhiều hơn.

So với các công trình tương tự tại mỏ Bạch Hổ, cả hai phương án đều có độ cứng tổng thể tương đương hoặc cao hơn Điều này được giải thích bởi kích thước, quy mô và khối lượng thượng tầng nhỏ hơn, trong khi đường kính ống chính, cọc và thanh giằng lại bằng hoặc lớn hơn.

So với xu hướng thiết kế kết cấu chân đế giàn khoan biển hiện nay trên thế giới, bao gồm việc giảm số nút và số thanh, tăng đường kính ống, cùng với việc nâng cao kiểm soát chất lượng chế tạo và thi công, phương án 1 cho thấy mức độ phù hợp cao hơn Vật liệu sử dụng cũng đóng vai trò quan trọng trong việc đảm bảo hiệu quả và độ bền của kết cấu.

Khối lượng vật liệu thép ống trong phương án 1 thấp hơn so với phương án 2, điều này cho thấy xu hướng giảm khối lượng các vật tư khác cần thiết cho quá trình chế tạo và thi công Khả năng thi công cũng được cải thiện nhờ vào việc giảm thiểu lượng vật liệu sử dụng.

− Cả hai phương án đều phù hợp với khả năng thi công của VSP.

Phương án 1 sử dụng nút đơn giản với số lượng nút và thanh ít, giúp thi công dễ dàng, tiết kiệm chi phí và thời gian chế tạo Trong khi đó, hai phương án 2 có số lượng nút lớn và phức tạp, làm cho quá trình thi công trở nên khó khăn hơn.

4 Kết luận lựa chọn phương án

Dựa trên các nhận xét từ quan điểm kinh tế và kỹ thuật, phương án 1 nổi bật với nhiều ưu điểm kinh tế, đồng thời đáp ứng các tiêu chí kỹ thuật như khả năng chịu lực và độ tin cậy của công trình Hơn nữa, phương án này còn phù hợp với xu hướng thiết kế kết cấu công trình biển hiện đại trên thế giới Do đó, trong đồ án này, phương án kết cấu số 1 đã được lựa chọn để tiến hành thiết kế các bước tiếp theo.

CHƯƠNG III TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG VÀ TỔ HỢP TẢI TRỌNG i XÁC ĐỊNH CÁC TRƯỜNG HỢP TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN KẾT CẤU

Việc xác định chính xác và đầy đủ các loại tải trọng tác động lên kết cấu là rất quan trọng trong tính toán và thiết kế kết cấu.

Theo quy phạm DnV (Rules for Classification) thì các trường hợp tải trọng chủ yếu khi tính toán đối với công trình biển là :

1 Tải trọng thường xuyên (P) a Tải trọng thượng tầng

Tổng tải trọng đứng của phần thượng tầng là P, được phân bổ đều cho 4 nút tại các đỉnh của khung sàn chịu lực, mỗi nút nhận tải trọng P/4 Tải trọng này có phương tác dụng hướng xuống và được xem là tải trọng tĩnh tác động lên công trình.

Áp lực thủy tĩnh được xác định bằng công thức P/4 = 1500 / 4 = 375 T Áp lực này thay đổi theo khoảng cách từ điểm cần tính đến đáy biển, cho thấy sự biến động của áp lực thủy tĩnh theo độ sâu.

−p : Áp lực thuỷ tĩnh tác dụng lên bề mặt phần tử, N/m 2

−γ : Trọng lượng riêng của nước biển, γ = 1025 kG/m 3

−z : Khoảng cách tính từ đáy biển theo phương đứng, m. c Lực đẩy nổi

Công thức tính toán là:

−q dn : Lực đẩy nổi tác dụng lên vật thể, N.

−ρ : Khối lượng riêng của nước biển, ρ 25kg/m 3

−V : Thể tích choán nước của phần tử, m 3 Đối với phần tử có chứa nước bên trong thì :

= π Đối với phần tử không chứa nước bên trong.

Lực đẩy nổi chỉ áp dụng cho các phần tử kết cấu chìm trong nước, được tính bằng trọng lượng của khối chất lỏng mà phần tử đó chiếm chỗ Hướng của lực đẩy nổi là từ dưới lên trên, thể hiện sự tác động của chất lỏng lên phần tử.

Công thức tính toán là:

−q dn : Lực đẩy nổi tác dụng lên vật thể, N.

−ρ : Khối lượng riêng của nước biển, ρ 25kg/m 3

−V : Thể tích choán nước của phần tử, m 3 Đối với phần tử có chứa nước bên trong thì :

−lực đ ẩy nổi quy về các nút

Nút Tải trọng (T) Nút Tải trọng (T) Nút Tải trọng (T) Nút Tải trọng (T)

Tải trọng môi trường là tải trọng do các yếu tố môi trường gây ra Bao gồm:

−Tải trọng do sóng và dòng chảy.

−Tải trọng do nhiệt độ.

1.3.1.1 Cơ sở lý thuyết

Sóng có ảnh hưởng mạnh mẽ đến các công trình biển, đóng vai trò chủ yếu trong tổng tải trọng ngang tác động lên kết cấu khối chân đế Tác động này mang tính động và cần được xem xét kỹ lưỡng trong quá trình thiết kế và xây dựng.

Tùy thuộc vào tính chất của lực sóng, các phần tử kết cấu ngoài biển được phân chia thành vật thể mảnh và vật thể lớn Đối với vật thể mảnh, lực quán tính và lực cản của sóng có ảnh hưởng đáng kể, trong khi đối với vật thể lớn, nhiễu xạ lại là yếu tố quyết định.

Kích thước công trình không ảnh hưởng đến chế độ chuyển động của sóng, vì vậy tải trọng sóng có thể xác định bằng phương trình Morison Các công trình biển cố định bằng thép kiểu Jacket có kích thước nhỏ (tỉ số D / L < 0.2), và tải trọng sóng cùng dòng chảy tác động lên các thanh được tính toán theo công thức Morison chuẩn tắc Để tổng quát hóa thuật toán, ta xem xét một thanh xiên trong hệ tọa độ xyz.

Từ hình vẽ trên xác định được các cosin chỉ phương của thanh trong hệ tọa độ như sau:

Trong đó: L – chiều dài thanh được tính như sau:

Khi hướng lan truyền sóng trùng với trục x, chuyển động của nước liên quan đến sóng và dòng chảy được mô tả bởi các thành phần vận tốc và gia tốc theo phương ngang (vx, ax), (vy, ay) và theo phương đứng (vz, az) Do đó, thành phần vectơ vận tốc và gia tốc của chuyển động nước tại một điểm được biểu diễn bằng: \( \mathbf{v} = (v_x, v_y, v_z) \) và \( \mathbf{a} = (a_x, a_y, a_z) \).

Phân tính v và a theo các thành phần pháp tuyến và tiếp tuyến so với trục của thanh, ta có: a τ a a  n  +

= ở đây ta chỉ quan tâm đến các thành phần vn và an là gây ra tải trọng sóng

Xác định các thành phần vn này như sau:

Xác định các thành phần an này như sau:

Để tính toán tải trọng phân bố tác dụng lên thanh xiên, ta sử dụng công thức Morison với các đại lượng đã được xác định Công thức tính toán được biểu diễn như sau: \( q = 0,5 \cdot A \cdot C_v + \rho \cdot D \cdot w \) (N/m).

Sau khi xác định các lực phân bố q theo các phương, bước tiếp theo là tổng hợp lực về nút, dựa trên lý thuyết của Cơ Học Kết Cấu.

1.3.1.2 Trình tự tính toán tảI trọng sóng

* Theo tiêu chuẩn API RP 2A WSD thì quy trình tính tải trọng tĩnh của sóng như sau:

Bước 1: Xác định chu kỳ thực của sóng, tính đến ảnh hưởng của dòng chảy (Tapp)

Khi dòng chảy tác động cùng với sóng, nếu dòng chảy đi cùng hướng với sóng, chiều dài sóng sẽ tăng lên, ngược lại, nếu dòng chảy ngược hướng sóng, chiều dài sóng sẽ giảm Do đó, chu kỳ sóng thực tế sẽ khác với chu kỳ sóng trong điều kiện không có dòng chảy Nếu gọi V1 là vận tốc dòng chảy theo hướng sóng và d là độ sâu nước tính toán trong biển, thì khi 2 ≤ 0,01, các yếu tố này sẽ ảnh hưởng đến đặc tính của sóng.

T g d thì có thể sử dụng công thức V gd

T g d thì có thể tính theo đồ thị

Bằng cách sử dụng chu kỳ Tapp, chiều cao sóng H và độ sâu nước d, có thể xác định các thông số động học của sóng phẳng đều Việc áp dụng các lý thuyết sóng thích hợp và tham khảo đồ thị Hình 2.3.1-2 trong API RP 2A WSD sẽ hỗ trợ trong việc tính toán các đại lượng này.

Bước 2: Xác định chuyển động hai chiều của sóng dựa trên các lý thuyết sóng phù hợp với chiều cao, chu kỳ và độ sâu nước tại khu vực xây dựng công trình.

Bước 3: Các thành phần vận tốc và gia tốc theo phương ngang của sóng được điều chỉnh thông qua các hệ số động học, nhằm phản ánh ảnh hưởng của chuyển động sóng (Kinematic Factor).

Dòng chảy được cộng vector với chuyển động sóng để xác định vận tốc và gia tốc tới của phần tử nước, điều này rất quan trọng trong việc áp dụng phương trình Morison.

Bước 5: Điều chỉnh kích thước của thanh do sinh vật biển.

Bước 6: Xác định hệ số cản vận tốc và hệ số quán tính CD và CI, là các hệ số thực nghiệm quan trọng Hệ số cản CD được xem như một hàm của số Reynolds (Re), số Keulegan Carpenter (Kc) và độ nhám (R).

Bước 7: Tính toán tải trọng sóng

Phương trình Morison là phương trình cho phép tính tải trọng sóng F(t), có giá trị

Trong đó: w : Khối lượng riêng của nước biển, w = 1025Kg/m 3 g : Gia tốc trọng trường, g = 9,81m/s 2

A : Diện tích hình chiếu của phần tử kết cấu lên mặt phẳng vuông góc với trục Vx, m 2 /l.

V : Thể tích choán nước của phần tử trên một đơn vị chiều dài, m 3 /m.

CD : Hệ số cản vận tốc phụ thuộc vào bề mặt của phần tử.

Cm : Hệ số nước kèm (hay hệ số quán tính của tải trọng sóng tác dụng lên kết cấu

D : Đường kính ngoài của phần tử có kể đến hà bám, m.

Vx : Thành phần vector vận tốc chiếu lên phương vuông góc với trục của phần tử (m/s):

Vx = Vxsóng + Vxd/c (m/s) ax : Thành phần gia tốc chiếu lên phương vuông góc với trục của phần tử và bỏ qua thành phần gia tốc của dòng chảy.

Việc xác định chính xác các hệ số cản (CD) và mô men (Cm) là một thách thức lớn, vì chúng không chỉ phụ thuộc vào hình dạng và bề mặt của vật cản mà còn bị ảnh hưởng bởi chuyển động của chất lỏng, cụ thể là số Reynolds (Re) và Kenlegan-Carpenter.

Theo tiêu chuẩn API RP 2A-WSD mục 7 trang 15 đối với vật cản là hình tròn thì:

Bề mặt vật cản là nhẵn (Không có hà bám…) CD = 0.65 và Cm = 1.6

Bề mặt vật cản là nhám (Vùng có hà bám, protector…) CD = 1.05 và Cm = 1.2 a Xác định lý thuyết sóng tính toán

Trong mô tả tiền định sóng, việc xác định lý thuyết sóng (LTS) như Airy, Stockes, Cnoidal phụ thuộc vào các thông số sóng như chu kỳ, chiều cao và độ sâu nước Theo tiêu chuẩn API RP 2A-WSD 20 th Edition, để tính toán LTS, cần xác định các tỷ số d/gT², H/gT² và d/L, trong đó d là độ sâu nước tại nơi xây dựng công trình.

T - chiều cao sóng cực đại và chu kỳ sóng với tần suất lặp là 100 năm, L – chiều dài sóng).

Chiều dài sóng được xác định dựa vào công thức sau:

L g π tt πSau khi tính toán, dựa vào đồ thị 2.3.1-3 API RP 2A để tra ra LTS tính toán tương ứng Kết quả tính toán được thể hiện trong bảng sau:

Bảng 6.1: Xác định LTS tính toán

Hướn g N NE E SE S SW W NW

L (m) 166.4361 279.9576 194.2041 408.7787 218.9663 223.9865 207.3055 215.7392 dtt (m) 51.9 51.9 51.9 51.9 51.9 51.9 51.9 51.9 dtt /L 0.30643 0.18217 0.2672 0.1269 0.237 0.23171 0.25 0.24 H/gT 2 0.01038 0.00818 0.00750 0.00161 0.00570 0.00855 0.00658 0.00499 dtt/gT 2 0.04699 0.02438 0.03704 0.01271 0.03242 0.03190 0.03462 0.03295 LTS Stokes 5 Stokes 5 Stokes 5 Stokes 5 Stokes 5 Stokes 5 Stokes 5 Stokes 5

Trong trường hợp tổng quát, khi hướng sóng lệch với trục X của công trình một góc a, và dòng chảy cũng lệch so với hướng sóng, công thức Morison được áp dụng như sau: x = x’.cos a + y’.sin a; y = -x’.sin a + y’.cos a; z = z’.

Suy ra: x=X.cosa + Y.sina; y= -X.sina+ Y.cos a; z =Z-d

Chúng ta đã chọn hệ tọa độ xoz với trục x hướng theo chiều lan truyền sóng, trục z hướng thẳng đứng từ dưới lên, và gốc tọa độ được đặt trên mặt nước.

Để thực hiện tuyến tính hóa hệ phương trình động lực học sóng, chúng ta bỏ qua các số hạng phi tuyến và các vô cùng bé bậc cao Qua một số phép biến đổi, biên độ của mặt sóng so với mực nước tĩnh (S.W.L) được xác định và biểu diễn dưới dạng: η (x,t) = k.

1S n cos[n.(kx-ωt)], gọi là phương trình sóng bề mặt.

Tần số vòng ω và số sóng k liên quan đến chu kỳ T, là khoảng thời gian giữa hai đỉnh sóng liên tiếp qua một điểm cố định Chiều dài sóng L được xác định là quãng đường mà sóng truyền trong một chu kỳ T, với công thức k = L π.

Trong đó C1 và C2 là các thông số tần số của sóng.

Các thành phần vận tốc theo phương ngang (trục x) và phương thẳng đứng (trục z) của phần tử chất lỏng tại tọa độ (x,z) được xác định bằng các công thức sau: v x = ω k ∑ G n sh ch ( ( nkd kz ) ) cos(n(kx- ω t)) và ω c = (g/k.(1+a 2 C 1 +a 4 C 2 ).th(k.d)) 1/2.

Các thành phần gia tốc chuyển động của các phần tử chất lỏng tại tọa độ (x,z) theo phương ngang và phương đứng có thể được xác định gần đúng bằng công thức: a x = k C ∑ 1 n R n.

2 có (nkx-ωt)).Tổng hợp vận tốc sóng, dòng chảy:

+ Tiến hành chiếu vận tốc dòng chảy theo các phương ox và oy của hệ trục tọa độ mới oxy.

+ Thành phần vận tốc tổng hợp sóng và dòng chảy xác định theo công thức cộng vận tốc, chiếu: s v dc v v  

Theo ba phương x, y, z ta được ba thành phần vận tốc tổng hợp như sau:

Vận tốc: Vx= Vdc x+ Vs x;

Vz= Vs z.Gia tốc: ax= as x;

FX=Fx.cosa - Fy.sina; FY= Fx.sina+ Fycosa;FZ= Fz

Thời điểm tính toán sóng:

Để tính toán thời điểm tác động của tải trọng sóng lên công trình, ta sử dụng công thức t = i.T/n Để xác định thời điểm mà tải trọng sóng đạt giá trị lớn nhất, cần vẽ đồ thị profile của sóng.

Phần vẽ Profil của sóng ta tính toán sóng ở 4 thời điểm là t=0, t=T/4, t=T/2 t=3*T/4

330 7.4063 1.9549 5.8308 8.0366 4.2552 -4.0793 2.6797 -6.0519.Pro fil của sóng Stockes bậc 5 có dạng

1.1.2.2 Điều chỉnh giá trị nội lực do lệch tâm

Khi lập sơ đồ hình học tính toán kết cấu, các thanh đồng quy tại nút thường gây khó khăn trong thi công do cấu tạo phức tạp Do đó, người ta thường thiết kế nút theo dạng đơn giản, tức là các nút không đồng quy Phần kiểm tra nút sẽ được điều chỉnh cụ thể, với hệ số điều chỉnh được lấy bằng 1.

1.1.2.3 Kết quả kiểm tra

Đối với sóng hướng NE: Kiểm tra thanh chịu nén + uốn.

Thanh Điều kiện Kết luận về khả năng chịu lực

Tên tiết diện VT pt1 VT pt2 Nén Uốn Nén Uốn Cắt

4 TDTD 0.199 0.313 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn

46 OXKSCL 0.194 0.166 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn

1 KSCL 0.63 0.632 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn

158 OGD1 0.725 0.856 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn

217 OXCK1 0.299 0.279 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn

122 OND1 0.185 0.253 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn

223 OND4 0.122 0.149 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn Đối với sóng hướng NE: Kiểm tra thanh chịu kéo + uốn.

Thanh ĐK Kết luận về khả năng chịu

Tờn Loại VT pt(4) Tờn Loại VT pt(4) Cắt

89 OGD1 0.0377 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn

214 OXCK1 0.2378 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn

123 OND1 0.2658 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn

53 OND4 0.1286 thoả mãn thoả mãn thoả mãn thoả mãn Đối với sóng hướng W : Kết quả kiểm tra thanh chịu nén + uốn và kéo+ uốn

Thanh Điều kiện Kết luận về khả năng chịu lực

Tên tiết diện VT pt1 VT pt2 Nén Uốn Nén + uốn Cắt

5 TDTD 0.144 0.232 Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn

36 OXKSCL 0.105 0.145 Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn

172 KSCL 0.388 0.607 Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn

87 OGD1 0.729 0.862 Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn

217 OXCK1 0.184 0.258 Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn

Thanh ĐK Kết luận về khả năng chịu

Tên tiết diện VT pt1 VT pt2 Nén Uốn Nén + uốn

89 OGD1 0.0635 Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn

123 OND1 0.3059 Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn

214 OXCK1 0.2719 Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn Thoả mãn

Xem chi tiết trong bảng phụ lục tính toán

2 Phần tử nút IV.1.2.1 Điều kiện liên kết tại đầu các thanh chịu kéo và nén

Mối nối tại đầu các phần tử chịu kéo và chịu nén cần được kiểm tra bền theo tải trọng thiết kế, không được nhỏ hơn 50% độ bền thực của phần tử Độ bền thực của các phần tử được xác định bởi tải trọng kéo hoặc nén gây mất ổn định Điều kiện liên kết tại các nút phần tử phải thỏa mãn các tiêu chí nhất định để đảm bảo tính an toàn và hiệu quả.

− Fyc : Cường độ đàn hồi của thanh chủ tại nút, N/m 2

− Fyb : Cường độ đàn hồi của thanh giằng tại nút, N/m 2

− β, ν, τ, θ : Là các thông số hình học.

IV.1.2.2 Đối với nút đơn giản

Các thông số hình học của nút đơn giản được thể hiện trong hình vẽ dưới đây:

Hình 5.1 : Các thông số hình học của nút đơn giản

− θ : Góc hợp bởi giữa ống chủ và các ống nhánh, độ.

− g : Khoảng cách tối thiểu giữa mép trong các ống nhánh.

− t : Chiều dày của ống nhánh, mm.

− T : Chiều dày của ống chủ, mm.

− d : Đường kính ngoài của ống nhánh khảo sát, mm.

− D : Đường kính ngoài của ống chủ, mm.

IV.1.2.3 Kiểm tra chọc thủng nút Ứng suất gây chọc thủng nút được xác định theo công thức: θ τ× ×sin

Trong đó: Ứng suất chọc thủng cho phép trong ống chủ phải nhỏ hơn lực cắt cho phép theo tiêu chuẩn AISC hoặc theo công thức: γ 6 0 y f q Pa

Lưu ý:V Pa phải là giá trị độc lập cho từng tải trọng trong ống nhánh Q q ,Q f là hệ số sử dụng.

− Q q : Là hệ số kể đến loại tải trọng và thông số hình học được xác định trong bảng:

Bảng 5.2 : Hệ số sử dụng Q q

Loại nút và dạng hình học

Loại tải trọng trong ống nhánh

Kéo dọc trục Nén dọc trục Trong mặt phẳng uốn

Trong mọi trường hợp γ không được lấy nhỏ hơn 1.0.

− Qf : Là hệ số kể đến sự tham gia của ứng suất dọc trục danh nghĩa trong ống chính. Giá trị của Qf được tính theo công thức sau:

Trong bài viết, các hệ số ứng suất được xác định như sau: λ= 0.03 cho ứng suất dọc trục trong ống nhánh, λ= 0.045 cho ứng suất uốn trong mặt phẳng ống nhánh, và λ= 0.021 cho ứng suất uốn ngoài mặt phẳng ống nhánh.

AX f f f , , : Các ứng suất do lực dọc trục, mômen uốn trong và ngoài mặt phẳng của ống chính.

Q f cho tất cả ứng suất trong ống chủ chịu kéo Đối với tổ hợp ứng suất dọc trục và ứng suất uốn trong ống nhánh, cần thoả mãn các điều kiện nhất định.

Khả năng cho phép theo điều kiện tải trọng danh nghĩa trong ống nhánh:

− Pa : Lực dọc trục cho phép trong ống nhánh, N.

− Ma : Mômen cho phép trong ống nhánh, Nm.

− Qu : Hệ số cường độ giới hạn, giá trị này thay đổi theo dạng nút và loại tải trọng, chi tiết được trình bày trong bảng:

Loại nút và dạng hình học

Loại tải trọng trong ống nhánh

T & K (3.4+19λ) Đối với tổ hợp tải trọng dọc trục và momen uốn trong ống nhánh, phải thoả mãn các điều kiện sau:

1.2.5.1 Xác định các thành phần nội lực trong và ngoài mặt phẳng

a.Kiểm tra các nút hướng NE

Tại nút 17: Hướng sóng NE

Có sự quy tụ của các thanh: 10, 15, 40, 74, 106, 210, 211, 216, 217 Trong đó thanh

217 có nội lực mà khả năng chọc thủng ống chính 10 là lớn nhất.

Có sự quy tụ của các thanh: 11, 12, 32, 42, 211, 215, 228, 238 Trong đó thanh 215 có nội lực mà khả năng chọc thủng ống chính 5 là lớn nhất.

Có sự quy tụ của các thanh: 5, 54, 221, 223, 233, 237 Trong đó thanh 214 có nội lực mà khả năng chọc thủng ống chính 14 là lớn nhất.

Tên Thanh Thanh Nội lực của ống chính

KN(m) Nội lực của ống nhánh, KN(m)Nút chính nhánh N(AX) M(IPB) M(OPB) N(AX) M(IPB) M(OPB) Q22 Q33 b.Kiểm tra các nút hướng W

Có sự quy tụ của các thanh: 10, 15, 40, 74, 106, 210, 211, 216, 217 Trong đó thanh 217 có nội lực mà khả năng chọc thủng ống chính 10 là lớn nhất.

Có sự quy tụ của các thanh: 11, 12, 32, 42, 59, 211, 215, 228, 238 Trong đó thanh 215 có nội lực mà khả năng chọc thủng ống chính 11 là lớn nhất.

Có sự quy tụ của các thanh: 5, 54, 221, 223, 233, 237 Trong đó thanh 233 có nội lực mà khả năng chọc thủng ống chính 5 là lớn nhất.

Tên Thanh Thanh Nội lực của ống chính

KN(m) Nội lực của ống nhánh, KN(m) Nút chính nhánh N(AX) M(IPB) M(OPB) N(AX) M(IPB) M(OPB) Q22 Q33

1.2.5.2 Kết quả kiểm tra

Tên Thanh Thanh Đặc trưng tiết diện, m

Nội lực của ống chính

KN(m) Nội lực của ống nhánh, KN(m) N(AX) M(IPB) M(OPB) N(AX) M(IPB) M(OPB) Q22 Q33 -6401.7 581.69 112.99479 -916.089 -32.15494 -177.8 37.809 2.3466 -7916.6 490.23 191.3675 -1235.71 50.310323 -227.74 46.036 -3.325 -8393.4 721.08 -527.2967 -1526.23 -104.7496 -88.937 -29.003 -1430.3 Tên Thanh Thanh Điều kiện kiểm tra

Nút chính nhánh ĐK 1 ĐK 2

Tên Thanh Thanh Đặc trưng tiết diện, m

Nội lực của ống chính KN(m) Nội lực của ống nhánh, KN(m)

N(AX) M(IPB) M(OPB) N(AX) M(IPB) M(OPB) Q22 Q33 -5832.4 274.29 57.116882 -836.453 -11.8471 -174.66 37.227 1.2328 -5679.9 245.16 -5.380386 -898.019 24.088181 -229.72 45.93 -1.5522 -7608.9 298.06 -13.80243 -1008.53 -3.899378 -82.512 -27.981 -1.0659 Tên Thanh Thanh Điều kiện kiểm tra

Nút chính nhánh ĐK 1 ĐK2

Các nút có khả năng chọc thủng lớn nhất đã được kiểm tra và đều thỏa mãn điều kiện không bị chọc thủng, do đó không cần gia cố Việc tính toán kiểm tra cọc được thực hiện theo tiêu chuẩn API RP-2A-WSD.

IV.2.1 Bài toán sức chịu tải dọc trục:

Trong phần này chỉ tính cọc chịu tải trọng dọc trục.

Sơ đồ chịu tải của cọc trong đất như sau:

+ Xét sơ đồ chịu tải của cọc trong đất như sau:

Sơ đồ chịu tải của cọc trong đất.

Chiều sâu thực tế của cọc trong đất không phải chỉ là khoảng cách từ đáy biển đến mũi cọc, mà là chiều sâu nơi có sự ma sát giữa đất và thân cọc Do đó, chiều dài thực tế làm việc của cọc được xác định bằng chiều dài cọc từ đáy biển đến mũi cọc, trừ đi phần Z0, là chiều dài cọc không tham gia làm việc.

+ Vùng đất mặt bị phá hoại do quá trình thi công hoặc do tác dụng của tải trọng ngang.

+ Hiện tượng xói mòn. ở đây Z0 được lấy như sau:

Cọc trong công trình biển cố định, được thi công bằng phương pháp đóng, thường là các cọc vành khuyên Khi tính toán, cần xác định liệu cọc có bịt đầu hay không Hình vẽ minh họa hai trường hợp: trường hợp 1 là cọc bịt đầu và trường hợp 2 là cọc không bịt đầu.

IV.2.1.1 Trường hợp cọc chịu nén:

Sức chịu tải tổng thể của cọc chịu nén:

Q d = f + P P −Trong đó: i u o : diện tích xung quanh thanh ngoài của cọc trong phân tố đất thứ i + QP1: sức kháng mũi tính với sơ đồ (1)-Giả thiết cọc bịt kín đầu.

Ap: tổng diện tích tiết diện tại mũi cọc.

Awp: diện tích mặt cắt tiết diện cọc.

Asp: diện tích tiết diện lõi đất (đất trong cọc).

+ QP2: sức kháng mũi tính với sơ đồ (2) – sơ đồ cọc hở đáy.

Trong đó : i f i : ma sát đơn vị trong thành cọc. u i i : diện tích xung quanh thành trong của cọc trong phân tố đất thứ i

+ W’: trọng lượng của cọc chiếm chỗ đất.

Trong đó : γ p : trọng lượng riêng của vật liệu làm ống. γ s : trọng lượng riêng của đất. Điều kiện để cọc đủ sức chịu tải:

Khi tính toán sức chịu tải cọc khi chịu nén cần xác định cho đúng trường hợp cọc bịt đầu hay không bịt đầu

+ Cọc được coi là bịt đầu khi Qp1< Qp2.

+ Cọc được coi là không bịt đầu khi Qp1> Qp2.

Trong cả hai trường hợp, dù có bịt đầu hay không, khả năng chịu lực của cọc luôn được xác định bằng giá trị nhỏ hơn giữa Qp1 và Qp2.

V.2.1.2 Trường hợp cọc chịu kéo:

Sức chịu tải tổng thể của cọc chịu kéo:

W’’ là trọng lượng của cọc sau khi trừ đi lực đẩy nổi và bao gồm toàn bộ lõi đất bên trong cọc Trọng lượng riêng đẩy nổi γb được xác định dựa trên trọng lượng riêng của nước γw.

D : tỷ trọng của đất ; e : hệ số rỗng của đất

Nếu chỉ có một lớp đất đồng nhất và tiết diện cọc không thay đổi ta có :

+ Qf : được xác định theo (3.2)

N + max : lực kéo lớn nhất tại đầu cọc

SF : hệ số an toàn (SF =1.5 - 2)

IV.2.2 Xác định các đại lượng phục vụ tính toán:

IV.2.2.1 Lực ma sát đơn vị giữa thành cọc và nền đất:

+ Đối với đất dính: f = α.Cu

Trong đó: α: hệ số không thứ nguyên.

Cu: cường độ kháng nén không thoát nước.

– Hệ số không thứ nguyên α được xác định theo công thức sau: α = 2 Ψ

1 Ψ (nếu ψ>1.0) Điều kiện khống chế α1 thì lấy α=1)

Giá trị của ψ được tính như sau ψ= ' v

C u σ tính cho điểm đang xét. p0=∑γ i Hi

Trong đó: p0: là áp lực đất hiệu quả tại vị trí tính toán. γ i : trọng lượng riêng đẩy nổi của lớp phân tố đất thứ i.

Hi: chiều dày lớp đất thứ i.

Với đất dính thì ma sát đơn vị trong thành cọc và ngoài thành cọc bằng nhau (fi=fo). + Đối với đất rời: f = K.p0.tgδ Trong đó :

Hệ số áp lực ngang của đất vào cọc được xác định là k = 0.8 đối với cọc đóng không bịt đầu và k = 1 đối với cọc đóng bịt đầu Áp lực hiệu quả tại điểm đang xét được ký hiệu là p0, trong khi đó, góc ma sát giữa thành cọc và đất được ký hiệu là δ.

Có thể tính sơ bộ : δ =ϕ−5 0 ( ϕ :là góc ma sát trong của đất ). fo: không vượt quá fgh, nếu vượt quá thì lấy fo = fgh.

V.2.2.2 Lực kháng mũi đơn vị tại đầu cọc

C u : cường độ kháng nén không thoát nước.

+ Đối với đất rời: q=p0.Nq

Nq: Hệ số không thứ nguyên phụ thuộc vào góc ma sát δ ; tra bảng 6.4.3 -1 trang

Góc ma sát giữa cọc và đất nền δ

Giá trị lớn nhất của lực ma sát bề mặt fgh

Giá trị lớn nhất của lực kháng mũi cọc

0 12.0 b.Trường hợp cọc chịu nhổ:

Cách tính tương tự như đối với cọc chịu nén nhưng không kể đến lực chống đầu cọc

IV.2.3 Tính toán móng cọc :

Ta giả sử chiều sâu hạ cọc là 57 (m)

+Xác định sức chịu tải của cọc: hướng NE

Ta chỉ cần kiểm tra cho trường hợp tổ hợp tải trọng cho nội lực đầu cọc lớn nhất, trường hợp tổ hợp theo hướng NE

Theo cách tính trên ta xác định giá trị của các đại lượng như bảng sau: Đường kính cọc, m Đường kính cọc, m

Kết quả tính toán cho thấy công trình các cọc đều chịu nén.

Cọc chịu nén có lực nén lớn nhất là N = -9352 (kN)

Theo kết quả tính toán trong bảng phụ lục, các cọc chịu nén đều đáp ứng điều kiện sức chịu tải Do đó, chiều sâu hạ cọc 57 mét được chọn là hợp lý và thỏa mãn yêu cầu.

Trường hợp chịu nén: Sức chịu tảI của cọc là 1704 T > N - max= 935.2 T sức chịu sức chịu tải cực hạn tải cực hạn của cọc của cọc chịu nén chịu nhổ

Lớp đất Độ sâu lớp, m W''i ,KN ĐÁNH GIÁ

Tại độ sâu z = 44.2 5950.2 0.0 258.6Không TM 44.2 45.0 6069.7 9.2 385.7Không TM 45.0 46.0 6219.2 11.5 422.6Không TM 46.0 47.0 6368.7 11.5 429.0Không TM 47.0 48.0 6518.1 11.5 435.4Không TM 48.0 49.0 6667.6 11.5 441.9Không TM 49.0 50.0 6817.1 11.5 448.3Không TM 50.0 51.0 6966.5 11.5 454.7Không TM

Tại độ sâu z = 51.0 6853.0 0.0 302.2Không TM 51.0 52.0 6952.8 11.1 411.2Không TM 52.0 53.0 7052.6 11.1 417.4Không TM 53.0 54.0 7152.4 11.1 423.5Không TM 54.0 55.0 7252.1 11.1 429.7Không TM 55.0 56.2 7371.9 13.3 457.7Không TM

Tại độ sâu z = 56.2 13805.0 0.0 334.2Thỏa mãn 56.2 57.0 14200.2 9.0 647.0Thỏa mãn 57.0 58.0 14699.9 11.2 736.0Thỏa mãn 58.0 59.0 15206.1 11.2 748.7Thỏa mãn 59.0 60.0 15718.7 11.2 761.3Thỏa mãn 60.0 60.7 16081.4 7.9 648.5Thỏa mãn

Tại độ sâu z = 60.7 9435.0 0.0 362.3Thỏa mãn 60.7 62 9730.7 14.8 670.2Thỏa mãn

62 62.8 9912.7 9.1 560.0Thỏa mãnKết quả tính toán chi tiết được trình bày trong phần phụ lục

Phương án thi công

Phương pháp thi công khối chân đế giàn RC5 sử dụng kỹ thuật quay lật Panel, một phương pháp phổ biến hiện nay Trong quy trình này, các ống chính và ống nhánh của Mặt đứng được hàn tổ hợp trực tiếp tại bãi lắp ráp.

− Các mặt đứng sau khi được tổ hợp thì tiến hành quay dựng các mặt đứng về vị trí thẳng đứng.

Tiến hành hàn các vách cứng và phần tử không gian theo vị trí thiết kế nhằm liên kết các mặt đứng, hoàn thiện khối chân đế dạng không gian.

Phương pháp này có những ưu điểm và nhược điểm sau : Ưu điểm của phương án là:

Giảm thiểu số lượng mối hàn trên cao giúp hạn chế biến dạng do hàn, từ đó rút ngắn thời gian thi công và tăng tiến độ công việc Việc thi công và kiểm tra chất lượng mối hàn trên cao thường gặp khó khăn, nên việc giảm số lượng mối hàn là giải pháp hiệu quả.

Nhược điểm của phương án là:

Công tác kiểm tra và căn chỉnh kích thước cần đạt độ chính xác cao, đòi hỏi thiết bị hiện đại và chuyên viên có trình độ chuyên môn cao cùng với kinh nghiệm phong phú Phương án này cũng yêu cầu huy động một lượng lớn máy móc, thiết bị và nhân công.

Công tác chuẩn bị

Trước khi bắt đầu thi công giàn RC5, cần kiểm tra mặt bằng thi công và dọn dẹp sạch sẽ các thiết bị, vật tư không liên quan Đồng thời, hãy chuẩn bị đầy đủ các thiết bị cần thiết cho quá trình thi công.

Cần cẩu được lựa chọn dựa trên định mức ca máy, đảm bảo số lượng và số ca cẩu phù hợp với khối lượng và tiến độ thi công Năng lực của cần cẩu cần tương thích với trọng lượng và kích thước hình học của kết cấu khối chân đế để đảm bảo hiệu quả trong quá trình thi công.

− Xe nâng: được lựa chọn theo quy mô trọng lượng của các cấu kiện trong khối chân đế.

− Hệ thống các giá đỡ: được lựa chọn theo sơ đồ bố trí giá đỡ, từ đó lựa chọn số lượng và chủng loại giá đỡ.

Các thiết bị hàn, trạm phát điện, máy siêu âm, máy cắt hơi, máy mài và máy phun sơn được lựa chọn dựa trên quy mô của khối chân đế, số ca máy sử dụng và số lượng thiết bị cần thiết để đáp ứng tiến độ thi công công trình.

Sau khi lựa chọn các thiết bị, cần bố trí chúng trong tổng mặt bằng thi công một cách hợp lý để đảm bảo tiện lợi cho quá trình thi công Đồng thời, việc chuẩn bị vật tư cũng rất quan trọng để tiến độ công việc được thực hiện suôn sẻ.

Các loại vật tư phục vụ cho quá trình thi công bao gồm:

− Các loại thép tròn, thép tấm, thép định hình.

− Các loại que hàn phù hợp với các loại thép chế tạo khối chân đế.

− Các loại sơn để sơn khối chân đế.

− Các loại cáp cẩu, móc cẩu, dây chằng phục cụ thi công.

Số lượng vật tư cần chuẩn bị cho từng giai đoạn thi công phải được xác định rõ ràng Việc bảo quản và bảo dưỡng các loại vật tư là rất quan trọng để đảm bảo đáp ứng các yêu cầu kỹ thuật và chất lượng của công trình Đồng thời, cần chuẩn bị nhân lực phù hợp để thực hiện các công việc thi công một cách hiệu quả.

+ Những người tham ra xây dựng công trình cần phải được kiểm tra lại tay nghề và được cấp chứng chỉ cho phép tham ra xây dựng công trình.

Quy trình thi công khối chân đế trên bãi láp ráp

Để bắt đầu, cần xác định vị trí khối chân đế trên bãi lắp ráp Tiếp theo, hãy đánh dấu vị trí của các giá đỡ và liên kết chúng với mặt bãi Việc thiết kế và bố trí các giá đỡ phải tuân thủ đúng theo yêu cầu chế tạo, như được thể hiện trong hình 6.1.

Trong thi công xây dựng công trình sử dụng 3 loại giá đỡ:

Giá đỡ ống chính loại K1 là một thiết bị có cấu trúc hai ống lồng vào nhau, với khả năng xoay từ vị trí nằm ngang sang thẳng đứng nhờ vào khớp ở mặt trên Các giá đỡ này được lắp đặt trên hệ thống dầm thép và được bố trí tại các nút của ống chính trong mỗi mặt đứng, đảm bảo tính ổn định và hiệu quả trong việc hỗ trợ ống chính.

Giá đỡ ống chính loại K2 có cấu trúc tương tự như loại K1, được sử dụng để nâng đỡ và giữ các đoạn ống chính trong quá trình hàn tổ hợp.

− Giá đỡ ống nhánh: nguyên lí cấu tạo cũng giống như hai loại giá đỡ trên, chiều cao của giá có thể thay đổi bởi hệ thống vít.

Sau khi hoàn thành việc bố trí các giá đỡ, cần kiểm tra cao độ của chúng bằng máy thủy bình Việc điều chỉnh phải đảm bảo rằng các cao độ của giá đỡ phù hợp với thiết kế đã được phê duyệt.

Sau khi lắp đặt các ống chính, tiến hành đo khoảng cách giữa các thanh trong mặt đứng và xác định đường tâm của chúng Các đoạn ống được đánh số theo thứ tự để đảm bảo căn chỉnh chính xác với vị trí đã xác định Khi các ống đã đạt đủ khoảng cách yêu cầu, quá trình hàn gá để cố định vị trí các đoạn ống sẽ được thực hiện.

− Kiểm tra kích thước, căn chỉnh lại kích thước theo đúng tiêu chuẩn đã qui định và tiến hành hàn tổ hợp các đoạn ống chính.

Để bố trí giá đỡ cho các ống nhánh, cần xác định vị trí và khoảng cách lắp đặt các thanh ngang và thanh xiên trên hai ống chính Sử dụng sơn để đánh dấu giao điểm của ống chính với tâm của các ống nhánh, từ đó xác định vị trí đường bao và giao điểm giữa các ống nhánh và ống chính.

Hình 7.2: Chế tạo mặt đứng chính A và B

Bước 3: Quay dựng mặt đứng A về vị trí thẳng đứng

Dựa vào kích thước hình học và khối lượng công trình, cùng với bảng tính toán trọng tâm của Mặt đứng A, chúng ta sẽ lựa chọn cẩu phù hợp cho việc quay lật Đồng thời, cần bố trí các điểm móc cáp tại vị trí nút của ống chính, tương ứng với các mặt ngang trung gian.

Hai cẩu đồng thời nhấc Mặt đứng A và đưa nó về vị trí thẳng đứng Sau khi điều chỉnh để đảm bảo ổn định, tiến hành cố định Mặt đứng A tại vị trí thẳng đứng.

Hình 7.3: Quay lật Panel A về vị trí thẳng đứng

Bước 4: Lắp đặt các vách cứng và các thanh xiên không gian liên kết mặt đứng A được thể hiện trong bản vẽ.

− Sau khi cố định Mặt đứng A tiến hành kiểm tra căn chỉnh khoảng cách, vị trí mặt đứng

− Đưa các vách cứng vào vị trí lắp dựng, thứ tự lắp dựng lần lượt là V2, V3, V1,và V4.

Quá trình lắp dựng tổ hợp các mặt ngang với mặt đứng A bao gồm việc sử dụng cẩu để đưa các mặt ngang vào vị trí Sau đó, tiến hành hàn gá các mặt ngang với mặt đứng A, đảm bảo căn chỉnh kích thước đúng theo thiết kế Cuối cùng, thực hiện hàn tổ hợp cố định các thanh vào mặt đứng A.

Hình 5.4: Lắp dựng các vách cứng và các thanh không gian

− Việc quay dựng mặt đứng B được thực hiện tương tự như lắp dựng Panel A.

Sau khi cố định mặt đứng B, cần tiến hành căn chỉnh mặt đứng B theo vị trí thiết kế chính xác Tiếp theo, hàn cố định mặt đứng B với mặt đứng A thông qua các vách cứng và thanh xiên không gian để đảm bảo sự ổn định và chắc chắn cho cấu trúc.

Bước 5 : Hoàn thiện kết cấu chân đế được thể hiện trong (hình vẽ 6.5)

Sau khi hoàn thành việc tổ hợp khối chân đế, các hệ thống phụ được lắp ráp đồng thời, bao gồm hệ thống phễu đỡ ống dẫn dầu, các cục Protector và các thiết bị hỗ trợ cho thi công ngoài biển.

−Lắp các cáp nâng hạ, phục vụ cho công tác hạ thuỷ và đánh chìm khối chân đế.

Hình vẽ 7.5 Hoàn thiện khối chân đế

− Lắp dựng sàn chống lún

−Sàn chống lún được lắp đặt tại Diafragma cuối cùng, được chế tạo bởi các loại thép tấm và thép hình chữ I.

−Sàn chống lún được hàn tại các vị trí chân các ống chính.

Quá trình lắp đặt sàn chống lún bắt đầu bằng việc sử dụng cẩu để đưa các tấm sàn vào vị trí thiết kế Sau khi căn chỉnh chính xác, các tấm sàn sẽ được hàn liên kết với khối chân đế để đảm bảo tính ổn định và an toàn cho công trình.

Hình7.6 Lắp sàn chống lúnLắp ráp và chế tạo cọc:

− Cọc được chế tạo ở khu vực máy hàn tự động, các quá trình nối ống giống như nối các đoạn ống chính với các yêu cầu chế tạo sau:

− Khe hở, góc vát phải đúng, bề mặt lắp ráp phải được mài nhẵn.

− Các chi tiết móc cáp phải được hàn với cọc ngay trên bờ.

− Tất cả các mối hàn phải được kiểm tra kỹ lưỡng.

− Đoạn cọc sau khi chế tạo song thì tiến hành cẩu vận chuyển xuống tàu cẩu Trường Sa.

− Chế tạo và lắp dựng giá cập tàu:

Giá cập tàu được lắp ráp và chế tạo tại khu vực bãi lắp ráp, với cấu trúc khung không gian và các vòng đệm cao su giúp giảm chấn khi cập tàu Quá trình lắp ráp phải tuân thủ đúng kích thước thiết kế và sau khi hoàn tất chế tạo, giá cập tàu sẽ được sơn phủ.

− Tàu cẩu nổi Hoàng Sa

Chuẩn bị các trạm lặn:

− Trạm lặn nông ở ven bờ.

− Trạm lặn sâu ở ngoài khơi b Hạ thủy khối chân đế tử bãi lắp ráp xuốn xà lan a Giai đoạn 1

Tiến hành quay khối chân đế theo phương dọc tại mép cảng để thuận tiện cho việc cẩu lên xà lan và đưa đến vị trí xây dựng Quá trình này sử dụng cẩu trên bờ kết hợp với cẩu nổi Hoàng Sa Sau khi hoàn tất việc quay khối chân đế, cẩu Hoàng Sa sẽ được đưa ra ngoài và xà lan sẽ được đưa vào mép cảng để chuẩn bị cho giai đoạn tiếp theo.

− Dùng cẩu nổi Hoàng Sa cẩu khối chân đế lên xà lan

− Căn chỉnh và kiểm tra lại vị trí của khối chân đế trên xà lan đúng thiết kế.

− Hàn cố định các ống giữa khối chân đế và xà lan.

Sử dụng tàu kéo để di chuyển xà lan và khối chân đế ra xa bờ cảng, đến khu vực không cản trở giao thông trong cảng Sau đó, neo các tàu kéo và giữ xà lan khối chân đế ổn định Chờ đợi thời điểm thuận lợi để đưa khối chân đế đến vị trí xây dựng.

Hình 7.7: Cẩu lắp khối chân đế lên xà lan c Vận chuyển khối chân đế ra vị trí xây dựng a Công tác chuẩn bị

Tiêu đề	Thiết Kế KCĐ Giàn Đỡ Đầu Giếng RC5
Tác giả	Nguyễn Đức Dũng
Người hướng dẫn	Mai Hồng Quân
Trường học	Trường Đại học Xây dựng Hà Nội
Chuyên ngành	Xây dựng
Thể loại	Đồ Án Tốt Nghiệp
Năm xuất bản	2010
Thành phố	Hà Nội

Định dạng
Số trang	220
Dung lượng	43,86 MB