Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Tương tác giữa khung và móng sử dụng mô hình móng với lý thuyết chảy dẻo nhiều mặt

2.2 Phân tích tương tác trong trường hợp mô hình không xét đến móng và có xét đến móng sử dụng mô hình móng với lý thuyết chảy dẻo một mặt và nhiều mặt.. Mô hình móng sử dụng lý thuyết c

GIỚI THIỆU CHUNG

TỔNG QUAN

Hiện nay, việc xây dựng các công trình ngoài khơi ngày càng phổ biến nhằm phục vụ cho các công trình dầu khí và các công trình cho nguồn năng lượng tái tạo

- Các loại móng thường được sử dụng cho các công trình nói trên, bao gồm :

 Móng cọc : có cơ sở lý thuyết tính toán và thực nghiệm rõ ràng Tuy nhiên trong điều kiện thi công ngoài khơi, phương án móng này khá tốn kém và khó thi công

 Móng spudcan : đã có cơ sở lý thuyết tính toán rõ ràng Tuy nhiên, loại móng này là móng nông nên chỉ phù hợp với độ sâu đáy biển từ 10-20m

 Ngoài ra, một loại hình móng nông khác đang được nghiên cứu là suction caisson (tạm dịch : móng giếng chìm hạ bằng phương pháp hút nước) Loại móng này có thể sử dụng được ở những độ sâu lớn và giá thành rẻ, dễ thi công hơn phương án móng cọc Đáy biển Sóng 100 m

- Mô hình tính cho kết cấu theo chương trình SOS_3D:

 Phần tử hữu hạn (FEM) cho các phần tử thanh trong khung không gian trong giai đoạn đàn hồi tuyến tính

 Tải trọng gió và sóng : đã có các nghiên cứu về lực gió và sóng (Bienen and Cassidy, 2006) [3]

- Mô hình móng theo chương trình ISIS:

 Chương trình này được thiết lập cho việc phân tích ứng xử của các loại móng nông hình tròn, spudcan và suction caisson

Caisson Đáy biển Sóng Trụ đỡ kết cấu Tuabin

Trụ đỡ kết cấu Tuabin

(a) Móng caisson đơn (b) Móng nhiều caisson

Hình 1.3 Móng Caisson cho tuabin gió [2] (Lam Nguyen Sy – 2005)

Hình 1.2 Lắp đặt caisson bằng cách hút nước [2](Lam Nguyen Sy – 2005)

 Ứng xử đất nền được xét trong cả giai đoạn đàn hồi [4,5,6,7,8], đàn dẻo [9,10,11] Đặc biệt, các ứng xử của nền còn được mô phỏng theo lý thuyết dẻo nhiều mặt áp dụng cho đất nền là sét và cát trong các nghiên cứu của Nguyễn Sỹ Lâm (2005) [2].

ĐẶT VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU

Để hiểu được ứng xử của móng trong phân tích kết cấu và tìm một phương pháp tính toán thiết thực cho các kỹ sư, cần thiết phải phát triển một mô hình "force - resultant" (đáp ứng về lực) đóng gói ứng xử tổng quát của móng hoàn toàn dưới dạng lực và chuyển vị tương ứng thông qua một điểm tham chiếu Khái niệm này cũng được gọi là "macro - element" (phần tử vĩ mô hay phần tử tổng thể) Các ưu điểm chính dự kiến từ mô hình này là nó có thể được thực hiện dễ dàng và chính xác trong một chương trình phân tích duy nhất và có khả năng phân tích sự tương tác giữa kết cấu với móng (Nguyễn Sỹ Lâm (2005)) [2]

Khái niệm “Macro – element” là gói gọn mô hình tính toán móng phức tạp trong luật ứng xử của nó và thông tin đưa ra chỉ thông qua một điểm Điểm này sẽ xuất ra các kết quả tính về chuyển vị và lực Đây là cũng điểm dùng để kết nối với kết cấu bên trên, qua điểm này, kết cấu bên trên có thể cập nhật các thông tin phản ánh trạng thái nền móng tương ứng Từ đó, nội lực của kết cấu bên trên sẽ được thay đổi phù hợp

Khả năng kết nối giữa móng với kết cấu bên trên khi sử dụng hai chương trình

(a) Móng Caisson Điểm tải trọng tham chiếu(LRP) Đường bùn d

M R t Mặt đất phẳng lý tưởng

H R r Điểm tải trọng tham chiếu(LRP)

PHẠM VI NGHIÊN CỨU

Luận văn giới hạn nghiên cứu trong trường hợp có thể ứng dụng cụ thể

Chọn giàn khoan 3 chân ngoài khơi, với kích thước có sẵn

- Tải trọng gió : theo nghiên cứu của giáo sư Cassidy, M J., 1999 [12](Non-linear analysis of Jack-Up structures subjected to random waves D Phil thesis, University of Oxford) Xem lực gió (bỏ qua sóng, một môn nghiên cứu khác để biến thành lực) dưới hình thức tĩnh hóa thành các lực tĩnh thay đổi chiều theo các bước tải

Hình 1.5 Sơ đồ kết cấu giàn khoan và mô hình số

CẤU TRÚC CỦA LUẬN VĂN

Từ những nội dung nghiên cứu như trên, tác giả dự kiến nội dung của luận văn này gồm 6 chương như sau:

Chương 1: GIỚI THIỆU CHUNG Chương 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT Chương 3: MÔ HÌNH ÁP DỤNG CHƯƠNG TRÌNH TƯƠNG TÁC

Chương 4: VÍ DỤ TÍNH TOÁN Chương 5: NHẬN XÉT - KẾT LUẬN

Luận văn này được chia làm 05 chương

- Chương 1 giới thiệu chung về đặt vấn đề nghiên cứu, mục tiêu nghiên cứu, phạm vi nghiên cứu và cấu trúc của luận văn

- Chương 2 là toàn bộ cơ sở lý thuyết tính toán được áp dụng cho luận văn này, và phương pháp tính toán

- Chương 3 gồm toàn bộ nội dung mô hình áp dụng chương trình tương tác

- Chương 4 là toàn bộ kết quả nghiên cứu áp dụng cho ví dụ tính toán đối với mô hình cụ thể của giàn khoan 3 chân ngoài khơi trong trường hợp móng spudcan và thảo luận chung về kết quả nghiên cứu

- Chương 5 là các nhận xét, đánh giá và rút ra kết luận cho các kết quả tính toán nhằm để đưa ra các lời khuyên hữu ích trong thiết kế công trình

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT

CƠ SỞ LÝ THUYẾT

GIỚI THIỆU CHƯƠNG TRÌNH SOS_3D

Chương trình SOS_3D (Simulation of Offshore Structures complete with their foundations and environmental loading in 3Dimensions) [3] (BienenandCassidy, 2006) là chương trình phần tử hữu hạn có khả năng phân tích tương tác đất và kết cấu của công trình ngoài khơi theo 2 chiều hoặc 3 chiều Nó được phát triển để đáp ứng nhu cầu công cụ phân tích tiên tiến nhằm đánh giá các công trình đặc biệt về giàn khoan Các ứng dụng khác có thể bao gồm các tuabin gió ngoài khơi

Chương trình có cách tiếp cận đến cả 3 thành phần tương tác gồm kết cấu, móng và tải trọng môi trường (gió, sóng và nước) Tất cả các mô hình được phát triển đến mức độ hoàn chỉnh

Hệ tọa độ tổng quát được chọn trong SOS_3D tuân theo quy luật tay phải như Hình 2.1

Hình 2.1 Hệ tọa độ tổng quát và ký hiệu

Các thành phần ma trận gồm có ma trận khối lượng [M ], ma trận cản [C ] và ma trận độ cứng [K ] , sao cho việc phân tích bài toán có thể được thiết lập theo phương trình (2.1)

Trong đó {x} là gia tốc, {x} là vận tốc, {x} là chuyển vị và {P}là tải trọng ngoài tác động

Cả hai ma trận khối lượng và ma trận độ cứng được đánh giá trước tiên trong hệ tọa độ địa phương của mỗi phần tử Các ma trận này sau đó được chuyển đổi sang hệ tọa độ tổng quát bằng cách dùng ma trận chuyển   B , xem phần 2.2.1 phân tích tuyến tính và 2.2.2 phân tích phi tuyến tương ứng Từ những ma trận phần tử tổng quát, các ma trận tổng quát [ ]M và [ ]K cho toàn bộ kết cấu được lắp ghép Ma trận cản được phát triển từ ma trận độ cứng tổng quát và ma trận khối lượng kết cấu và do đó không cần thiết chuyển đổi nữa

Trong phân tích tổng hợp của sự tương tác móng-kết cấu- chất lỏng, không những kết cấu mà còn điều kiện móng và trạng thái thủy động học góp phần vào các ma trận này Mô phỏng sự tương tác móng – kết cấu bằng mô hình ISIS (thay vì dùng ngàm hoặc cố định tại móng) ảnh hưởng đến ma trận khối lượng, ma trận cản và ma trận độ cứng Chi tiết được trình bày trong phần 2.5.1 Tương tự, tải trọng sóng đưa thêm lực cản 2.5.2

Các phần sau đây chi tiết các mô hình làm việc trong SOS_3D, giải thích các tương tác giữa chúng và cung cấp thông tin về phương pháp giải.

MÔ HÌNH KẾT CẤU

Tất cả kết cấu với độ cứng hữu hạn làm chệch hướng khi chịu tải Tuy nhiên, đối với bài toán biến dạng nhỏ liên quan đến kích thước các kết cấu, chuyển vị sẽ ảnh hưởng không đáng kể đến phản ứng tổng quát của kết cấu đối với trạng thái tải trọng cho trước, do đó đủ để đánh giá trạng thái cân bằng lên kết cấu không biến dạng, tức là, để thực hiện phân tích theo thứ tự trước tiên (hoặc tuyến tính) Vì vậy, ma trận độ cứng tổng quát của kết cấu vẫn không thay đổi trong suốt quá trình phân tích

Việc xây dựng ma trận độ cứng tuyến tính của dầm trong hệ tọa độ địa phương, theo quy luật tay phải và và hướng sao cho trục x địa phương trùng với tâm hoặc trọng tâm phần tử, theo các nghiên cứu (e.g Przemieniecki (1968) [13], Livesley (1975) [14], Coates et al (1994)) [15] và được thể hiện trong phương trình (2.2)

Với E là modun đàn hồi Young, A tiết diện mặt cắt ngang, I j momen quán tính xung quanh trục j , l chiều dài phần tử, G modun chống cắt và J momen xoắn quán tính Đối với dầm 2 phương chỉ có 3 bậc tự do tại mỗi nút phần tử, ma trận độ cứng tuyến tính của phần tử 2D được cho bởi ma trận phương trình (2.3)

Chuyển đổi từ hệ tọa độ địa phương sang hệ tọa độ tổng quát

Ma trận độ cứng cục bộ được chuyển sang hệ tọa độ tổng quát sử dụng ma trận chuyển   B bao gồm cosin chỉ phương, trong không gian 2D có thể như sau :

Với x và y độ lệch trong hệ tọa độ tổng quát của 2 điểm tương ứng của phần tử và L là chiều dài phần tử

Trong không gian 3D, cosin chỉ phương được viết lại theo hướng ma trận định hướng

2 2 2 2 cos sin sin cos cos sin

Với góc xoay  xác định trong mặt phẳng tọa độ xyz, ta tiến hành xoay quanh trục x tổng quát sao cho mặt phẳng xy vuông góc với trục y hướng chỉ lên (tức là theo hướng dương của trục Y tổng quát).

Hình 2.2 Minh họa góc xoay  (after Smith and Griffith (1998))

Trong SOS_3D,  được cho bằng 0 để phương trình (2.6) đơn giản thành :

Trường hợp đặc biệc    x z 0, ma trận phần tử định hướng được xác định như sau :

(2.8) nếu dầm xác định song song với trục tổng quát y hướng dương, và

Theo phương trục âm Ma trận chuyển đổi   B được lắp ghép từ :

Tất cả các ma trận độ cứng được chuyển đổi sang hệ tọa độ tổng quát, ma trận độ cứng kết cấu tổng quát được thành lập

2.2.2 Ma trận độ cứng phi tuyến :

Sự biến dạng của một kết cấu cho trước với một trạng thái tải nhất định trở thành đáng kể trong trường hợp độ võng lớn Dự đoán thực tế ảnh hưởng ứng xử phi tuyến hình học kết cấu phải được kể đến trong mô hình phân tích và trạng thái cân bằng phải được thiết lập trên kết cấu bị biến dạng Điều này có ý nghĩa xem xét ảnh hưởng bất kỳ lực dọc không tác dụng lên trọng tâm của dầm nữa và do đó xuất hiện tải monent (hiệu ứng P ) Moment uốn lớn, ảnh hưởng biến dạng dọc trục được gọi là đường cong rút ngắn hoặc đường cong ảnh hưởng (Chen et al (1991) [16]) Tải trọng dọc trục và momen uốn không còn thành một cặp nữa, các lực và chuyển vị của phần tử phụ thuộc phần lớn vào độ lệch tâm của tải trọng dọc trục

Ngoài ra, sự hiện diện của tải dọc trục làm giảm độ cứng chịu uốn của phần tử thanh, có ý nghĩa đặc biệc trong phân tích động lực học vì nó sẽ làm tăng chu kỳ tự nhiên kết cấu Các phần tử kết cấu chịu tác động kết hợp tải dọc trục và momen uốn được quy vào dầm - cột

Phương pháp số xác định được các ma trận độ cứng để phân tích biến dạng lớn của phần tử khung đàn hồi trong Kassimali (1983) [17] cho bài toán phẳng và Kassimali and Abbasnia (1991) [18] cho kết cấu không gian Phương pháp này được chọn vì không chứa những giả định ngoài những giả thuyết vốn có trong lý thuyết dầm cột công thường Phương pháp Kassimali dùng cho các phần tử khung bao gồm các phần tử lăng trụ, với tải trọng đặt tại các nút Các tải trọng được giả định chuyển động trùng khớp với nút khi kết cấu biến dạng Quá trình này dựa trên công thức Eularian

Phương pháp này phân biệt đóng góp độ cứng từ chuyển vị cứng toàn bộ với biến dạng thành phần, bao gồm lý thuyết dầm cột thông thường Lực dọc ảnh hưởng đến độ cứng uốn của phần tử và chiều dài phần tử thay đổi do biến dạng dọc.

Vật liệu không đàn hồi/phi tuyến không được xem xét trong chương trình này

Các lực và chuyển vị trên các phần tử dầm cột trong tọa độ tổng quát được minh họa theo Hình 2.3 và quan hệ biến dạng với các lực tương ứng trong tọa độ phần tử theo Hình 2.4

Hình 2.3 Lực và chuyển vi dầm cột trong tọa độ tổng thể (2D)

Hình 2.4 Lực và chuyển vị dầm cột trong tọa độ phần tử (2D)

Sử dụng phương trình độ dốc độ lệch, quan hệ giữa các chuyển vi tương đối phần tử

{ , , }u u    L và các lực cuối phần tử liên kết S {M M QL 1 , 2 , } dựa trên lý thuyết dầm cột đối với phần tử đàn hồi được tìm thấy như

 L  (2.13) với E là mođun đàn hồi Young, I momen quán tính, và A tiết diện mắt cắt ngang

(Công thức của Kassimali (1983) [17] không kể đến lực cắt Vì thế, nó được tăng cường trong phần 2.2.2.2) Hàm ổn định đàn hồi c 1 và c 2 là nguyên nhân gây ra thay đổi trong độ cứng uốn của phần tử do sự hiện diện của lực dọc và dựa trên tham số lực dọc

Q QL q  Q  EI (2.14) Đối với phần tử chịu nén, nghĩa là, q0, hàm ổn định được cho bởi

  (2.17) Đối với phần tử chịu xoắn, tức là, q0, chúng trở thành

Các biểu thức của Kassimali (1983) [17] sử dụng các hàm sin, cos, và sinh, cosh theo  và  Tuy nhiên, đối với giá trị  lớn, hàm sinhgần như vô hạn và vì thế công thức bao gồm coth Thể hiện ở 2 công thức khác nhau của hàm ổn định mang lại cùng kết quả

Hệ số hiệu chỉnh chiều dài do ảnh hưởng độ võng

1( 1 2) 2( 1 2) c b b   b   (2.21) với b 1 và b 2 là hàm độ võng được cho bởi

  (2.23) Đối với lực dọc nhỏ so với tải trọng uốn dọc của phần tử, hàm ổn định có thể trở thành số không ổn định (Chen et al (1991)) [16] bởi vì biến dạng nhỏ Để phá vỡ tình trạng này, đối với q 0.01 hàng loạt biểu thức được dùng để xác định hàm ổn định và hàm độ võng theo tài liệu của Kassimali (1983) [17]

Ma trận độ cứng tiếp tuyến phần tử trong tọa độ tổng thể được xác định từ

Ma trận độ cứng toàn phần được biểu diễn như sau:```[K_total] = [B]^T * [k_local] * [B] + [g(k)] * S```Trong đó:* [B] là ma trận chuyển tọa độ* [k_local] là ma trận độ cứng phần tử trong tọa độ cục bộ* S = {M, M_y, Q_z, Q_y} là các thành phần của vectơ lực phần tử cuối cùng* [g(k)] là ma trận hình học

Ma trận độ cứng phần tử địa phương được xác định như sau :

Trong đó c i và b i được xuất phát từ c 1 và c 2 , tương ứng, được cho bởi phương trình (2.33) đến (2.36) :

Ma trận hình học [g ( ) k ] được cho bởi :

2 cos sin cos sin 0 2 cos sin (cos sin ) 0

2 2 2 2 cos sin 2 cos sin 0 (cos sin ) 2 cos sin 0

2 cos sin (cos sin ) 0 2 cos sin cos sin 0

(cos sin ) 2 cos sin 0 cos sin 2 cos sin 0

2 2 sin cos sin 0 sin cos sin 0

2 2 cos sin cos 0 cos sin cos 0

2 2 sin cos sin 0 sin cos sin 0

2 2 cos sin cos 0 cos sin cos 0

Với tất cả những ma trận xác định này, ma trận độ cứng phần tử trong phương trình (2.24) và ma trận độ cứng tổng thể đối với các thành phần kết cấu lắp ghép có thể xác định Nếu tương tác kết cấu – móng được mô hình, độ cứng móng ảnh hưởng độ cứng tổng thể và được giải thích theo tài liệu ở phần 2.4.1

Quá trình giải cho phân tích phi tuyến được trình bày trong phần 2.5.1.2

2.2.2.2 M ở r ộ ng ả nh h ưở ng đế n bi ế n d ạ ng c ắ t (2D)

MÔ HÌNH MÓNG (ISIS)

Trong bất kỳ mô hình số tổng quát nào trong phân tích kết cấu như giàn khoan, ứng xử Lực – chuyển vị của móng là yêu cầu cần thiết bao gồm nhằm dự đoán phản ứng của hệ thống một cách chính xác Móng giả định như liên kết khớp hoặc liên kết lò xo để đơn giản hóa ứng xử của móng và thậm chí có thể dẫn đến kết quả không phù hợp

Mô hình hợp lực, xây dựng tương tác móng - nền như là một phần tử "macro element" được trình bày để cung cấp cho mô hình phân tích nền móng (Cassidy et al 1988), một trong những mô hình sớm nhất Mô hình này được xây dựng để phân tích tương tác giữa móng và nền đất, bao gồm sự tương tác giữa móng và nền đất khi có tải trọng tác động và khả năng chịu tải của nền móng.

(2003), Houlsby (2003),đã được phát triển thêm bởi Lam Nguyen-Sy và Houlsby (2005)) [2] Với ưu điểm ứng xử của nền – móng hoàn toàn có thể được theo dõi bằng 1 “điểm” phần tử gắn vào các nút của phần tử kết cấu Điều này loại bỏ việc mô hình các biến phần tử hữu hạn đại diện cho khối đất làm nhẹ mô hình tính toán chung

Những mô hình nền - móng này khắc họa nét đặc biệt gồm 4 bốn thành phần chính : - Quan hệ lực – chuyển vị trong giai đoạn đàn hồi

- Biểu thức mặt chảy dẻo quy định biên của vùng đàn hồi

- Luật chảy dẻo quy định cho các biến dạng xuất hiện khi lực tác dụng đã chạm vào mặt chảy dẻo

- Luật củng cố biến dạng trong quá trình chảy dẻo

Chương trình ISIS bao gồm mô hình 1 mặt chảy dẻo cho đất sét (Mô hình B), mô hình 1 mặt chảy dẻo cho đất cát (Mô hình C), mô hình nhiều mặt chảy dẻo cho đất sét, mô hình nhiều mặt chảy dẻo cho đất cát Các mô hình móng được thiết lập cho mô hình bao gồm : nông, nón, spudcan và caissons trên cả 2 loại đất

Mô hình B được đề nghị bởi Martin(1994) [21] sau khi thử nghiệm rộng rãi trong phòng thí nghiệm các móng đơn spudcan chịu tải kết hợp trên đất sét cao lanh Speswhite Những thí nghiệm này đã được thực hiện tại gia tốc trọng trường thông thường (1g) Đại học Oxford bằng cách sử dụng mô hình một giàn khoan chịu tải phức tạp (Mô hình B là một phiên bản tinh tế hơn của Mô hình A sơ bộ) Thông tin chi tiết về Mô hình B có thể được tìm thấy trong Martin (1994) [21], Martin and Houlsby (1999) [24] and Martin and Houlsby (2001) [11]

Mô hình C (Cassidy (1999)) [12] dựa trên chuỗi 29 thử nghiệm chuyển vị có kiểm soát tải trọng trên móng tròn thô, cứng, phẳng tựa trên cát khô, chặt của vùng Yellow Leighton-Buzzard Các thử nghiệm này được thực hiện bởi Gottardi and Houlsby (1995) [10], cũng tại gia tốc trọng trường thông thường (1g) Các thay đổi bổ sung đã được thực hiện trong Mô hình C phục vụ cho móng spucan giàn khoan Vì vậy, mô hình có khả năng phản ánh sự tương tác đất/kết cấu đối với móng giàn khoan spudcan tựa trên cát Ấn phẩm về Mô hình C bao gồm Cassidy et al (2002) [25], Byrne and Houlsby (2001) [26] cho cát rời uncemented carbonate và Houlsby and Cassidy (2002) [27], Cassidy and Bienen (2002) [28] và Cassidy (1999) [12] cát chặt silic Hình 2.7 trình bày quy ước dấu trong ISIS

Hình 2.7 Quy tắc dấu ISIS

Hình dạng spudcan được coi như tương đương với một hình nón có bán kính bằng với bán kính tối đa của các spudcan tiếp xúc với đất và góc đỉnh, như vậy khối lượng của hình nón tương đương bằng với khối lượng chùm trong đất của spudcan Điều này được minh họa trong Hình 2.8:

Hình 2.8 Hình nón tương đương (Martin (1994)) [21]

Theo thực nghiệm, mặt chảy dẻo có dạng 1 điếu xì gà với  V H M , , / 2 R  trong không gian trình bày trong Hình 2.9 được chấp nhận trong mô hình ISIS Theo mặt cắt ngang vuông góc trục V , hình dạng của nó là một hình elip Theo các trục còn lại, đường mô tả mặt chảy dẻo là parabol gần đúng

Hình 2.9 Mặt chảy dẻo của mô hình C trong không gian (Cassidy (1999)) [12]

Do có tính đối xứng, các số hạng H H 2 3 , M M 2 3 , H M 2 2 , H M 3 3 , hoặc các tích số nhân chéo liên quan đến mô-men xoắn có thể bỏ qua

Khi mặt trượt dẻo thành lập, mọi thay đổi của tải trọng ở mặt này (f < 0) đều chỉ dẫn đến biến dạng đàn hồi Tuy nhiên, biến dạng dẻo có thể xảy ra khi trạng thái tải tác động ở bề mặt (f = 0) Khi đó, quy luật củng cố xác định cách thức kích thước mặt trượt dẻo thay đổi theo mối liên hệ với thành phần trượt dẻo của chuyển vị đứng Hình dạng mặt trượt dẻo được giả định là không đổi Do hình dạng này không đổi, nên công thức mặt trượt dẻo có thể chuẩn hóa theo V0, tức là khả năng chịu tải trọng đứng tại độ sâu đang xét.

Các thông số h 0 và m 0 là giới hạn hình elip với các trục tọa độ tương ứng H i - và i / 2

M R- (H V - và / 0 M / 2RV 0 -) Tương tự, q 0 xác định kích thước của mặt chảy dẻo trong hướng chịu xoắn chuẩn hóa  1 và  2 được giới thiệu để cho phép các đỉnh cao của mặt chảy dẻo để được chuyển dọc theo trục V V/ 0 , do dữ liệu thu được từ thực nghiệm chỉ ra rằng đỉnh theo phương ngang và các tải momen xảy ra tại cấp tải trọng đứng V V/ 0 0.5

Giá trị a xác định độ lệch tâm của ellipse Thông thường khuyến nghị đối với móng tròn nông trên cát thô silic a 0.2 và đối với cát mịn cacbon a 0.25 Giá trị a âm chứng tỏ mặt chảy dẻo ngược chiều kim đồng hồ đối với trục H i - và M i / 2R-

Trong đất sét, độ lệch tâm thay đổi một chút như đã nêu trong phương trình (2.86):

Với e 1 0.518 và e 2 1.180(Martin and Houlsby (2001)) [11]

   , giúp cho tại các đỉnh V V/ 0 0 và V V/ 0 1 có vectơ pháp tuyến của mặt chảy dẻo không bị suy biến

Bảng 2.1 Thông số mặt chảy dẻo (Cassidy et al (2002)) [25] Đất sét Cát thô silic Cát mịn cacbon m 0.083 0.086 0.094 β1 0.764 0.900 0.820 β2 0.882 0.990 0.820

Giá trị gần đúng của thông số mặt chảy dẻo được đưa ra trong Bảng 2.1 Chi tiết thêm về ứng xử chịu xoắn có thể tìm thấy trong Cheong (2002)

Miễn là điểm đặt lực hiện tại đang áp dụng nằm trong mặt chảy dẻo thiết lập bằng cách qua tải trọng đứng lớn nhất, ứng xử đản hồi chiếm ưu thế

Tuy nhiên, cần lưu ý rằng trong khi các thí nghiệm được tiến hành để đạt được thông tin theo phương ngang và ứng xử momen đàn hồi, chuyển vị không hồi phục (lún) theo phương đứng được ghi nhận Điều này cho thấy sự tồn tại của ứng xử dẻo trong một khu vực được mô hình hóa như đàn hồi hoàn toàn

Trong mô hình ISIS, kết quả đàn hồi được thiết lập theo phương trình (2.87)

0 0 0 0 e e e e e e dV K dw dH K -K du dH K K du dQ K d dM K K dθ dM -K K dθ

Với K 1, ,5 là các hằng số đàn hồi trong khi w e , u 2,3 e ,  e và  2,3 e đại diện cho biến dạng đàn hồi theo phương đứng, phương ngang và biến dạng xoay tương ứng

Bất ổn chủ yếu trong việc xác định lời giải đàn hồi nằm trong sự lựa chọn giá trị thích hợp của các module cắt G ảnh hưởng đến các hằng số đàn hồi Đối với đất sét, nó có thể được ước tính như trong phương trình (2.88):

G I s r u (2.88) với s u là cường độ chịu cắt không thoát nướccủa đất sét đo ở đậu sâu 0,15 đường kính dưới điểm tham chiếu của móng (được thực hiện ở cấp đường kính tối đa đạt được) I r là chỉ số độ cứng của đất

Với OCR là hệ số quá cố kết (over consolidation ratio) Đối với cát, G được thiết lập bằng biểu thức : a a

HỆ TƯƠNG TÁC KẾT CẤU – MÓNG

Trong các phần trước đã được giải thích như thế nào ma trận độ cứng, ma trận khối lượng và ma trận cản cho tất cả các thành phần của hệ thống, tức là, kết cấu, tương tác móng – nền và tải trọng môi trường, được đánh giá trong SOS_3D và ISIS Phần này cung cấp một cách tiếp cận tổng hợp để phân tích tương tác kết cấu vàmóng của kết cấu ngoài khơi, các ma trận này phải được liên kết với nhau để đại diện cho toàn bộ hệ thống trong mô phỏng Điều này cũng như các tương tác giữa các thành phần sẽ được giải thích sau đây

2.4.1 Phân tích mô hình móng chảy dẻo - Tương tác giữa SOS_3D và ISIS

Trong thực tế, giàn khoan ngoài khơi thường được gia tải trước theo chiều dọc trước khi chúng được đưa trở lại trọng lượng của chúng Do tiếp xúc với tải trọng đứng lớn hơn trong điều kiện hoạt động bình thường trong vùng biển tĩnh lặng, móng dự kiến sẽ chịu được một mức độ nhất định các tải kết hợp từ các thiết bị và các cơn bão Về mô hình ISIS, điều này liên quan đến việc thiết lập một mặt chảy dẻo do quá trình hạ móng gây ra Khi móng đã được dỡ tải, điểm tải trọng do trọng lượng bản thân giàn khoan sẽ trở về nằm bên trong mặt chảy dẻo này, kích thước mặt chảy dẻo liên quan đến độ sâu đặt móng (chuyển vị theo phương đứng) w p Nếu bây giờ hệ thống chịu tải trọng kết hợp, trạng thái tải móng ít ra ban đầu sẽ nằm trong mặt chảy dẻo và lời giải móng là đàn hồi Tuy nhiên, một khi tải tac dụng vượt quá kích thước của mặt chảy dẻo, lời giải sẽ là đàn – dẻo Số lượng gia tải trước được xác định trong tệp đầu vào của ISIS Việc gia tải trước được thực hiện và tải móng trở lại trọng lượng bản thân công trình (giá trị 0) trước khi bắt đầu quy trình bước thời gian trong SOS_3D (xem phần 2.5.1.2)

Việc đưa vào mô hình tương tác kết cấu – móng có xét đến chày dẻo ảnh hưởng đến ma trận độ cứng cũng như ma trận cản của toàn hệ

Phân tích trạng thái tải móng ngoài tại từng bước tải, từ trạng thái ban đầu (SOS_3D) đến trạng thái tải giới hạn (ISIS), trong đó từng trạng thái tải ứng với ma trận độ cứng móng hiện tại Ma trận độ cứng móng sau đó được lắp vào ma trận độ cứng kết cấu tại bậc tự do tương ứng Ma trận độ cứng tổng thể của hệ thống này được sử dụng để tính giá số toàn bộ hệ thống Các biến dạng tại nút móng được chiết tách và sử dụng trong mô hình móng để cập nhật trạng thái tải của móng, từ đó thu được thành phần biến dạng dẻo trong tổng biến dạng móng.

Quy trình thực tế của các phân tích lựa chọn (như mô tả trong phần 2.5) vẫn không thay đổi bao gồm trong mô hình móng ISIS Chỉ trong phân tích tĩnh học bậc 1 là có sự khác biệt: Do các phi tuyến trong mô hình móng, việc tính toán lặp đi lặp lại là cần thiết

Kết quả tính móng được ghi vào một tập tin đầu ra riêng biệt

Gia số đầu tiên của phân tích móng bằng mô hình ISIS bắt buộc phải là đàn hồi trong SOS_3D, nghĩa là, bất kể liệu các tùy chọn phân tích trong các tập tin đầu vào của móng là "đàn hồi" hay không, SOS_3D đặt nó đàn hồi trong gia số thời gian đầu tiên của phân tích Sau đó, nó được thiết lập trở lại với những gì đã được quy định trong các tập tin đầu vào móng Điều này là để ISIS không gặp phải khó khăn trong số hóa khi bắt đầu mô phỏng Tuy nhiên, điều này không thay đổi trong gia số thời gian đầu tiên, điểm đặt tải móng nằm bên trong mặt chảy dẻo và do đó là đàn hồi

Chú ý phải trả lại cho sự khác biệt trong quy ước dấu khi chuyển thông tin giữa SOS_3D và ISIS Sự khác biệt này phát sinh bởi trong kỹ thuật kết cấu trục X thường được xác định từ trái sang phải, trục Y hướng lên trên, trong khi kỹ thuật địa chất do chiều dương hướng theo chiều sâu, trục dương thẳng đứng xuống dưới.

PHƯƠNG PHÁP GIẢI

Tùy chọn hiện có trong SOS_3D là :

 Phân tích tĩnh học và động học

Trong phân tích tĩnh học, Phương trình (2.1) rút gọn thành phương trình cân bằng

Khi cả hai vận tốc và gia tốc bằng không Đối với một bài toán tĩnh học, tải trọng có thể thay đổi theo thời gian phân tích, điều này có thể được trình bày lại trong các biểu thức gia số được đưa ra bởi phương trình (2.236)

Tải trọng được áp dụng gia số và vectơ gia số chuyển vị tìm được phù hợp Tổng biến dạng là tổng của tất cả các gia số

2.5.1.1 Phân tích t ĩ nh h ọ c tuy ế n tính

Khi phân tích tuyến tính, trạng thái cân bằng được thiết lập trên cấu hình không biến dạng, ma trận độ cứng vẫn không thay đổi trong suốt quá trình giải (Kết quả bất biến theo thời gian) và phương trình (2.236) có thể được giải quyết lần lượt cho mỗi số gia thời gian Quá trình tính lặp không cần thiết trừ khi phân tích có kể mô hình ISIS

2.5.1.2 Phân tích t ĩ nh h ọ c phi tuy ế n

Phản ứng của kết cấu phi tuyến không phải bất biến theo thời gian như vậy Tuy nhiên, tải trọng nên được áp dụng trong gia số đủ nhỏ để cho lời giải hội tụ

Các thuật giải được lựa chọn là Newton-Raphson bằng cách thực hiện tính lặp ở mỗi cấp tải cho đến khi các vector chuyển vị hiệu chỉnh đủ nhỏ để xét thấy thỏa mãn quanh vị trí cân bằng Kỹ thuật này được minh họa trong Hình 2.16

Hình 2.16 Kỹ thuật lặp Newton-Raphson

Quá trình tính toán cho một gia số tải trọng có thể được chia thành 10 bước và được trình bày phía dưới Ngoài số lượng các thông số khác nhau và các ma trận có kích thước khác nhau, sự khác biệt chính giữa quá trình giải khung phẳng và khung không gian là cách chuyển đổi ma trận và hình dạng phần tử mới được thành lập Hệ quả của điều này, phương pháp tìm quan hệ vector biến dạng   u cũng khác nhau Tuy nhiên, thủ tục phân tích là giống nhau cho 2D và 3D

1.) Dựa trên các giá trị biến dạng mới nhất hiện có (giá trị đầu tiên, biến dạng là số không), hình học của mỗi phần tử được cập nhật

2D: Góc  (xem Hình 2.3) cho thấy góc xoay tương đối giữa các dây cung phần tử trong kết cấu biến dạng và hướng ban đầu không biến dạng Sau đó, tìm quan hệ góc xoay phần tử cuối cùng Ngoài ra, tìm được cosines chỉ phương mới của các phần tử

3D: Vì thủ tục tìm mối quan hệ các góc xoay của phần tử cuối cùng là khác với 2D, nên góc  không cần thiết

Tiếp theo, ma trận chuyển trục tọa độ   B được cập nhật

2D: Các thành phần của ma trận mới có thể tìm được theo phương trình (2.25)

3D: Ma trận mới được xác định từ tích của

Sau khi thu được [ ]R như trong phương trình (2.64) Để tìm   t , thông số tải trọng dọc trục như trong phương trình (2.14) được tính toán sử dụng giá trị cuối cùng của QL của vectơ lực phần tử cục bộ   S Bằng thông tin này, có thể đánh giá được hàm ổn định và hàm đường cong, từ đó G 1 , G 2 và H hoặc

G 1 z , G 2 z , G 1 y , G 2 y và H được tìm thấy Lưu ý rằng để bỏ qua ảnh hưởng của biến dạng cắt, hàm ổn định và hàm đường cong được tính như trong phương trình (2.15) đến (2.23) và (2.33) đến (2.36), trong khi đó phân tích có kể đến các ảnh hưởng này (ảnh hưởng biến dạng cắt), các hàm như trong phương trình (2.42) đến (2.50) được sử dụng

Sau đó,   t được lắp ráp Xác định các ma trận hình học và nhân với các ma trận thích

Sau đó ma trận độ cứng tổng thể phần tử   T được lắp ghép như phương trình (2.24)

(trong SOS_3D các mục của   T được hiệu chỉnh bởi 1/L gần đúng theo một vectơ tải { F }  { F 1 x , F 1 y , M 1 , F 2 x , F 2 y , M 2 } (2D) hoặc

2.) Với ma trận độ cứng tổng thể của hệ và gia số tải ngoài {P} có sẵn, phương trình cân bằng (2.236) có thể giải được bởi gia số vectơ chuyển vị {x}

3.) Cấu hình hình học mới của kết cấu được xác định bằng cách cập nhật vectơ chuyển vị, nghĩa là, {x ( 1) i  } { x ( ) i }{ }x

4.) Tiếp theo, tìm được hình học phần tử mới

2D: Quan hệ biến dạng mới   u được xác định, theo đó  được trừ từ góc xoay mặt chảy dẻo đến góc xoay tương đối phần tử cuối  i

3D: Để xác định hình học phần tử mới, trước hết phải tìm ma trận định hướng liên kết trong không gian 3 chiều, phương pháp được giải thích trong mục 2.2.2.1 Sau đó, đánh giá hình học của phần tử mới

Với ma trận định hướng liên kết có sẵn, xác định được biến dạng tương đối mới   u Tuy nhiên, Để thu được   u , trước tiên tìm ma trận định hướng phần tử mới [r1] Quá trình này được phác thảo phong phương trình (2.65) đến (2.69) Sau đó, góc xoay cuối cùng phần tử được cho bởi

Trong đó chỉ số dưới của các vectơ biểu thị số cột của ma trận tương ứng và chỉ số trên biểu thị liên kết khớp tương ứng

Hơn nữa, cập nhật ma trận chuyển   B

5.) Đến đây các lực phần tử cuối cùng được xác định, đầu tiên trong hệ trục địa phương   S sau đó là hệ trục tổng thể   F Điều này liên quan đến một khó khăn tính toán do thực tế q và   S liên hệ với nhau Đó là, để thiết lập hàm ổn định và hàm độ võng cần tìm ra   S q , mà lần lượt phụ thuộc vào QL, các mục của   S Để khắc phục khó khăn này, q được ước tính từ {SS} với

Trong đó { } { u u ( 1) i  } { u ( ) i } Dùng ước lượng này, q được tính lặp theo KASSIMALI (1983), cũng liên quan đến việc cập nhật hàm ổn định và hàm độ võng

Thông tin mới này dùng để đánh giá hệ số lực S từ phương trình (2.11)-(2.13) và (2.55)-(2.58) Vectơ lực phần tử cuối cùng trong hệ tọa độ tổng thể F được thu được từ

6.) Sử dụng giá trị sẵn có mới nhất, tìm được ma trận độ cứng mới như mục 1.)

7.) Các lực liên kết không cân bằng được xác định khi sự khác biệt giữa tải bên ngoài áp dụng và tải phản ứng nội bộ đánh giá

(Tuy nhiên trước đó, {F} phải được hiệu chỉnh bằng 1/L gần đúng mang lại một vectơ dưới dạng { F 1 x , F 1 y , M 1 , F 2 x , F 2 y , M 2 } (2D) hoặc { F }  { F 1 x , F 1 y , F 1 z , M 1 x , M 1 y , M 1 z , F 2 x , F 2 y , F 2 z , M 2 x , M 2 y , M 2 z } (3D))

8.) Sau đó giải phương trình (2.236) cho vectơ chuyển vị hiệu chỉnh {x} dùng ma trận độ cứng mới và thay thế tải trọng ngoài bằng các vectơ lực hết số dư

9.) Cuối cùng, đánh giá tiêu chuẩn hội tụ theo phương trình (2.247) và để quyết định liệu các lời giải được coi là đã hội tụ

Nếu vectơ chuyển vị hiệu chỉnh không đủ nhỏ, cấu hình hình học mới

{ } x j  1  { } { } x j  x j được xác định và bước 4.) đến bước 9.) được lập lại đến khi thỏa mãn tiêu chuẩn hội tu

10.) Nếu lời giải hội tụ khi xét tăng tải, viêc giải các chương trình con sẽ được thoát

Sau đó bước tăng tải mới {P} sẽ xét đến, do đó chương trình con được gọi lại một lần nữa

Trong quá trình phân tích, sự có mặt của mô hình nền móng ISIS không làm thay đổi bản chất căn bản Sự khác biệt sẽ được đánh giá và tổng hợp ma trận độ cứng của nền móng tại bước 1), tiếp theo là cập nhật tải và trạng thái biến dạng của móng tại bước 2).

MÔ HÌNH ÁP DỤNG CHƯƠNG TRÌNH TƯƠNG TÁC

TÓM TẮT CƠ SỞ NGHIÊN CỨU VÀ LÝ THUYẾT NỀN

3.1.1 Chương trình PTHH SOS_3D (Simulation of Offshore Structures complete with their foundations and environmental loading in 3 Dimensions) (Bienen and Cassidy, 2006) : Đây là chương trình Mô phỏng kết cấu ngoài khơi với móng và tải trọng môi trường 3 chiều bằng phương pháp PTHH thông thường (FEM) có xét đến hiệu ứng P- Delta và động lực học Với phương trình vi phân chuyển động:

Phương trình vi phân chuyển động của kết cấu (hệ nhiều bậc tự do) dưới tác dụng của tải trọng được viết dưới dạng phương trình (2.1): Để giải phương trình (2.1) bằng phương pháp tích phân số ta có thể sử dụng: phương pháp sai phân trung tâm, phương pháp Newmark, phương pháp Wilson, phương pháp Euler, phương pháp Rungt-Kutta, phương pháp chuỗi Taylor, phương pháp Houbolt… Tuy nhiên phương pháp tích phân số theo giải thuật Newmark được đánh giá là mạnh mẽ và hiệu quả trong việc giải quyết bài toán động lực học phi tuyến nhiều bậc tự do Do đó phương pháp Newmark với phân tích từng bước thời gian được chọn để giải phương trình (2.1) Giải thuật được xây dựng dựa trên ngôn ngữ lập trình FORTRAN

3.1.2 Mô hình ISIS, Cơ sở lý thuyết chảy dẻo móng, được thiết lập bởi Houlsby và Puzrin (2000), đã được phát triển bởi Lam Nguyen-Sy và Houlsby (2005) [2]

- Giảm tổng số bậc tự do

- Tiết kiệm thời gian xử lý

- Ít cần kinh nghiệm trong lập trình phần tử hữu hạn

- Mô phỏng được ảnh hưởng tải trọng tuần hoàn (Mô hình nhiều mặt chảy dẻo).

MÔ HÌNH NGHIÊN CỨU

Luận văn giới hạn nghiên cứu trong trường hợp có thể ứng dụng cụ thể

- Chọn giàn khoan 3 chân ngoài khơi, với kích thước có sẵn

- Tải trọng gió : lấy từ nghiên cứu của giáo sư Cassidy, M J., 1999 [12] (Non- linear analysis of Jack-Up structures subjected to random waves D Phil thesis, University of Oxford) Xem lực gió (bỏ qua sóng, một môn nghiên cứu khác để biến thành lực) dưới hình thức tĩnh hóa thành các lực tĩnh thay đổi chiều theo các bước tải

Hình 3.1 Sơ đồ giàn khoan và mô hình số

3.2.2 Các lưu đồ của thuật toán chủ yếu:

Hình 3.3 Lưu đồ tổng quát của SOS_3D

Hình 3.2 Hình dạng móng spudcan trong ví dụ số (Lam Nguyen-

Hình 3.4 Trường hợp phân tích không có mô hình móng

Hình 3.5 Trường hợp phân tích mô hình móng

3.2.3 Xây dựng mô hình tương tác ISIS với SOS_3D :

Phương thức để thiết lập chương trình mô phỏng tương tác được thực hiện theo

Hình 3.6 Nguyên lý xây dựng chương trình xét tương tác

Chi tiết sơ đồ giao tiếp được cụ thể hóa trong sơ đồ sau :

Hình 3.7 Lưu đồ tương tác SOS_3D và ISIS

- Không sử dụng các biến SOS_3D trong ISIS và ngược lại

- SOS_3D đóng vai trò tổng kiểm soát

- Thủ tục tương tác (interface) đóng vai trò phích cắm các thiết bị, nghĩa là nó chỉ là công cụ để truyền dữ liệu, không xử lý dữ liệu

- Các biến của SOS_3D được chuyển sang thủ tục tương tác bằng các thông số

CHƯƠNG 4 VÍ DỤ TÍNH TOÁN

VÍ DỤ TÍNH TOÁN

VÍ DỤ SỐ VÀ MÔ HÌNH TOÁN

Hình 4.1 Bài toán áp dụng tương tác giàn khoan ngoài khơi SOS_3D và ISIS

Hình 4.2 Mặt bằng móng spudcan bài toán áp dụng tương tác giàn khoan ngoài khơi SOS_3D và ISIS

Bảng 4.1 Thông số đặc tính cơ lý của đất

Thông số đặc tính cơ lý của đất

TRƯỜNG HỢP CÓ XÉT MÓNG VỚI MÔ HÌNH NHIỀU MẶT CHẢY DẺO

Chọn trường hợp 5 mặt chảy dẻo đối với mô hình móng SOS_3D interface ISIS

Kết quả cho trường hợp 5 mặt chảy dẻo được thể hiện bằng đồ thị ở Hình 4.3 đến Hình 4.6 như sau :

Multiple-yield surface model using 5 yield surfaces

V e rt ica l L o ad ( N ) spudcan 1 spudcan 2 spudcan 3

Hình 4.3 Kết quả phương đứng (lực và chuyển vị) mô hình nhiều mặt chảy dẻo sử dụng 5 mặt chảy dẻo

Multiple-yield surface model using 5 yield surfaces

H o ri z o n tal L o ad ( N ) spudcan 1 spudcan 2 spudcan 3

Hình 4.4 Kết quả phương ngang (lực và chuyển vị) mô hình nhiều mặt chảy dẻo sử dụng 5 mặt chảy dẻo

Multiple-yield surface model using 5 yield surfaces

Hình 4.5 Kết quả góc xoay (moment và góc xoay) mô hình nhiều mặt chảy dẻo sử dụng 5 mặt chảy dẻo

Hình 4.6 Kết quả chuyển vị đứng (chuyển vị đứng và góc xoay) mô hình nhiều mặt chảy dẻo sử dụng 5 mặt chảy dẻo

Qua phân tích tương tác giữa móng và cột dàn khoan 3 chân ngoài khơi ứng dụng mô hình chảy dẻo nhiều mặt, kết quả cho thấy lực và chuyển vị của móng Spudcan 2 và Spudcan 3 tương đương nhau Điều này biểu thị vị trí chịu tải trọng môi trường của hai móng tương đương, dẫn đến mối quan hệ tương đồng giữa lực và chuyển vị của chúng.

SO SÁNH GIỮA MÔ HÌNH MỘT MẶT CHẢY DẺO VÀ MÔ HÌNH NHIỀU MẶT CHẢY DẺO

Xét trường hợp tương tác giữa móng và cột giàn khoan ngoài khơi chịu tải trọng ba chiều, kết quả tính toán tương tác của móng mô hình một mặt chảy dẻo được so sánh với móng mô hình 5 mặt chảy dẻo trong điều kiện tải trọng và đất nền tương ứng với trường hợp 5 mặt chảy dẻo Kết quả được thể hiện trên các đồ thị từ Hình 4.7 đến Hình 4.14.

Multiple-yield surface model using 5 yield surfaces

V e rt ica l D isp lace m e n t ( m ) spudcan 1 spudcan 2 spudcan 3

Hình 4.7 So sánh kết quả phương ngang (lực và chuyển vị ) mô hình nhiều mặt chảy dẻo và mô hình một chảy dẻo (spudcan 1)

Hình 4.7 cho thấy giá trị số học của lực ngang trường hợp một mặt chảy dẻo của spudcan 1 nhỏ hơn lực ngang trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng Tương tự, giá trị số học chuyển vị ngang của trương hợp 1 mặt chảy dẻo lớn hơn trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng Bằng cách sử dụng mô hình nhiều mặt chảy dẻo, Hình 4.7 cho thấy hiện tượng trễ trong trường hợp này có ý nghĩa rất quan trọng Điều này do hoạt động của các mặt chảy dẻo bên trong dẫn đến xuất hiện chuyển tiếp trơn mịn từ trạng thái ứng xử đàn hồi sang trạng thái ứng xử dẻo

Hình 4.8 Kết quả So sánh góc xoay (momen và góc xoay) mô hình nhiều mặt chảy dẻo và mô hình một chảy dẻo (spudcan 1)

Hình 4.8 cho thấy : Quá trình chảy dẻo xuất hiện ở những cấp tải đầu tiên đối với mô hình nhiều mặt chảy dẻo mà không phải chờ đến cấp tải lớn nhất định mới xảy ra chảy dẻo như mô hình một mặt chảy dẻo Độ lớn của Momen trường hợp một mặt chảy dẻo spudcan 1 lớn hơn độ lớn trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng Tương tự, giá trị số học góc xoay của trường hợp 1 mặt chảy dẻo lớn hơn trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng khi M < 0 và nhỏ hơn trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng khi M > 0

Giống như Hình 4.7, mô hình một mặt chảy dẻo cho thấy các đoạn gần tuyến tính trong quan hệ giữa lực và chuyển vị tương ứng Trong khi mô hình nhiều mặt chảy dẻo thì quan hệ giữa lực và chuyển vị là đường trơn mịn

Hình 4.9 Kết quả So sánh phương đứng (lực và chuyển vị) mô hình nhiều mặt chảy dẻo và mô hình một chảy dẻo (spudcan 1)

Hình 4.9 cho thấy rõ ràng chuyển vị đứng trường hợp một mặt chảy dẻo spudcan 1 lớn hơn chuyển vị đứng trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng spudcan 1

V e rt ic al D isp lace m e n t ( m )

Hình 4.10 Kết quả So sánh chuyển vị đứng (chuyển vị đứng và góc xoay) mô hình nhiều mặt chảy dẻo và mô hình một chảy dẻo (spudcan 1)

5 yield surfaces1 yield surface Đối với Hình 4.10 cũng cho thấy rõ ràng chuyển vị đứng trường hợp một mặt chảy dẻo spudcan 1 lớn hơn chuyển vị đứng trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng

Qua đồ thị, từ Hình 4.7 đến Hình 4.10, so sánh phân tích tương tác giữa móng và cột mô hình giàn khoan 3 chân ngoài khơi sử dụng móng với mô hình một mặt chảy dẻo và mô hình nhiều mặt chảy dẻo với cùng tải trọng môi trường ban đầu, ta thấy kết quả chuyển vị của móng spudcan 1 trong trường hợp một mặt chảy dẻo lớn hơn trường hợp nhiều mặt chảy dẻo, hiện tượng trễ trong trường hợp nhiều mặt chảy dẻo là mô hình phù hợp so với móng sử dụng mô hình một mặt chảy dẻo khi chịu tải trọng tuần hoàn

Hình 4.11 Kết quả So sánh phương ngang (lực và chuyển vị) mô hình nhiều mặt chảy dẻo và mô hình một chảy dẻo (spudcan 2)

Hình 4.11 cho thấy độ lớn của lực ngang trường hợp một mặt chảy dẻo của spudcan 2lớn hơn độ lớn lực ngang trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng Tương tự, đa số giá trị số học chuyển vị ngang của trương hợp 1 mặt chảy dẻo lớn hơn trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng Và độ trễ của móng sử dụng mô hình nhiều mặt chảy

Hình 4.12 Kết quả So sánh góc xoay (moment và góc xoay) mô hình nhiều mặt chảy dẻo và mô hình một chảy dẻo (spudcan 2)

Hình 4.12 so sánh lực Momen, góc xoay của mô hình 1 mặt chảy dẻo và 5 mặt chảy dẻo Kết quả cho thấy lực Momen của mô hình 1 mặt chảy dẻo lớn hơn mô hình 5 mặt chảy dẻo Ngược lại, góc xoay của mô hình 1 mặt chảy dẻo sẽ lớn hơn góc xoay mô hình 5 mặt chảy dẻo khi M < 0 và nhỏ hơn khi M > 0.

Hình 4.13 Kết quả So sánh phương đứng (lực và chuyển vị) mô hình nhiều mặt chảy dẻo và mô hình một chảy dẻo (spudcan 2)

Hình 4.13 cho thấy rõ ràng chuyển vị đứng trường hợp một mặt chảy dẻo spudcan 2 lớn hơn chuyển vị đứng trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng

V e rt ical D isp lacem en t ( m )

Hình 4.14 Kết quả So sánh chuyển vị đứng (chuyển vị đứng và góc xoay) mô hình nhiều mặt chảy dẻo và mô hình một chảy dẻo (spudcan 2) Đối với Hình 4.14 cũng cho thấy rõ ràng chuyển vị đứng trường hợp một mặt chảy dẻo spudcan 2 lớn hơn chuyển vị đứng trường hợp 5 mặt chảy dẻo tương ứng

Qua đồ thị, từ Hình 4.11 đến Hình 4.14, so sánh phân tích tương tác giữa móng và cột mô hình giàn khoan 3 chân ngoài khơi sử dụng móng với mô hình một mặt chảy dẻo và mô hình nhiều mặt chảy dẻo với cùng tải trọng môi trường ban đầu, ta thấy kết quả chuyển vị của móng spudcan 2 trong trường hợp một mặt chảy dẻo sẽ lớn hơn trường hợp nhiều mặt chảy dẻo Móng sử dụng mô hình nhiều mặt chảy dẻo mô phỏng được ứng xử của móng khi chịu tải trọng tuần hoàn.

TRƯỜNG HỢP KHÔNG XÉT MÓNG

Để hạn chế chuyển vị của móng khi biến dạng đất nền lớn, có thể sử dụng phương pháp giả tạo điều kiện không xét móng, tức là đưa tương tác giữa móng và cột vào mô hình tính toán So sánh trường hợp có và không có xét tương tác móng-cột cho thấy rằng trường hợp có xét móng giúp giảm đáng kể chuyển vị của móng, như minh họa trong các đồ thị ở Hình 4.15 và Hình 4.16.

Hình 4.15 Kết quả So sánh quan hệ lực đứng (V) và momen (M2) mô hình có xét móng và mô hình không xét móng (spudcan 1)

Hình 4.16 Kết quả So sánh quan hệ lực đứng (V) và momen (M2) mô hình có xét móng và mô hình không xét móng (spudcan 2)

Qua so sánh đồ thị giữa Hình 4.15 và 4.16, kết quả nội lực chân cột của giàn khoan 3 chân ngoài khơi trong trường hợp có xét móng và không xét móng cho thấy sự khác biệt về độ lớn nội lực chân cột Cụ thể, khi xét móng, nội lực chân cột (gồm lực đứng và moment) tại móng spudcan 1 và spudcan 2 có giá trị nhỏ hơn so với trường hợp không xét móng.

CHƯƠNG 5 NHẬN XÉT VÀ KẾT LUẬN

NHẬN XÉT VÀ KẾT LUẬN

TÓM TẮT CÔNG VIỆC ĐÃ ĐẠT ĐƯỢC

Trong Chương IV, tác giả đã áp dụng và xây dựng được thủ tục tương tác giữa móng và cột mô phỏng kết cấu ngoài khơi với móng và tải trọng môi trường 3 chiều sử dụng mô hình nhiều mặt chảy dẻo để phân tích bài toán giàn khoan ngoài khơi, và nhận được các kết quả hợp lý Sau đó, tác giả sử dụng các kết quả thu được so sánh giữa mô hình một mặt chảy dẻo và mô hình nhiều mặt chảy dẻo Ngôn ngữ FORTRAN được sử dụng để lập trình, tính toán và phân tích Một số vấn đề cụ thể như sau:

 Phân tích bài toán tương tác giữa kết cấu bên trên với móng sử dụng mô hình chảy dẻo nhiều mặt cho kết quả trong trường hợp 5 mặt chảy dẻo gồm : tương quan giữa chuyển vị theo phương đứng và lực theo phương đứng của móng; tương quan giữa chuyển vị theo phương ngang và lực theo phương ngang của móng; tương quan giữa góc xoay và moment của móng; tương quan chuyển vị đứng và góc xoay của móng So sánh kết quả trên với trường hợp mô hình móng một mặt chảy dẻo

 Phân tích bài toán tương tự trong trường hợp không xét móng (không có tương tác giữa móng và kết cấu bên trên) trong cùng một chương trình PTHH SOS_3D và so sánh với kết quả của mô hình tương tác giữa móng và cột có sử dụng mô hình chảy dẻo (một mặt chảy dẻo và nhiều mặt chảy dẻo)

Kết quả đạt được trong trường hợp tương tác giữa móng và cột sử dụng mô hình móng với lý thuyết chảy dẻo Trường hợp sử dụng mô hình móng với lý thuyết chảy dẻo nhiều mặt cho kết quả sát với thực tế hơn so với mô hình một mặt chảy dẻo.

KẾT LUẬN

Qua các ví dụ số đã được trình bày ở Chương IV trong việc áp dụng mô hình tương tác giữa khung và móng sử dụng mô hình móng với lý thuyết chảy dẻo nhiều tương tác giữa móng và cột Thông qua đó, tác giả cũng đưa ra một số kết luận như sau:

 SOS_3D và ISIS có thể được phát triển độc lập mà không cần lo lắng về việc không tương thích của các biến giữa hai chương trình

 Các phiên bản tương lai của SOS_3D và ISIS có thể dễ dàng được kết nối lại chỉ bằng cách thay đổi thủ tục tương tác đơn giản

 Mô hình móng ISIS dùng để phân tích móng nông một mặt chảy dẻo và nhiều mặt chảy dẻo có các ưu điểm : o Giảm tổng số bậc tự do o Tiết kiệm thời gian xử lý o Ít cần kinh nghiệm trong lập trình phần tử hữu hạn o Mô phỏng được ảnh hưởng tải trọng tuần hoàn (Mô hình nhiều mặt chảy dẻo)

 Tuy nhiên, kết quả phân tích tương tác khung và móng sử dụng mô hình móng với lý thuyết chảy dẻo nhiều mặt phụ thuộc rất lớn vào các thông số đầu vào của SOS_3D cũng như ISIS Vì vậy, cần phải hiểu rõ về SOS_3D và ISIS và chuẩn bị cẩn thận các thông số đầu vào trước khi phân tích tương tác

Tóm lại, qua luận văn này tác giả đã xây dựng được thủ tục tương tác giữa khung và móng sử dụng mô hình móng với lý thuyết chảy dẻo nhiều mặt cho kết cấu giàn khoan ngoài khơi và móng nông spudcan Kết quả cho thấy với mô hình nhiều mặt chảy dẻo cho kết quả sát thực tế hơn Điều này giúp cho các kỹ sư chú ý trong quá trình thiết kế để có thể đưa ra giải pháp kết cấu công trình một cách tối ưu và hiệu quả hơn.

HƯỚNG PHÁT TRIỂN

Phần nội dung nghiên cứu chỉ đề cập đến việc phát triển phương pháp tương tác giữa móng và cột thông qua mô hình móng sử dụng lý thuyết chảy dẻo nhiều mặt cho giàn khoan ngoài khơi, được dựng dựa trên chương trình phần tử hữu hạn có tên là SOS_3D (Mô phỏng giàn khoan ngoài khơi ba chiều).

Structures complete with their foundations and invironmental loading in 3Dimensions)

(Bienen and Cassidy, 2006) [3] Mô phỏng kết cấu ngoài khơi với móng và tải trọng môi trường 3 chiều và Cơ sở lý thuyết chảy dẻo nhiều mặt, được thiết lập bởi Houlsby và Puzrin (2000) [1], mô hình lý thuyết, gọi là ISIS, đã được phát triển (Lam Nguyen-

Từ nghiên cứu của Sy và Houlsby (2005) [2], các tác giả đề xuất hướng nghiên cứu tiếp theo là phát triển thủ tục để phân tích tương tác giữa móng cọc và kết cấu khung nhà dân dụng Trong quá trình này, ứng xử của vật liệu kết cấu khung vẫn được xem xét theo mô hình đàn hồi tuyến tính, trong khi ứng xử của móng cọc được mô tả bằng mô hình chảy dẻo đa mặt.

[1] Houlsby, G T and Puzrin, A M., "A Thermomechanical Framework for Constitutive Models for Rate-Independent Dissipative Materials," International

Journal of Plasticity, vol 16, no 9, pp 1017-1047, 2000

[2] L Nguyen-Sy, "The theoretical modelling of circular shallow foundation for offshore wind turbines," PhD thesis, University of Oxfford, 2005

[3] Bienen, B and Cassidy J M., "Advances in the three-dimensional fluid– structure–soil interaction analysis of offshore jack-up structures," Marine

[4] G G Meyerhof, "The bearing capacity of foundations under eccentric and inclined loads," in Proc 3rd Int Conf Soil Mech Engng, vol 1, Zurich, 1953, pp

[5] J Brinch Hansen, "A general formula for bearing capacity," Geotechnical

[6] J Brinch Hansen, "A revised and extended formula for bearing capacity,"

Danish Geotechnical Institute, no 98, pp 5-11, 1970

[7] V A S., Foundation Engineering Handbook New York: Van Nostrand, 1975.

[8] Butterfield, R and Banerjee, P K, "A rigid disk embedded in an elastic half space," Geotechnical Engineering, vol 2, pp 355-52, 1971

[9] Nova, R and Montrasio, L., "Settlements od shallow foundations on sand,"

[10] Gottardi, G and Houlsby, G T., "Model tests of circular footings on sand subjected to combined loads," Depatment of Engineering Science, University of Oxford Report No 2071/95, 1995

[11] Martin, C M and Houlsby, G T., "Combined loading of spudcan foundations on clay: numerical modelling," Géotechnique, vol 51, no 8, pp 687-699, 2001

[12] M J Cassidy, "Non-linear analysiss of jack-up structures subjected to random waves," University of Oxford D.Phil thesis, 1999

[13] J S Przemieniecki, Theory of matrix structural analysis McGraw-Hill, 1968

[14] R K Livesley, Matrix methods of structural analysis, 2nd ed Pergamon Press, 1975

[15] Coates, R.C., Coutie, M.G., Kong, M.G., Structural Analysis Chapman & Hall, 1994

[16] Chen, W.F., Lui, E.M., Stability Design of Steel Frames CRC Press, Inc., 1991

[17] A Kassimali, "Large deformation analysis of elasto-plastic frames," Journal of

Structural Engineering, vol 109, no 8, pp 1869-1886, 1983

[18] Kassimali, A., Abbasnia, R., "Large deformation analysis of elastic space frames," Journal of Structural Engineering, vol 117, no 7, pp 2069-2087, 1991

[19] C Oran, "Tangent stiffness in plane frames," Journal of the Structural

Division, vol 99, no ST6, Proc Paper 9810, pp 973-985, Jun 1973a

[20] Timoshenko, S.P., Gere, J.M., Theory of elastic stability, 2nd ed McGraw-Hill, 1961

[21] C M Martin, "Physical and numerical modelling of offshore foundations under combined loads," University of Oxford D Phil thesis, 1994

[22] C Oran, "Tangent stiffness in space frames," Journal of the Structural

Division, vol 99, no ST6, Proc Paper 9813, pp 987-1001, Jun 1973b

[23] R W , P J Clough, Dynamics of structures, 2nd ed New York: McGraw- Hill, 1993

[24] Martin, C.M & Houlsby, G.T., "Jackup units on clay: structural analysis with realistic modelling of spudcan behaviour.," in Proc 31st Annual Offshore

[25] Cassidy, M J., Byrne, B W and Houlsby, G T., "Modelling the behaviour of circular footings under combined loading on loose carbonate sand.,"

[26] Byrne, B W & Houlsby, G T., "Observations of footing behaviour on loose carbonate sands," Géotechnique, vol 51, no 5, pp 463-466, 2001

[27] Houlsby, G T and Cassidy, M J., "A Plasticity model for the behaviour of footings on sand under combined loading," Géotechnique, vol 52, no 2, pp 117- 129, 2002

[28] Cassidy, M.J and Bienen, B., "Three-Dimensional Numerical Analysis of Jack- Up Structures on sand," in Proc 12th International Offshore and Polar

[29] G Weeks, "Temporal operators for nonlinear structural dynamics problems,"

Journal of the engineering Mechanics Division, vol 98, no EM 5, pp 1087-1104,

[30] Byrne, B.W and Houlsby, G.T., "Foundations for offshore wind turbines,"

Phil Trans R Soc Lond A, pp 2914-2915, 2003

Họ và tên: Ngô Tấn Sanh

Ngày, tháng, năm sinh: 18/09/1977 Nơi sinh: Củ chi – Tp.HCM Địa chỉ liên lạc: Tổ 10 - Ấp Phước An – Xã Phước Thạnh – Huyện Củ Chi

– Thành Phố Hồ Chí Minh Điên thoại liên lạc:

Email: sanhngotan@yahoo.com.vn

Thời gian Học tập Ở đâu Thành tích

Từ 09/1995 đến 04/2000 Học ĐH tại trường ĐH Bách

Khoa Tp.HCM Tp Hồ Chí Minh Khá

Từ 09/2010 đến nay Học chương trình thạc sỹ tại đại học Bách Khoa Tp.HCM Tp Hồ Chí Minh

Thời gian Công việc Ở đâu

Tháng 03/2000 đến 09/2005 Nhân viên kỹ thuật Công ty Quản lý khai thác dịch vụ thủy lợi Tp.HCM Tháng 09/2005 đến Phó Giám đốc Xí nhiệp Tư vấn Xây Công ty Quản lý khai thác dịch vụ