Tinh toan tuoi tho moi

§å ¸n tèt nghiÖp

ThiÕt kÕ tÝnh to¸n tuæi thä mái c«ng tr×nh LQ10

Sinh viªn thùc hiÖn Ph¹m ThÞ Hång Nhung - líp 47 CTT - Khoa ®µo t¹o kü s− chÊt l−îng cao 1

LỜI CẢM ƠN Đối với sinh viên xây dựng thì đồ án tốt nghiệp có ý nghĩa hết sức quan trọng. Đó là một

bước để đánh giá sự trưởng thành về nhiều mặt của sinh viên qua 5 năm học và những kiến

thức gặt hái được trong quá trình học tập tại nhà trường. Đối với sinh viên P.F.I.E.V

chuyên ngành Công trình thủy (IH), kiến thức chuyên ngành công trình thủy cuối năm thứ 4

và đầu năm thứ 5 đã cung cấp những hiểu biết chung về lĩnh vực công trình thủy, đồ án tốt

nghiệp của tôi là sự tìm hiều kĩ hơn và sâu hơn về một lĩnh vực, một công trình cụ thể trong

công trình thủy.

Mục tiêu của đồ án tốt nghiệp của chuyên ngành công trình thủy là đòi hỏi kĩ năng sử

dụng phần mềm, khả năng làm việc độc lập, khả năng phát hiện và giải quyết vấn đề-là

những đìều mà tôi rất cần trước khi trở thành một người kĩ sư.

Để đạt được mong muốn đó, dưới sự hướng dẫn của các thầy viện Công trình biển, tôi đã

lỗ lực làm việc và nghiên cứu trong thời gian mười lăm tuần từ tháng 2/2007 đến tháng

5/2007. Để hoàn thành đồ án đúng mục tiêu và thời hạn, tôi xin được chân thành cảm ơn

ThS. Mai Hồng Quân- Viện công trình biển - là thầy giáo hướng dẫn chính trực tiếp, xin

được cảm ơn sự giúp đỡ nhiệt tình của PGS.TS. Đinh Quang Cường và TS. Nguyễn Quốc

Hòa.

Nhân đây, tôi xin được gửi lời đồng cảm ơn tới các thầy cô trong ban Quản lý và Đào tạo

Kĩ Sư Chất lượng cao trường Đại học Xây Dựng, các thầy thuộc Viện Công trình biển,

Khoa Thủy lợi-Thủy điện, Khoa Công trình bến cảng đã giúp đỡ tôi trong suốt 5 năm đại

học.

Cuối cùng tôi xin cảm ơn những ai quan tâm đến đồ án này nói riêng và lĩnh vực công

trình biển nói chung.

Hà nội, ngày 29/05/2007 Sinh viên

Phạm Thị Hồng Nhung




LỜI CẢM ƠN ..................................................................................................................................... 1 CHƯƠNG I ......................................................................................................................................... 3 MỞ ĐẦU -NHIỆM VỤ ĐỒ ÁN-SỐ LIỆU MÔI TRƯỜNG TÍNH TOÁN - GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH LQ10 ......................................................................................................................... 3

I.1-Mở đầu - Nhiệm vụ đồ án ........................................................................................................... 3 I.2-Số liệu môi trường tính toán ....................................................................................................... 3

I.2.1-Số liệu khí tượng hải văn ..................................................................................................... 3 I.2.2-Số liệu địa chất .................................................................................................................... 8

I.3- Giới thiệu công trình LQ10 ....................................................................................................... 9 I.3.1-Chức năng ............................................................................................................................ 9 I.3.2-Mô tả công trình .................................................................................................................. 9

CHƯƠNG II ..................................................................................................................................... 12 LÝ THUYẾT TÍNH MỎI CÔNG TRÌNH BIỂN .......................................................................... 12

II.1- Hiện tượng phá huỷ mỏi trong kết cấu ................................................................................... 12 II.2- Tải trọng gây mỏi ................................................................................................................... 13 II.3-Các phương pháp tính toán mỏi .............................................................................................. 14 II.4 - Điểm nóng - Hệ số tập trung ứng suất - Đường cong mỏi .................................................... 17

II.4.1-Điểm nóng ( hot spot) ....................................................................................................... 17 II.4.2-Hệ số tập trung ứng suất (SCF) ........................................................................................ 18 II.4.3-Đường cong mỏi S-N ....................................................................................................... 28

II.5- Tính toán mỏi theo quan điểm tiền định ................................................................................ 33 II.5.1- Tải trọng sóng .................................................................................................................. 33 II.5.2-Xác định ứng suất danh nghĩa theo phương pháp tiền định ............................................. 34 II.5.3-Đếm các chu trình ứng suất .............................................................................................. 35 II.5.4-Thống kê dài hạn các trạng thái biển ................................................................................ 35 II.5.5-Tổn thất mỏi tích luỹ ........................................................................................................ 35

II.6-Tính toán mỏi theo quan điểm ngẫu nhiên .............................................................................. 35 II.6.1 - Tải trọng sóng ................................................................................................................. 35 II.6.2-Xác định ứng suất danh nghĩa theo phương pháp phổ ..................................................... 37 II.6.4-Đếm các chu trình ứng suất .............................................................................................. 38 II.6.5-Thống kê dài hạn các trạng thái biển ................................................................................ 39 II.6.6-Tỉ số mỏi tích luỹ ............................................................................................................. 39

II.7. Hệ số an toàn FCF .................................................................................................................. 39 CHƯƠNG III .................................................................................................................................... 41 SỬ DỤNG CHƯƠNG TRÌNH SACS TÍNH TOÁN-KIỂM TRA MỎI CÔNG TRÌNH LQ10 41

III.1-Lý thuyết bổ sung cho chương trình tính toán ....................................................................... 41 III.1.1-Lý thuyết các nút ............................................................................................................. 41 III.1.2-Lý thuyết về mô hình cọc đất nền ................................................................................... 43

III.2-Dao động riêng ....................................................................................................................... 44 III.3-Tính toán mỏi với mô hình cơ bản ......................................................................................... 44 III.4-Tính toán mỏi với mô hình chi tiết ........................................................................................ 46 III.5 -Cọc đất nền tác dụng đồng thời ............................................................................................ 52

CHƯƠNG IV .................................................................................................................................... 54 NHẬN XÉT KIẾN NGHỊ PHƯƠNG ÁN BẢO TRÌ CÔNG TRÌNH ......................................... 54

IV.1-Nhận xét về mức độ phá huỷ mỏi giữa các nút ..................................................................... 54 IV.2-Khuyến cáo trong quá trình sử dụng ...................................................................................... 65




CHƯƠNG I

MỞ ĐẦU -NHIỆM VỤ ĐỒ ÁN-SỐ LIỆU MÔI TRƯỜNG TÍNH TOÁN - GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH LQ10

I.1-Mở đầu - Nhiệm vụ đồ án Khi lựa chon chuyên ngành, tôi đã chọn chuyên ngành xây dựng công trình biển và rất

ham mê tìm hiểu. Trong đợt thực tập cán bộ kĩ thuật tại công ty liên doanh dầu khí Vietsovpetro, tôi được giới thiệu một đề tài rất hấp dẫn: tính mỏi công trình biển. Chính vì vậy tôi đã chọn đề tài: Thiết kế, tính toán tuổi thọ mỏi kết cấu chân đế giàn nhà ở LQ 10 thuộc mỏ Bạch Hổ đề thực hiện đồ án tốt nghiệp. Đề tài này giúp tôi có thể thực hành một kĩ năng quan trọng của người kĩ sư: tính toán khả năng chịu mỏi của công trình trong điều kiện chịu tải trọng lặp. Sau đây tôi xin tóm tắt cơ bản nhiệm vụ đố án:

• Tìm hiểu lý thuyết tính mỏi công trình biển cố định bằng thép, bao gồm tính mỏi tiền định và tính mỏi ngẫu nhiên.

• Áp dụng lý thuyết tính mỏi trên để tính toán kiểm tra chân đế dàn LQ 10 bằng phần mềm SACS trên cở sở thiết kế giàn LQ10.

• Từ kết quả tính toán trên phát hiện ra những nút nhạy cảm với hiện tượng mỏi, qua đó có các khuyến cáo trong quá trình sử dụng và thiết kế lại nếu cần thiết.

I.2-Số liệu môi trường tính toán Điều kiện môi trường được lấy từ báo cáo: “Bach Ho - Rong Field’s Environmental

Extreme Conditions - 2000” - là kết quả nghiên cứu đo đạc của XNLD Vietsovpetro tại khu vực mỏ Rồng và Bạch Hổ.

I.2.1-Số liệu khí tượng hải văn

I.2.1.1- Gió

Khu vực xây dựng công trình là khu vực chịu ảnh hưởng trực tiếp của gió mùa. Gió mùa

Đông Bắc (vào mùa đông), gió mùa Tây Nam (mùa hè). Gió mùa Đông Bắc kéo dài từ tháng 11 đến tháng 3 hàng năm, trong khoảng thời gian này gió thổi ổn định, có tốc độ

mạnh và thịnh hành trong suốt mùa. Gió mùa chuyển tiếp (kéo dài từ tháng 4 đến tháng 10 hàng năm), gió thổi không ổn định theo các hướng. Tốc độ gió được đo ở độ cao tiêu chuẩn

10m so với mực nước trung bình (MSL) với các tần suất xẩy ra lần lượt là: 100, 50, 25, 10, 5, 1 năm. Với các thông số đo như sau:

Tốc độ gió được đo ở 8 hướng: Hướng Bắc (N)

Hướng Đông Bắc (NE)

Hướng Đông (E) Hướng Đông Nam (SE)

Hướng Nam (S)




Hướng Tây Nam (SW)

Hướng Tây (W) Hướng Tây Bắc (NW)

Tốc độ gió ở các hướng khác có thể tính bằng cách nội suy tuyến tính từ các hướng lân

cận.

Tốc độ gió trung bình được đo ở các mốc thời gian trong: 3 giây, 1 phút và 2 phút.

Bảng I.1: Tốc độ gió trung bình trong khoảng thời gian 2 phút (m/s)

Tần suất (năm)

Hướng gió

N NE E SE S SW W NW 100 38.4 49.4 30 20.8 22 35.7 34.2 33.5 50 36.2 45 29.1 19.2 21.4 33.4 32.7 31.8 25 34.2 40.6 27.4 18.2 20.4 31.5 30.4 29.2 10 30.6 37.5 26.3 16.8 19.2 28.2 27.5 26.5 5 28.5 34.6 25.2 15.5 18.4 26.2 25.2 21.3 1 23 26 22 12.7 16 21 20 18

BảngI.2: Tốc độ gió trung bình trong khoảng thời gian 1 phút (m/s)

Tần suất (năm)

Hướng gió

N NE E SE S SW W NW 100 39.7 50.9 31 21.4 22.7 36.9 35.3 34.6 50 37.4 46.5 30.1 19.8 22.1 34.5 33.4 32.8 25 35.3 41.9 28.3 18.8 21.1 32.5 34.1 30.2 10 31.6 38.7 27.2 17.4 19.8 29.1 28.4 27.4 5 29.4 35.7 26 16 19 27.1 26 22 1 23.8 26.4 22.7 13.1 16.5 21.7 20.7 18.6

Bảng I.3: Tốc độ gió trung bình trong khoảng thời gian 3 giây (m/s)

Tần suất (năm)

Hướng N NE E SE S SW W NW

100 44.7 57.4 34.9 24.2 25.6 41.6 39.8 39 50 42.1 52.4 33.9 22.3 24.9 38.9 18.1 37 25 39.8 47.3 31.9 21.2 23.7 36.7 35.4 34 10 35.6 43.7 30.6 19.6 22.4 32.8 32 30.8 5 33.2 40.3 29.3 18 21.4 30.5 29.3 24.8




Tần suất (năm)

Hướng N NE E SE S SW W NW

1 26.8 30.3 25.5 14.8 16.6 24.4 23.3 21

Tải trọng gió tính toán cho cả công trình được tính với tốc độ gió trung bình trong khoảng

thời gian 1 phút với chu kỳ lặp 100 năm.

I.1.2.2-Sóng

Gió mùa, áp thấp nhiệt đới và bão là nguyên nhân chủ yếu hình thành sóng ở biển Đông. Bão thường tập trung từ tháng 6 đến tháng 10, do vậy chế độ sóng rất rõ rệt. Trong thời kì

có gió mùa Đông Bắc (từ tháng 11 đến tháng 3) sóng theo hướng Đông Bắc, độ cao cực đại

của sóng đáng kể hướng Đông Bắc có thể đạt 6.5 m và có thể lớn hơn. Trong thời kì gió

mùa Tây Nam, sóng theo hướng Tây Nam có độ cao cực đại sóng đáng kể chỉ trong tháng 8, có thể vượt qua 6.0 m. Chế độ sóng được mô tả bởi hai thông số chính là chiều cao sóng và

chu kỳ sóng với các thông số sau:

Các thông số sóng được đo ở 8 hướng: N, NE, E, SE, S, SW, W, NW.

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

Bảng I.4: Số con sóng xuất hiện trong một năm theo hướng Bắc

Khoảng chiều cao sóng (m)

Chiều cao trung bình (m)

Chu kỳ sóng (s)

Xác suất Số con sóng

0.15 – 0.5 0.30 3.35 0.17690 16609 0.5 – 1.0 0.75 4.65 0.11994 8118 1.0 - 1.5 1.25 5.48 0.05935 3410 1.5 - 2.0 1.75 6.13 0.03208 1649 2.0 - 2.5 2.25 6.67 0.01822 861 2.5 - 3.0 2.75 7.14 0.01070 472 3.0 - 3.5 3.25 7.57 0.00645 268 3.5 - 4.0 3.75 7.96 0.00396 157 4.0 - 4.5 4.25 8.31 0.00247 94 4.5 - 5.0 4.75 8.65 0.00156 57 5.0 - 5.5 5.25 8.96 0.00100 35 5.5 - 6.0 5.75 9.25 0.00064 22 6.0 - 6.5 6.25 9.53 0.00042 14 6.5 - 7.0 6.75 9.80 0.00028 9 7.0 - 7.5 7.25 10.06 0.00018 6 7.5 - 8.0 7.75 10.30 0.00012 4 8.0 - 8.5 8.25 10.54 0.00008 2 8.5 - 9.0 8.75 10.76 0.00005 2 9.0 - 9.5 9.25 10.98 0.00004 1 9.5 - 10 9.75 11.19 0.00003 1




Khoảng chiều cao sóng (m)

Chiều cao trung bình (m)

Chu kỳ sóng (s)

Xác suất Số con sóng

h0 = 0.73 T0 = 4.3 P = 0.435 N = 31791

Phụ lục I.1 : Bảng số con sóng xuất hiện theo hướng Bắc.

Phụ lục I.2 : Bảng số con sóng xuất hiện theo hướng Đông Bắc.

Phụ lục I.3 : Bảng số con sóng xuất hiện theo hướng Đông.

Phụ lục I.4 : Bảng số con sóng xuất hiện theo hướng Đông Nam.

Phụ lục I.5 : Bảng số con sóng xuất hiện theo hướng Nam.

Phụ lục I.6 : Bảng số con sóng xuất hiện theo hướng Tây Nam.

Phụ lục I.7 : Bảng số con sóng xuất hiện theo hướng Tây.

Phụ lục I.8 : Bảng số con sóng xuất hiện theo hướng Tây Bắc.

I.1.2.3-Dòng chảy

Chế độ dòng chảy trong khu vực được hình thành do ảnh hưởng của chế độ gió mùa và

chế độ thuỷ triều của hoàn lưu nước biển Đông. Dòng chảy bao gồm: chế độ dòng chảy mặt và chế độ dòng chảy đáy. Vận tốc dòng chảy

được xác định như sau:

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

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

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

Vận tốc dòng chảy được thống kê với các tần suất xuất hiện là 100, 1 năm.

Vận tốc dòng chảy mặt

Bảng I.5 : Vận tốc dòng chảy mặt với tần suất 100 năm theo các hướng sóng

Thông số Hướng sóng

N NE E SE S SW W NW

Vận tốc (cm/s) 93 137 100 173 224 181 178 121

Góc lệch so với hướng Bắc

240 242 277 41 68 79 78 134




Bảng I.6: Vận tốc dòng chảy mặt với tần suất 1 năm theo các hướng sóng


N NE E SE S SW W NW

Vận tốc (cm/s)

80 102 83 135 128 148 142 89


240 242 277 41 68 79 78 134

Vận tốc dòng chảy đáy

Bảng I.7: Vận tốc dòng chảy đáy với tần suất 100 năm theo các hướng sóng


N NE E SE S SW W NW

Vận tốc (cm/s) 68 119 126 109 82 137 119 97


2 300 60 295 329 53 329 197

Bảng I.8: Vận tốc dòng chảy đáy với tần suất 1 năm theo các hướng sóng


N NE E SE S SW W NW

Vận tốc (cm/s) 58 69 96 85 67 97 96 77


2 300 60 295 329 53 329 197

I.1.2.4-Thuỷ triều

Trong khu vực mỏ Bạch Hổ, đặc trưng dao động mực nước là bán nhật triều không đều.

Mực nước trung bình tháng phân bố không đều trong năm, các tháng mùa đông mực nước dâng lên 0.234 (m), còn trong mùa hè mực nước hạ xuống 0.145(m) so với mực nước trung

bình hàng năm. Biên độ dao động triều được tính toán lên xuống so với mực nước trung bình (MSL).

Biên độ triều cao nhất so với MSL : + 1.03 m. Biên độ triều thấp nhất so với MSL : - 1.62 m.

Nước dâng do gió bão so với MSL : + 0.87 m.




I.1.2.5-Sinh vật biển

Sự phát triển của sinh vật biển (hà) được lấy trung bình theo các báo cáo khảo sát cho vùng mỏ Bạch Hổ năm 1997, tại các cao độ sau:

Bảng I.9 : Chiều dày hà bám

Cao độ (m) Chiều dày

(mm)

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

Từ cao độ (-) 4.000 đến cao độ (-) 8.000 87

Từ cao độ (-) 8.000 đến cao độ (-) 10.000 100

Từ cao độ (-) 10.000 đến đáy biển 70

I.2.2-Số liệu địa chất

Trên cơ sở kết quả khảo sát địa chất phục vụ quá trình thiết kế và xây dựng các công trình

biển trên hai khu mỏ Bạch Hổ và Rồng. Chúng ta có thể đưa ra một số nhận định chung về

điều kiện địa chất công trình trên khu mỏ như sau: Trên bề mặt đáy biển thường có một lớp trầm tích lắng đọng có thành phần hỗn hợp, ở

dạng bùn rất nhão. Chiều dày lớp này thường trên dưới nửa mét, đặc tính cơ lý không ổn

định, thường bỏ qua trong quá trình tính toán thi công.

Nền đất trên toàn bộ khu mỏ là tương đối giống nhau, gồm khá nhiều lớp, chiều dày các lớp đất không lớn (ít có lớp đất nào dày hơn 10m). Chiều dày trung bình của các lớp đất

trong khoảng 4.5 đến 5m. Số các lớp đất sét chiếm ưu thế, ứng suất cắt của các lớp đất này phổ biến trong khoảng

100 đến 200 Kpa. Các lớp cát xuất hiện rải rác, xen kẽ giữa các lớp sét, thường có góc nội ma sát trong

khoảng từ 200 đến 350. Chưa thấy sự xuất hiện của các lớp sỏi và tầng đá trong khoảng 80 m trên cùng.

Bảng I.10 : Số liệu địa chất dùng cho thiết kế giàn LQ10

STT Độ sâu (m) Loại đất Tỷ trọng

ngập nước (KN/m3)

Góc nội ma sát Φ

(độ)

Ứng suất cắt không thoát nước Su

(KPa) Độ rỗng

ε50 Mặt Đáy

1 0.0 - 0.5 Cát 7.3 18 2 0.5 - 3.2 Sét 7.9 6 22 0.012 3 3.2 - 6.0 Sét 9.8 100 117 0.022 4 6.0 - 8.0 Cát 9.2 25 5 8.0 - 14.0 Sét 9.1 80 100 0.023




STT Độ sâu (m) Loại đất Tỷ trọng



(độ)


(KPa) Độ rỗng

ε50 Mặt Đáy

6 14.0 - 22.0 Sét 8.9 100 100 0.023 7 22.0 - 24.5 Sét 9.0 59 72 0.046 8 24.5 - 34.0 Cát 10.4 35 9 34.0 - 40.0 Sét 10.0 190 190 0.024 10 40.0 - 47.0 Sét 9.8 70 127 0.038 11 47.0 - 49.5 Cát 9.5 27 12 49.5 - 57.5 Sét 10.0 120 190 0.039 13 57.5 - 63.0 Sét 8.5 86 86 0.030 14 63.0 - 69.0 Bùn 7.1 154 154 0.026 15 69.0 - 73.5 Sét 8.6 104 104 0.043 16a 73.5 - 76.2 Cát 9.0 26 16 76.2 - 78.0 Sét 11.6 192 192 0.036 17 78.0 - 80.1 Cát 11.4 36

I.3- Giới thiệu công trình LQ10

I.3.1-Chức năng

Giàn LQ10 được thiết kế cho mục đích làm nhà ở cho các cán bộ công nhân viên làm việc

trên hai giàn BK1 và BK10.

I.3.2-Mô tả công trình

Những số liệu cơ bản nhất của giàn LQ10:

• Độ sâu nước : 50.1 m.

• Chiều cao công trình : 86.6m.

• Khối chân đế gồm 4 ống chính.

• Vì là giàn nhà ở, công trình không có giếng khoan và Riser.




Sàn sân bay el (+) 36.562

Sàn trên el (+) 27.812

Sàn chính el (+) 27.812

el (+) 7.500 ( cao trình wp )

Sàn du?i el (+) 27.812

el (+) 5.400 ( d?nh kcd )

el (+) 4.500

MSL (+) 0.00

EL (−) 12.500

EL (−) 32.500

EL (−) 50.100

EL (−) 50.600

( Đáy bi?n )

EL (−) 122.60

( Cao trình mui c?c )

paker

c?c

sàn ch?ng lúnpaker

c?c

? ng bom c?u h?a

B?n c?p t?u

Bản vẽ số : 1

Để đáp ứng nhu cầu module hóa thuận tiện cho công tác gia công chế tạo, lắp dựng, đồng

thời đảm bảo cho công tác duy tu bảo dưỡng sửa chữa được dễ dàng, công trình được phân

chia thành các block chế tạo độc lập và liên kết với nhau bằng các mối hàn, gồm có:

I.3.2.1-Khối chân đế Kết cấu chân đế là bộ phận chịu lực quan trọng nhất của công trình, được cấu tạo từ tổ hợp

các thanh thép ống gồm bốn ống chính và ống nhánh làm nhiệm vụ truyền tải trọng từ kết cấu phần trên xuống móng của công trình.

Để tối ưu hóa về chịu lực thì khối chân đế có kết cấu đối xứng, các panel nghiêng đều về

các phía tạo thành khối chân đế có dạng hình chóp cụt vuông.

I.3.2.2- Móng cọc Cọc được chế tạo từ các thép ống chuyên dụng cho công trình biển. Cọc được chia thành

nhiều đoạn tùy thuộc vào chiều dài cọc thiết kế. Ở phần trên, trong lồng cọc có bố trí đường ống bơm trám xi măng. Phẩn mũi cọc có một nửa được vát nghiêng, phía trong xung quanh

mũi cọc có hàn các sườn gia cường với mục đích vừa bảo vệ buồng bơm trám, vừa tăng cứng cho mũi cọc, đảm bảo quá trình thi công cọc có thể xuyên qua các nền cứng một cách

dễ dàng. Đường kính, chiều dài cọc phụ thuộc vào tải trọng tác dụng lên kết cấu, khả năng chịu tải

của nền đất và giải pháp thi công công trình.




Các cọc sẽ được đóng xuống độ sâu thiết kế qua ống chính của chân đế, giữa ống chính và

cọc được bơm trám bằng dung dịch xi măng.

I.3.2.3- Khung sàn chịu lực

Khung sàn chịu lực là bộ phận trung gian giữa các module trên thượng tầng và kết cấu chân đế. Làm nhiệm vụ tiếp nhận và truyền tải trọng từ khối thượng tầng xuống chân đế.

Sàn chịu lực thường được chế tạo từ các dầm thép hình hoặc các dầm thép tổ hợp.

I.3.2.4- Giá cập tàu

Giá cập tầu được thiết kế dựa trên các cơ sở sau: Vị trí bố trí giá cập tầu tại khu vực có sự dao động thuỷ triều.

Đảm bảo mớn nước cho tàu cập khi thuỷ triều lên xuống.

Đảm bảo không cho tầu va trực tiếp vào khối chân đế.

Giảm được đáng kể lực cập tầu Phù hợp với các yêu cầu trên, giá cập tàu được đặt ngược với hướng gió chính và hướng

dòng chảy để giảm thiểu lực tác dụng vào giàn khoan khi tàu cập vào giàn, đảm bảo độ an toàn cho khối chân đế.

Giá cập tàu được chia làm hai phần chính: Phần cố định gồm khung xương, cầu thang, hai mặt sàn ở cao độ khác nhau cho các mực

thuỷ triều. Phần bán cố định gồm các trụ đứng bọc đệm cao su, phía dưới liên kết với với khung

xương qua ống định tâm, đầu trên liên kết với khung xương qua mặt bích bắt bulông.

Giải pháp này cho phép sử dụng lâu dài giá cập tàu, quá trình sửa chữa và thay thế chỉ cần

phương tiện thô sơ để thay thế các trụ đứng.

I.3.2.5-Thượng tầng

Là tổ hợp kiến trúc xây dựng dân dụng và công nghiệp đảm bảo các hoạt động của công trình ở xa bờ. Được bố trí theo kiến trúc modul khép kín, quy hoạch hợp lý và liên hợp giữa

các hạng mục của công trình và thiết bị. Quy hoạch thượng tầng đảm bảo tính an toàn cao về cháy nổ và cứu sinh.

Các block của giàn LQ10: Sàn sân bay;

Block người ở;

Sàn chính: có các kết cấu phụ, trạm cứư hoả, khu vệ sinh, sàn cho xuồng cứư sinh…;

Sàn dưới (cellar deck): gồm các bình chứa chất lỏng, container DG, hệ thống ống,..




CHƯƠNG II

LÝ THUYẾT TÍNH MỎI CÔNG TRÌNH BIỂN

II.1- Hiện tượng phá huỷ mỏi trong kết cấu Hiện tượng mỏi là hiện tượng phá huỷ của kết cấu dưới tác động lặp lại nhiều lần của ứng

suất, đến khi kết cấu xuất hiện vết nứt, các vết nứt phát triển dần đến khi có phá huỷ hoàn toàn kết cấu:

Hiện tượng mỏi được phát sinh khi có đủ hai điều kiện cần sau: • Tải trọng tác động có gía trị thay đổi theo thời gian hoặc thay đổi có chu kì. Chu kì

có thể đều hoặc không đều. • Vật liệu làm kết cấu không đồng nhất.

Hiện tượng mỏi cần có điều kiện đủ sau: • Số chu trình lặp lại của mức ứng suất phải đủ lớn để gây mỏi. Nếu ứng suất lớn thì

cần ít chu trình để gây ra mỏi, nếu ứng suất nhỏ thì cần nhiều chu trình hơn. Trạng thái làm việc của công trình biển: • Tải trọng sóng tác dụng lên công trình là tải trọng thay đổi có chu kì và tác động lặp

lại trong suốt thời gian tồn tại của công trình. • Vật liệu thép ống chế tạo tại nhà máy nhưng được thi công hàn tại công trường vì vậy

không tránh khỏi khuyết tật. Đây chính là điều kiện cần và đủ có thể xảy ra hiện tượng mỏi trong công trình biển. Các giai đoạn phá huỷ mỏi: • Giai đoạn 1: Với chu trình N1 đủ lớn thì vết nứt thì kết cấu bắt đầu xuất hiện các vết

rạn nhỏ tại các vị trí xung yếu nhất. • Giai đoạn 2: Quá trình vết nứt được lan truyền chậm sang các vị trí lân cận N2 > N1,

thời gian lan truyền các vết nứt là (N2 – N1)Tm. Trong đó Tm là chu kì trung bình của ứng suất.

• Giai đoạn 3: Vết nứt lan truyền rất nhanh và dẫn đến các cấu kiện bị phá huỷ tại mặt cắt.

Vị trí tính toán mỏi được giới thiệu trong sơ đồ dưới đây




Tính toán mỏi là phần tính toán thứ hai trong tính toán kiểm tra kết cấu chân đế và là yêu cầu không thể thiếu đối với kĩ sư thiết kế. Quy trình tính mỏi trong thiết kế thực hành : chọn trước tuổi thọ mỏi của kết cấu và sử dụng thiết kế mỏi để đảm bảo tuổi thọ tính toán tại ‘điểm nóng’ của kết cấu lớn hơn tuổi thọ dự kiến. Tính mỏi không tính được khả năng chịu mỏi của công trình, nhưng nó cho biết những điểm nhạy cảm có tuổi thọ bé hơn tuổi thọ thiết kế để có kế hoạch theo dõi và sửa chữa.

II.2- Tải trọng gây mỏi Mọi sự thay đổi ứng suất có thể gây ra phá huỷ mỏi đều phải được kể đến khi thiết lập sự

phân bố dài hạn biên độ ứng suất. Các tác động có giá trị thay đổi có thể xảy ra trong tất cả các giai đoạn của đời sống công trình bao gồm:

Bảng II.1: Tải trọng gây mỏi

Nguồn gây mỏi Kết cấu bị ảnh hưởng Sóng (Dòng chảy) Kết cấu chân đế, cọc Dòng chảy xoáy Phần tử mảnh, conductor

Sóng đập (Wave slam) Mạng lưới thanh rằng trên MSL Vật nổi gây va đập Vùng nước bắn

Vận chuyển Kết cấu chân đế (Chỉ áp dụng cho kéo

thời gian dài)

Điều chỉnh tổng thể

Điều kiện môi trường dài hạn

Thiết kế chân đế - Cấu tạo hình học - Tiết diện, đường kính, chiều dày phần tử - Vật liệu

Điều kiện môi trường cực hạn

Kiểm tra bền

Kiểm tra mỏi

Điều chỉnh cục bộ

Tính toán kiểm tra tuối thọ nút so với tuổi thọ dự kiến

Tuổi thọ mỏi dự kiến

Tính toán mỏi

Không đảm bảo, đề ra phương án thay đổi, kế hoạch theo dõi sửa chữa

Đảm bảo




Nguồn gây mỏi Kết cấu bị ảnh hưởng Gió (Rối) Tháp, cầu, cần đốt khí

Nhiệt Cần đốt khí Thiết bị xoay Kết cấu đỡ

Cần cẩu Bệ đỡ

Đóng cọc Kết cấu phụ trợ gắn vào

( Ví dụ anode)

Lực thủy tĩnh Vật có đưòng kính lớn gần vùng sóng

• Dòng chảy nói chung mang tính tĩnh và không kể tới trong tính mỏi. • Triều và hà bám đều gây ra các hiệu ứng đối với mỏi. Đối với các sóng thường nhật,

diễn biến triều hàng ngày có ảnh hưởng nhỏ tới mỏi. Tuy nhiên, triều và nước dâng kết hợp với sóng bão lại gây ra ảnh hưởng lớn đáng kể. Ví dụ : chúng có thể chùm lên một số phần tử hay cả phần tử mà bình thường các phần tử này ở trên không. Nói chung triều ảnh hưởng không đáng kể .

• Dòng chảy xoáy, sóng đập, vật nổi va đập ảnh hưởng tới mỏi nhưng tổn thất không đáng kể.

• Mỏi kể tới trong vận chuyển chỉ tính với những khoảng vận chuyển dài : dàn LQ10 có khoảng vận chuyển ngắn nên không kể tới.

• Gío chỉ ảnh hưởng tới các thiết bị trên thượng tầng như cần khí đốt, tháp, cần cẩu mục đích của đồ án là quan tâm tới mỏi ở chân đế nên ta không xét tới ảnh hưởng gío.

• Nhiệt chỉ ảnh hưởng tới cần khí đốt. • Thiết bị xoay, cần cẩu chỉ ảnh hưởng mỏi cục bộ trên thượng tầng cũng không phải là

đối tượng chúng ta quan tâm. • Đóng cọc chỉ ảnh hưởng tới những phần tử phụ trợ gắn vào chân đế như anode. • Lực thuỷ tĩnh chỉ ảnh hưởng vật có kích thước lớn gần mặt nước tĩnh giả thiết bỏ qua

cho việc tính toán đơn giản và ảnh hưởng của nó cũng không lớn. Do vậy tải trọng sóng là nguyên nhân chủ yếu gây phá huỷ mỏi cho chân đế là phần chúng

ta quan tâm. Tóm lại, trong đồ án này ta chỉ đề cập tới tính mỏi dưới tác động của sóng.

II.3-Các phương pháp tính toán mỏi Tính toán mỏi được chia thành hai nhóm: • Phương pháp xác định tổn thương tích luỹ: Dựa vào lý thuyết tổn thương tích luỹ của

Palgreen-Miner và các đường cong mỏi S-N được xây dựng từ các thí nghiệm, áp dụng để dự báo tuổi thọ mỏi. Dựa trên phương pháp xác định tổn thương tích luỹ có các phương pháp cụ thể sau:

1. Phương pháp tiền định. 2. Phương pháp phổ. 3. Phương pháp lịch sử thời gian ( Phương pháp mô phỏng ).

• Lý thuyết cơ học phá huỷ: Sử dụng các lý thuyết về sự hình thành và lan truyền vết nứt để tính toán áp dụng cho giai đoạn 2 và 3 của hiện tượng mỏi.




Mỗi phương pháp có ưu nhược điểm riêng, trong đồ án này hai phương pháp được tìm hiểu kĩ là : phương pháp tiền định và phương pháp phổ, và áp dụng phương pháp tiền định để tính toán kiểm tra khối chân đế dàn LQ10.

Sơ đồ tính hai phương pháp trên :




Thống kê dài hạn (các trạng thái biển)

Đường cong mỏi S-N II.4.3 Lược đồ ứng suất dài hạn

Đếm các chu trình ứng suất II.6.4

Lược đồ ứng suất ngắn hạn

S.C.F II.4.2

Mô phỏng

Tính kết cấu trong miền thời gian II.5.2

Tính kết cấu trong miền tần số II.6.2

Ứng suất do sóng đều

Phổ ứng suất ngắn hạn

Tỉ số tổn thất mỏi tích luỹ ( Theo luật P-M)

Hệ số an toàn FCF II.7

Đời sống mỏi thiết kế

Sơ đồ phân phối các sóng

Tính lực do sóng điều hoà (Morison)

II.5.1

Phổ sóng ngắn hạn(Hs, Tz) Phổ lực sóng

II.6.1

Phương pháp phổ II.6

Phương pháp tiền định II.5




II.4 - Điểm nóng - Hệ số tập trung ứng suất - Đường cong mỏi

II.4.1-Điểm nóng ( hot spot)

Ứng suất điểm nóng là ứng suất cục bộ cực đại, có vị trí tại liên kết giữa các phần tử, tức là ở các vịt rí bất liên tục của kết cấu điển hình là nút ống, vị trí và giá trị chính xác của nó phụ thuộc vào dạng hình học của liên kết và các điều kiện chịu tải.

Vung cac diem nong

K.cach=2 lan chieu day ong chinh

Điểm nóng thường được khảo sát và cũng là một ví dụ về điểm nóng phụ thuộc vào dạng

hình học và tải trọng :

Uon ngoai mat phang (OPB)

Uon trong mat phang (IPB)

Tai trong doc truc (AX)

Vi tri diem nong

Ong nhanh

Ong chinh

Phan tu

Ong chinh(Chord)

Ong nhanh(Brance)

Diem Dinh(Saddle Point )

Diem Hong( Crown point )




Tại vành hàn nối giữa ống nhánh với ống chính, thường có hai dạng phá huỷ điển hình, cả hai dạng phá huỷ này thường xảy ra trong vùng lân cận với mối hàn đỉnh:

• Phá huỷ phía ống nhánh (tách giữa ống nhánh và mối hàn) • Phá huỷ phía ống chính (tách giữa ống chính và mối hàn)

Pha huy giua ong chinh va moi hanPha huy giua ong nhanh va moi han

Ong chinh(Chord)

Ong nhanh(Brace)

Duong hanDuong han

Ong nhanh(Brace)

Ong chinh(Chord)

Hình vẽ mô tả sự thay đổi ứng suất tại điểm nóng:

Weld toe

Stress

Snotch

Shot

Shot3/2

Snom

Snom : Ứng suất danh nghĩa. Shot : Ứng suất tập trung tại điểm nóng chỉ kể tới ảnh hưởng của biến đổi đột ngột

dạng hình học. Snotch : Ứng suất tập trung có kể tới biến đổi dạng hình học và ảnh hưởng của mối

hàn.

II.4.2-Hệ số tập trung ứng suất (SCF)

Biểu thức xác định ứng suất cục bộ: ( ) ne SCF σσ =




nσ : Ứng suất danh nghĩa tại vị trí tương ứng của đầu phần tử thuộc nút đang xét.

eσ : Ứng suất cục bộ tại vị trí điểm nóng của nút khảo sát. SCF : hệ số tập trung ứng suất tại điểm nóng đang xét - là vấn đề chúng ta đang quan tâm

Ong chính(Chord)

Ong nhanh(Brace)

Ong nhanh(Brace)

Ong chinh(Chord)

Hệ số tập trung ứng suất phụ thuộc vào điều kiện chịu tải, dạng hình học của nút, vị trí ốn nhánh quy tụ vào nút, cấu tạo hình học mối hàn xét trong mối liên hệ với đường cong mỏi S-N tương ứng. SCF trong mọi trường hợp tính toán được đề nghị không nhỏ hơn 1.8.

Cơ sở xác định SCF: • Phương pháp phần tử hữu hạn (phương pháp lý thuyết). • Thí nghiệm mô hình (phương pháp thực nghiệm). • Xây dựng các công thức số (nhận được từ mô hình số, mô hình vật lý và phương

pháp phần tử hữu hạn) Phương pháp thứ 3 thường được sử dụng trong thiết kế với các nút ống đơn giản. Chính vì

vậy trong đồ án này phương pháp thứ 3 được tập trung nhiều hơn.

II.4.2.1- Phương pháp phần tử hữu hạn

Trong trường hợp các công thức kinh nghiệm không có sẵn để tính hoặc độ chính xác không đủ thì phải dùng phương pháp tinh vi là phương pháp PTHH để xác định SCF. Phương pháp PTHH cho phép tính SCF tại nút có hình dạng bất kì. Bằng cách sử dụng các phần tử vỏ mỏng có thể phân tích được biến dạng tại điểm nóng của nút, trong đó việc chia lưới các phần tử phải đủ dầy sao cho có thể xác định được biến thiên theo bước chia của ứng suất cục bộ và tìm được giá trị ứng suất tại vị trí chân mối hàn thực tế. Cũng có thể sử dụng các phần tử vỏ dày và các phần tử khối đẳng hướng để mô tả vùng mối hàn.

Nhược điểm chính của phương pháp này giá thành cao và phải tốn nhiều thời gian. Từ các kết quả tính toán theo phương pháp PTHH rút ra nhận xét: Gía trị tại một điểm gốc

0 không có ý nghĩa thực tế và giá trị tại nút eσ phải lấy tương ứng tại chân mối hàn thuộc ống chính hoặc ống nhánh (Hình vẽ trên).




Việc xác định các ứng suất tập trung và các hệ số tập trung ứng suất SCF tại các nút phức tạp của kết cấu bằng phương pháp PTHH có thể thực hiện bởi các chương trình máy tính thích hợp có sẵn chư các phần mềm nổi tiếng ADINA, NASTRAN, SAMCEF, ..

II.4.2.2 – Thí nghiệm mô hình

Giá trị của các hệ số tập trung ứng suất cũng có thể được xác định bằng phương pháp thí nghiệm trên mô hình, trong đó sử dụng các thiết bị đo biến dạng. Từ các giá trị đo biến dạng có thể ngoại suy ra các giá trị của giá trị ứng suất tương ứng: giá trị ứng suất cục bộ tại chân mối hàn eσ . Thông thường có các phương pháp đo biến dạng :

• Phân tích quang đàn hồi trên mô hình chất dẻo ở tỉ lệ nhỏ. • Dùng thiết bị đo biến dạng trên mô hình. • Dùng thiết bị đo biến dạng trên mô hình kết cấu thép.

II.4.3.3- Phương pháp số

Các công thức số được sử dụng rộng rãi trước tiên vì nó cho phép sử dụng dễ dàng và nhanh chóng. Tuy nhiên nó có thể đưa đến sai số lớn nếu áp dụng không đúng phạm vi hoặc dạng hình học của nó.

Đề nghị của ABS tính công thức số.

Phân loại nút và đề nghị của ABS cho từng loại nút: • Nút đơn giản: (Simple Joints) Bảng dưới đây nêu ra những công thức cho việc dự

tính SCF cho nút đơn giản. Những mẫu này đã được kiểm địng từ mô hình thép và mô hình chất dẻo và được xác nhận là phương pháp dự tính có thể chấp nhận được.

• Nút nhiều mặt phẳng : (Multi Planar Joints) Hệ số SCF cho nút nhiều mặt phẳng được xác định khi thừa nhận rằng không có sự tương tác giữa các nút ở các mặt phẳng khác nhau.

• Nút xếp chồng : (Overlappded Joints) Tham số để tính SCF được lấy trong công thức Efthymiou 1988 ). Chúng vẫn chưa được ấn định vì sự hạn chế của cơ sở dữ liệu.

• Nút gia cường (Stiffened Joints) Thông số tính SCF được phát triển từ mô hình chất dẻo ( acrylic model ) bởi Smedley and Fisher 1990.

BảngII.2: SCF cho nút đơn giản X, K và T/Y

X joints

Tải trọng Vị trí Efthy S&F

Lực dọc

Ống chính –điểm đỉnh Y X Ống chính -điểm hông X* X* Ống nhánh-điểm hông Y Y Ống nhánh-điểm đỉnh Y Y




Tải trọng Vị trí Efthy S&F Lực dọc

Ống chính –điểm đỉnh Y Y Ống chính -điểm hông Y Y

Lực dọc Ống nhánh-điểm đỉnh Y Y Ống chính –điểm đỉnh Y Y

K joints

Tải trọng Vị trí Efthy S&F Lực dọc

Phía thanh chủ X Y Phía thanh nhánh X Y

Lực dọc


Lực dọc Ống nhánh-điểm đỉnh Y Y Ống chính –điểm đỉnh Yc Y

T/Y joints

Tải trọng Vị trí Efthy S&F

Lực dọc

Ống chính –điểm đỉnh Y X Ống chính -điểm hông Y Y Ống nhánh-điểm hông Y Y Ống nhánh-điểm đỉnh Yc Y

Lực dọc


Lực dọc Ống nhánh-điểm đỉnh Y Y Ống chính –điểm đỉnh Y X

Trong đó: Y : Được đề nghị YC : Được đề nghị nhưng còn nhiều trang cãi X : Không được đề nghị, từ khi nó thất bại gặp phải phê bình. X*

: Không được đề nghị khi có nhiều hơn 15 loại thép và mối nối chất dẻo trong dữ liệu SCF.

Efthy : Etthymiou Equations (Efthymiou 1988) S&F : Smedley and Fisher Equations (Smedley and Fisher 1991)

Theo tiêu chuẩn API




• Công thức của Kuang dựa trên phân tích phần tử mặt (shell element). Khi dùng quang đàn hồi để tính mỏi dựa trên đường cong X, kết quả bị phê phán khi so sánh với sự liên hệ với số đo bằng quang đàn hồi.

Hot

Spo

t Str

ess

Ran

g

Cycles to Failure

Chord : R >4" t > 3

16"

(SCF)chord = (SCF)Kuang

(SCF)brace = 1.0 + 58*[(SCF)Kuang - 1.0]

API-X

(SCF)chord = (SCF)kuang

(SCF)Brace = 1.0 + ( )[ ]0.18

5−KuangSCF

• Mẫu SCF dựa trên Kellogg. Sự thiết lập này của SCF có sự cung cấp cho mối nối vữa. Tuy nhiên mẫu này được dùng với sự thận trọng từ sự đề nghị gần đây rằng vữa có thể ảnh hưởng tải trọng và cấu tạo hình học cái gây ra sự xoay ống chính.

• Mẫu SCF được phát triển Lloyds Register, London, nhận được từ mô hình vật lý. • Các công thức của đăng kiểm DnV

Mỏi tích luỹ được tính tại ít nhất 8 điểm quanh chỗ nối. Tại Điểm đỉnh (Saddle Points) chịu lực dọc trục và uốn ngoài mặt phẳng; khi tại Điểm hông (Crown Points) chịu tải trọng dọc trục và uốn trong mặt phẳng. Ứng suât danh nghĩa fax ; fipb; fopb thích hợp với 3 trường hợp tải trọng:

+ Ứng suất tại điểm đỉnh (saddle points) : Fhot = SCFax.fax + SCFipb.fipb + Ứng suất tại điểm hông (Crown points) : Fhot = SCFax.fax + SCFopb.fobp




1; 2 : Crown point3; 4 : Saddle point8 diem : Top, Top-left, Left, Bot-left, Bot, Bot-right, Right, Top-Right

θ

Tai doc trucAxial load

P

fax

Uon trong mat phangIn plane bending

Mipd

fipd

4 3

2

1

fopd

Mopd

Uon ngoai mat phangOut of plane bending

Phạm vi áp dụng các công thức tính SCF Các công thức số được sử dụng rộng rãi trước tiên vì nó cho phép sử dụng dễ dàng và

nhanh chóng. Tuy nhiên nó có thể đưa đến sai số lớn nếu áp dụng không đúng phạm vi hoặc dạng hình học của nó, do đó xác định phạm vi áp dụng các công thức này là rất quan trọng.

BảngII.3: Phạm vi giá trị của các công thức tính SCF

Lực dọc trục Axial load

Uốn trong mặt phẳng In-plane bending

Uống ngoài mặt phẳng Out of plane bending

T Kuang DnV Lloyds

Kuang DnV Lloyds

Kuang DnV Lloyds

Y Kuang Loyds

Kuang Loyds

Kuang Loyds

X Lloyds Lloyds Lloyds

K, TY Kuang Lloyds

Kuang Lloyds

Kuang Lloyds

KT Kuang Lloyds

Lloyds Lloyds

Bảng II.4: Phạm vi giá trị các thông số hình học

Các thông số

Kuang DnV

Lloyds Thanh chủ Thanh rằng

α 6.67 - 40 7 - 16 8 - 40

β 0.3 – 0.8 0.225 – 0.9 0.3 – 0.9 0.13 – 1.0

γ 8.33 – 33.3 10 – 30 10 -30 12 -32




Các thông số

Kuang DnV Lloyds

τ 0.2 – 0.8 0.4 – 1.0 0.47 – 1.0 0.25 – 1.0

θ 0.0 - π /2 π /2 π /2 π /6 - π /2

ς 0.01 – 1.0

L

α=2L/Dτ=t/Tβ=d/Dγ=D/2Tξ =g/D

fbfa

D

g

θ

T

td

Trong đó công thức của Kuang và Efthymiou được sử dụng nhiều nhất, và công thức của Kuang được sử dụng trong đồ án này.

Bảng II.5: Các công thức SCF của Kuang

Dạng hình

học và chịu tải

S.C.F Phạm vi áp dụng

TY AX

Ống chính

θτγα β 694.1333.1808.0.2.1057.0 sin......9811 S.C.F3−= e

oo 900

0.101.0

8.02.0

3.333.8

8.03.0

406.6

≤≤

≤≤

≤≤

≤≤

≤≤

≤≤

θ

ς

τ

γ

β

α

2θ : góc nghiêng ống nhánh giữa

Ống nhánh

θτγα β 94.155.0.35.112.0 sin.....751.3 S.C.F3−= e

TY I.P.B

Ống chính θτγβ 57.086.06.004.0 sin...0.702. S.C.F −=

Ống nhánh θτγβ 21.038.023.038.0 sin....301.1.. −=FCS

TY O.P.B

Ống chính 55.03.0 ≤≤ β

θτγβ 557.1889.0014.17874.0 sin...1.024. S.C.F = Ống nhánh 55.03.0 ≤≤ β

θτγβ 033.2543.0852.0801.0 sin....522.1.. =FCS

Ống chính 75.055.0 ≤≤ β




Dạng hình học

và chịu tải S.C.F Phạm vi áp dụng

θτγβ 557.1889.0014.1619.0 sin...0.462. S.C.F −=

Ống nhánh 75.055.0 ≤≤ β

θτγβ 033.2543.0852.0281.0 sin....796.0.. −=FCS

KTY AX

Ống chính θςτγβ 521.1067.0104.1666.0059.0 sin.....5061 S.C.F −=

Ống nhánh θςτγβ sin.448.1058.056.0157.0441.0 .....920.0 S.C.F e

−=

KTY I.P.B

Ống chính θτγβ 9.094.038.006.0 sin.....8221 S.C.F =

Ống nhánh θτβ 5.035.035.0 sin....87272 S.C.F −=

KT AX

Ống chính

( ) θςςτγβ 5.0126.021

68.010.012.0 sin.....8321 S.C.F +=

Ống nhánh oo 450 ≤≤ θ

( ) θςςτγβ 5.0126.021

68.010.036.0 sin.....0566 S.C.F += −

Ống nhánh oo 9045 ≤≤ θ

( ) θςςτγβ 88.2126.021

68.010.036.0 sin....804.13 S.C.F += −

Ống nhánh trung gian oo 900 2 ≤≤ θ

( ) 2267.2159.0

21672.0123.0396.0 sin....981.4 S.C.F θςςτγβ += −

Bảng II.6: Các công thức SCF của Lloyds

Dạng hình học

và chịu tải S.C.F

Phạm vi áp dụng

TY AX

Ống chính

( ) ( )θτγββ β 37.07.15.0Sadde sin....42.678.6. S.C.F +−=

''.' S.C.F cocCrown kkk +=

Ống nhánh

thanhchuSadFCS .Sadde ...63.00.1 S.C.F +=

thanhchuCroCrown FCS ....63.00.1 S.C.F +=

( )( )( )θθτγβ 35.05.0 sinsin.2...1.37.17.0' −−+=ck

( )( )( ) ( ) 1111 .5.11.sin.sin..5.0..2..−−−−−

−−= γθθαγτβτ βok

( )( )( )15.0cos.2.1...0.3005.1'' 45.11 +−+= − θβτγck

T,Y,K,KT,X I.P.B

Ống chính ( ) ( ) θββτγ β.6.15.1225.08.06.0 sin..7.0.6.1...0.75 S.C.F −−=Crown

Ống nhánh




Dạng hình học

và chịu tải S.C.F

Phạm vi áp dụng


oo 9030

0

0.125.0

3212

0.113.0

408

≤≤

<

≤≤

≤≤

≤≤

≤≤

θ

ς

τ

γ

β

α

2θ : góc nghiêng ống nhánh giữa

TY O.P.B

Ống chính

( ) ( )θτγββ β 235.15Sadde sin....15.16.1. S.C.F +−=

Ống nhánh


X AX

Ống chính

( ) ( ) θββτγ ββ 4.14152.2Sadde

2

sin..28.242.2....7.1 S.C.F −−=

Ống nhánh


X O.P.B

Ống chính

( ) ( ) θτγββ ββ 4.14155Sadde

2

sin....46.156.1. S.C.F −−=

Ống nhánh


KT O.P.B

Ống chính trung gian: M1 = M2 = M3,

313212 ,, θθθθθθ =>>

( ) ( )( )( )( ) ( )( ) ( )( )240.145.035.1

21

3.012int..Sadde

1.00.1...016.0.sin/sin.

/0.20.1. S.C.F2

2

ςςβ

θθ

βγθθ

θθ

+++

=

−

+= JoyQCCC

Ống nhánh trung gian


K K.T AX

Chord 211221 sin/sin., θθθθ PP =>

( ) ( )( )( )( )( )3

1

7.01.021

4.0.67.0int..Sadde

sin/sin.

..012.00.1. S.C.F

β

ς

θθ

θθ

γ

−

+

= −= JoyQCCC

( )

( )225.0

05.05.021

.65.0

.5.1.

.0.2.sin.sin...1.1 S.C.F

ββ

ςθθτγ β

−

=−

Crown

Ống nhánh



K O.P.B

Ống chính 21,21 MM => θθ

( ) ( )( )( )( ) ( )( ) ( )( )ςβ

ς

θθ

θθθθ

βγ

40.135.021

33.021

45.0int..Sadde

.1.00.1.sin/sin./

...016.00.1. S.C.F2

1

++

+

=

−

+= JoyQCCC

Ống nhánh


Bảng II.7: Các công thức SCF của DnV




Dạng hình học

và chịu tải S.C.F Phạm vi áp dụng

T AX

Ống chính

( )( ) θατγβ 694.106.037.187.02 sin....0.47-3.72.-1.44 S.C.F =

Ống chính

oo 900

0.14.0

3010

3.333.8

9.0255.0

400.7

≤≤

≤≤

≤≤

≤≤

≤≤

≤≤

θ

ς

τ

γ

β

α

Ống nhánh

oo 900

0.147.0

3010

9.03.0

160.7

≤≤

≤≤

≤≤

≤≤

≤≤

θ

τ

γ

β

α

Ống nhánh

( )( ) θατγβ 94.112.057.076.02 sin...0.5-1.78.-1.00 S.C.F =

T I.P.B

Ống chính

( )( ) θτγβ 57.005.138.02 sin...0.42-1.1.-1.65 S.C.F = Ống nhánh

( )( ) θτγβ 21.029.039.02 sin...41.0.65.095.0.. −−=FCS

T O.P.B

Ống chính

( )( ) θτγβ 557.118.195.02 sin...0.64-3.36.-1.01 S.C.F = Ống nhánh

( )( ) θτγβ 2033.047.089.02 sin...72.0.92.176.0.. −−=FCS

Những thu nhận khái quát nhất về công thức Efthimiou

M.Efthimiou đã phát triển công thức xác định hệ số SCF và xây dựng các hàm ảnh hưởng suy rộng để tính mỏi. Những kết quả chính của tác giả:

• Đã thiết lập được các biểu thức đánh giá SCF tại các nút kiểu T/Y, X, K và K. Đối với các nút X, K, KT và đã xét đủ các trường hợp chất tải để làm cơ sở cho việc thiết lập hàm ảnh hưởng. • Xây dựng các hàm ảnh hưởng cho phép xác định các ứng suất điểm nóng trong các nút ống phẳng chịu tải trọng và moment bất kì tại đầu thanh giằng. Công thức hàm ảnh hưởng đã được mở rộng cho các nút nhiều mặt phẳng.

Nguyên tắc chính để thiết lập hàm ảnh hưởng là cộng tác dụng, có thể xây dựng được biểu thức tính ứng suất điểm nóng tại một vị trí nào đó (đỉnh 1 thuộc thanh chủ) về phía thanh giằng i suy ra từ ứng suất danh nghĩa ở đầu các thanh giằng khác (thanh j) có tải trọng tác dụng.

ijj IF×= σσ1

1σ : Ứng suất điểm nóng tại đỉnh 1 thuộc thanh chủ xét về phía thanh giằng i do tải trọng dọc trục tác dụng phía thanh giằng j gây ra.

jσ : Ứng suất danh nghĩa tại thanh giằng j.

IFij : Hàm ảnh hưởng tại đỉnh thanh chủ xét về phía thanh giằng i, do lực dọc trục phía thanh giằng j gây ra ( ứng với jσ =1)

Trường hợp nút chịu tải trọng, ứng suất điểm nóng toàn phần tại điểm 1 được phân phối từ thanh giằng lân cận và thanh giằng bản thân phía điểm 1 :




11ik1 F ikijj IFIIF ×+×+×= σσσσ

Efthimmiou có những kết luận sau: • Hiệu ứng đa mặt phẳng không có ảnh hưởng quá lớn : làm tăng hoặc giảm ứng suất điểm nóng trong vòng 15% so với trường hợp ta loại bỏ một số thanh giằng chịu tải trọng nhỏ có tuổi thọ cao. • Tải trọng dọc trục trong các thanh giằng của các nút K, KT và X nói chung đã tự nó cân bằng trong phạm vi 20% khi sóng đi qua kết cấu. • Tính chất uốn ngoài mặt phẳng đối với các nút kiểu K và KT có thể gây ra trạng thái biển biến đổi từ cân bằng sang không cân bằng.

Kết luận : trường hợp nút đa mặt phẳng; K,KT : không cân bằng phải tính bằng công thức Efthimiou để có kết quả chính xác hơn.

II.4.3-Đường cong mỏi S-N

Đường cong mỏi S-N được xác định bằng thực nghiệm, nó biểu diễn mối quan hệ giữa biên độ ứng suất ( σ∆ hay S) trong một mẫu thí nghiệm hay một nút khảo sát và mốt số chu trình ứng suất khi đạt tới phá huỷ. Đường cong mỏi S-N nói chung phụ thuộc hai tham số thực nghiệm ( m, a), là loại đường cong Wohler :

N = a.S-m

Hay có dạng phi tuyến khi xét trong hệ toạ độ loga: Log10

N = log10a – m.log10S Đường cong mỏi mô tả các quan sát thực nghiệm, qua đó cho thấy thực tế tồn tại một mức

ứng suất (đúng hơn là biên độ ứng suất) mà với tất cả các biên độ ứng suất thấp hơn nó không bao giờ xảy ra hiện tượng phá huỷ mỏi. Thực tế cho thấy rằng hiện tượng phá huỷ các nút hàn của kết cấu chủ yếu do quá trình hàn gây ra. Do dó, có thể quan niệm giới hạn mỏi thực nghiệm tương ứng với mức ứng suất ngưỡng để bắt đầu gây ra hiện tượng lan truyền từ khuyết tật ban đầu. Các công trình biển chịu tải trọng ngẫu nhiên với các giá trị lớn hơn mức ứng suất ngưỡng. Trong quá trình đời sống công trình, các vết nứt ban đầu sẽ phát triển, trong khi mức ứng suất ngưỡng và giới hạn mỏi lại giảm xuống. Do hiện tượng này, nên đối với các đường cong S-N, thường độ dốc có giá trị thay đổi khi số chu trình ứng suất N > 107. Sau đây ta sẽ giới thiệu các đường cong mỏi đã được trình bày trong các tiêu chuẩn quy phạm công trình biển, trong đó tiêu chuẩn API được đề nghị áp dụng nhiều nhất.

II.2.8.1- Bureau Veritas +N ≤ Nc = 107 : log N = 12.29 -3.00 log S +N > Nc = 107 : log N = 15.82-5.00 log S




Duong cong moi S-N voi chieu day thanh chu T = 18 mm

Pha

m v

i ung

sua

t SB

(N

/mm

2)

So chu trinh ung suat

1000

100

10

10^810^710^610^510^4

Đường cong có dạng như hình vẽ và thích hợp trong những trường hợp sau:

• Có vết nứt xuất hiện khi phá huỷ. • Xét trường hợp nút hàn. • Ống chủ có chiều dày T = 18mm ( có chiều dày khác phải hiệu chỉnh ) • Thông số hình học của nút β =d/D < 1. • Xác suất không phá huỷ 97.5%, độ lệch chuẩn log N = 0.275. • Công trình trong không khí hoặc trong nước mặn nhưng được bảo vệ chống ăn

mòn hiệu quả. Trường hợp ống chủ có chiều dày > 18 mm được hiệu chỉnh theo công thức dưới đây :

29.0

18*

∆=∆

tσσ N/mm2 đối với T > 15 mm.

*σ∆ : Giá trị số gia ứng suất trên đường cong tiêu chuẩn Hiệu chỉnh lại ta có công thức mới như sau :

+N ≤ Nc = 107 : log N = A(T) -3.00 log *σ∆ A(T) = 13.38 – 0.87 log T với T > 15 mm A(T) = 12.37 với T < 15 mm +N > Nc = 107 : log N = A(T) -5.00 log *σ∆ A(T) = 17.64 – 1.45 log T với T > 15 mm A(T) = 15.93 với T < 15 mm

II.2.8.2-Tiêu chuẩn DnV

Đường cong mỏi có dạng đường X dành cho nút ống và các đường B, C, D, E, F , F2 , G, W dành cho chi tiết kết cấu có dạng bản dầm. Phương trình các đường cong này cho như bảng dưới dây :




Duong cong moi S-N tai nut ong (DnV)

X

Str

ess

rang

e (N

/mm

2)

Log N87654

50

100

500

Log N = log a = Klog S

Loại đường

cong Loga K S ( N = 2.108)

B 15.01 4.0 48 C 13.63 3.5 33 D 12.18 3.0 20 E 12.02 3.0 18 F 11.80 3.0 15 F2 11.63 3.0 13 G 11.39 3.0 11 W 11.20 3.0 9.3 X 14.57 4.1 34

Áp dụng trong trường hợp các giải pháp chống ăn mòn thực hiện hiệu quả.

II.2.8.3 – Tiêu chuẩn dăng kiểm Lloyd

Hai tham số kinh nghiệm : log a = 14.95. m = 4.27

Trên đường cong mỏi có giới hạn mỏi 36 N/mm2 tương ứng với số chu trình 2.108.

II.2.8.4-Tiêu chuẩn API-RP2A

Phương trình :




N = a.S-m = 2×106

m

ref

−

∆

∆

σ

σ

N : số lượng chu trình cho phép để nút chịu được số gia ứng suất σ∆

refσ∆ : Số gia ứng suất ứng với số chu trình cho phép 2.106

Trong các đường cong này giới hạn mỏi xuất hiện tại chu trình 2.108

X'

X'

X

X

So luong chu trinh chat tai cho phep N

Stre

ss r

ange

S (

ksi)

10^3

100

10

1

0.5

10^4 10^5 10^6 10^7 10^8 10^9

Các thông số của hai đường cong mỏi X và X’ cho trên bảng sau :

Loại đường cong S-N

refσ∆

Tại N = 2.108 m

Giới hạn mỏi tại N = 2.108

X 100 N/mm2 4.38 35 N/mm2(5.07Ksi) X’ 79 N/ mm2 3.74 23N/mm2 ( 3.33 Ksi)

Các đường cong này áp dụng trong trường hợp : • Tải trọng mang tính ngẫu nhiên (Tiền định được xem như trường hợp riêng). • Biện pháp chống ăn mòn bằng bảo vệ cathode được xem như có hiệu quả. • Đối với các vùng không có bảo vệ chống ăn mòn, vùng nước dao động, vùng chịu ăn

mòn mạnh: cần xem xét thêm về giá trị của giới hạn mỏi. Tuy nhiên cần tránh bố trí các nút ống ở khu vực nước dao động.

• Đối với các nút ống chịu tải trọng điều hoà tác động trong vùng khí quyển, giới hạn mỏi đạt tại N = 107 đối với đường cong X và tại N = 2×107 đối với đường cong X’.

• Đối với đường cong S-N (X) : các mối hàn phải được kiểm tra, có sự chuyển tuyếp êm giữa chân mối hàn và kim loại gốc như diễn tả ( Hình vẽ ) và ống nhánh có chiều




dày nhỏ hơn 25 mm (in), nếu chiều dày lớn hơn phải áp dụng công thức hiệu chỉnh. Tuy nhiên, có thể vẫn dung đường cong X mà không cần hiệu chỉnh trường hợp ống nhánh có chiều dày lớn hơn 25mm (1 in) nếu bề mặt mối hàn được mài nhẵn sao cho có bán kính lớn hơn hoặc bằng ½ chiều dày ống nhánh. Vệt mài cuối cùng phải vuông góc với trục đường hàn , cuối cùng mối hàn phải được kiểm tra bằng bột từ.

• Đường cong S-N ( X’ ) là đường cong bị hạ thấp so với đường cong X, thích hợp với tiêu chuẩn chịu mỏi thấp hơn. Đó là trường hợp mối hàn không được kiểm tra (Hình vẽ) tuy nhiên phải đảm bảo tuân thủ các tiêu chuẩn cơ bản của ANSI/AWS và ống nhánh có chiều dày nhỏ hơn 16 mm (0.625 in). Đối với trường hợp ống nhánh lớn hơn phải áp dụng công thức hiệu chỉnh.

• Đường cong mỏi S-N được xây dựng dựa trên yêu cầu về chất lượng mối hàn phải được đảm bảo theo tiêu chuẩn ANSI/AWS , không được có các rãnh bề mặt không được tạo ra biến đối đột ngột về ứng suất (trừ trường hợp tập trung ứng suất đã được kể đến do yếu tố hình học nút tại điểm nóng)

• Đường cong mỏi S-N được xây dựng dựa trên sự phá huỷ mỏi tại các điểm nóng của nút, trong đó sử dụng các loại vật liệu theo phân nhóm của API.

Khuyet canh

Goc nhon

Chan moi han

B) Moi han khong duoc kiem traA) Moi han co kiem tra

Vet duong han

Luon em

Chan moi han

API đã đưa ra biểu thức sau nhằm hiệu chỉnh ứng suất mỏi cho phép khi áp dụng các đường cong mỏi S-N ( X và X’ ):

Ứng suất mỏi cho phép = So .

ot

t

Trong đó : So : Ứng suất mỏi cho phép xác định từ đường cong mỏi dạng chuẩn nêu trên. t : chiều dày ống nhánh. to : chiều dày giới hạn ốn nhánh có gía trị. to = 25 mm (1 in) đối với đường cong X. to = 16 mm đối với đường cong X’.




Đối chiếu đường cong mỏi S-N của các tiêu chẩn, quy phạm

Quy phạm Loga m Giới hạn mỏi σ∆ N = 2.108 ( N/m2)

BV 12.29 : N <107 15.82 : N > 107

3 5

36*

DnV 14.57 4.10 34 LR 14.95 4.27 36

API(X) 15.00 4.38 35 (*) Giới hạn mỏi tại N = 109; limσ∆ = 25 N/m2

Kết luận: qua bảng trên ta thấy các đặc trưng cơ bản của đường cong mỏi trong 4 tiêu chuẩn là khá giống nhau, tuy nhiên API có kể đến điều kiện chế tạo và là tiêu chuẩn sẽ được dụng trong đồ án.

II.5- Tính toán mỏi theo quan điểm tiền định

II.5.1- Tải trọng sóng

Số liệu sóng đầu vào được lấy từ theo các thống kê sóng với các số liệu có sẵn với vị trí xây dựng công trình. Điển hình là số liệu sóng tích luỹ các sóng, đường cong tích luỹ các sóng, sơ đồ phân phối sóng. Nếu không có sẵn các thống kê sóng, có thể chấp nhận một luật phân phối bất kì, ví dụ luật Weibull được đề nghị :

P(Hi>H) = expγ

−

oHH

exp Trong đó Ho, γ : các thông số phụ thuộc vào vị trí xây dựng công trình. Đối với kết cấu chân đế công trình biển thép cố định, các phần tử thường có kích thước

nhỏ, không gây ảnh hưởng đáng kể đến trường vận tốc và gia tốc của nước theo hướng vuông góc trục phần tử. Trong trường hợp này các tải trọng sóng được tính theo phương trình Morison, có dạng như sau :

F = FD + FI = 2

1. ρ .D.CD.v v + ρ .(1+Cm).A.a

Trong đó: FD : lực cản vận tốc. FI : lực cản quán tính. ρ : khốilượng riêng của nước biển v,a : vận tốc, gia tốc của phần tử nước. CD, Cm: hệ số cản vận tốc, quán tính. D : đường kính trụ. A : diện tích chắn nước của trụ.

Một trong những khó khăn khi sử dụng công thức Morison là xác định hệ số CD và CM và việc chọn lý thuyết sóng.

• Lý thuyết sóng: Nói chung lý thuyết sóng Airy thường được sử dụng để tính mỏi do nó là lý thuyết sóng tuyến tính sẽ thuận tiện trong tính toán và đối với chiều cao sóng




để tính mỏi tại chiều sâu nước mỏ Bạch Hổ 50 m thì lý thuyết sóng Airy còn phù hợp.

• CD , CM phụ thuộc vào lý thuyết sóng sử dụng và chế độ hà bám. Đối với phần tử trụ tròn, lấy CD = 0.6 ÷ 1.2, CM = 1.3 ÷ 2. API khuyến nghị chọn hệ số cản vận tốc, quán tính phụ thuộc điều kiện biển, ví dụ số Keulegan-Carpenter K. Đối với sóng nhỏ (sóng để tính mỏi 1.0 < K < 6.0), đối với phần tử ở mức nước trung bình CM =2; CD = 0.8 đối với trụ nhám và CD = 0.5 đối với trụ trơn. Vì chế độ hà bám thay đổi suốt đời sống công trình, để đơn giản tính toán chọn CM = 2; CD = 1.

• Vận tốc v , gia tốc a của phần tử nước chuyển động là biểu thức phụ thuộc vào chiều cao sóng H, chu kì són T, độ sâu nước d, thời gian t sẽ được xác định tùy theo lý thuyết sóng sử dụng . Ở đây là lý thuyết sóng tuyến tính Airy

Từ đường cong tích luỹ sóng cho phép lựa chọn các sóng đều riêng biệt (chiều cao, chu kỳ) cùng hướng truyền sóng. Các tiêu chuẩn công trình biển khuyến nghị : xét tám hướng sóng tác động, chia chiều cao sóng thành các dải mặc định trước, xác định phản ứng công trình từ các sóng mặc định trước, phản ứng công trình từ các sóng thực tế được nội suy từ các sóng mặc định này. Điều này cần thiết để xác định sự phân phối dài hạn của số gia ứng suất khi đã biết phân phối dài hạn của các con sóng cá biệt, cần chú ý các sóng điển hình sao cho ảnh hưởng chủ yếu đến các tổn thất mỏi tích luỹ, theo DnV thì là các sóng này có chiều cao từ 3 đến 10 m.

II.5.2-Xác định ứng suất danh nghĩa theo phương pháp tiền định

Để tính toán kết cấu ta sử dụng phương trình chuyển động của kết cấu biểu diễn dưới dạng ma trận sau (lực F được tính như ở phần trên):

[ ]{ } [ ]{ } [ ]{ } { }FXKXCXM =++ �� Trong đó:

M: Ma trận khối lượng. C: Ma trận cản. K: Ma trận độ cứng. F: Ma trận lực sóng. X: Vecto chuyển vị kết cấu.

Đối với tính mỏi tiền định, phương pháp tính với biến số thời gian được sử dụng chủ yếu. Việc giải với biến số miền thời gian cho phép có thể kể tới số hạng phi tuyến của lực cản

khi tính tải trọng sóng, cũng như dạng phi tuyến trong tính chất tương tác kết cấu - nền đất. Để tính được phản ứng của kết cấu dưới dạng trạng thái nội lực, có thể dùng phương pháp tĩnh hoặc động.

• Phương pháp tựa tĩnh đơn giản song cho kết quả có độ chính xác không cao. Kết quả đủ dùng cho bước thiết kế sơ bộ, và tương đối chính xác cho kết cấu có độ mảnh nhỏ, có chu kì dao động riêng nhỏ hơn 3 s.

• Phương pháp tính động đòi hỏi khối lượng tính toán lớn, nhưng có kết quả chính xác hơn nhất là đối với kết cấu có độ mảnh lớn, có chu kì dao động riêng lớn hơn 3 s.

Với mỗi tải trọng sóng (H,T) tác dụng lên kết cấu được đề nghị tính tại nhiều bước của một chu kì tác dụng để xác định số gia ứng suất cực đại. Từ đó xây dựng đường cong liên hệ




giữa chiều cao sóng sử dụng trong mỗi trường hợp tác động và số gia ứng suất tại điểm nóng khảo sát.

II.5.3-Đếm các chu trình ứng suất

Đối với phương pháp tính mỏi tiền định, đếm chu trình ứng suất đơn giản: số chu trình ứng suất bằng số sóng có cùng chiều cao gây ra ứng suất đó đã được thống kê trong số liệu tích luỹ sóng.

II.5.4-Thống kê dài hạn các trạng thái biển

Đường cong của số gia ứng suất điểm nóng tương ứng với chiều cao sóng có dạng: ( ) ασ HKH .max =∆

Trong đó K, α : là các hằng số được xác định bằng các cặp (H, σ∆ ). Để có thể tính tổn thất mỏi tốt hơn, cần kể tới các sóng có chiều cao thấp nhất gây ra các

số gia ứng suất tương đương trên đường cong mỏi S-N ứng với số lượng chu trình bằng 106, 107.

Song một cách làm đơn giản hơn: Đường cong được chia thành một số khối chiều cao sóng rời rạc. Mỗi khối chiều cao sóng

lại có chiều cao sóng ở đầu và cuối khối tương ứng với số gia ứng suất tại điểm nóng cần khảo sát. Số lượng sóng đối với mỗi khối chiều cao sóng được xác định từ số liệu tích luỹ sóng.

II.5.5-Tổn thất mỏi tích luỹ

Khi đã biết số gia ứng suất tại điểm nóng, chọn một đường cong mỏi thích hợp để xác định số chu trình ứng suất ứng với mức số gia ứng suất đó (Ni). Số lượng các sóng xảy ra trong cả đời sống dự kiến của kết cấu (ni) ứng với số gia σ∆ i được chia theo số chu trình phá huỷ : ni/Ni: phép tính này lặp đối với tất cả các hướng sóng và khối sóng. Do khả năng tính toán của phần mềm lớn ta có thể sử dụng nhiều vị trí sóng cho 8 hướng sóng : Bắc, Đông Bắc, Đông, Đông Nam, Nam, Tây Nam, Tây, Tây Bắc. Cuối cùng làm phép tính tổng

∑=i

i

Nn

D được hệ số tổn thất mỏi tích luỹ đối với điểm nóng tính toán.

II.6-Tính toán mỏi theo quan điểm ngẫu nhiên

II.6.1 - Tải trọng sóng

Số liệu sóng đầu vào : Mỗi trạng thái biển quan sát và thống kê xác định được hai tham số là Chiều cao sóng đáng kể (Hs) và Chu kì trung bình cắt không (Tz).Thông thường có thể mô tả các môi trường biển trong suốt đời sống công trình bằng một tập hợp từ 60 đến 150 trạng thái biển được gọi là sơ đồ phân phối sóng. Mỗi trạng thái biển được đặc trưng bới (Hs, Tz) -> Hàm mật độ xác suất của chiều cao sóng trong một trạng thái biển có dạng điển hình của phân phối xác suất Reileigh.

P(H) = 1 - exp[-22

sH

H]

Mỗi trạng thái biển được đặc trưng bởi 4 thông số : • Chiều cao sóng đáng kể Hs.




• Chu kì trung bình qua mức không Tz. • Hướng chính của sóng . • Hàm hướng truyền sóng [D(θ )].

Các trạng thái biển được coi là các quá trình ngẫu nhiên dừng nên có thể được mô tả bởi các phổ mật độ năng lượng sóng. Đối với điều kiện biển mở, phổ Pierson-Moskowitz cải biên được sử dụng rổng rãi, có dạng không thứ nguyên như sau :

( )

−

=

−− 45

22 2

1exp

28

1

π

ω

ππ

ω

π

ω zz

zs

TT

TH

S

Trong đó: Hs : Chiều cao sóng đáng kể S(ω ) : Mật độ phổ năng lượng ω : Tần số vòng của chuyển động sóng T : Chu kì sóng Tz : Chu kì trung bình qua mức không

Nếu các số liệu đã cho không có hướng truyền sóng thì có thể xác định hướng truyền sóng từ các số liệu gío, địa hình khu vực.

Hàm hướng truyền sóng D(θ ) cho phép xác định sự phân bố năng lượng sóng trong một trạng thái biển theo các hướng khác nhau, nó phải thoả mãn điều kiện :

( ) ( ) 12/

2/

=∫−

θθπ

π

dD (*)

Trong đó: θ : Góc truyền sóng, lấy gốc theo hướng chính của sóng.

Hàm truyền sóng này có dạng phổ biến là : D(θ ) = Cn.cosnθ

Trong đó: n : số nguyên dương Cn : Hệ số được chọn sao cho thoả mãn phương trình (*) Nếu

• n = 0 : năng lượng sóng phân phối đều các hướng như nhau. • n = 2 : thích hợp trạng thái biển do gió gây ra. • n = 4 : biển có đà gío ngắn hạn chế quá trình lan truyền.

Từ phổ sóng và phân bố biên độ sóng muốn tính được lực sóng theo phương pháp phổ ta phải tuyến tính hoá số hạng lưc cản vận tốc trong công thức Morison :

2

1. ρ .D.CD.(v - x� ) xv �−

Sử dụng phương pháp thống kê Bormman cho kết quả sau:

(v - x� ) xv �− = .(v - x� )σ (v- x� ) π/8

σ (v- x� ) : độ lệch chuẩn của vận tốc tương đối. Qua phương trình đã tuyến tính này ta có thể xác định được hàm truyền A (ω ) của sóng

tác động để có được lực sóng:

SFF(ω ) = 2

) (A ω Sηη




II.6.2-Xác định ứng suất danh nghĩa theo phương pháp phổ

Đối với tính mỏi ngẫu nhiên, phương pháp tính trong miền tần số được sử dụng chủ yếu. Phép tính phổ cho phép kể đến sự phân phối thực tế của năng lượng sóng đối với toàn bộ

phạm vi thay đổi có thể của các tần số sóng. Ta vẫn sử dụng phương trình chuyển động của kết cấu biểu diễn dưới dạng ma trận sau

(lực F được cho bởi phổ năng lượng như phần trên):

[ ]{ } [ ]{ } [ ]{ } { }FXKXCXM =++ ��

Toàn bộ đời sống công trình đựơc mô tả bởi các trạng thái biển (từ 60 đến 150), mỗi trạng thái biển có một cặp (Hs, Tz), từ đó ta có mật độ phổ của mỗi trạng thái biển. Mật độ phổ phản ứng S ασ , (ω ) được xác định thông qua mật độ phổ năng lượng Sα (ω ) như sau:

S ασ , (ω ) = ( ) ( ) ( ) θωθθω α

π

π

dSDH

22/

2/

,∫−

(*)

Trong đó:

H ( )θω, : Hàm truyền ,H ( )θω, = H

σ∆

H : Chiều cao sóng. σ∆ : Số gia ứng suất.

D(θ ) : Hàm hướng tác dụng của sóng.

Hàm truyền được xác định theo phương pháp phổ:

Tuyến tính hoá số hạng lực cản vận tốc, qua phương trình Morison, mật độ phổ sóng chuyển thành mật độ phổ lực tác dụng sóng:

SFF(ω ) = 2 ) (A ω Sηη

Qua phương trình ma trận chuyển vị của toàn kết cấu, ta có phổ của chuyển vị, ứng suất tại điểm cần xét:

S ασ , (ω ) = 2 ), ( H θω S FF

H ( )θω, : là một hàm liên tục của θω, , được xác định qua phương trình ma trận chuyển vị toàn kết cấu sau khi áp dụng phương pháp chồng mode, tách thành các dạng dao động riêng.

Phương sai của ứng suất được xác định theo công thức:

( ) ωωσ σσ dSσσ∫∞

=0

2

Hàm truyền được xác định trong miền thời gian

Đây là phương pháp cơ bản để thực hiện bằng MTĐT




• Phải chọn đủ số lượng các tần số để định nghĩa tất cả các phản ứng của hàm truyền kết cấu.

• Chọn chiều cao sóng thích hợp với tần số sóng chú ý tới bước chiều cao sóng cần chọn sao cho minimum được bước chiều cao sóng và maximum được chiều cao sóng đề cập tới.

• Tính hàm truyền tại mỗi điểm nơi có mỏi tích luỹ cho ít nhất 8 hướng sóng tác dụng. Đối với mỗi chu kì tác dụng, mỗi giá trị của hàm truyền được xác định bằng cách cho sóng (xác định theo lý thuyết sóng Airy) đi qua, lấy số gia ứng suất chia cho chiều cao sóng tác dụng. Một sự chia bước thời gian cần thiết trong chu kì sóng tại mỗi phần tử cho phép xác định số gia ứng suất lớn nhất.

Áp dụng (*) ta có phổ ứng suất.

II.6.4-Đếm các chu trình ứng suất

Với các bài toán mỏi cần phải tính được giá trị số gia ứng suất và số lần tác dụng của số gia ứng suất này tại một điểm nóng. Giả thiết rằng số gia ứng suất tuân theo luật phân phố Rayleigh. Dải ứng suất σ r có hàm phân phối xác suất tuân theo luật Rayleigh như sau:

P(σ r) =

−

0

2

0 8exp

4 mm

r rσσ

Trong đó mk: là moment bậc k của quá trình ngẫu nhiên với hàm mật độ phổ năng lượng của ứng suất Sσσ được tính như sau:

mk = ( ) ωωω σσ dSk

∫+∞

∞−

Chu kì cắt không của số gia ứng suất này:

Tz = 2

0

m

m

Số lần tác dụng được tính

n = zT

T

T: khoảng thời gian của trạng thái biển đang xét. Số lần xuất hiện của một phân tố ứng suất rδσ được tính theo công thức sau:

( ) rrpnn δσσδ ..= Tổn thất do phổ ứng suất gây ra được tính như sau:

m

r

r

rr

rm

A

dmm

n

A

n

N

nD

−−

−

===σ

σσσ

σ

δδδ

.

..8

exp..4

.

.0

2

0

( )r

rm

m

r

r

rr

dmmA

n

A

dmm

n

D σσ

σσ

σσσ

−=

−

=⇒ ∫ ∫∞ ∞

+

−0

2

0 0

1

0

0

2

0

.8exp.

..4.

..8

exp..4

.

(*)

Trong đó A, m là các thông số của đường cong mỏi. Tích phân (*) là tích phân chuẩn có công thức tính như sau:




( )

+Γ

=−+

∞

∫c

a

ca

bc

c

a

dxxbx1

0

1

.exp

Hàm Gamma ( ) ( )∫∞

−=Γ0

1 dxexg xg

( )

( )

+Γ=

+Γ

=⇒+ 2

2.8.

.8

12

2

2

...4

2/0

2/2

0

0

m

A

mn

m

m

mA

nD

m

m

Thay n = Tz

T, ta có

( )

+Γ=

2

2.

.8.

2/0

0

2 m

A

m

m

mTD

m

(*)

m : thường lấy bằng 3

⇒

+Γ

2

2 m=1.33

Công thức (*) cho phép tính tổn thất mỏi của một dải phổ nhất định. Như vậy trong phương pháp phổ ta đã sử dụng : phương pháp đếm các chu trình trung

bình .

II.6.5-Thống kê dài hạn các trạng thái biển

Đời sống công trình được mô tả bằng các trạng thái biển : khoảng 60-150 trạng thái biển.

II.6.6-Tỉ số mỏi tích luỹ Như trên đã trình bày công thức tính tổn thất mỏi của một trạng thái biển:

( )

+Γ=

2

2.

.8.

2/0

0

2 m

A

m

m

mTD

m

Đời sống công trình là tập hợp những trạng thái biển khác nhau, tính D cho mỗi trạng thái biển ta sẽ được tổn thất mỏi tổng thể cho nút đang xét.

II.7. Hệ số an toàn FCF Tỉ số mỏi tích luỹ trong suốt đời sống công trình yêu cầu <1. Tuổi thọ thực tế công trình

bằng tuổi thọ thiết kết chia cho hệ số an toàn FDF. FDF áp dụng tính tuổi thọ công trình phụ thuộc số liệu sóng, phương pháp tính ( tính mỏi

đơn giản, tiền định, ngẫu nhiên…. ) , đường cong S-N áp dụng, sự phức tạp của nút v.v…. nhưng dạng phần tử và khả năng cho phép để theo dõi và sửa chữa được đề nghị theo bảng dưới đây:

Bảng II.8: Giá trị hệ số an toàn FDF




Loại phần tử Khả năng

khảo sát và sửa chữa

Vị trí FDF Tuổi thọ thiết kế (năm)

Tỉ số mỏi tích luỹ (max)

Phần tử chính Không Vùng nước bắn

10 250 0.1

Phần tử chính Có Dưới vùng nước bắn

3 75 0.33

Phần tử chính Có Trên vùng nước bắn

2 50 0.5

Phần tử phụ Không Vùng nước bắn

3 75 0.33

Phần tử phụ Có Dưới vùng nước bắn

2 50 0.5

Phần tử phụ Có Trên vùng nước bắn

1 25 1.0

Trong bảng này, FDF của vùng nước bắn lên tới 10, có thể thấy quá mức nhưng sự đánh

gía này được dùng nếu SCF được đánh giá thấp hơn 2.15 (giả thiết rằng không có sự sai sót số liệu) .

Khi mà tải trọng mỏi có thể gây ra do những vòng tải trọng khác ví dụ như vận chuyển, phương trình sau có thể được xem xét:

1<×∑ ii DSF

Trong đó: Di : Tỉ số tổn thất mỏi do mỗi nguồn tải trọng gây mỏi. SFi : là FDF tương ứng với tải trọng đó.

Khi vận chuyển, phân bố sóng thời đoạn dài được dùng để dự đoán tổn thất mỏi thời đoạn ngắn, FDF được lấy lớn hơn.




CHƯƠNG III

SỬ DỤNG CHƯƠNG TRÌNH SACS TÍNH TOÁN-KIỂM TRA MỎI CÔNG TRÌNH LQ10

III.1-Lý thuyết bổ sung cho chương trình tính toán

III.1.1-Lý thuyết các nút

III.1.1.1.Sự phụ thuộc SCF vào đường truyền tải trọng

Sự phụ thuộc của SCF vào đường truyền tải trọng được định nghĩa theo quá trình sau : Đối với một vài chỗ nối ống, tất cả các ống nhánh nằm trong cùng mặt phẳng hoặc

nghiêng ít hơn 15o so với mặt phẳng đó được tính vào đường truyền tải trọng và hệ số SCF. Ống chính được chọn theo thứ tự ưu tiên sau :

+ Đường kính lớn nhất. + Chiều dày lớn nhất. + Sức kháng cắt lớn nhất.

III.1.1.2.Phân loại nút Trong kết cấu chân đế có nhiều loại liên kết tuỳ theo nội lực và hình dạng có các dạng: KT, K, X,

T, (xếp theo thứ tự ưu tiên khi tính toán) ảnh hưởng tới công thức tính hệ số tập trung SCF. Dạng SCF có liên kết KT, liên kết với 3 thanh nhánh trong cùng một bên với thanh chủ

được xem như liên kết KT toàn phần hay bộ phận. Đối với liên kết KT, lực dọc trục trong thanh nhánh giữa và trong hai thanh nhánh hai bên được kiểm tra. Nếu lực dọc trục trong hai thanh nhánh hai bên đối với lực dọc trục trong thanh nhánh giữa thì nút là nút KT, hơn nữa thì được xem là liên kết nhiều K.

Liên kết KT Đối với liên kết KT, tải trọng bị vận chuyển được lấy là giá trị nhỏ hơn : + Lực dọc trục chọc thủng ống chính của thanh nhánh trung tâm. + Hai lần lực dọc trục nhỏ hơn chọc thủng ống chính của ống nhánh bên. Nếu lực chọc thủng thanh nhánh trung tâm bé hơn hai lần lực chọc thủng thanh nhánh bên, thì một nửa lực chọc thủng thanh nhánh trung tâm được truyền vào mỗi bên lực dọc trục của thanh nhánh bên và lực dọc trục thanh nhánh trung tâm bằng 0. Phần trăm nút KT là tỉ số giữa lực dọc trục được chuyển và lực dọc trục ban đầu. Tải dọc trục còn lại trong ba thanh nhánh được xem như là nút K. Liên kết khác Nếu tải trọng thông thường không được cân bằng hoặc nút không thuộc loại KT, thì sau đó được kiểm tra có phải là nút loại K. Chỉ khi nhiều thanh nhánh trong cùng một bên của ống chính mới được xem là nút K. Đối với một vài thanh nhánh, tải trọng dọc trục chọc thủng thanh chủ được cân bằng với tải trọng dọc trục chọc thủng thanh chủ do thanh nhánh khác trong cùng một phía với thanh chủ. Thanh nhánh với tải trọng dọc trục bé nhất được xem là thanh nhánh đầu tiên với thanh nhánh mà bao gồm lực dọc trục lớn nhất đối diện. Tải cân bằng được rút ra từ thanh nhánh đối diện. Quá trình đựơc lặp lại cho đến khi toàn bộ nút K được tính đến.




Nút X và các nút cắt nhau được xem xét tiếp. Chỉ những thanh nhánh ở bên đối diện thanh chủ được xem là một phần của nút X. Tải dọc trục chọc thủng không cân bằng còn lại nút K được cân bằng bởi tải dọc trục trong thanh nhánh đối diện trong phía đối diện của ống chính. Ống nhánh với tải dọc trục lớn nhất ở phía đối diện được xem xét đầu tiên. Tải trọng cân bằng được rút ra từ thanh nhánh đối diện và quá trình được lặp lại cho đến khi toàn bộ liện kết X được chỉ ra. T/Y được xem xét sau cùng. Thanh nhánh với lực chọc thủng ống chính không cân bằng còn lại là nút T/Y. Đường truyền tải trọng được xác định là trung bình trọng số của nút KT, K,X,T/Y. Ví dụ

như tại một nút liên kết có : 50% KT, 30%K, 20% X sẽ được tính là : 0.5*SCFKT + 0.3*SCFK + 0.2*SCFX

Quá trình truyền tải trọng rất phức tạp, ví dụ : cho nút KT, thanh nhánh A,C như là thanh nhánh bên, thanh nhánh B là thanh nhánh giữa :

+ Nhánh B có thể truyền được tải trọng như một nút KT tới thanh nhánh bên A,C. + Nhánh B có thể truyền được tải trọng như một nút K tới thanh nhánh bên A,C. + Nhánh B có thể truyền được tải trọng như một nút X tới thanh nhánh bên A,C. + Nhánh B có thể truyền được tải trọng như một nút Y/T tới thanh nhánh bên A,C. Nhưng cách phân loại này không áp dụng cho nút có nhiều mặt phẳng và gây khó khăn

cho chương trình tính toán khi một ống nhánh phân phối theo nhiều kiểu nút cho ống chính. Ta có một cách đơn giản hơn để phân loại nút theo hình dạng và tải trọng dựa vào hệ số oval α :

BảngIII.1: Phân loại nút tính mỏi theo α

[ ] applieschraceforwhireferenceb

poallbraceat

P

ZP

αθ

γθ

αsin

6.0exp2cossin

7.00.1 int∑ −Φ

+=




Tension is Positive

Reference brace for which α applies

L

θ

φ

P

P

R

T

Trong đó:

t

R

RT

LZ

=

=

γ

Loại nút α

K 1 T&Y 1.7

X 98.0<β 2.4

X 98.0≥β 1.7

III.1.2-Lý thuyết về mô hình cọc đất nền

Để mô tả gần đúng sự làm việc của cọc trong nền đất ta dùng mô hình cọc đất nền tương tác, mô hình nền đất sẽ được mô tả bằng ba đường cong t-z, Q-z, p-y. Các đường cong này sẽ mô phỏng mối quan hệ giữa chuyển vị và ứng suất của cọc tương tự như các lo xo liên kết giữa đất nền và cọc. Các đường cong này được trình bày cụ thể dưới đây : t-z : Đường cong này dùng để mô tả quan hệ tải trọng dọc trục và chuyển vị của cọc, được xác định bằng thí nghiệm hoặc là áp dụng đường cong thực nghiệm. Chú ý giữa đường cong t-z của đất sét và đất cát khác nhau. Q-z : Đường cong này mô tả quan hệ giữa sức chịu tải đầu cọc và chuyển vị đầu cọc. Chuyển vị lớn nhất của cọc chỉ đạt lớn nhất đến 10% D (đường kính cọc) đối với cả đất cát và đất sét.




p-y : Trục tung của đường cong này là sức chịu tải ngang của đất, p, trục hoành là chuyển vị ngang của đất. Ở quy trình ban đầu, sự thiết lập giữa tải trọng-chuyển vị của mô hình cọc-đất được phát triển. Mặc dù, dưới tác dụng của tải trọng ngang , đất sét trở thành một vật liệu đàn hồi cái mà biến dạng của đất ảnh hưởng trở lại sức chịu tải của đất. Để đơn giản hoá quá trình này, chuyển vị-sức chịu tải ngang của đất được xây dựng dùng cấu trúc- ứng suất (Stress-strain) từ thí nghiệm đất đơn giản. Tuy nhiên trong đồ án này ta chỉ dùng đường cong đơn giản.

III.2-Dao động riêng Theo kết quả tính toán của đồ án Thiết kế khối chân đế giàn nhà ở LQ10 thuộc tổ hợp

BK10-BK1-LQ thì: chu kì dao động riêng lớn nhất của công trình là 1.47 s, không nằm trong khoảng từ 3 đến 8 s (chu kì sóng) cho phép tính toán theo quan điểm tựa tĩnh, với hệ số Kđ = 1.0107, tức là xấp xỉ bằng 1, trong chương trình tính SACS lấy hệ số này bằng 1 để đơn giản.

III.3-Tính toán mỏi với mô hình cơ bản Mô hình cơ bản là mô hình các nút chưa được tăng cường chiều dày, tại các nút ống có độ

dày bằng độ dày ống chính và ống nhánh. Kết quả tính toán cho thấy tất cả các nút ở ống chính bị phá huỷ mỏi trước tuổi thọ thiết

kế, chỉ có một số nút ở ống nhánh là tuổi thọ mỏi được đảm bảo.

+Bảng III.2: Thống kê tuổi thọ mỏi của các nút của mô hình cơ bản

Tên nút

Loại liên kết

Tổn thất tích luỹ

Tuổi thọ

Tên nút

Loại liên kết


Tuổi thọ

201L K 118.08 0.211 8002 K 0 Infinite 219L K 240.52 0.103 8003 K 0 Infinite 281L K 119.7 0.209 8031 K 0 Infinite 299K K 128.2 0.194 8032 K 0 Infinite 301L TK 4.21 5.93 8033 K 0 Infinite 319L TK 1.24 20.1 8034 K 0 Infinite 381L TK 2.02 12.33 8035 K 0 Infinite 399L TK 2.901 8.61 8036 K 1.21 20.5 401L Y 15.3 1.63 8037 K 0.44 56.69 419L Y 8.87 2.81 8038 K 1.43 17.47 481L Y 7.43 3.36 8039 K 0.513 48.69 499L Y 9.35 2.67 8040 K 0 Infinite 501L Y 5.89 4.23 8041 K 0 Infinite 519L Y 12.7 1.96 8042 K 0 Infinite 581L Y 17.67 1.41 8043 K 0 Infinite 599L Y 4.81 5.18 8044 K 0 Infinite

8045 K 0 Infinite 8046 K 0 Infinite




Tên nút

Loại liên kết


Tuổi thọ

Tên nút

Loại liên kết


Tuổi thọ

8047 K 0 Infinite 8048 K 0 Infinite 8049 K 0 Infinite

Phụ lục III.2: Số liệu đầu vào và kết quả tính toán mỏi mô hình cơ bản 1330×19.

Bản vẽ số : 2; Bản vẽ số : 3.

+ Trên bản vẽ thì tuổi thọ của các nút được mô tả đơn giản và tổng quát hơn: • Nút màu đỏ: khả năng bị phá hủy mỏi cao nhất. • Nút màu vàng: tuổi thọ mỏi thấp, những nút ở diaframe cuối cùng. • Nút màu xanh: tuổi thọ rất cao, những nút X và các nút ở diaframe khác.




III.4-Tính toán mỏi với mô hình chi tiết Do với mô hình cơ bản các nút (các điểm nóng) bị phá huỷ, do đó trong thiết kế đòi hỏi

phải tăng chiều dày hoặc dùng thép cường độ cao tại những điểm nóng này, vừa có tác dụng tăng tuổi thọ mỏi vừa có tác dụng đảm bảo điều kiện chịu bền cũng như điều kiện chọc thủng của nút ống. Theo tiêu chuẩn API thì thiết kế này phải đảm bảo những điều kiện sau được thể hiện trên hình vẽ:

d or 24'' minimum

Stub or heavy wall or special steelin brace

Off

ser

not t

o ex

ceed

D/4

D/4

or

12''

Min

imum

D/4

or

12''

Min

imum

Hea

vy w

all s

ecti

on o

f ch

ord

Brace

Separation 2'' minimum

D

d

Đối với công trình LQ10, tăng chiều dày ống là phương án được chọn. Theo bảng thống kê thép có các loại thép theo API : (Lớn hơn đường kính ống chính ban

đầu có thể dung làm thép tăng chiều dày ống chính) 1330×19 1332×20 1342×25 1352×30 1372×40 Kết cấu được mô hình hoá với các nút có chiều dày ống tăng cường tại nút và được đưa

vào chương trình SACS tính toán tuổi thọ mỏi.




• 1372×40: phương án thiết kế của công trình LQ10 - cho tuổi thọ mỏi tại các nút rất cao ở tất cả các cao trình. Phụ lục III.8: Kết quả tính toán mỏi phương án 1372×40

Bản vẽ số : 4;Bản vẽ số : 5.




• 1352×30: phương án này không đảm bảo tuổi thọ mỏi thiết kế 25 năm ở cao trình Elevation 2, đảm bảo tuổi thọ mỏi ở các cao trình khác Elevation 3, Elevation 4, Elevation 5. Phụ lục III.7 : Kết quả tính toán mỏi phương án 1352×30




• 1342×25: Phương án này không đảm bảo tuổi thọ ở cao trình Elevation 2, Elevation 4,Elevation 5, nhưng đảm bảo tuổi thọ mỏi tại cao trình Elevation 3. Phụ lục III.6 : Kết quả tính toán mỏi phương án 1342×25




• 1332×20: Phương án thiết kế này cũng giống như phương án ban đầu 1330×19 : tất cả các nút thuộc ống chính tại các tất cả các cao trình đều bị phá huỷ mỏi. Phụ lục III.5: Kết quả tính toán mỏi phương án 1332×20




• Từ đó phương án thiết kế được đề là : + Elevation 2 : chiều dày ống được tăng cường tại nút là 1372×40 + Elevation 3 : chiều dày ống được tăng cường tại nút là 1342×25 + Elevation 4 và 5 : chiều dày ống được tăng cường tại nút là 1352×30

Mô hình hóa với các nút với chiều dày được tăng cường và tính toán tuổi thọ mỏi với chương trình SACS : Kết quả cho thấy tất cả các nút đều đảm bảo tuổi thọ mỏi 25 năm. Điều này cho thấy tăng chiều dày ống tại các điểm nóng là một phương án hiệu quả.

Phụ lục III.12 : Kết quả tính toán mỏi phương án thiết kế

Bản vẽ số : 6; Bản vẽ số : 7.




III.5 -Cọc đất nền tác dụng đồng thời

Bảng III.3: Tính chất đất nền

Số lớp đất

Độ sâu (m) Loại đất Tỷ trọng



(độ)


(KPa) Độ rỗng

ε50 Mặt Đáy

1a 0.0 - 0.5 Cát 7.3 18 2 0.5 - 3.2 Sét 7.9 6 22 0.012 3 3.2 - 6.0 Sét 9.8 100 117 0.022 4 6.0 - 8.0 Cát 9.2 25 5 8.0 - 14.0 Sét 9.1 80 100 0.023 6 14.0 - 22.0 Sét 8.9 100 100 0.023 7 22.0 - 24.5 Sét 9.0 59 72 0.046 8 24.5 - 34.0 Cát 10.4 35 9 34.0 - 40.0 Sét 10.0 190 190 0.024 10 40.0 - 47.0 Sét 9.8 70 127 0.038 11 47.0 - 49.5 Cát 9.5 27 12 49.5 - 57.5 Sét 10.0 120 190 0.039 13 57.5 - 63.0 Sét 8.5 86 86 0.030 14 63.0 - 69.0 Bùn 7.1 154 154 0.026 15 69.0 - 73.5 Sét 8.6 104 104 0.043 16a 73.5 - 76.2 Cát 9.0 26 16 76.2 - 78.0 Sét 11.6 192 192 0.036 17 78.0 - 80.1 Cát 11.4 36

Các thông số này của nền đất sẽ được đưa vào số liệu đầu vào tính cho bài toán mô hình cơ bản áp dụng mô hình cọc đất nền tác dụng đồng thời.

Phụ lục III.9: Đường cong t-z .

Phụ lục III.10: Đường cong Q-z.

Phụ lục III.11 : Đường cong p-y

Sau đó tiếp tục áp dụng mô hình cọc đất nền tác dụng đồng thời cho phương án thiết kế.




BảngIII.4-Tuổi thọ mỏi của các nút của phương án thiết kế

mô hình cọc đất nền tác dụng đồng thời.

Điểm Tuổi thọ Điểm Tuổi thọ Điểm Tuổi thọ Điểm Tuổi thọ

Elevation2 201L 483638 219L 147071 281L 177098 299L 198373

Elevation3 301L 128 319L 218 381L 168 399L 51

Elevation4 401L 284 419L 661 481L 3037 499L 610

Elevation5 501L 351 519L 222 581L 103 599L 907

Phụ lục III.12: Kết quả tính mỏi phương án thiết kế.




CHƯƠNG IV

NHẬN XÉT KIẾN NGHỊ PHƯƠNG ÁN BẢO TRÌ CÔNG TRÌNH

IV.1-Nhận xét về mức độ phá huỷ mỏi giữa các nút 1. Khi các nút thiết kế tuổi thọ mỏi chưa được đảm bảo thì các nút này bị phá huỷ bên thanh chủ do đó phương án tăng chiều dày ống chủ là một phương án hiệu quả. 2. Khi xem xét kết quả tính toán mỏi tại các cao trình của các phương án sau:

1330×19 1332×20 1342×25 1352×30 1372×40

ta rút ra nhận xét là

• Các nút tại cao trình Elevation 3 : 301L, 319L, 399L, 381L là có tuổi thọ mỏi cao nhất. • Các nút tại cao trình Elevation 2 : 201L, 219L, 299L, 281L là có tuổi thọ mỏi thấp nhất do tại cao trình này các nút có ứng suất lớn nhất dẫn đến số gia ứng suất lớn nhất nên nguy hiểm về phá huỷ mỏi. • Các nút tại cao trình Elevation 4 và 5 : 401L, 419L, 499L, 481L và 501L, 519L, 599L, 581L : có tuổi thọ thấp. Mặc dù tại cao trình này ứng suất thay đổi do tải trọng sóng không lớn nhưng mực nước lại thay đổi nhiều dẫn đến số gia ứng suất lớn.

BảngIV.1: Tuổi thọ các nút của phương án 1332×20

Điểm Tuổi thọ Điểm Tuổi thọ Điểm Tuổi thọ Điểm Tuổi thọ

Elevation2 201L 0.184 219L 0.203 281L 0.197 299L 0.179

Elevation3 301L 12.03 319L 35.4 381L 21.55 399L 15.04

Elevation4 401L 2.63 419L 4.56 481L 5.45 499L 4.35

Elevation5 501L 6.82 519L 3.06 581L 2.28 599L 8.22

Phụ lục III.5: Kết quả tính mỏi phương án 1332×20

3. Tại vùng nước bắn (trong khoảng ± 5 m), các nút có tuổi thọ mỏi thấp so các nút ở vùng khác nguyên nhân sau:

• Ăn mòn. • Ảnh hưởng hà bám. • Sự thay đổi mực nước.

Kết quả tính toán cũng cho thấy, các điểm tại vùng nước bắn 501L, 519L, 599L, 581L có tưôi thọ thấp so với các nút ở các cao trình khác khi mà chiều dày nút đều được tăng lên giống nhau. Chương trình tính SACS chỉ kể đến sự thay đổi ứng suất lớn do thay đổi mực

MSL (±) 0.000501L

401L

301L

201LDAY BIENEL (-) 50.600EL (-) 50.100

EL (-) 32.500

EL (-) 12.500

MSL (±) 0.000EL (+) 4.500




nước còn chưa kể đến ảnh hưởng của ăn mòn và hà bám đến phá hủy mỏi. Do đó, theo tiêu chuẩn và các tài liệu hướng dẫn đề nghị tại vùng này phải lấy hệ số an toàn FDF = 10 đối với phần tử chính và FDF = 5 đối với phần tử phụ. Áp dụng FDF = 10 cho các nút 501L,519L,599L,581L với phương án thiết kế thấy tuổi thọ vẫn được đảm bảo.

BảngIV.2: Tuổi thọ mỏi của các nút 501L,519L,599L,581L của phương án thiết kế:

STT Điểm Tổn thất tích luỹ Tuổi thọ mỏi 1 501L 0.355 70.2 2 519L 0.56 44.5 3 581L 1.2 20.67 4 599L 0.13 181.4

Phụ lục IV.1: Số liệu đầu vào và kết quả tính mỏi các nút 501L, 519L, 599L, 581L với FDF

= 10.

4. Theo tài liệu khí tượng hải văn thì hướng sóng Đông Bắc (NE)- Tây Nam (SW) là hai hướng sóng chủ đạo. Trong cùng một plan khi đánh giá tuổi thọ giữa các nút ta thấy:

• Dưới mực nước tĩnh các nút 01L và 99L bị phá huỷ mỏi nhiều hơn, hai loại nút này trùng với hướng Đông Bắc-Tây Nam của sóng: đó là điều rất hợp lý về mặt phản ứng kết cấu.

281L

201L219L

299L

Dong Bac

Tay Nam

MAT PHANG NGANG TAI CAO TRINH (-) 50.100

• Trên mực nước tĩnh : nút 581L và 501L lại bị phá huỷ mỏi nhiều hơn.




BảngIV.3: Tuổi thọ mỏi nhỏ nhất của các nút trong các Plan của phương án 1342×25

Điểm Tổn thất mỏi

Tuổi thọ mỏi (năm)

Elevation 2

201L 22.1 1.12

219L 20.1 1.23

281L 20.89 1.19

299L 22.72 1.09

Elevation 3

301L 0.482 51.8

319L 0.056 443.3

381L 0.102 242.7

399L 0.34 73.34

Elevation 4

401L 1.71 21.34

419L 0.529 47.17

481L 0.381 65.49

499L 0.591 42.25

Elevation 5

501L 0.488 51.2

519L 1.08 23.1

581L 1.46 17.08

599L 0.4 62.4

Phụ lục III.6 : Kết quả tính mỏi phương án 1342×25

5. Tương tác cọc đất nền: • Ứng suất nội lực tính trong mô hình cọc đất nền lớn hơn trong mô hình ngàm dẫn đến tổn thất mỏi lớn hơn và tuổi thọ mỏi tính ra bé hơn. Song sự khác biệt không đáng kể.

Bảng IV.4: So sánh nội lực mô hình ngàm và mô hình cọc đất nền tác dụng đồng thời

Mô hình cơ bản, tải trọng sóng hướng Bắc, Loadcase 2, H=0.75 m

Phần tử K/c từ điểm kết thúc(m)

Ứ/s dọc trục(N/mm2)

Ứ/s uốn trục Y(N/mm2)

Ư/s uốn trục Z(N/mm2)

Ngàm PSI Ngàm PSI Ngàm PSI

101L-201L 0 -0.48 -0.47 -0.39 -0.38 -0.06 -0.08

0.51 -0.48 -0.47 -0.47 -0.44 -0.08 -0.09

119L-219L 0 0.07 0.07 0.05 0.17 -0.36 -0.49

0.51 0.07 0.07 0.06 0.2 -0.44 -0.57









181L-281L 0 -0.06 -0.07 -0.05 0.02 0.36 0.5

0.51 -0.06 -0.07 -0.07 0.02 0.44 0.58

199L-299L 0 0.47 0.47 0.4 0.56 0.07 0.09

0.51 0.47 0.47 0.48 0.65 0.08 0.1

301L-201L 0 -0.4 -0.4 -0.2 -0.18 0.04 0.05

17.87 -0.4 -0.4 -0.33 -0.31 0.06 0.07

319L-219L 0 0.04 0.04 0.01 0.07 0.2 0.26

17.87 0.04 0.04 0.04 0.12 0.33 0.42

381L-281L 0 -0.05 -0.05 -0.02 0.02 -0.2 -0.26

17.87 -0.05 -0.05 -0.04 0.01 -0.33 -0.43

399L-299L 0 0.39 0.39 0.21 0.28 -0.05 -0.05

17.87 0.39 0.39 0.34 0.45 -0.07 -0.08

401L-301L 0 -0.2 -0.2 -0.07 -0.06 0.04 0.05

20.31 -0.2 -0.2 -0.17 -0.16 0.05 0.06

419L-319L 0 0.13 0.13 -0.02 0 0.05 0.07

20.31 0.13 0.13 0 0.04 0.13 0.17

481L-381L 0 -0.14 -0.15 0.01 0.02 -0.06 -0.08

20.31 -0.14 -0.15 -0.01 0.0 -0.14 -0.018

499L-399L 0 0.2 0.21 0.09 0.12 -0.05 -0.05

20.31 0.2 0.21 0.19 0.24 -0.06 -0.06

501L-401L 0 -0.07 -0.07 -0.12 -0.12 0.0 -0.01

17.26 -0.07 -0.07 -0.14 -0.14 0.0 0.0

519L-419L 0 -0.07 -0.07 -0.07 -0.06 0.09 0.1

17.26 -0.07 -0.07 -0.06 -0.05 0.05 0.06

581L-481L 0 0.07 0.07 0.06 0.07 -0.09 -0.1

17.26 0.07 0.07 0.06 0.07 -0.04 -0.06

599L-499L 0 0.07 0.07 0.13 0.14 0.01 0.01

17.26 0.07 0.07 0.18 0.19 0.0 0.0




Bảng IV.5: So sánh nội lực mô hình ngàm và mô hình cọc đất nền tác dụng đồng thời

Mô hình cơ bản, tải trọng sóng hướng Bắc, Loadcase 35, H =11.98 m






101L-201L 0 -3.65 -3.7 -4.53 -5.77 2.92 4.25

0.51 -3.65 -3.7 -5.44 -6.62 3.54 4.88

119L-219L 0 -2.56 -2.6 -3.24 -3.99 -4.17 -5.99

0.51 -2.56 -2.6 -3.87 -4.58 -5.05 -6.88

181L-281L 0 2.48 2.5 3.16 4.18 4.36 6.07

0.51 2.48 2.5 3.79 4.8 5.25 6.98

199L-299L 0 3.54 3.61 4.63 5.96 -2.99 -4.16

0.51 3.54 3.61 5.53 6.85 -3.59 -4.78

301L-201L 0 -2.78 -2.81 -2.2 -2.72 -1.57 -2.19

17.87 -2.78 -2.81 -3.81 -4.63 -2.72 -3.66

319L-219L 0 -2.0 2.04 -1.64 -1.96 2.28 3.15

17.87 -2.0 2.04 -2.72 -3.23 3.86 5.18

381L-281L 0 1.9 1.93 1.49 1.95 -0.2 -3.22

17.87 1.9 1.93 2.63 3.33 -2.41 -5.25

399L-299L 0 2.68 2.72 2.25 2.82 1.66 2.22

17.87 2.68 2.72 3.87 4.77 2.77 3.63

401L-301L 0 -1.95 -1.97 -1.7 -0.91 -0.61 -0.83

20.31 -1.95 -1.97 -0.55 -2.07 0.94 -1.72

419L-319L 0 0.08 0.08 0.64 0.8 -1.18 -1.46

20.31 0.08 0.08 1.34 1.64 -2.16 2.67

481L-381L 0 1.9 1.93 0.96 1.18 0.66 0.87

20.31 1.9 1.93 1.97 2.39 1.36 1.74

499L-399L 0 -0.05 -0.05 -0.32 -0.34 -0.29 -0.32

20.31 -0.05 -0.05 -0.49 -0.62 -0.44 -0.57

519L-419L 0 -0.56 -0.57 -0.41 -0.44 0.46 0.51

17.26 -0.56 -0.57 -0.5 -6 0.59 0.78

581L-481L 0 0.55 0.56 0.54 0.57 -0.68 -0.73

17.26 0.55 0.56 0.64 0.75 -0.83 -1.01

599L-499L 0 0.07 0.08 0.44 0.46 0.3 0.33








Ngàm PSI Ngàm PSI Ngàm PSI 17.26 0.07 0.08 0.61 0.74 0.5 0.62

BảngIV.6: So sánh tuổi thọ mỏi của sơ đồ ngàm và sơ đồ cọc đất nền tác dụng đồng thời

đối với mô hình cơ bản.

STT Điểm Tuổi thọ mỏi (năm) Sơ đồ ngàm

Sơ đồ PSI

1 201L 0.24 0.12 2 219L 0.10 0.054 3 281L 0.28 0.10 4 299L 0.59 0.23 5 301L 5.9 4.5 6 319L 20.1 12.75

7 381L 12.3 7.5 8 399L 8.6 6.4

9 401L 1.6 1.7

10 419L 2.8 2.8

11 481L 3.3 3.3

12 499L 2.6 2.8 13 501L 4.2 3.7 14 519L 1.9 1.7 15 581L 1.4 1.2 16 599L 5.1 4.6

Phụ lục IV.3 : Nội lực mô hình cơ bản 1330×19-ngàm-LOADCASE 2.

Phụ lục IV.4: Nội lực mô hình cơ bản 1330×19-ngàm-LOADCASE 35.

Phụ lục IV.5: Ứng suất nội lực mô hình cơ bản 1330×19

-Cọc đất nền tác dụng đồng thời -LOADCASE 2.

Phụ lục IV.6: Ứng suất nội lực mô hình cơ bản 1330×19

-Cọc đất nền tác dụng đồng thời -LOADCASE 35.

Phụ lục III.2 : Số liệu đầu vào và kết quả tính toán mỏi mô hình cơ bản 1330×19

Phụ lục IV.2 : Tuổi thọ mỏi các nút trong mô hình cơ bản

- Cọc đất nền tác dụng đồng thời-




• Khi sử dụng mô hình cọc đất nền tác dụng đồng thời ta xác định được chuyển vị ngang của đất nền:

Minh hoạ với Load case 2 hướng N, H=0.75 m..




Minh hoạ với Load case 8 hướng N, H = 3.75 m




Minh hoạ với Load case 36: H =11.98 m.

Cho thấy chiều sâu ngàm 6D = 8 m là hoàn toàn hợp lý vì điểm có chuyển vị bằng 0 theo các phương nằm ở khoảng lớp 5 tức là trong khoảng 8 m.

Mặt khác ta cũng nhận xét rằng: đối với tính toán mỏi tải trọng môi trường nhỏ nhưng ảnh hưởng của phá huỷ mỏi ở sự lặp lại của tải trọng, do đó không cần thiết phải dùng mô hình Cọc đất nền tác dụng đồng thời, mô hình này thực sự có ý nghĩa trong các bài toán kết cấu làm việc trong các điều kiện cực hạn của môi trường. Điều này được thấy rõ hơn khi ta xét phản ứng ngang của đất nền với LC1 và LC 35




Minh hoạ với Load case 1: H = 0.75 m.




Minh hoạ với Load case 18 : H = 11.98 m.

Ta thấy rằng khi chiều cao sóng lớn thì phản ứng của đất nền rõ rệt hơn, do đó với chiều cao sóng lớn ta phải dùng mô hình cọc đất nền tác dụng đồng thời để có phản ứng chính xác hơn của kết cấu.




IV.2-Khuyến cáo trong quá trình sử dụng Mặc dù với mô hình thiết kế thì tuổi thọ mỏi được đảm bảo, nhưng do tính toán mỏi là

một tính toán gần đúng, do đó yêu cầu theo dõi bảo trì công trình về mặt phá huỷ mỏi trong quá trình sử dụng. Do thời gian một người thợ lặn (hay máy móc) khảo sát phá huỷ mỏi cụ thể là các vết nứt có giá thành rất cao, ta phải tìm cách hạn chế tối đa các nút cần được khảo sát, đưa ra một chương trình khảo sát, thăm dò. Cụ thể như sau:

• Các nút ở Elevation 2 và ở Elevation 5 : có khả năng phá huỷ mỏi cao nhất. Ưu tiên khảo sát các nút ở cao trình Elevation 2 và ở Elevation 5, cụ thể là 201L, 209L, 299L, 281L; 501L, 519L, 599L, 581L. • Trong một plan, ưu tiên khảo sát các nút có hướng Đông Bắc - Tây Nam trùng với hướng sóng lớn nhất cụ thể là các nút : 401L,499L; 301L,399L; 201L,299L.

Như vậy vừa hạn chế kinh phí khảo sát mà hiệu quả vẫn đạt được.




HẠN CHẾ CỦA ĐỒ ÁN

Do thời gian có hạn, trong đồ án này còn một số phần tôi chưa tìm hiểu và tính toán được mà tôi thấy rằng rất quan trọng đối với thiết kế chịu mỏi công trình biển : mỏi kết hợp ăn mòn, tính mỏi theo phương pháp ngẫu nhiên.




TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Phương pháp thiết kế mỏi kết cấu MSP - Viện xây dựng công trình biển -XDCTB- ICOFFSHORE-GS.TS. Phạm Khắc Hùng

2. API Recommended Practice 2A-WSD (RP 2A-WSD) Twenty-first edition, 12/2000.

3. Guide for the Fatigue assessment of offshore structures American Bureau of Shipping-4/2003.

PHẦN MỀM SỬ DỤNG Hiệp hội Engineering Dynamics, Inc (EDI)-USA-đã xây dựng và phát triển phần mềm

SACS cho công trình biển và công trình xây dựng dân dụng nói chung. Phần mềm này bao gồm nhiều modul tính toán được liên hệ với nhau để thực hiện yêu cầu của người tính tóan: đầu ra của modul này là đầu vào của modul khác.

Trong đồ án này, ta đã sử dụng 3 modul để tính toán tuổi thọ mỏi các nút là : SEASTATE, PSI, FATIGUE.







Documents

Tinh toan tuoi tho moi