Tính toán tổng thể kết cấu giàn khoan tự nâng 400 ft trong trạng thái di chuyển

Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2018. 12 (6): 8–19
TÍNH TOÁN TỔNG THỂ KẾT CẤU GIÀN KHOAN TỰ NÂNG 400 FT
TRONG TRẠNG THÁI DI CHUYỂN
Đinh Quang Cườnga,∗, Vũ Đan Chỉnha, Hoàng Tiến Dũnga
aViện Xây dựng Công trình biển, Trường Đại học Xây dựng,
55 đường Giải Phóng, quận Hai Bà Trưng, Hà Nội, Việt Nam
Nhận ngày 20/12/2017, Sửa xong 09/01/2018, Chấp nhận đăng 28/09/2018
Tóm tắt
Công trình biển tự nâng (jackup) trong trạng thái di chuyển là một dạng công trình biển nổi, kích thước lớn.
Các tiêu chuẩn hiện nay mới chỉ quy định tính toán với các mô hình tương đương theo phương pháp phần tử hữu
hạn mà chưa xét đến sự làm việc đồng thời của các kết cấu như trong mô hình tổng thể. Mặt khác tải trọng sóng
tác dụng lên công trình biển tự nâng kích thước lớn trong trạng thái di chuyển bao gồm tải trọng sóng nhiễu xạ,
bức xạ và thường được xác định bằng phương pháp phần tử biên. Bài báo này trình bày thuật toán tổng quát kết
hợp phương pháp phần tử biên và phương pháp phần tử hữu hạn để tính toán tổng thể công trình biển tự nâng
trong trạng thái di chuyển và áp dụng cụ thể cho một công trình biển tự nâng đang xây dựng trong điều kiện
biển Việt Nam.
Từ khoá: giàn khoan tự nâng 400 ft; trạng thái di chuyển; tính toán tổng thể.
GLOBAL ANALYSIS OF JACK-UP 400 FT IN TRANSIT CONDITION
Abstract
In transit condition, Jack-up Rig is a type of floating marine structure with large dimensions. The current
standards have just regulated calculating in the equivalent models according to the Finite Element Method
(FEM), without consideration of structure’s simultaneous work as in the overall model. Wave loads that include
diffracted, radiated wave loads acting on large-sized Jack-up Rig in the transit condition are usually determined
by the Boundary Element Method (BEM). This article indicates general algorithm combining FEM and BEM
so as to compute overall Jack-up Rig in the transit condition and apply specifically for a Jack-up Rig be erecting
in Vietnamese sea condition.
Keywords: overall jack-up rig 400 ft; transit condition; global analysis.
https://doi.org/10.31814/stce.nuce2018-12(6)-02 c© 2018 Trường Đại học Xây dựng (NUCE)
1. Giới thiệu
Giàn khoan tự nâng 400 ft (Hình 1) có khối lượng kết cấu và thiết bị khoảng 18.000 tấn và có khả
năng chất tải lên tới 2.995 tấn để phục vụ công tác khoan thăm dò và phục vụ các hoạt động của giàn
trên biển. Một số thông số chính của giàn khoan tự nâng 400 ft như sau:
Giàn khoan tự nâng 400 ft có khả năng hoạt động trong vùng biển sâu tối đa 400 ft (∼ 120 m),
chiều dài chân được thiết kế lớn nhất là 167 m (bao gồm đế chân), có thể khoan tới giếng dầu có độ
sâu 9000 m. Trong trạng thái vận hành, giàn khoan tự nâng 400 ft có thể hoạt động trong điều kiện
môi trường có chiều cao sóng lên tới 22 m, chịu được gió bão cấp 12.
Giàn khoan tự nâng không thể tự hành, để di chuyển giữa các vị trí khác nhau trên biển cần có sự
hỗ trợ của tàu kéo (gọi là di chuyển ướt) hoặc sử dụng phương tiện chuyên chở (gọi là di chuyển khô).
∗Tác giả chính. Địa chỉ e-mail: cuongdq.vctb@gmail.com (Cường, Đ. Q)
8
Cường, Đ. Q và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
2 
và phục vụ các hoạt động của giàn trên biển. Một số thông số chính của giàn khoan tự 
nâng 400ft như sau: 
Giàn khoan tự nâng 400ft có khả năng hoạt 
động trong vùng biển sâu tối đa 400ft (~120m), 
chiều dài chân được thiết kế lớn nhất là 167m (bao 
gồm đế chân), có thể khoan tới giếng dầu có độ sâu 
9000m. Trong trạng thái vận hành, giàn khoan tự 
nâng 400ft có thể hoạt động trong điều kiện môi 
trường có chiều cao sóng lên tới 22m, chịu được gió 
bão cấp 12. 
Giàn khoan tự nâng không thể tự hành, để di 
chuyển giữa các vị trí khác nhau trên biển cần có sự 
hỗ trợ của tàu kéo (gọi là di chuyển ướt) hoặc sử 
dụng phương tiện chuyên chở (gọi là di chuyển khô). 
Hiện nay, các tiêu chuẩn tính toán giàn khoan tự 
nâng trong trạng thái di chuyển ướt [1, 2] (Hình 2), việc 
tính toán chỉ được thực hiện cho các cấu kiện riêng lẻ 
(chân hoặc thân) dựa vào mô hình tương đương mà 
chưa xét đến sự làm việc đồng thời của cả chân và thân, 
do đó việc kiểm tra bền cục bộ cho kết cấu thân chịu 
lực thủy động và tải trọng khác chưa được xét đến. Bài 
báo dựa vào các lý thuyết sóng nhiễu xạ, bức xạ để xác 
định lực thủy động và lực quán tính theo phương pháp 
phần tử biên, sau đấy chuyển các lực này vào mô hình 
tổng thể (bao gồm kết cấu thân, chân, đế chân và các 
chi tiết liên kết thân với chân) để tính toán và kiểm tra 
bền kết cấu chân và vỏ theo các tiêu chuẩn hiện hành. 
2. Cơ sở lý thuyết để tính toán kết cấu giàn khoan tự nâng trong trạng thái di 
chuyển 
2.1. Tải trọng sóng và lực quán tính 
a. Định nghĩa các chuyển động (Hình 3) 
Hình 3. Định nghĩa hệ trục tọa độ và 
các phương chuyển động 
Dịch chuyển 
1. Dịch dọc (theo phương X) 
2. Dịch ngang (theo phương Y) 
3. Dao động đứng (theo phương Z) 
Xoay 
4. Lắc dọc (quanh trục X) 
5. Lắc ngang (quanh trục Y) 
6. Xoay kết cấu (quanh trục Z) 
Hình 1. Hình ảnh thực tế giàn 
khoan tự nâng nổi trên biển 
Hình 2. Mô hình tương 
đương để phân tích giàn 
khoan tự nâng trong trạng 
thái di chuyển, [1, 2] 
Hình 1. Hình ảnh thực tế giàn khoan tự nâng
nổi trên biển
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
2 
và phục vụ các hoạt động của giàn trên biển. Một số thông số chính của giàn khoan tự 
nâng 400ft như sau: 
Giàn khoan tự nâng 400ft có khả năng hoạt 
động trong vùng biển sâu tối đa 400ft (~120m), 
chiều dài chân được thiết kế lớn nhất là 167m (bao 
gồm đế chân), có thể khoan tới giếng dầu có độ sâu 
9000m. Trong trạng thái vận hành, giàn khoan tự 
nâng 400ft có thể hoạt động trong điều kiện môi 
trường có chiều cao sóng lên tới 22m, chịu được gió 
bão cấp 12. 
Giàn khoan tự nâng không thể tự hành, để di 
chuyển giữa các vị trí khác nhau trên biển cần có sự 
hỗ trợ của tàu kéo (gọi là di chuyển ướt) hoặc sử 
dụng phương tiện chuyên chở (gọi là di chuyển khô). 
Hiện nay, các tiêu chuẩn tính toán giàn khoan tự 
nâng trong trạng thái di chuyển ướt [1, 2] (Hình 2), việc 
tính toán chỉ được thực hiện cho các cấu kiện riêng lẻ 
(chân hoặc thân) dựa vào mô hình tương đương mà 
chưa xét đến sự làm việc đồng thời của cả chân và thân, 
do đó việc kiểm tra bền cục bộ cho kết cấu thân chịu 
lực thủy động và tải trọng khác chưa được xét đến. Bài 
báo dựa vào các lý thuyết sóng nhiễu xạ, bức xạ để xác 
định lực thủy động và lực quán tính theo phương pháp 
phần tử biên, sau đấy chuyển các lực này vào mô hình 
tổng thể (bao gồm kết cấu thân, chân, đế chân và các 
chi tiết liên kết thân với chân) để tính toán và kiểm tra 
bền kết cấu chân và vỏ theo các tiêu chuẩn hiện hành. 
2. Cơ sở lý thuyết để tính toán kết cấu giàn khoan tự nâng trong trạng thái di 
chuyển 
2.1. Tải trọng sóng và lực quán tính 
a. Định nghĩa các chuyển động (Hình 3) 
Hình 3. Định nghĩa hệ trục tọa độ và 
các phương chuyển động 
Dịch chuyển 
1. Dịch dọc (theo phương X) 
2. Dịch ngang (theo phương Y) 
3. Dao động đứng (theo phương Z) 
Xoay 
4. Lắc dọc (quanh trục X) 
5. Lắc ngang (quanh trục Y) 
6. Xoay kết cấu (quanh trục Z) 
Hình 1. Hình ảnh thực tế giàn 
khoan tự nâng nổi trên biển 
Hình 2. Mô hình tương 
đương để phân tích giàn 
khoan tự nâng trong trạng 
thái di chuyển, [1, 2] 
Hình 2. Mô hìn tương đương để phân tích iàn khoan
tự nâng trong trạng thái di chuyển [1, 2]
Hiện nay, các iêu chuẩn tính toán giàn khoan tự nâng trong trạng thái di chuyển ướt [1, 2] (Hình 2),
việc tính toán chỉ được thực hiệ cho các cấu kiện riêng lẻ (chân hoặc thân) dựa vào mô hình tương
đương mà chưa xét đến sự làm việc đồng thời của cả chân và thân, do đó việc kiểm tra bền cục bộ cho
kết cấu thân chịu lực thủy động và tải trọng khác chưa được xét đến. Bài báo dựa vào các lý thuyết
sóng nhiễu xạ, bức xạ để xác định lực thủy động và lực quán tín theo phương pháp phần tử biên, sau
đấy chuyển các lực này vào mô hình tổng thể (bao gồm kết cấu thân, chân, đế chân và các chi tiết liên
kết thân với chân) để tính toán và kiểm tra bền kết cấu chân và vỏ theo các tiêu chuẩn hiện hành.
2. Cơ sở lý thuyết để tính toán kết cấu giàn khoan tự nâng trong trạng thái di chuyển
2.1. Tải trọng sóng và lực quán tính
a. Định nghĩa các chuyển động (Hình 3)
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
2 
và phục vụ các hoạt động của giàn trên biển. Một số thông số c ính của già khoa tự 
nâng 400ft như sau: 
Giàn khoan tự nâng 400ft có khả năng hoạt 
động trong vùng biển sâu tối đa 400ft (~120m), 
chiều dài chân được thiết kế lớn nhất là 167m (bao 
gồm đế chân), có thể khoan tới giếng dầu có độ sâu 
9000m. Trong trạng thái vận hành, giàn khoan tự 
nâng 400ft có thể hoạt động trong điều kiện môi 
trường có chiều cao sóng lên tới 22m, chịu được gió 
bão cấp 12. 
Giàn khoan tự nâng không thể tự hành, để di 
chuyển giữa các vị trí khác nhau trên biển cần có sự 
hỗ trợ của tàu kéo (gọi là di chuyển ướt) hoặc sử 
dụng phương tiện chuyên chở (gọi là di chuyển khô). 
Hiện nay, các tiêu chuẩn tính toán giàn khoan tự 
nâng trong trạng thái di chuyển ướt [1, 2] (Hình 2), việc 
tính toán chỉ được thực hiện cho các cấu kiện riêng lẻ 
(chân hoặc thân) dựa vào mô hình tương đương mà 
chưa xét đến sự làm việc đồng thời của cả chân và thân, 
do đó việc kiểm tra bền cục bộ cho kết ấu thân chịu 
lực thủy động và tải trọ khác chưa được xét đến. Bài 
báo dựa vào các lý thuyết sóng nhiễu xạ, bức xạ để xác 
định lực thủy động và lực quán tính theo phương pháp 
phần tử biên, sau đấy chuyển các lực này vào mô hình 
tổng thể (bao gồm kết cấu thân, chân, đế chân và các 
chi tiết liên kết thân với chân) để tính toán và kiểm tra 
bền kết cấu chân và vỏ theo các tiêu chuẩn hiện hành. 
2. Cơ sở lý thuyết để tính toán kết cấu giàn khoan tự nâng trong trạng thái di 
chuyển 
2.1. Tải trọng són lực quá tính 
a. Định nghĩa các chuyể động (Hình 3) 
Hình 3. Định nghĩa hệ trục tọa độ và 
các phương chuyển động 
Dịch chuyển 
1. Dịch dọc (theo phương X) 
2. Dịch ngang (theo phương Y) 
3. Dao động đứng (theo phương Z) 
Xoay 
4. Lắc dọc (quanh trục X) 
5. Lắc ngang (quanh trục Y) 
6. Xoay kết cấu (quanh trục Z) 
Hình 1. Hình ảnh thực tế giàn 
khoan tự nâng nổi trên biển 
Hình 2. Mô hình tương 
đương để phân tích giàn 
khoan tự nâng trong trạng 
thái di chuyển, [1, 2] 
Hình 3. Định ng ĩa hệ trục tọa độ và các phương
chuyển động
Dịc huyển
1. Dịch dọc (theo phương X)
2. Dịch ngang (theo phương Y)
3. Dao động đứng (theo phương Z)
Xoay
4. Lắc dọc (quanh trục X)
5. Lắc ngang (quanh trục Y)
6. Xoay kết cấu (quanh trục Z)
b. P ương trình chuyển động
Phươ trì h chuyển động tổng quát có dạng [3]:
(M + A) U¨ +CU˙ + KhysU = F (t) (1)
9
Cường, Đ. Q và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
trong đó M là ma trận khối lượng kết cấu trong tọa độ tổng thể; A là ma trận khối lượng nước kèm với
các thành phần Ai j tương ứng được tính theo hàm thế sóng bức xạ ϕr j và ni là véc tơ pháp tuyến của
phần tử có diện tích dS trên bề mặt ngập nước S 0 của kết cấu:
Ai j = Re
ρ
∫∫
S 0
ϕr jnidS
 (2)
trong đó C là ma trận cản với các thành phần Ci j được xác định theo hàm thế sóng bức xạ ϕr j (bỏ qua
ảnh hưởng cản nhớt của môi trường và cản nội kết cấu) được xác định theo công thức sau:
Ci j = Im
ωρ
∫∫
S 0
ϕr jnidS
 (3)
trong đó ω là tần số sóng có kể đến ảnh hưởng của dòng chảy thông qua hiệu ứng Doppler phụ thuộc
vào vận tốc dòng chảy và góc hợp bởi chiều của dòng chảy và ảnh hưởng của vận tốc chuyển động
công trình và ρ là khối lượng riêng của nước biển.
Khys là ma trận độ cứng thủy tĩnh, được thiết lập bởi các lực phục hồi hay lực thủy tĩnh tác dụng
lên mặt ướt S 0 khi kết cấu thực hiện các dao động lắc. Các lực phục hồi này có xu hướng đưa công
trình trở lại trạng thái cân bằng ban đầu. Cụ thể:
Khys =

0 0 0
0 0 0
0 0 K33
0 0 0
0 0 0
K34 K35 0
0 0 K43
0 0 K53
0 0 0
K44 K45 K46
K54 K55 K56
0 0 0

(4)
trong đó
K33 = −ρg
∫
S 0
n3dS ; K45 = K54 = −ρg
∫
S 0
(
X − Xg
) (
Y − Yg
)
n3dS
K34 = −ρg
∫
S 0
(
Y − Yg
)
n3dS ; K44 = −ρg
∫
S 0
(
Y − Yg
)2
n3dS + ρg
(
ZB − Zg
)
∇
K35 = −ρg
∫
S 0
(
X − Xg
)
n3dS ; K55 = −ρg
∫
S 0
(
X − Xg
)2
n3dS + ρg
(
ZB − Zg
)
∇
K46 = −ρg
(
ZB − Zg
)
∇; K56 = −ρg
(
YB − Yg
)
∇
(5)
U˙, U¨ lần lượt là véc tơ thành phần vận tốc và gia tốc chuyển động của hệ.
F(t) là véc tơ tải trọng sóng tác động lên thân nổi của kết cấu, bao gồm lực sóng tới (FI) và lực
sóng nhiễu xạ (FD). Bỏ qua ảnh hưởng của các yếu tố thủy động bậc cao, thành phần chuyển động
thứ j của véc tơ lực sóng bậc 1 tác dụng lên kết cấu được đặc trưng bởi hàm thế vận tốc ϕ
(
X¯
)
tại điểm
X¯ = (X,Y,Z) được xác định như sau:
F j = FI j + FDj (6)
10
Cường, Đ. Q và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
trong đó Lực sóng tới Froude-Krylov, xác định theo:
FI j = −iωρ
∫
S 0
ϕI
(
X¯
)
n jdS (7)
Lực sóng nhiễu xạ, xác định theo:
Fd j = −iωρ
∫
S 0
ϕd
(
X¯
)
n jdS (8)
trong đó ϕI , ϕd lần lượt là hàm thế sóng tới, nhiễu xạ sẽ được xác định ở mục c dưới đây.
c. Xác định thế vận tốc [3, 4]
Sóng được đặc trưng bởi hàm thế vận tốc ϕ
(
X¯
)
để tính toán giá trị sóng nhiễu xạ, bức xạ và các hệ
số trong phương trình (1) được giả thiết với các điều kiện dưới đây trong hệ trục tọa độ gốc (OXYZ,
Hình 3):
Công thức Laplace:
∆ϕ =
∂2ϕ
∂X2
+
∂2ϕ
∂Y2
+
∂2ϕ
∂Z2
(9)
Áp dụng cho mọi miền ướt trên kết cấu.
Phương trình điều kiện biên mặt thoáng:
− ω2ϕ + g∂ϕ
∂Z
= 0, với z = 0 (10)
Điều kiện biên tiếp xúc:
∂ϕ
∂n
=
−iωni cho hàm thế sóng bức xạ−∂ϕ
∂n
cho hàm thế sóng nhiễu xạ
(11)
Phương trình điều kiện biên đáy biển độ sâu d:
∂ϕ
∂z
= 0, với z = d (12)
Với điều kiện biên xa vô cùng thì điều kiện
√
x2 + y2 → ∞ cần đưa vào phương trình bức xạ.
Để xác định hàm thế vận tốc sóng. Sử dụng phương trình Laplace, các điều kiện biên nêu trên và
Hàm Green’s [3, 4], khi đó hàm thế được viết như sau:
ϕ
(
X¯
)
=
1
4pi
∫
S 0
σ
(
ξ¯
)
G
(
X¯, ξ¯, ω
)
dS (13)
Thay công thức (13) vào các công thức (2), (3), (7), (8) thu được các giá trị Ai j,Ci j, FI j, Fd j để
giải phương trình chuyển động (1).
11
Cường, Đ. Q và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
d. Lực quán tính
Sau khi có các thành phần chuyển động lắc của trọng tâm hệ được xác định từ phương trình chuyển
động (1), các thành phần này gây ra lực quán tính tại điểm đặt khối lượng thứ i của các kết cấu của
thuộc hệ được xác định theo các phương trình sau [5]:
Lực quán tính dọc trục x:
Fiax = −miaix, với aix = a cos β (14)
Lực quán tính li tâm:
Fiθx = −mi
(
riθ˙ix
)
(15)
Lực quán tính tiếp tuyến:
Fiω = −mi
(
riω2
)
(16)
Lực quán tính theo trục x do các thành phần gia tốc tịnh tiến và gia tốc xoay gây nên:
Fix = −mi
(
aix + riθ˙ix sinα + ω2ri cosα
)
(17)
trong đó θix là góc nghiêng do chuyển động lắc của khối lượng thứ  ... à tần số tại hướng sóng 0o 
- Giá trị gia tốc, lực thủy tĩnh, lực sóng tới, lực nhiễu xạ, lực bức xạ tại tâm phần 
tử hữu hạn được thể hiện trên Hình 16. 
Hình 10. Cấu tạo vị trí liên kết giữa
chân và thân giàn khoan tự nâng
400 ft
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
9 
X (dịch chuyển sang 2 bên) nên ta sử dụng phần tử có giải phóng mô men cả 3 phương 
và dịch chuyển theo phương Y (hướng vào). Tại 1 thời điểm nhất định, liên kết nâng hạ 
(Pin) không hoạt động nên không được mô tả trong sơ đồ tính. Các Hình 10, 1 , 12 sau 
đây mô tả liên kết giữa chân và thân giàn (cấu tạo trên thực tế và mô hình hóa trên phần 
mềm). 
Hình 10. Cấu tạo vị trí liên kết 
giữa chân và thân giàn khoan 
tự nâng 400ft 
Hình 11. Liên kết giữa thân 
và chân theo [1] 
Hình 12. Mô hình hóa 
liên kết trong phần 
mềm Ansys 
4.4. Kết quả tính toán bằng ANSYS/AQWA 
- Phản ứng của kết cấu: Hàm truyền của 3 dạng dao động chính đứng (Heave), 
dao động quanh trục X (Roll), quay quanh trục Y (Pitch) được thể hiện trên các Hình 
13, 14 và 15. 
Hình 13. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương 
Heave (dọc trục Z) à tần số 
tại hướng sóng 0o 
Hình 14. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương Roll 
(quay quanh trục X) và tần 
số tại hướng sóng 0o 
Hình 15. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương 
Pitch (quay quanh trục Y) 
và tần số tại hướng sóng 0o 
- Giá trị gia tốc, lực thủy tĩnh, lực sóng tới, lực nhiễu xạ, lực bức xạ tại tâm phần 
tử hữu hạn được thể hiện trên Hình 16. 
Hình 11. Liên kết giữa thân và chân
theo [1]
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
9 
X (dịch chuyển sang 2 bên) nên ta sử dụng phần tử có giải phóng ô en cả 3 phương 
và dịch chuyển theo phương Y (hướng vào). Tại 1 thời điểm nhất địn , li kết nâng hạ 
(Pin) không hoạt động nê khô g được mô tả trong sơ đồ tín . c ì , 1 , 12 sau 
đây mô tả liên kết giữa chân và thân già (cấu tạo trên thực tế ô ì a trên phần 
mềm). 
Hình 10. Cấu tạo vị trí liên kết 
giữa chân và thân giàn khoan 
tự nâng 400ft 
Hình 11. Liên kết giữa thân 
và chân theo [1] 
Hình 12. ô hình hóa 
liên kết trong phần 
mềm Ansys 
4.4. Kết quả tính toán bằng ANSYS/AQWA 
- Phản ứng của kết cấu: Hàm truyền của 3 dạng dao động chính đứng (Heave), 
dao động quanh trục X (Roll), quay quanh trục Y (Pitch) được thể hiện trên các Hình 
13, 14 và 15. 
Hình 13. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương 
Heave (dọc trục Z) à tần số 
tại hướng sóng 0o 
Hình 14. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương Roll 
(quay quanh trục X) và tần 
số tại hướn sóng 0o 
Hình 15. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương 
Pitc (quay quanh trục Y) 
và tần số tại ướng són 0o 
- Giá trị gia tốc, lực thủy tĩnh, lực sóng tới, lực nhiễu xạ, lực bức xạ tại tâm phần 
tử hữu hạn được thể hiện trên Hình 16. 
Hình 12. Mô hình hóa liên kết trong
phần mềm Ansys
4.4. Kết quả tính toán bằng ANSYS/AQWA
- Phản ứng của kết cấu: Hàm truyền của 3 dạng dao động chính đứng (Heave), dao động quanh
trục X (Roll), quay quanh trục Y (Pitch) được thể hiện trên các Hình 13, 14 và 15.
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
9 
X (dịch ch yển sang 2 bên) nên ta sử dụng phầ tử có giải phóng mô men cả 3 phương 
và dịch chuyển theo phương Y (hướng vào). Tại 1 thời điểm nhất định, liên kết nâng hạ 
(Pin) khô hoạt độ g ê không được mô tả tron sơ đồ tính. Các Hình 10, 11, 12 sau 
đâ mô tả liên kết iữa c ân và thân giàn (cấu tạo trên thực tế và mô hình hóa trên phần 
mềm). 
Hình 10. Cấu tạo vị trí liên kết 
giữa chân và thân giàn khoan 
tự nâng 400f 
Hình 11. Liên kết giữa thân 
và chân theo [1] 
Hình 12. Mô hình hóa 
liên kết trong phần 
mềm Ansys 
4.4. Kết quả tính toán bằng ANSYS/AQWA 
- Phản ứng của kết cấu: Hàm truyền của 3 dạng dao động chính đứng (Heave), 
dao động quanh trục X (Roll), quay quanh trục Y (Pitch) ược thể hiện trên các Hình 
13, 14 và 15. 
Hình 13. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương 
Heave (dọc trục Z) à tần số 
tại hướng sóng 0o 
Hình 14. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương Roll 
(quay quanh trục X) và tần 
số tại hướng sóng 0o 
Hình 15. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương 
Pitch (quay quanh trục Y) 
và tần số tại hướng sóng 0o 
- Giá trị gia tốc, lực thủy tĩnh, lực sóng tới, lực nhiễu xạ, lực bức xạ tại tâm phần 
tử hữu hạn được thể hiện trên Hình 16. 
Hình 13. Hàm truyền giữa dao động
theo phương Heave (dọc trục Z) và
tần số tại hướng sóng 0◦
Journal of Science and Technology in Civil Engine ring N CE 2018. 13( ): - 
9 
X (dịch chuyển sang 2 bên) nê ta sử dụng phần tử có giải phón 
và dịch chuyển theo phương Y (hướng vào). Tại 1 thời điể nhất ị , li t 
(Pin) k ông hoạt động nên không được mô tả trong sơ đồ tí h. ác ì , , 
đây mô tả liê kết giữa chân và thân gi n (cấu tạo trên thực ế và ì t 
mềm). 
Hình 10. Cấu tạo vị trí liên kết 
giữa chân và thân giàn khoan 
tự âng 40 ft
Hình 11. Liên kết giữa thân 
và chân theo [1] 
ì . ì 
liê t tr 
ề s s 
4.4. Kết quả tính toán bằng ANSYS/AQWA 
- Phản ứng của kết cấu: Hàm truyền của 3 dạng dao động chính đ ng ( eave), 
dao động quanh trục X (Roll), quay quanh trục Y (Pitch) được thể hiện trên các ình 
13, 14 và 15. 
Hình 13. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương 
Heave (dọc trục Z) à tần số 
tại ướng sóng 0o 
Hình 14. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương Roll 
(quay quanh ục X) và tần 
số tại hướng sóng 0o 
Hình 15. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương 
Pitch (quay qua h trục Y) 
và tầ số tại hướng sóng 0o 
- Giá trị gia tốc, lực thủy tĩn , lực ng tới, lực nhiễu xạ, lực bức xạ tại tâm phần 
tử hữu hạn được thể hiện trên Hình 16. 
Hình 14. Hàm truyền giữa dao động
theo phương Roll (quay quanh trục
X) v tần số tại hướng sóng 0◦
Jour al of Science a d Technology in Civil Engineering NUCE 2018. (5):1-16 
9 
X (dịch chuyển sang 2 bên) nên ta sử dụng phần tử có giải phóng ô en cả 3 phương 
và dịch chuyển theo phương Y (hướng vào). Tại 1 thời điểm nhất ị , liên kết nâ g hạ 
(Pi ) không hoạt động nên không được mô tả trong sơ đồ tính. Các ì h 10, 1 , 12 sau 
đây mô tả liên kết giữa châ và thâ giàn (cấu tạo trên t ực tế và ình hóa trên phần 
mềm).
Hình 10. Cấu tạo vị trí liên kết 
giữa c v thân giàn khoan 
tự nâng 400ft 
Hình 11. Liên kết giữa thân 
và c ân theo [1] 
ì 12. Mô hình óa 
li kết trong phần 
 nsys 
4.4. Kết quả tính toán bằng ANSYS/ QWA 
- Phản ứng ủa kết cấu: Hàm truyền của 3 dạng dao động đứng (Heave), 
dao động quanh trục X (Roll), y quanh trục Y (Pitc ) được t i trên các Hình 
3, 14 và 15. 
ình 13. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương 
Heave (dọc trục Z) à tầ số 
tại ướng sóng 0o 
Hình 14. Hàm truyền giữa 
dao động theo phương Roll 
(q y quanh trục X) và tầ 
số tại hướng sóng 0o 
Hình 15. truyền giữa 
dao độn theo phương 
Pitch (qu uanh trục Y) 
và tần số t i ướng só 0o 
- Giá trị gia tốc, lực thủy tĩnh, lực sóng tới, lực nhiễu xạ, lực b ạ tại tâm phần 
tử hữu hạn được thể hiện trên Hình 16. 
Hình 15. Hàm truyền giữa dao động
theo phương Pitch (quay quanh trục
Y) và tần số tại hướng sóng 0◦
- Giá trị gia tốc, lực thủy tĩnh, lực sóng t i, lực nhiễu xạ, lực bức xạ tại tâm p ần tử hữu hạn được
thể hiện trên Hình 16.
- Sử dụng iá trị nội lực trong phầ tử thanh của chân giàn k oan tự nâng, ứng suất rong phần tử
tấm vỏ, nội lực tr ng các gia cường tấm kết hợp với tiêu chuẩn kiểm tra bền cho kết cấu chân [7], tiêu
chuẩn kiểm a bền cho thân [8] ta được kết quả kiểm tra bề ống chính của kết cấu chân tại các vị trí
liên kết giữa chân và t ân ở Bả g 2, kết quả kiểm tra bền cho tấm và các gia cường tại một số vị trí có
ứng suất lớn ở Bảng 3.
Nhận xét: Các giá trị UC cho chân và tấm tương đối nhỏ (lớn nhất bằng 0,34) và các giá trị này
đều nhỏ hơn 1 vì vậy kết cấu giàn khoan tự nâng trong trạng thái di chuyển đảm bảo điều kiện bền
theo [7, 8]. Các vị trí có hệ số sử dụng vật liệu lớn nhất trên kết cấu vỏ của thân được thể hiện trên các
Hình 17.
16
Cường, Đ. Q và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựngJournal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
10 
Hình 16. Giá trị gia tốc, lực thủy tĩnh, thủy động được chuyển đổi lên lưới chia PTHH 
- Sử dụng giá trị nội lực trong phần tử thanh của chân giàn khoan tự nâng, ứng 
suất trong phần tử tấm vỏ, nội lực trong các gia cường tấm kết hợp với tiêu chuẩn kiểm 
tra bền cho kết cấu chân [7], tiêu chuẩn kiểm tra bền cho thân [8] ta được kết quả kiểm 
tra bền ống chính của kết cấu chân tại các vị trí liên kết giữa chân và thân ở Bảng 2, kết 
quả kiểm tra bền cho tấm và các gia cường tại một số vị trí có ứng suất lớn ở Bảng 3. 
Bảng 2. Kết quả kiểm tra bền thanh và nút kết cấu chân giàn khoan tự nâng 400ft 
Bài toán Vị trí có UC lớn nhất UCmax Kết luận 
Bền thanh 
0,173 
Thỏa mãn 
điều kiện 
bền 
Bền nút 
0,190 
Thỏa mãn 
điều kiện 
bền 
Hình 16. Giá trị gia tố , lực thủy tĩn , thủy động được chuyển đổi lên lưới c i
Bảng 2. Kết quả kiểm tra bền thanh và nút kết cấu chân giàn khoan tự nâng 400 ft
Bài toán Vị trí có UC lớn nhất UCmax Kết luận
Bền thanh
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
10 
Hình 16. Giá trị gia tốc, lực thủy tĩnh, thủy động được chuyển đổi lên lưới chia PTHH 
- Sử dụng giá trị nội lực trong phần tử thanh của chân giàn khoan tự nâng, ứng 
suất trong phần tử tấm vỏ, nội lực trong các gia cường tấm kết hợp với tiêu chuẩn kiểm 
tra bền cho kết cấu chân [7], tiêu chuẩn kiểm tra bền cho thân [8] ta được kết quả kiểm 
tra bền ống chính của kết cấu chân tại các vị trí liên kết giữa chân và thân ở Bảng 2, kết 
quả kiểm tra bền cho tấm và các gia cườ tại một số vị trí có ứng suất lớn ở Bảng 3. 
Bảng 2. Kết quả kiểm tra bền thanh và nút kết cấu chân già khoan tự nâng 400ft 
Bài toán Vị trí có lớn hất UCmax Kết luận 
Bền thanh 
0,173 
Thỏa mãn 
điều kiện 
bền 
Bền nút 
0,190 
Thỏa mãn 
điều kiện 
bền 
0,173 Thỏa mãn điều kiện bền
Bền nút
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
10 
Hình 16. Giá trị gia tốc, lực thủy tĩnh, thủy động được chuyển đổi lên lưới chia PTHH 
- Sử dụng giá trị nội lực trong phần tử thanh của chân giàn khoan tự nâng, ứng 
suất trong phần tử tấm vỏ, nội lực trong các gia cường tấm kết hợp với tiêu chuẩn kiểm 
tra bền cho kết cấu chân [7], tiêu chuẩn kiểm tra bền cho thân [8] ta được kết quả kiểm 
tra bền ống chính của kết cấu chân tại các vị trí liên kết giữa chân và thân ở Bảng 2, kết 
quả kiểm tra bền cho tấm và các gia cường tại một số vị trí có ứng suất lớn ở Bảng 3. 
Bảng 2. Kết quả kiểm tra bền thanh và nút kết cấu chân giàn khoan tự nâng 400ft 
Bài toán Vị trí có UC lớn nhất UCmax Kết luận 
Bền thanh 
0,173 
Thỏa mãn 
điều kiện 
bền 
Bền nút 
0,190 
Thỏa mãn 
điều kiện 
bền 
0,190 Thỏa mãn điều kiện bền
Bảng 3. Kết quả kiểm tra bền cho kết cấu vỏ thân giàn khoan tự nâng 400 ft
STT Bài toán UCmax Kết luận
1 Kiểm tra khả năng chịu lực của tấm giữa các gia cường 0,25 Thỏa mãn điều kiện bền
2 Kiểm tra khả năng chịu lực của tấm chịu ứng suất cắt 0,25 Thỏa mãn điều kiện bền
3 Kiểm tra tấm chịu lực cắt 0,01 Thỏa mãn điều kiện bền
4 Kiểm tra tấm chịu áp lực bên 0,34 Thỏa mãn điều kiện bền
17
Cường, Đ. Q và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
11 
Bảng 3. Kết quả kiểm tra bền cho kết cấu vỏ thân giàn khoan tự nâng 400ft 
STT Bài toán UCmax Kết luận 
1 
Kiểm tra khả năng chịu lực của tấm 
giữa các gia cường 
0,25 
Thỏa mãn điều 
kiện bền 
2 
Kiểm tra khả năng chịu lực của tấm 
chịu ứng suất cắt 
0,25 
Thỏa mãn điều 
kiện bền 
3 Kiểm tra tấm chịu lực cắt 0,01 
Thỏa mãn điều 
kiện bền 
4 Kiểm tra tấm chịu áp lực bên 0,34 
Thỏa mãn điều 
kiện bền 
Hình 17. Vùng kết cấu vỏ của thân giàn khoan tự nâng 400ft có hệ số sử dụng vật liệu 
lớn nhất 
Nhận xét: Các giá trị UC cho chân và tấm tương đối nhỏ (lớn nhất bằng 0,34) và các giá 
trị này đều nhỏ hơn 1 vì vậy kết cấu giàn khoan tự nâng trong trạng thái di chuyển đảm 
bảo điều kiện bền theo [7, 8]. Các vị trí có hệ số sử dụng vật liệu lớn nhất trên kết cấu 
vỏ của thân được thể hiện trên các Hình 17. 
5. Kết luận 
Bài báo đã đề xuất được thuật toán tổng quát kết hợp giữa PTB và PTHH để tính 
toán, kiểm tra bền hệ thống kết cấu giàn khoan tự nâng (bao gồm kết cấu thân, kết cấu 
chân, kết cấu đế chân và các chi tiết liên kết giữa thân và chân) trong trạng thái di 
chuyển bằng mô hình tổng thể. Các kết quả của phương pháp PTB như lực sóng lên 
Hình 17. Vùng kết cấu vỏ của thân giàn khoan tự nâng 400 ft có hệ số sử dụng vật liệu lớn nhất
5. Kết luận
Bài báo đã đề xuất được thuật toán tổng quát kết hợp giữa PTB và PTHH để tính toán, kiểm tra
bền hệ thống kết cấu giàn khoan tự nâng (bao gồm kết cấu thân, kết cấu chân, kết cấu đế chân và các
chi tiết liên kết giữa thân và chân) trong trạng thái di chuyển bằng mô hình tổng thể. Các kết quả của
phương pháp PTB như lực sóng lên phần thân của công trình tự nâng (là kết cấu nổi kích thước lớn)
và lực quán tính là đầu vào cho bài toán phân tích, kiểm tra kết cấu bằng phương pháp PTHH. Mô
hình tổng thể theo phương pháp PTHH được sử dụng trong bài báo đã t ay thế các mô hìn tính toán
truyền thống với mô hình kết cấu thân là tương đương. Nhờ mô hình PTHH, bài báo đã giải quyết trọn
vẹn bài toán bền của thân trong trạng thái di chuyển.
Bài toán kết hợp giữa PTB và PTHH để kiểm tra bền hệ thống kết cấu nổi kích thước lớn của giàn
khoan tự nâng 400 ft trong trạng thái di chuyển theo sơ đồ thuật toán như Hình 6 của bài báo này
đã được giải quyết với sự trợ giúp của chương trình phần mềm chuyên dụng ANSYS/AQWA, là phần
mềm tính toán bản quyền thuộc Viện Xây dựng Công trình biển.
Các nghiên cứu tiếp theo sẽ đi sâu nghiên cứu phân tích sự làm việc của hệ thống kết cấu giàn
khoan tự nâng 400 ft trong các trạng thái khai thác, trạng thái biển cực hạn và trạng thái nâng hạ để
đi đến kết luận về độ an toàn của hệ thống kết cấu giàn khoan tự nâng 400 ft trong điều kiện biển
Việt Nam.
Lời cảm ơn
Nhóm tác giả chân thành cảm ơn sự hỗ trợ tài chính của đề tài khoa học cấp Nhà nước, mã số
SPQG02b.01-01.
Tài liệu tham khảo
[1] DnV-RP-C104 (2012). Self-elevating units. Det Norske Veritas.
[2] ABS MODU Rule (2001). ABS rules for building and classing mobile offshore drilling units. American
Bureau of Shipping.
[3] Ansys Inc (2013). Aqwa theory manual. Release 15.0.
18
Cường, Đ. Q và cs. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
[4] Newman, J. N. (1978). Advances in applied mechanics, volume 18. Academic Press, New York.
[5] Bentley systems, Inc (2012). SACs User manual. Version 7.0.
[6] Friede and Goldman LTD (2013). F&G JU-2000E Jackup drilling rig specification and JU2000E Weight
control report. Houston, Texas, USA.
[7] API-RP-2A-WSD. 22th Edition (2014). Recommended practice for planning, designing and constructing
fixed offshore platforms–working stress design. American Petroleum Institue.
[8] DnV-RP-C201 (2010). Buckling strength of plated structures. Det Norske Veritas.
19