Ảnh hưởng của một số yếu tố đến phản ứng động của công trình biển dưới tác động của tải trọng sóng và gió

135 Tạp chí Khoa học và Công nghệ Biển; Tập 13, Số 2; 2013: 135-143 ISSN: 1859-3097 ẢNH HƯỞNG CỦA MỘT SỐ YẾU TỐ ĐẾN PHẢN ỨNG ĐỘNG CỦA CÔNG TRÌNH BIỂN DƯỚI TÁC ĐỘNG CỦA TẢI TRỌNG SÓNG VÀ GIÓ Nguyễn Thái Chung*, Nguyễn Văn Chình Đại học Lê Quý Đôn Số 100 Hoàng Quốc Việt, Cầu Giấy, Hà Nội, Việt Nam *E-mail: thaichung1271@gmail.com Ngày nhận bài: 7-10-2012 TÓM TĂT: Công trình biển hệ thanh được ứng dụng nhiều đối với các quốc gia biển, nó có vai trò quan trọng trong an ninh, quốc phòng và phát triển kinh tế biển. Ở Việt Nam, nghiên cứu và phát triển công trình biển là một trong các nhiệm vụ cấp thiết hiện nay. Bài báo này trình bày thuật toán và phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH) giải bài toán tương tác động lực học phi tuyến giữa công trình biển hệ thanh và nền san hô dưới tác động của tải trọng sóng và gió. Các tác giả giải hệ phương trình động lực học phi tuyến bằng phương pháp tích phân trực tiếp Newmark kết hợp lặp Newton-Rapshon và chương trình tính được lập trong môi trường Matlab. Với thuật toán và chương trình tính đã lập, các tác giả đã giải nhiều lớp bài toán khác nhau cho thấy ảnh hưởng của các thông số: tải trọng, kích thước hình học, vật liệu đến phản ứng động của công trình biển. Kết quả có thể sử dụng trong tính toán, thiết kế và thi công công trình biển trên nền san hô dưới tác động của tải trọng sóng và gió, góp phần phát triển các công trình biển trong tương lai. Từ khóa: Công trình biển, san hô, tải trọng sóng và gió, tương tác. MỞ ĐẦU Nghiên cứu bài toán về phản ứng động của công trình biển với sự tác động đồng thời của tải trọng sóng, gió, dòng chảy, động đất là bài toán khó song rất có ý nghĩa trong thực tế, đặc biệt là khi có xét đến tương tác giữa kết cấu công trình và nền san hô. Hiện nay các mô hình khảo sát thường giả định kết cấu được ngàm cứng với đáy biển hoặc thay thế nền bằng hệ lò xo đặt rời rạc tại các nút. Tính toán tháp ngoài biển khơi với mô hình tính cọc đơn tương đương, thay thế liên kết nền bằng một lò xo đơn giản chịu tác động đồng thời của tải trọng sóng biển và động đất trong nghiên cứu của Islam và Ahmad [5]. Nghiên cứu phản ứng động của công trình biển hệ thanh chịu tác dụng đồng thời của tải trọng sóng biển và động đất, trong đó xem liên kết giữa kết cấu và nền là ngàm cứng đã được Khosro et al [7] thực hiện. Nhìn chung các nghiên cứu này đã đạt được một số kết quả nhất định song các mô hình này chưa phản ánh được sự làm việc thực tế của kết cấu trong nền san hô. Phát triển hướng nghiên cứu này, bài báo nghiên cứu, giải bài toán tương tác động lực học giữa hệ thanh (mô hình dàn DKI, dàn khoan dầu khí) và nền san hô chịu tác động của tải trọng sóng và gió, trong đó xét sự làm việc đồng thời giữa kết cấu và nền san hô thông qua phần tử tiếp xúc. TÀI LIỆU VÀ PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU Dựa vào các thông tin và số liệu được cập nhật từ các chuyến khảo sát các đảo nổi thuộc quần đảo Trường Sa, thuộc đề tài nghiên cứu khoa học cấp Nhà nước KC 09.07, cung cấp các số liệu về cơ tính của san hô và nền san hô phục vụ tính toán, thiết kế. Mô hình kết cấu nghiên cứu được mô phỏng từ công trình DKI/14. Tải trọng gió tác động lên công trình biển Nguyễn Thái Chung, Nguyễn Văn Chình 136 được xác định theo Kim et al [8] với vận tốc gió là hàm của thời gian. Phương pháp nghiên cứu: sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn, chương trình tính được lập trong môi trường Matlab. MÔ HÌNH TÍNH VÀ CƠ SỞ LÝ THUYẾT Đặt bài toán, các giả thiết Mô hình bài toán Xét hệ thanh làm việc đồng thời với nền theo mô hình bài toán phẳng (hình 1). Tải trọng tác động gồm: tải trọng không đổi P, tải trọng sóng biển và gió. Việc tính toán được thực hiện trên mô hình gồm kết cấu và một phần nền (gọi là miền nghiên cứu). Kích thước miền nghiên cứu của bài toán được xác định bằng phương pháp giải lặp [2, 3].    U t ttB tt H 1 H 2 H 3 H 4 H 0B P Tai trongsan cong tac Songbien Gio  2h 3h 1h 4h 5h Hình 1. Mô hình bài toán Các giả thiết Các giả thiết: Vật liệu kết cấu là đàn hồi tuyến tính, chuyển vị và biến dạng của hệ là bé; Mỗi lớp nền là vật liệu đồng nhất, đẳng hướng, đàn hồi tuyến tính; Liên kết giữa các thanh đứng và nền là liên kết một chiều; Bỏ qua lực dính và sự xoáy của nước. Thuật toán phần tử hữu hạn giải phương trình chuyển động của hệ Các phần tử sử dụng Phần tử thanh 2 nút Hệ thanh phẳng được mô hình hóa bằng các phần tử thanh 2 nút chịu kéo (nén), uốn, trong đó mỗi nút có 3 bậc tự do u, v,  (hình 2). ixU  iyU  iU   jyU  jxU  jU   i j y x Hình 2. Phần tử thanh 2 nút với hệ trục tọa độ cục bộ Chuyển vị của một điểm bất kỳ thuộc phần tử m được nội suy theo véc tơ chuyển vị nút:      m mmu N U (1) Trong đó:    Tmu u v  - véc tơ chuyển vị tại điểm bất kỳ thuộc phần tử ; mN - ma trận các hàm dạng của phần tử có cấp 3  6,  mU là véc tơ chuyển vị nút của phần tử:    Tix iy i jx jy jmU U U U U U U  (2) Ma trận khối lượng phần tử:       m T mm m m V M N N dV  (3) Ma trận độ cứng phần tử:        m T mm m m V K B D B dV  (4) Với:  - khối lượng riêng vật liệu, [D] - ma trận vật liệu, [B]m - ma trận quan hệ biến dạng - chuyển vị phần tử. Phần tử biến dạng phẳng đẳng tham số 4 điểm nút Chuyển vị của 1 điểm thuộc phần tử (hình 3) được nội suy theo chuyển vị nút:      e eeu N U (5) Trong đó:    T1x 1y 2x 2y 4x 4yeU U U U U ... U U (6) Ảnh hưởng của một số yếu tố đến phản ứng 137 [N]e - ma trận hàm dạng phần tử, có cấp 1  4. Ma trận khối lượng phần tử:       e T ee e e V M N N dV  (7) Ma trận độ cứng phần tử:        e T ee e e V K B D B dV  (8) Hình 3. Phần tử tứ giác 4 điểm nút với hệ trục tọa độ cục bộ Phần tử tiếp xúc Trên hình 4 là mô hình phần tử tiếp xúc gồm hai nút ở mỗi đầu, nút phía trên gắn với phần tử cọc có ba bậc tự do (u,v,), nút phía dưới gắn với phần tử nền san hô có hai bậc tự do (u,v) [4]. Như vậy một phần tử tiếp xúc dạng này có 10 bậc tự do. a) Sơ đồ hình học của phần tử tiếp xúc b) Quan hệ ứng suất pháp tuyến c) Quan hệ ứng suất tiếp tuyến và biến dạng pháp tuyến và biến dạng tiếp tuyến Hình 4. Sơ đồ phần tử tiếp xúc 1 11(x , y ) 2 22(x , y ) 3 33(x , y ) 4 44(x , y ) P(x, y) P(r,s) r s 1( 1, 1)  2(1, 1) 3(1,1)4( 1,1) x y 0 0 Nguyễn Thái Chung, Nguyễn Văn Chình 138 Véc tơ số gia chuyển vị nút phần tử {Use} được định nghĩa như sau [4], [1]:           Tse 4 1 4 1 4 3 2 3 2 3U u u v v u u v v        (9) Viết lại dưới dạng ma trận:     seU T   (10) Trong đó:   1 2 1 2 C 0 C 0 T 0 C 0 C        , 1 2 1 0 0 1 0 C 0 1 0 , C 0 1 0 0 1 0 0                     (11)    T4 4 4 3 3 3 1 1 2 2u v u v u v u v    (12) Véctơ số gia chuyển vị trong hệ toạ độ tổng thể tại điểm bất của phần tử:            1 2 se 1 2 se se 1 2 se se u N 0 0 N 0 0 1v 0 N 0 0 N 0 U t 0 0 N 0 0 N 1 N T B t                           (13) Quan hệ số gia ứng suất và số gia biến dạng trong PTTX:       T Tse s n seM D u v         (14) Bảng 1. Đặc trưng vật liệu của phần tử tiếp xúc TT Đặc trưng vật liệu Ký hiệu Thứ nguyên Cách tính 1 Lực dính đơn vị C Lực/(ch.dài)2 Cho trước 2 Độ cứng pháp tuyến k Lực/(ch.dài) 2 E(1 )k (1 )(1 2 )       3 Độ cứng tiếp tuyến k Lực/(ch.dài) 2   Ek 2 1    4 Độ cứng chống trượt tới hạn kres Lực/(ch.dài) 2 kres =Gres Trường hợp bài toán biến dạng phẳng, ma trận [Dse] được xác định:  se k 0 0 D 0 k 0 0 0 k               (15) Ma trận độ cứng của PTTX trong hệ toạ độ chung [2, 4, 1]:          T Tse se se seK B R D R B det J d  (16) Trong đó [R] là ma trận chuyển trục tọa độ, được xác định thông qua ma trận Jacobian. Kiểm tra điều kiện bền về tách và trượt trên bề mặt tiếp xúc giữa kết cấu với nền san hô được thực hiện theo tiêu chuẩn bền Mohr - Coulumb [2, 3, 12]: Quy ước: Đối với kết cấu: ứng suất kéo là dương, ứng suất nén là âm. Đối với nền: 0 khi 0 khi      nÐn kÐo (17) Nếu ứng suất có tác dụng gây kéo, trong phạm vi phần tử xuất hiện sự tách cục bộ giữa kết cấu và nền, gán k0, k0. Ngược lại, nếu ứng suất có tác dụng gây nén, thì trong phạm vi phần tử không xuất hiện sự tách cục bộ của kết cấu với nền. Lúc này giữ nguyên giá trị của độ cứng pháp tuyến k và tiến hành kiểm tra điều kiện trượt: Nếu ứng suất tiếp   gh ( = C+fms) thì không xuất hiện sự trượt cục bộ giữa kết cấu và nền, lúc này giữ nguyên giá trị độ cứng k. Nếu ứng suất tiếp   gh thì xuất hiện sự trượt cục bộ giữa kết cấu và nền, lúc này giá trị k Ảnh hưởng của một số yếu tố đến phản ứng 139 được giảm xuống đến giá trị độ cứng chống trượt tới hạn kres. Tải trọng tác động Tải trọng tĩnh Tải trọng tĩnh P tác động lên kết cấu được quy nút theo phương pháp chung [4]. Tải trọng sóng biển Các thành phần tải trọng sóng phân bố theo phương ngang và phương đứng của thanh hình trụ (phần thanh ngập nước) được xác định như sau [11, 5]: nxwx nx nx2 w D w 1 wy ny nyny U u 0f U u a u1 0 0,5 C D 0, 25 C Df U v a v0 10 U v                                             (18) Trong đó: w là khối lượng riêng của nước; CD, C1 là các hệ số lực cản và hệ số lực quán tính; các thành phần Unx, Uny, anx, any là vận tốc và gia tốc của hạt nước theo hai phương ngang và đứng; u, v lần lượt là các thành phần chuyển kết cấu và tương ứng là các thành phần vận tốc, gia tốc kết cấu u, v, u, v    và được xác định theo lý thuyết sóng tuyến tính Airy [9]. Theo phương pháp PTHH, véc tơ tải trọng nút do lực phân bố tính theo (18) được xác định theo biểu thức sau [9, 6]:           L T wx wx 0 w L Tewy e wy 0 N y f dy R R R N y f dy                                 (19) Tải trọng gió Theo [6], áp lực gió tác động lên một đơn vị diện tích chắn gió của kết cấu:    win p air win 1p t C U t cos 2    (20) Trong đó: pwin(t) là áp lực gió, Cp là hệ số áp lực gió, air là khối lượng riêng không khí, Uwin(t) là hàm vận tốc gió,  là góc hợp bởi  winU t  và pháp tuyến của mặt chắn gió. Véc tơ tải trọng nút phần tử thanh do áp lực gió:        L Twin wine 0 P N y p t dy             (21) Phương trình chuyển động của hệ Sau khi tập hợp các ma trận, véc tơ tải trọng tổng thể, đưa vào các điều kiện biên, hệ phương trình vi phân dao động của hệ có dạng sau:           M U C U K U R    (22) Khi xuất hiện sự tách hoặc trượt (hoặc đồng thời) tại bề mặt tiếp xúc giữa kết cấu và nền san hô, ma trận độ cứng phần tử tiếp xúc phụ thuộc véc tơ chuyển vị nút:     se seK K U    và do đó:     K K U    , nên    C C U    . Hệ phương trình chuyển động (22) được viết lại như sau:               M U C U U K U U R          (23) là hệ phương trình vi phân động lực học phi tuyến. Hệ phương trình (23) được các tác giả giải bằng cách kết hợp phương pháp tích phân trực tiếp Newmark và lặp Newton-Raphson và lập trình tính trong môi trường Matlab. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN Ví dụ số Mô hình bài toán hệ thanh phẳng làm việc đồng thời với nền san hô, có kích thước, liên kết như trên hình vẽ (hình 1). Thông số kết cấu: các kích thước H2=20,1m, H3=20,5m, B0=12m, B1=26m, B2=35m, góc nghiêng của cọc chính  = 80. Các cọc chính, cọc phụ, thanh Nguyễn Thái Chung, Nguyễn Văn Chình 140 ngang và thanh xiên có mặt cắt ngang hình vành khăn, trong đó: cọc chính có đường kính ngoài D1=1,031m, chiều dày thành ống t1=2,2cm; cọc phụ có đường kính ngoài D2=0,914m, chiều dày thành ống t2=4,4cm; thanh xiên và thanh ngang có đường kính ngoài D3=0,610m, chiều dày thành ống t3=2,7cm. Vật liệu dàn bằng thép, có môđun đàn hồi E=2,1.1011N/m2, hệ số Poisson  = 0,3, khối lượng riêng  = 7800kg/m3. Thông số nền: Nền gồm 5 lớp, đặc trưng cơ lý của các lớp vật liệu được lấy theo kết quả thí nghiệm tại hiện trường 1 đảo thuộc quần đảo Trường Sa như bảng 2. Bảng 2. Đặc trưng vật liệu nền san hô [10] Lớp Độ sâu (m) Ef (N/cm2) f f (kg/m3) Hệ số ma sát với thép fms Tỷ số cản  1 4 2,83104 0,27 2,55103 0,21 0,05 2 10 2,19105 0,25 2,60103 0,32 3 20 2,03106 0,22 2,95103 0,41 4 35 2,71105 0,25 2,00103 0,43 5 50 2,18104 0,30 2,32103 0,47 Thông số tải trọng: chiều cao sóng Hw=16,56m, độ sâu nước Hwsb=21m, khối lượng riêng nước w=1000kg/m3, chu kỳ sóng Tw=7,83s, hệ số lực cản CD=0,75, hệ số quán tính C1=2,0. Hệ số áp lực gió Cp=1, khối lượng riêng không khí air=1,5kg/m3, vận tốc gió theo thời gian Uwin(t) được cho dưới dạng giản đồ vận tốc [8]. Kích thước miền nghiên cứu: Bề rộng Btt=135m, chiều cao Htt=50m, với sai số lặp xác định miền nghiên cứu  = 0,5%. Điều kiện biên: Liên kết ngàm tại biên đáy và gối di động theo phương đứng tại biên bên của miền nghiên cứu. Thời gian tính tcal =100s, sai số tính D=0,25%. Trên hình 5 là đáp ứng chuyển vị ngang, chuyển vị đứng tại đỉnh dàn (nút 64) và đáp ứng mômen uốn tại chân cọc chính và chân cọc phụ. 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 -0.02 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 0.16 Thoi gian t [s] C hu ye n vi U x [m ] CHUYEN VI NGANG TAI DINH DAN (NUT 64) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 x 10 6 Thoi gian t [s] M o m en M z [N m ]] MO MEN UON CHAN COC CHINH VA COC PHU Mz coc chinh Mz coc phu Hình 5. Đáp ứng chuyển vị ngang tại đỉnh dàn (nút 64) và và mômen uốn chân cọc Ảnh hưởng của một số yếu tố đến phản ứng động của hệ Ảnh hưởng của môđun đàn hồi vật liệu cọc chính Với bài toán đặt ra, cho môđun đàn hồi cọc chính Ech thay đổi từ 2,11010N/m2 đến 2,11011N/m2. Kết quả biến thiên các giá trị lớn nhất về chuyển vị ngang tại đỉnh giàn và mômen uốn lớn nhất xuất hiện tại chân cọc chính như trong bảng 3. Ảnh hưởng của một số yếu tố đến phản ứng 141 Bảng 3. Biến thiên giá trị lớn nhất chuyển vị ngang tại đỉnh giàn và mômen chân cọc chính Ech1010 [N/cm2] 2,10 5,88 9,66 13,44 17,22 21,00 max 2 xU 10  [m] 46,043 26,262 20,305 17,038 15,335 14,196 max 6 zM 10 [Nm] 1,7922 2,3938 2,7573 3,0470 3,3718 3,6636 Trên hình 6 thể hiện mối quan hệ chuyển vị lớn nhất và mômen uốn lớn nhất tại chân cọc chính và môđun đàn hồi Ech của vật liệu cọc chính. Nhận xét: Khi mô đun đàn hồi Ech của vật liệu cọc chính tăng, chuyển vị ngang giảm, còn mômen uốn tại chân cọc chính tăng lên. Cụ thể với bài toán khảo sát chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh giàn giảm 69,17% và mômen uốn lớn nhất tại chân cọc chính tăng 1,1 lần. 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 x 10 11 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Mo dun dan hoi E [N/m2] C hu ye n vi (U x) m ax [m ] ANH HUONG E COC CHINH DEN (Ux)max (NUT 64) 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 x 1011 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 x 10 6 Mo dun dan hoi E [N/m2] M o m en (M z) m ax [N m ] ANH HUONG E COC CHINH DEN DEN (Mz)max COC CHINH Hình 6. Ảnh hưởng của môđun đàn hồi Ech của vật liệu cọc chính đến chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh giàn và mômen uốn lớn nhất tại chân cọc chính Ảnh hưởng của đường kính ngoài cọc chính Với bài toán đặt ra, cho đường kính ngoài cọc chính Dch thay đổi từ 0,72m đến 1,5m. Kết quả biến thiên các giá trị lớn nhất về chuyển vị ngang tại đỉnh giàn và mômen uốn lớn nhất xuất hiện tại chân cọc chính như trong bảng 4. Bảng 4. Biến thiên giá trị lớn nhất chuyển vị ngang tại đỉnh giàn và mômen chân cọc chính Dch [m] 0,72 0,87 1,03 1,19 1,34 1,50 max 2 xU 10  [m] 19,315 16,322 14,196 12,944 12,193 11,616 max 6 zM 10 [Nm] 2,3267 2,9171 3,6636 4,6481 5,7603 7,0748 Trên hình 7 thể hiện mối quan hệ chuyển vị lớn nhất và mômen uốn lớn nhất tại chân cọc chính và đường kính ngoài Dch của cọc chính. Nhận xét: Khi đường kính ngoài cọc chính Dch tăng, chuyển vị ngang giảm, còn mômen uốn tại chân cọc chính tăng lên. Cụ thể với bài toán khảo sát chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh dàn giảm 39,86% và mômen uốn lớn nhất tại chân cọc chính tăng 3,4 lần. Nguyễn Thái Chung, Nguyễn Văn Chình 142 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 Duong kinh ngoai coc chinh D [m] C hu ye n vi (U x) m ax [m ] ANH HUONG D COC CHINH DEN (Ux)max (NUT 64) 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 x 10 6 Duong kinh ngoai coc chinh D [m] M o m en (M z) m ax [N m ] ANH HUONG D COC CHINH DEN (Mz)max COC CHINH Hình 7. Ảnh hưởng của đường kính ngoài cọc chính Dch đến chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh giàn và mômen uốn lớn nhất tại chân cọc chính KẾT LUẬN Đã thiết lập thuật toán PTHH và chương trình phân tích động lực học phi tuyến tương tác giữa kết cấu hệ dàn phẳng và nền san hô chịu tác động đồng thời của tải trọng sóng và gió. Tính toán ví dụ số tương tác giữa kết cấu dạng hệ thanh phẳng và nền san hô làm việc đồng thời, khảo sát ảnh hưởng của mô đun đàn hồi cọc chính và đường kính ngoài cọc chính đến phản ứng động của hệ, đưa ra khuyến cáo có tính chất tham khảo cho tính toán kết cấu tương tác với nền san hô. TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Amir, R., 1998. Joint Interface (Slip) Elements in Crisp in 2D and 3D Space. 2. Nguyễn Thái Chung, 2006. Nền san hô và sự làm việc của cọc trong nền san hô, Luận án Tiến sỹ kỹ thuật. Học viện Kỹ Thuật Quân sự. 3. Nguyễn Thái Chung, Nguyễn Văn Chình, 2012. Nghiên cứu tương tác giữa kết cấu dàn phẳng và nền san hô dưới tác dụng của tải trọng động đất, Tạp chí Khoa học và Kỹ thuật, số 145, Học viện Kỹ thuật quân sự. Tr. 22-33. 4. Fadeev, A.B., 1995. Phương pháp phần tử hữu hạn trong địa cơ học, NXB Giáo dục. 5. Islam. N., Ahmad. S., 2003. Nonlinear Seismic Response of Articulated Offshore Tower, Defence Science Journal, Vol. 53, No. I, January 2003, pp. 105-113. 6. Jamaloddin, N., Samsul, I.B., Mohammad, S.J., 2005. Waleed Abdul Malik Thanoon1 and Shahrin Mohammad, Simulation of wave and current forces on template offshore structures, Suranaree J. Sci. Technol. 12(3), pp. 193-210. 7. Khosro, B., Hosseini, S. R, Mohammad, H.T., Hesam S., 2011. Seismic Response of a Typical Fixed Jacket-Type Offshore Platform (SPD1) under Sea Waves, Open Journal of Marine Science, 2011, 1, pp. 36-42, doi:10.4236/ojms.2011.12004 Published Online July 2011 ( RP.org/journal/ojms). 8. Kim Byoung-Wan, Kim Woon-Hak and Lee In- Won, 2002. Three-dimensional Plate Analyses of Wind - loaded Structures Department of Civil Engineering, Korea Advanced Institute of Science and Technology, 373-1 Guseong-dong, Yuseong -gu, Daejeon, 305-701, Korea. 9. Kenji Kawano, Tutomu Hashimoto, 2001. Nonlinear Dynamic Responses of a Large Offshore Structure, Kagoshima University, Kagoshima, Japan. 10. Hoàng Xuân Lượng, 2010. Báo cáo tổng kết đề tài KC.09.07/06-10, Học viện Kỹ thuật quân sự. 11. Trevon, J., 2009. Assessment of kinematic effect on offshore piled foundations, University degli Studi di Pavia. 12. Zienkiewicz, O. C, and Taylo, R.L. 1986. The Finite Element Method, Mcgraw-Hill Book Company. Ảnh hưởng của một số yếu tố đến phản ứng 143 EFFECT OF SOME FACTORS ON REACTION DYNAMICS OF THE OFFSHORE STRUCTURE UNDER WAVE AND WIND LOADING Nguyen Thai Chung and Nguyen Van Chinh Le Quy Don University ABSTRACT: The jacket type offshore structures are widely applied for marine states, it has an important role in security, defense and marine economic development. In Vietnam, research and development of marine structures is an urgent task at present. This paper presents finite element algorithm and a calculating method of nonlinear dynamic interaction between jacket type offshore structures and coral foundation under wave and wind loading. The authors have solved the nonlinear dynamic equations by Newmark and Newton-Raphson method and built the calculation program on Matlab software. On the basis of the algorithm and the calculation program has been developed, the authors have investigated the problem with many different parameters to see the influence of these factors: weight, geometry, material to the dynamic response of the marine structures. The results can be applied in calculation, design and construction of the marine structures on the coral foundation under wave and wind loading, contribute to the development of future marine structures. Key word: offshore, coral foundation, wave and wind loading, interaction.