Xây dựng điều kiện bền mở rộng để xác định độ tin cậy tổng thể đánh giá an toàn của kết cấu công trình biển cố định bằng thép, áp dụng cho điều kiện biển nước sâu Việt Nam

15 Tạp chí Khoa học và Công nghệ biển T10 (2010). Số 3. Tr 15 - 32 XÂY DỰNG ðIỀU KIỆN BỀN MỞ RỘNG ðỂ XÁC ðỊNH ðỘ TIN CẬY TỔNG THỂ ðÁNH GIÁ AN TOÀN CỦA KẾT CẤU CÔNG TRÌNH BIỂN CỐ ðỊNH BẰNG THÉP, ÁP DỤNG CHO ðIỀU KIỆN BIỂN NƯỚC SÂU VIỆT NAM PHẠM KHẮC HÙNG Viện Xây dựng Công trình biển, Trường ðại học Xây dựng Tóm tắt: Bài báo trình bày một cách ñánh giá mới về an toàn của kết cấu công trình biển cố ñịnh bằng thép kiểu Jacket phục vụ khai thác dầu khí ở vùng nước sâu, dựa trên ñộ tin cậy tổng thể của kết cấu ñược xác ñịnh theo “ñiều kiện bền mở rộng”, là ñiều kiện bền có kể ñến hiện trạng kết cấu bị phá huỷ do mỏi tích luỹ trong quá trình khai thác. Với ñiều kiện bền mở rộng, việc ñánh giá an toàn của kết cấu chịu tác ñộng của tải trọng sóng ngẫu nhiên theo ñộ tin cậy tổng thể cho kết quả chính xác hơn so với cách ñánh giá theo ñiều kiện bền ñộ bền truyền thống trong các Tiêu chuẩn thiết kế hiện hành, ñặc biệt hữu hiệu ñối với các công trình biển nước sâu. Kết quả nghiên cứu ñã ñược bước ñầu áp dụng vào ñiều kiện thực tế của vùng biển sâu tới 200 m thuộc bể Nam Côn Sơn, thềm lục ñịa ðông-Nam Việt Nam. Bài báo này ñược trích từ kết quả nghiên cứu của ñề tài cấp Nhà nước KC.09.15/06-10, do tác giả làm chủ nhiệm ñề tài trực tiếp thực hiện với sự cộng tác của một số ñồng nghiệp tại Viện Xây dựng Công trình biển. I. MỞ ðẦU Trong tính toán thiết kế kết cấu công trình biển (CTB) cố ñịnh kiểu Jacket (là kiểu kết cấu chân ñế ñược sử dụng phổ biến trong CTB cố ñịnh bằng thép), kiểm tra bền là bài toán ñược thực hiện trước tiên bên cạnh bài toán kiểm tra mỏi [2] ñể ñánh giá an toàn của các kết cấu CTB. Việc kiểm tra kết cấu CTB theo ñiều kiện bền ñược thực hiện theo “Trạng thái giới hạn cực ñại” (Ultimate Limit State - ULS), nhằm ñảm bảo kết cấu khai thác ñược an toàn trong ñiều kiện môi trường cực trị (sóng bão 100 năm hoặc 50 năm, tuỳ theo tiêu chuẩn thiết kế). ðiều kiện bền cũng là cơ sở ñể xác ñịnh cấu hình kết cấu khối chân ñế (KCð) Jacket của CTB cố ñịnh bằng thép, sau quá trình lặp và ñiều chỉnh ñể có kích thước kết cấu hợp lý, thoả mãn “2 mục tiêu: an toàn và tiết kiệm vật liệu “. Mục tiêu tiết kiệm vật liệu ñược xác ñịnh bởi “Hệ số sử dụng thép”- SUF (Steel Utilization Factor): 16 SUF A B = ==> Min (*) (1) trong ñó: + A - Tổng trọng lượng thép của kết cấu chịu lực (chủ yếu là KCð); + B - Tải trọng hữu ích của khối thượng tầng ñặt lên kết cấu chịu lực KCð. Một số thiết kế ñiển hình cho loại giàn ña chức năng (Công nghệ-Khoan-Người ở:PDQ) ñã ñạt SUF = 40 - 45 % [12]. Tuy nhiên việc chọn cấu hình hợp lý, ngoài chỉ tiêu (*), cũng cần xét ñến các yếu tố khác ñể ñảm bảo giá thành công trình chấp nhận ñược, như chi phí thi công, giá thành nguyên vật liệu, chi phí trong quá trình duy tu bảo dưỡng công trình. Ngày nay do nhu cầu năng lượng tăng mạnh, xu thế chung của thế giới là khai thác dầu khí biển ngày càng ra xa bờ, với ñộ sâu nước ngày càng tăng. Hiện nay, ñộ sâu nước khai thác ñã ñạt 2400 m, trong ñó CTB cố ñịnh kiểu Jacket ñã ñạt tới 412 m nước, xem hình 1 [10]. Hình 1: Sơ ñồ các kết cấu Jacket của CTB cố ñịnh ñã ñược xây dựng ở vùng nước sâu (lớn hơn 1000 ft) trên Thế giới Ở nước ta, mục tiêu chiến lược của ngành dầu khí Việt Nam là “ðẩy mạnh tìm kiếm thăm dò, gia tăng trữ lượng có thể khai thác, ưu tiên phát triển những vùng biển nước sâu, xa bờ; Phấn ñấu khai thác 25 - 35 triệu tấn quy dầu/năm” [6]. 17 Trên hình 2 ñưa ra kết quả nghiên cứu ñánh giá tiềm năng dầu khí vùng nước sâu TLð.VN, ñiển hình là Bể Phú Khánh (khu vực 1) và bể Tư Chính - Vũng Mây & Tây Nam quần ñảo Trường Sa (khu vực 2), với ñộ sâu nước từ 200 m ñến trên 1000 m [7]. Hình 2: Vị trí bể Phú Khánh (khu vực 1), bể Tư Chính - Vũng Mây & Tây Nam quần ñảo Trường Sa (khu vực 2), và vùng chồng lấn TLð Tây Nam (khu vực 3) Các số liệu về ñiều kiện tự nhiên ở ñộ sâu nước tới 200m ñược thu thập từ các kết quả NCKH sẵn có [8,9] ñể ứng dụng các kết quả nghiên cứu vào ñiều kiện biển sâu Việt Nam. II. BÀI TOÁN ðỘNG LỰC HỌC NGẪU NHIÊN CỦA KẾT CẤU JACKET 1. Phương pháp phổ giải bài toán dao ñộng ngẫu nhiên của kết cấu Jacket [5, 11] Phương trình tổng quát của bài toán ñộng lực học một bậc tự do có dạng: 18 ( )tFuKuCuM =++ ɺɺɺ (2) Phương pháp phổ cho nghiệm của bài toán (2) dưới dạng [11]: ( ) ( ) ( )ωωω FFuu SiHS 2= (3) Công thức (3) cho quan hệ: Mật ñộ phổ của ñầu ra (phản ứng của hệ) bằng mật ñộ phổ của ñầu vào (tải trọng) nhân với bình phương của mô ñun hàm truyền, như biểu diễn trên hình 3. Phương sai của phản ứng xác ñịnh ñược: ( ) ( ) ( ) ωωω=ωω==σ ∫∫ ∞∞ dSiHdS)0(R 0 FF 2 0 uuuu 2 u (4) B ω ω ω MËt ®é phæ cña t¶i träng MËt ®é phæ ph¶n øng uσ 2 hµm truyÒn B×nh ph−¬ng cña kÕt cÊu Suu (ω) SFF(ω) 2|Η(iω)| A B A Hình 3: Mối quan hệ giữa phổ tải trọng và phổ phản ứng theo công thức (3) Mô ñun của hàm truyền H(iω) có dạng : 19 ( ) ( ) ( )[ ] 2/1222 21 1 K 1iH Ωξ+Ω− =ω (5) Trong ñó: + ; 1ω ω =Ω ( ) 2/11 MK=ω - tần số dao ñộng của hệ; + ;M2C ε= ξ = KM2 C - tỷ số cản . Nếu sử dụng quan hệ giữa phổ phản ứng Suu(ω) và phổ sóng Sηη(ω) bởi hàm truyền dạng RAO (toán tử biên ñộ phản ứng, Response-Amplitude Operator), ta có dạng tương tự (3): Suu(ω) = [RAO]2 Sηη(ω) (6) Bài toán ñộng ngẫu nhiên n bậc tự do của kết cấu Jacket dưới dạng ma trận: ( )tFUKUCUM =++ ɺɺɺ (7) trong ñó: + M - Ma trận khối lượng của kết cấu, có kể tới khối lượng nước kèm; + C - Ma trận các hệ số cản do nội ma sát, có kể sức cản thuỷ ñộng của môi trường nước; + K - Ma trận ñộ cứng của kết cấu; + F (t) - Vectơ tải trọng sóng ngẫu nhiên dừng, tính theo phương trình Morison dạng tuyến tính hoá và coi kết cấu là tuyệt ñối cứng; + U, Uɺ và Uɺɺ - Các vectơ chuyển vị, vận tốc và gia tốc tại các nút của kết cấu. Sử dụng phương pháp chồng các dạng dao ñộng riêng (mode), ñể chuyển bài toán (7) về n bài toán dạng một bậc tự do, sau ñó sử dụng hàm truyền H(iω) hoặc toán tử RAO, ta có phổ của phản ứng kết cấu Jacket (chuyển vị nút) phụ thuộc vào phổ của tải trọng sóng có dạng như sau [11]: ( ) ( )( ) ( ) ( )∑= =+−= n r FF r jr r uu njSMS rrjj 1 2222 2 2 ,1;2 1 '' ω ωεωω ωφ ω (8) Trong ñó: ( )ω '' rr FF S - mật ñộ phổ của tải trọng suy rộng xác ñịnh ñược theo mật ñộ phổ sóng : ( ) ( )ωαω ηηSS sFF ss = (9) 20 Ở ñây αs - hệ số phụ thuộc các yếu tố chuyển ñộng của sóng tại vị trí tác ñộng lên kết cấu Jacket. Phân tích biểu thức hàm phổ chuyển vị uj của kết cấu ta thấy các số hạng trong tổng của (8) sẽ có giá trị tăng nhanh tại các vị trí của tần số ω = ω1 ; ω = ω2 ; ω = ω3; và sẽ tắt dần ở một số số hạng ñầu của tổng n số hạng. Do vậy năng lượng phổ của phản ứng cũng tập trung ở vùng lân cận tần số dao ñộng riêng, kể từ tần số cực tiểu trở ñi. Từ (8) và (9) ta có thể thiết lập ñược quan hệ giữa phổ chuyển vị với phổ sóng bởi toán tử RAO dưới dạng: SUjUj(ω) = [ ] i 2 ηηu RAO S ( )ω (10) 2. Phương pháp giải trong miền thời gian bài toán dao ñộng ngẫu nhiên của kết cấu Jacket Phương pháp giải trong miền thời gian ñược thực hiện bằng thuật toán “rời rạc hoá” miền tần số, cho phép chuyển gần ñúng từ bài toán ñộng với sóng ngẫu nhiên có phổ Sηη(ω), sang một tập hợp các bài toán ñộng tiền ñịnh với sóng Airy [15]: η (t) = ∑ = N 1i ia cos (ωi + ϕi), (11) Trong ñó, bộ số liệu (ai, ωi, ϕi)= (biên ñộ, tần số vòng và góc pha của sóng Airy thứ i), phụ thuộc vào các giá trị của phổ sóng Sηη(ωi), ñược xác ñịnh bởi kỹ thuật mô phỏng Monte Carlo (hình 4). Hình 4: Rời rạc hoá miền tần số ω của phổ sóng làm nhiều ñoạn [15] 21 Phương pháp này khá ñơn giản về thuật toán, nhưng ñòi hỏi nhiều thời gian tính trên máy. Tuỳ theo yêu cầu chính xác của kết quả, người ta có thể chia miền tần số ω thành số ñoạn lấy trong khoảng N = 100 ÷ 5000 [15]. 3. Xác ñịnh các ñặc trưng xác suất của phản ứng kết cấu ðể thực hiện bài toán kiểm tra bền kết cấu Jacket theo lý thuyết ñộ tin cậy, cần xác ñịnh các ñặc trưng xác suất của các phản ứng kết cấu là chuyển vị và ứng suất tại các vị trí cần khảo sát. Từ hàm mật ñộ phổ của chuyển vị nút kết cấu, có thể xác ñịnh ñược các ñặc tính của phổ (như ñộ rộng phổ) và các ñặc trưng xác suất của chuyển vị, ñiển hình là phương sai và ñộ lệch chuẩn của chuyển vị. Bình phương ñộ lệch chuẩn của chuyển vị (tức là phương sai) ñược xác ñịnh dựa trên hàm mật ñộ phổ (8) như sau: ( )2 0 j j ju u u S dσ ω ω ∞ = ∫ (12) Hàm mật ñộ phổ của nội lực và ứng suất tại các phần tử kết cấu ñược xác ñịnh thông qua mối quan hệ ñại số giữa chuyển vị nút và nội lực - ứng suất ở các vị trí cần khảo sát, từ ñó xác lập ñược quan hệ dưới dạng hàm truyền (hoặc toán tử RAO), có dạng ñiển hình: Sσσ (ω) = [ ]2 ηηRAO S ( )σ ω (13) Trong ñó: + Sσσ (ω) - Hàm mật ñộ phổ ứng suất tại vị trí cần tính; + Sηη (ω) - Hàm mật ñộ phổ của sóng trong trạng thái biển ngắn hạn ngắn hạn cực ñại thiết kế; + [RAO]σ = hàm truyền ứng suất tại ñiểm xét, ñược xác ñịnh theo phương pháp giải bài toán ñộng lực học ngẫu nhiên trong miền tần số. III. KIỂM TRA BỀN KẾT CẤU JACKET THEO MÔ HÌNH XÁC SUẤT 1. ðánh giá an toàn của kết cấu Jacket theo ñộ tin cậy của kết cấu Jacket dựa trên ñiều kiện bền truyền thống Bài toán kiểm tra an toàn của kết cấu CTB kiểu Jacket ñược thực hiện theo “ñiều kiện bền truyền thống” xét tại các vị trí nguy hiểm của phần tử thanh ống và nút (như quy 22 ñịnh trong các tiêu chuẩn thiết kế [16, 18]), trong ñó nội lực và ứng suất gồm 2 phần, ñược xác ñịnh từ các tải trọng tĩnh hoặc tựa tĩnh và từ tải trọng ñộng của sóng trong ñiều kiện cực trị của môi trường biển (ULS). Tuy nhiên trong các tiêu chuẩn hiện hành nói trên, chủ yếu sử dụng mô hình tiền ñịnh ñối với tác ñộng của sóng. Nếu chuyển ñộng của sóng ñược mô tả theo các quá trình ngẫu nhiên dừng, phản ứng và nội lực ñộng ngẫu nhiên của kết cấu Jacket ñược xác ñịnh như ñã nêu ở mục 2. Trong trường hợp này, an toàn của kết cấu Jacket tại những vị trí ñặc trưng có thể ñược ñánh giá theo ñộ tin cậy của kết cấu dựa trên ñiều kiện bền truyền thống, có dạng [13] : P = Prob ( R ≥ S) = Prob ( Z = R - S ≥ 0) ≥ [P] (14) Trong ñó: + R = cường ñộ của vật liệu, có hàm mật ñộ xác xuất (PDF) là fR; + S = ứng suất cực ñại tại ñiểm khảo sát, có mật ñộ xác suất fS; + P = ñộ tin cậy theo ñiều kiện bền của ñiểm cần kiểm tra; + [P] = ñộ tin cậy cho phép, hoặc có thể chấp nhận. Tương tự (14), an toàn của kết cấu có thể ñược ñánh giá theo ñiều kiện của xác suất phá huỷ: Pf = 1 - P = Prob ( Z = R - S < 0) < [Pf ] (15) Trong ñó: Pf = xác suất phá huỷ theo ñiều kiện bền tại ñiểm xét; [Pf ] = xác suất phá huỷ cho phép, hay có thể chấp nhận. Từ (14) và (15) ta thấy Z = R - S là miền an toàn theo ñiều kiện bền truyền thống, cũng là ñại lượng ngẫu nhiên, có hàm mật ñộ xác suất fZ. Hình 5: ðồ thị hàm mật ñộ xác suất của các ðLNN R, S và Z = R- S 23 Trên hình 5 biểu diễn ñồ thị hàm mật ñộ xác suất (f = PDF) của các ñại lượng ngẫu nhiên (ðLNN) R, S và Z = R - S. Xác suất phá huỷ ñược thể hiện bởi diện tích miền có gạch chéo của ñồ thị fR-S = fZ . ðộ tin cậy còn ñược biểu diễn dưới dạng chỉ số ñộ tin cậy: β = Z Z σ µ = 2 S 2 R SR σ−σ µ−µ , (16) ðiều kiện an toàn theo chỉ số ñộ tin cậy có dạng: β ≥ [β] , (17) Trong ñó: + µR , µS và µZ - kỳ vọng toán của các ðLNN R, S và Z; + σR , σS và σZ - ñộ lệch chuẩn của các ðLNN R, S và Z; + [β] là chỉ số ñộ tin cậy cho phép, hoặc chấp nhận ñược. S là ứng suất cực ñại tại ñiểm cần kiểm tra bền, do tổ hợp các tải trọng của TTGH cực ñại, trong ñó chỉ có tải trọng sóng ñược xem là yếu tố ngẫu nhiên, nên S có dạng: S = S1 + S2 (18) Trong ñó: + S1 = ñại lượng tiền ñịnh, là ứng suất tại ñiểm khảo sát do các tải trọng tiền ñịnh gây ra; + S2 = ñại lượng ngẫu nhiên, các ứng suất cực ñại σmax của σ(t); + σ(t) = quá trình ngẫu nhiên do tải trọng sóng gây ra, có phổ ứng suất Sσσ(ω), có dạng (13). Từ hàm phổ ứng suất (13), ta xác ñịnh ñược luật phân phối các ứng suất cực ñại S2 = σmax , phụ thuộc vào thông số ñộ rộng của phổ (là dải hẹp, rộng, hoặc bất kỳ). Biết luật phân phối của ðLNN S2, sử dụng các hệ thức (14) và (18), ta xác ñịnh ñược ñộ tin cậy theo ñiều kiện bền tại ñiểm xét. ðiều kiện an toàn theo ñộ tin cậy dựa trên ñiều kiện bền truyền thống (14) ñược biểu diễn dưới dạng tổng quát: P = Prob (Z = g ( X1, X2,....Xn) ≥ 0) ≥ [P] (19) Trong ñó: Z = g (X1, X2,....Xn) = hàm của các ðLNN, biểu diễn miền an toàn của kết cấu theo yêu cầu thiết kế, ñiển hình là các trạng thái giới hạn (TTGH). 24 2. ðánh giá an toàn của kết cấu Jacket theo ứng suất cực ñại của mô hình xác suất dựa trên ñiều kiện bền truyền thống Các tiêu chuẩn hiện hành về thiết kế kết cấu CTB cố ñịnh chưa sử dụng ñộ tin cậy ñể kiểm tra bền. Tuy nhiên gần ñây, một số tiêu chuẩn ñã sử dung mô hình xác suất tính toán kết cấu Jacket, trong ñó tác ñộng của sóng là quá trình ngẫu nhiên dừng [17, 19]. thực hiện kiểm tra an toàn kết cấu theo ñiều kiện bền truyền thống với mô hình tiền ñịnh, bằng cách tính gần ñúng giá trị của ứng suất cực ñại của ðLNN max σ(t) dựa trên hàm mật ñộ phổ của quá trình ngẫu nhiên ứng suất σ(t). Ví dụ nếu hàm phổ ứng suất thuộc loại phổ dải hẹp, tức là ðLNN có phân phối Rayleigh, thì có thể tính ñược giá trị lớn nhất xấp xỉ của ứng suất trong N chu trình ứng suất tính với sóng của TTB cực ñại (ULS) kéo dài trong thời gian T*, theo công thức [11]: σmax = oM . )Nln(2 (20) Trong ñó: Mo = ∫ ∞ σσ ωω 0 d).(S ; N = ZT *Τ = o 2 * M M 2 T pi ; với: + Sσσ(ω) = hàm mật ñộ phổ của quá trình ngẫu nhiên ứng suất σ(t); + T+ = Thời gian của TTB ngắn hạn khảo sát (theo ULS) ; + TZ = 2 o M M .2pi (sec) . Ví dụ với cơn bão trong 3 giờ, lấy TZ ≈ 10 sec, ta có N = 1080 chu trình ứng suất. IV. PHƯƠNG PHÁP LUẬN XÂY DỰNG ðIỀU KIỆN BỀN MỞ RỘNG ðỂ XÁC ðỊNH ðỘ TIN CẬY TỔNG THỂ ðÁNH GIÁ AN TOÀN CỦA KẾT CẤU JACKET 1. Cơ sở ñể xây dựng ñiều kiện bền mở rộng Theo quy ñịnh trong các tiêu chuẩn hiện hành ñể thiết kế các kết cấu CTB cố ñịnh [16, 17, 18, 19], việc ñánh giá an toàn kết cấu Jacket (tức là kết cấu không bị phá huỷ) ñược thực hiện kiểm tra theo 2 ñiều kiện: ðiều kiện 1: là ñiều kiện bền, ñược gọi là “ñiều kiện bền truyền thống” (ñể phân biệt với “ñiều kiện bền mở rông” là vấn ñề chính sẽ ñề cập dưới ñây), ñược thực hiện trong 1 25 trạng thái biển ngắn hạn cực ñại của môi trường biển với thời gian kéo dài khoảng 3h hoặc 6h (thường sử dụng với tần suất 100 năm, như quy ñịnh trong các Tiêu chuẩn hiện hành), còn gọi là phép kiểm tra trong TTGH cực ñai (ULS); Việc kiểm tra kết cấu theo ñiều kiện 1 không phụ thuộc vào thời gian khai thác CTB, ñược thực hiện trong trạng thái giới hạn (TTGH) cực ñại (ULS); ðiều kiện 2: là ñiều kiện mỏi, ñược thực hiện ñể ñánh giá tổn thất của kết cấu do phá huỷ mỏi tích luỹ trong quá trình khai thác CTB; Việc kiểm tra kết cấu theo ñiều kiện 2 hoàn toàn phụ thuộc vào thời ñiểm khai thác CTB, ñược thực hiện trang TTGH mỏi (FLS); có nghĩa là thời gian khai thác CTB càng dài, thì tổn thất kết cấu càng lớn; cho ñến lúc tổn thất gây phá huỷ kết cấu, ñó chính là mốc thời gian ñể xác ñịnh “tuổi thọ mỏi” của kết cấu CTB. Nhận xét: Việc kiểm tra bền truyền thống (ñiều kiện 1) ñược thực hiện ñộc lập với kiểm tra mỏi (ñiều kiện 2) ñể ñánh giá an toàn của kết cấu CTB. Khiếm khuyết ñáng kế ở ñây là cách tính theo các tiêu chuẩn thiết kế ñã không kế ñến sự tương quan chặt chẽ giữa 2 ñiều kiện phá huỷ do bền và phá huỷ do mỏi. Cụ thể là, khi tác ñộng của môi trường cực trị lên kết cấu ở thời ñiểm t, thì hiện trạng kết cấu không còn nguyên vẹn nữa, mà kết cấu ñã bị tổn thất do phá huỷ mỏi tích lũy trong khoảng thời gian là từ khi bắt ñầu khai thác ñến thời ñiểm t. Khiếm khuyết này có thể giải thích là với mô hình tiền ñịnh không thể ñánh giá ñịnh lượng ñược tổn thất mỏi ảnh hưởng ñến ñiều kiện bền của kết cấu. Sau ñây sẽ trình bày cách khắc phục khiếm khuyết trên nhờ lý thuyết ñộ tin cậy cho phép ñánh giá tương tác giữa 2 trạng thái phá huỷ kết cấu. 2. Xây dựng ñiều kiện bền mở rộng ñể xác ñịnh ñộ tin cậy tổng thể ñánh giá an toàn của kết cấu Jacket 2.1. ðiều kiện bền mở rộng 1) Sự kiện an toàn về bền khi chịu bão thiết kế (sự kiện A): là sự kiện ñược xác ñịnh bới TTGH cực ñại, có ký hiệu là “ULS”, ñược gọi là mặt giới hạn thứ 1 theo nghĩa của lý thuyết ñộ tin cậy [13]; 2) Sự kiện an toàn về phá huỷ mỏi tích luỹ (sự kiện B): là sự kiện ñược xác ñịnh bởi TTGH mỏi, có ký hiệu là “FLS”, ñược gọi là mặt giới hạn thứ 2 theo nghĩa của lý thuyết ñộ tin cậy [13]; 3) ðiều kiện bền mở rộng ñược xây dựng từ sự kiện an toàn về bền luôn cùng xuất hiện với sự kiện an toàn về mỏi (sự kiện C): ñược thể hiện bởi các tính chất sau: + Tính chất 1: Trong quá trình khai thác CTB, bất cứ lúc nào có bão xẩy ra (sự kiện 26 A), thì kết cấu ñã chịu tổn thất mỏi (sự kiện B), tức là A và B không xung khắc và tồn tại sự kiện C: C = AB; + Tính chất 2: Hai sự kiện A và B là ñộc lập (không tương quan): thực tế thống kê cho thấy 2 sự kiện này không có ràng buộc gì với nhau. Sự kiện C ñược xây dựng như trên ñược gọi là sự kiện an toàn của kết cấu theo “ñiều kiện bền mở rộng”. 2.2. ðộ tin cậy tổng thể của kết cấu Jacket Từ tính chất 1 cho xác suất của sự kiện C ñược xác ñịnh bằng xác suất của giao giữa 2 sự kiện A và B: P(C) = P (A∩B) = P (AB) ≠ 0; (21) Từ tính chất 2 ta có thể viết : P(A/B) = P(A) và P(B/A) = P (B) (22) Theo ñịnh lý nhân xác suất, kể ñến (21) và (22), ta có: P(C) = P (A∩B) = P (A/B). P(B) = P (A). P(B/A) Suy ra: P(C) = P (A). P(B), (23) Trong ñó: + P(C) là ñộ tin cậy tổng thể của kết cấu Jacket (tại ñiểm khảo sát), khi xét ñồng thời về ñiều kiện an toàn về bền và phá huỷ mỏi, có ký hiệu là PT; + P(A) ký hiệu là PoB = const là ñộ tin cậy dựa trên ñiều kiện bền truyền thống (14); + P(B) ký hiệu là Pm (t) = là ñộ tin cậy do tổn thất mỏi tích luỹ trong quá trình khai thác CTB [2]. Thay các ký hiệu trên vào (23) ta có biểu thức xác ñịnh ñộ tin cậy tổng thể của kết cấu tại ñiểm khảo sát là tích của ñộ tin cậy bền và ñộ tin cậy phá huỷ mỏi: PT (t) = PoB . Pm (t) (24) Từ kết quả (24) cho thấy ñộ tin cậy tổng thể của kết cấu Jacket (tại vị trí khảo sát) dựa trên «ñiều kiện bền mở rộng », là hàm ñơn ñiệu giảm theo thời gian, phản ảnh ñúng hiện trạng về khả năng chịu lực của kết cấu bị suy giảm theo thời gian do tổn thất phá huỷ mỏi tích luỹ. Trên hình 6 biểu diễn ñường ñộ tin cậy về bền POB = const, ñường cong ñộ tin cậy tổng cộng PT(t), ñường cong xác suất phá huỷ tổng cộng Pf T(t) = 1- PT(t), và ñường cong 27 phá huỷ mỏi Pfm (t). Hình 6: Các ñường cong biểu diễn ñộ tin cậy tổng cộng và xác suất phá huỷ tổng cộng V. ÁP DỤNG CHO ðIỀU KIỆN BIỂN VIỆT NAM 1. Lựa chọn cấu hình kết cấu Jacket ở ñộ sâu nước 200 m, Bắc bể Nam Côn Sơn Sử dụng các số liệu về ñiều kiện tự nhiên trong các tài liệu [6, 9] và lựa chọn cấu hình từ tài liệu [3], ta sẽ thực hiện tính toán cho kết cấu Jacket có sơ ñồ như trên hình 7 dưới ñây. 28 Hình 7: Cấu hình của kết cấu Jacket ở ñộ sâu nước 200 m 2. Kết quả chính của bài toán bền và mỏi Thực hiện tính theo Tiêu chuẩn API [16] và sử dụng phần mềm chuyên dụng SACS. Dưới ñây là trích dẫn một số kết quả tiêu biểu. 29 1) Kết quả kiểm tra bền thanh ñiển hình Tên thanh Vị trí Hệ số sử dụng theo mô hình ñộng tiền ñịnh Hệ số sử dụng theo mô hình ñộng ngẫu nhiên 469 - 293 Thanh nhánh khoang cuối 0.96 1.02 195 - 295 Cọc phụ nối ñất 1.05 1.07 2) Kết quả kiểm tra bền nút ñiển hình Tên nút Vị trí Hệ số sử dụng theo mô hình ñộng tiền ñịnh Hệ số sử dụng theo mô hình ñộng ngẫu nhiên 62 Nút khoang 2, mặt x = - 13 m 0.92 0.95 63 Nút khoang 2, mặt x = 13 m 0.93 0.97 3) Bài toán mỏi tiền ñịnh Nút Thanh Tổn thất tích lũy 1 năm Tuổi thọ mỏi 907 907 - 1007 0.0296 33.8 913 913 - 1013 0.0492 20.3 4) Bài toán mỏi ngẫu nhiên Nút Thanh Tổn thất tích lũy 1 năm Tuổi thọ mỏi 907 907-1007 0.0326 30.7 913 913-1013 0.0541 18.5 3. Nhận xét: Tính theo mô hình tiền ñịnh và mô hình xác suất cho kết quả khá gần nhau. VI. KẾT LUẬN Bài báo ñã trình bày cơ sở phương pháp luận ñánh giá an toàn của kết cấu CTB cố ñịnh kiểu Jacket theo mô hình xác suất và lý thuyết ñộ tin cậy dựa trên ñiều kiện bền mở 30 rộng, tức là ñiều kiện bền có kể ñến sự suy giảm khả năng chịu lực của kết cấu do tổn thất mỏi tích luỹ trong quá trình khai thác công trình. Trong phần ứng dụng vào ñiều kiện thực tế của biển sâu Việt Nam, ñã thực hiện tính toán theo mô hình xác suất dựa theo tiêu chuẩn API và DNV [17, 19]. Dựa trên phương pháp luận ñã ñược xây dựng, có thể tiếp tục thực hiện các tính toán theo ñiều kiện bền mở rộng ñể minh hoạ việc ñánh giá an toàn theo ñộ tin cậy tổng thể cho kết quả sát với thực tế, do vậy sẽ ñảm bảo thiết kế kết cấu CTB ñược an toàn hơn so với cách tính truyền thống theo các tiêu chuẩn thiết kế hiện hành. Các nghiên cứu này cũng có thể áp dụng mở rộng ñể ñánh giá an toàn cho các loại CTB nói chung, như trong nghiên cứu trình tại bài báo [4] do tác giả ñã báo cáo ở Hội nghị Quốc tế Kobe (Nhật Bản). Mặt khác, có thể ñề nghị xem xét ñưa các kết quả nghiên cứu này bổ sung vào tiêu chuẩn thiết kế cho các loại công trình biển ñể nâng cao an toàn cho công trình, nhất là trong bối cảnh biến ñổi khí hậu bất thường toàn cầu. TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Phạm Khắc Hùng, Mai Hồng Quân, Vũ ðan Chỉnh, 2009. ðánh giá an toàn công trình biển cố ñịnh bằng thép chịu tải trọng ngẫu nhiên ở vùng nước sâu 200 m áp dụng vào ñiều kiện biển Việt Nam. Tuyển tập các công trình NCKH Chương trình Biển KC.09/06-10, Hội thảo “ðịa chất và Công trình biển”, Hoà Bình, 4-6/12/2009, Tr.119- 179. 2. Pham Khac Hung, Mai Hong Quan, Ta Thi Hien (ICOFFSHORE.HUCE & TCU), 2010. Assessment of fatigue damage of fixed offshore steel structures installed in deep- water areas of Vietnam sea by probabilistic modelling. PETROVIETNAM Journal, Vol 6 – 2010, PP.55-60. 3. Mai Hong Quan, Vu Dan Chinh (ICOFFSHORE.HUCE), 2010. The basis of structural solution selection for fixed offshore steel structures at 200m water depth in Vietnam sea conditions. PETROVIETNAM Journal, Vol 6 - 2010, PP.61-68. 4. Pham Khac Hung, Dinh Quang Cuong, Mai Hong Quan, Nguyen Van Ngoc (ICOFSHORE & VMU, Vietnam), 2004. Estimation of the Total Reliability of Offshore Structures in Viertnam sea Conditions Combining the Ultimate Limit States and Fatigue Limit States. OCEANS’04 MTS/IEE Conference Proceedings, Kobe, Japan, Nov.2004, PP.176-184. 31 5. Phạm Khắc Hùng, 2008. Xây dựng phương pháp luận tính toán thiết kế công trình biển cố ñịnh bằng thép ñến ñộ sâu 200 m nước ñể phát triển khả năng của VSP trong lĩnh này. (153 trang). Hợp ñồng NCKH - Vietsovpetro. Lưu trữ tại Viện XDCT Biển - ðHXD. 6. ðinh La Thăng (Chủ tịch Tập ñoàn Dầu khí QGVN), 2007. Xây dựng Tập ñoàn Dầu khí QGVN trở thành Tập ñoàn kinh tế mạnh của ñất nước. Tạp chí Dầu khí, Số 1-2007,Tr.4-7. 7. Nguyễn Huy Quý, 2006. Nghiên cứu cấu trúc ñịa chất và ñịa ñộng lực làm cơ sở ñánh giá tiềm năng dầu khí ở các vùng biển sâu và xa bờ của Việt Nam. Báo cáo kết quả NCKH ðề tài cấp NN KC.09.06, “Tuyển tập các kết quả chủ yếu của Chương trình KC.09, Tập I”. 8. Nguyễn Mạnh Hùng, Nguyến Thế Tưởng, Bùi Mạnh Hoà, 2008. Xác ñịnh bộ số liệu về ñiều kiện môi trường vùng bể nước sâu Nam Côn Sơn phục vụ việc lập Luận chứng KHKT-KT thiết kế CTB vùng nước sâu TLð.VN. ðT. KC.09.15/06-10. Tuyển tập các công trình NCKH, Hội thảo “ðịa chất và Công trình biển”, Hoà Bình, 4- 6/12/2009, Tr.289-312. 9. Phạm Văn Tỵ, Nguyễn Viết Tình và Phạm Thị Việt Nga (ðH. Mỏ ðC), 2008. ðịa hình công trình vùng ðông Bắc bể Nam Côn Sơn. ðề tài cấp NN KC.09.15/06-10. 10. Lindsey Wilhoit and Chad Supan (Mustang Engineering), 2008. 2008 Deepwater Solutions & Records for Concept Selection. Offshore Magazine, PennWell,.May 2008, Houston, USA. 11. Barltrop NDP, Adams AJ, 1991. Dynamics of Fixed Marine Structures; Ch.11- Strength and Fatigue. ButterWorth Heinemann - UK. 12. OEP Monash University, 1993. Design, Construction & Installation of Steel Jacket Structures. Intensive Short Course, Australian Maritime Eng. Coop. Research Centre. 13. Palle Thoft-Christensen, Michael J.Baker, 1982. Structural Reliability Theory and Its Applications. Springer-Verlag Berlin Heidelberg New York. 14. OEP Monash University, 1992. Safety and Reliability of Offshore Structures. Intensive Course, Australian Maritime Eng. Coop. Research Centre. 15. Bureau Veritas – MCS. Theory Manual Part1: General & Time domain Simulation. Ariane-3Dynamic, Version 6.3. 32 16. API-RP2A-WSD, 2002. Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms – Working Stress Design. American Petroleum Institute, Washington, D.C., 21rst Ed. 17. API-RP2A-LRFD, 1997. Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms – Load and Resistance Factor Design. American Petroleum Institute, Washington, D.C., 1rst Ed. 18. DNV, 1993. Rules for Classification of the Fixed Offshore Installation. 19. DNV, 2004. Design of offshore steel structures, General (LRFD Method). ESTABLISHING THE EXPANDED STRENGTH CONDITION FOR DETERMINATION OF THE TOTAL RELIABILITY ASSESSING THE SAFETY OF FIXED OFFSHORE STEEL STRUCTURES, AND ITS APPLICATION IN DEEPWATER SEA CONDITION OF VIETNAM PHAM KHAC HUNG Summary: This paper presents a new approach to assess the safety of fixed offshore structures of Jacket type for oil and gas exploitation in deepwater areas, basing on the total structural reliability determined by “the expanded strength condition”, that is the one in taking into account of the real structural state in damage due to fatigue cumulative during operating process. With the expanded strength condition, the safety assessment of structures subjected to random wave loading by the total reliability will give the more exact result than the one with the traditional strength condition corresponding to the current standards. This assessment is particularly efficient for deepwater platform structures. The research result was applied in first step to practical condition of 200m water depth of Nam Con Son Basin, South-East Continental Shelf of Vietnam. This paper is taken from research results of the National Research Project KC.09.16/06-10 managed by the author who performed directly it with the collaboration of some ICOFFSHORE’s colleagues. Ngày nhận bài: 20 - 8 - 2010 Người nhận xét: PGS. TS. ðinh Quang Cường