Tính toán động lực học công trình biển cố định hệ thanh không gian chịu tác động của tải trọng sóng và gió với mô hình lý thuyết sóng stoke bậc 2

 200
Tạp chí Khoa học và Công nghệ Biển; Tập 15, Số 2; 2015: 200-208 
DOI: 10.15625/1859-3097/15/2/6507 
TÍNH TOÁN ĐỘNG LỰC HỌC CÔNG TRÌNH BIỂN CỐ ĐỊNH 
HỆ THANH KHÔNG GIAN CHỊU TÁC ĐỘNG CỦA TẢI TRỌNG SÓNG 
VÀ GIÓ VỚI MÔ HÌNH LÝ THUYẾT SÓNG STOKE BẬC 2 
Nguyễn Thái Chung*, Lê Hoàng Anh 
Đại học Kỹ thuật Lê Quý Đôn 
*E-mail: thaichung1271@gmail.com 
Ngày nhận bài: 19-12-2014 
TÓM TẮT: Bài báo trình bày thuật toán phần tử hữu hạn và một số kết quả tính toán số đáp 
ứng động lực học của kết cấu công trình biển hệ thanh, quan tâm chính vào các công trình DKI, với 
mô hình tính 3D, kết cấu và nền không tương tác (thay thế nền bằng ngàm cứng) chịu tác động của 
tải trọng sóng và gió. Trong đó, tải trọng gió tính toán theo giản đồ vận tốc gió theo thời gian, tải 
trọng sóng được tính toán theo lý thuyết sóng Stoke bậc 2. Kết quả bài báo là cơ sở khoa học cho 
việc tính toán thết kế và lựa chọn các thông số hợp lý, góp phần vào việc nghiên cứu tối ưu các 
công trình biển cố định như các công trình DKI, phục vụ quốc phòng, an ninh và góp phần nâng 
cao năng lực bảo vệ chủ quyền biển đảo. 
Từ khóa: DKI, sóng, gió, Morison, Stoke bậc 2. 
ĐẶT VẤN ĐỀ 
a) Kết cấu không có khối gia tải (Type_2) b) Kết cấu có khối gia tải liên kết cứng với cọc phụ (Type_3) 
Hình 1. Mô hình tính của kết cấu công trình biển hệ thanh DKI có 8 cọc phụ 
Các công trình biển ngoài khơi đóng một vai 
trò hết sức quan trọng trong lĩnh vực quốc phòng 
- an ninh và phát triển kinh tế biển. Trong các 
loại công trình đó, cần phải kể đến công trình 
Tính toán động lực học công trình biển  
 201
DKI - cột mốc chủ quyền biển, đảo của Viêt 
Nam. Với công trình biển hệ thanh, các công bố 
của các tác giả gần đây chủ yếu sử dụng mô hình 
bài toán phẳng, tải tính toán tải trọng sóng theo 
lý thuyết sóng Airy và tải trọng gió tính toán 
theo vận tốc gió trung bình, cho nên chưa phản 
ánh sát thực sự làm việc của hệ [1-3]. Thực tế 
cho thấy, độ sâu mực nước biển ở vùng xây 
dựng các công trình biển cố định như nhà giàn 
DKI thường xuyên thay đổi, gió tác động lên 
công trình cũng biến đổi độ lớn theo thời gian, 
nên tính toán tải trọng sóng theo lý thuyết sóng 
Airy và tải trọng gió tính toán theo vận tốc gió 
trung bình tỏ ra chưa thật phù hợp và bộc lộ 
nhiều nhược điểm [4]. Do vậy, trong nghiên cứu 
này các tác giả xây dựng thuật toán và khảo sát 
số trên một số lớp bài toán công trình biển hệ 
thanh DKI, trong đó tải trọng sóng được tính 
theo lý thuyết sóng Stoke bậc 2, mô hình kết cấu 
và nền không tương tác (hình 1). 
Mô hình tính của bài toán được xây dựng 
dựa trên cơ sở các giả thiết: Vật liệu kết cấu 
đẳng hướng, đàn hồi tuyến tính. Chuyển vị và 
biến dạng của kết cấu là bé. Chỉ tính đến tải 
trọng do sóng và gió gây ra, bỏ qua ảnh hưởng 
của dòng chảy, lực đẩy nổi, rối của nước và tác 
động khác của môi trường. 
Bài toán được giải quyết trên cơ sở lý 
thuyết phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH). 
THIẾT LẬP PHẦN TỬ HỮU HẠN VÀ 
CÁC PHƯƠNG TRÌNH CƠ BẢN 
Xét kết cấu công trình DKI với kết cấu 
dạng 4 cọc chính, 8 cọc phụ, mỗi cọc phụ có 
khối gia tải chịu tác dụng của tải trọng sóng 
biển và gió. Trong đó tải trọng sóng được tính 
theo lý thuyết sóng Stoke’s bậc 2, tải trọng gió 
tính theo giản đồ đáp ứng vận tốc gió theo thời 
gian. Trong bài toán sử dụng 2 loại phần tử, đó 
là phần tử thanh không gian (mô tả kết) và 
phần tử khối (mô tả khối gia tải chân cọc phụ). 
Quan hệ biến dạng - chuyển vị 
Trong không gian 3 chiều, chuyển vị theo 3 
phương trực giao nhau x, y, z ở một điểm thuộc 
vật rắn biến dạng tại thời điểm t tương ứng là u 
= u(x,y,z,t), v = v(x,y,z,t), w = w(x,y,z,t). 
Biến dạng tỷ đối tại điểm đó được xác định 
theo các biểu thức sau [5]: 
x y z
xy yz zx
u v w
x y z
u v v w w u
y x z y x z
, , ,
, ,
= = =
= = =
  
  
  
     
  
     
 (1) 
Viết dưới dạng ma trận: 
     
6 1 3 16 3
B q=
 (2) 
Trong đó [B] là ma trận quan hệ biến dạng - 
chuyển vị, {q} là véc tơ chuyển vị. 
Quan hệ ứng suất - biến dạng 
Xét trường hợp kết cấu có biến dạng ban 
đầu, quan hệ giữa ứng suất và biến dạng tại một 
điểm thuộc hệ: 
      0
6 1 6 6 6 1
D=
  

 (3) 
Trong đó: {} là véc tơ ứng suất, {0} là véc tơ 
biến dạng ban đầu, {} là véc tơ biến dạng 
trong quá trình kết cấu chịu lực, [D] là ma trận 
các hệ số đàn hồi. 
Mô hình phần tử hữu hạn 
Phần tử thanh 3 chiều (3D) mô tả kết cấu 
công trình hệ thanh [5] 
Ma trận độ cứng  ebK của phần tử: 
   
e
Te e e e
b b b b
V12 12
K B D B dV
 (4) 
Ma trận khối lượng e
b
M 
của phần tử: 
 
e
e e
b bb b
V
12 12
M N N dV
 (5) 
Với [Be]b, [De]b tương ứng là ma trận quan 
hệ biến dạng - chuyển vị và ma trận các hằng 
số đàn hồi và b là khối lượng riêng phần tử. 
Phần tử khối 8 nút mô tả khối gia tải [5] 
Phần tử khối lục diện 8 nút đẳng tham số 
được dùng để mô tả khối gia tải tại các chân 
cọc phụ, trong đó tại mỗi nút của phần tử có 3 
bậc tự do là các chuyển vị dài theo các phương 
X, Y, Z của hệ trục toạ độ tổng thể. Hình 2 mô 
Nguyễn Thái Chung, Lê Hoàng Anh 
 202
tả phần tử trong hệ tọa độ tổng thể và hệ tạo độ 
cục bộ sau khi đã chuẩn hóa đơn vị. 
a) Trong hệ toạ độ tổng thể b) Trong hệ toạ độ cục bộ 
Hình 2. Phần tử lục diện 8 điểm nút 
Hình dạng hình học của phần tử được cho 
bởi: 
8
i i
i 1
X N x
  , 8 i i
i 1
Y N y
  , 
8
i i
i 1
Z N z
  (6) 
Viết lại (6) dưới dạng ma trận: 
 
1
1
1s
8
x
X y
Y N z
Z
z
  
 
  
  
  
 
 (7) 
Trong đó [N]s là ma trận hàm dạng của phần tử 
khối 8 nút, xi, yi và yi là các toạ độ của nút i 
trong hệ toạ độ cục bộ. 
Các hàm chuyển vị theo các phương X, Y 
và Z trong hệ trục tổng thể được biểu diễn: 
8 8 8
i i i i i i
i 1 i 1 i 1
u N u , v N v , w N w
    (8) 
Với ui, vi và wi là các bậc tự do của nút i. 
Ma trận độ cứng phần tử: 
       
e
e T
s s s s
V24 24
K B D B dV
 (9) 
Trong đó [B]s, [D]s ... 
0
f = N p t dl (18) 
Và lúc này, véctơ tải trọng gió tác động lên 
phần tử thanh trong trường hợp tổng quát là: 
   win win wine e etd bP f f (19) 
PHƯƠNG TRÌNH ĐỘNG LỰC VÀ 
PHƯƠNG PHÁP GIẢI 
Áp dụng nguyên lý Hamilton cho phần tử [5]: 
1
0
t
e e e e
t
H T U W dt 0  (20) 
Trong đó: Te - động năng của phần tử, Ue - thế 
năng toàn phần của phần tử, We - công gây ra 
bởi ngoại lực và 
   e ee e e eeWH T U H q , q , t  là hàm 
tác dụng Hamilton,  e eq , q tương ứng là 
véctơ chuyển vị, véctơ vận tốc vận tốc nút của 
phần tử. 
Phương trình vi phân mô tả dao động của 
phần tử hệ thanh - khối như sau: 
  
   
 
e e e e e e
s 0 s 0
w wine e e e e
s 0
e
M M q C C q
K K q P (t) P (t)
P (t)
 
 (21) 
Trong đó: e e e e e e
s 0 s 0 s 0M , M , C , C , K , K 
lần lượt là ma trận khối lượng, ma trận cản và 
ma trận độ cứng của phần tử thanh và phần tử 
khối (mô tả các khối gia tải). 
Sử dụng phương pháp độ cứng trực tiếp, 
ma trận chỉ số và sơ đồ Skyline [5], [8], sau khi 
ghép nối ma trận, véc tơ tải trọng phần tử thành 
Nguyễn Thái Chung, Lê Hoàng Anh 
 204
ma trận, véc tơ tải trọng tổng thể, thu được 
phương trình vi phân mô tả dao động của hệ 
như sau: 
         M q C q K q P(t)   (22) 
Với: 
  
  
     
e e
s e
e
e e
s b
e
r r
M M M ,
K K K ,
C M K
 

 
 r và r là các hằng số cản Rayleigh, xác định 
thông qua 2 tần số riêng đầu tiên và tỷ số cản  
của hệ [9]. 
Phương trình vi phân tuyến tính (22) được 
tác giả giải bằng phương pháp tích phân trực 
tiếp Newmark. Thuật toán PTHH được tác giả 
cụ thể hóa bằng việc lập trình tính trong môi 
trường Matlab, chương trình tính có tên 
Stoke_wave_offshore_2014 (SWO_2014). 
KHẢO SÁT SỐ 
Tính toán công trình biển hệ thanh dạng DKI, 
với các thông số kết cấu: H2 = 20,1 m, H3 = 
20,5 m, H4 = 4 m, h1 =1,5 m, h2 = 3,2 m, h3 = 
2,7 m, h4 = 8,9 m, h5 = 2,7 m, B0 = 16 m, B1 = 
26 m, B2 = 35 m, góc nghiêng của cọc chính  = 
80, tổng diện tích phần chắn gió quy đổi của sàn 
công tác là 12 m2. Các cọc chính, cọc phụ, thanh 
ngang và thanh xiên có mặt cắt ngang hình vành 
khăn, trong đó: cọc chính có đường kính ngoài Dch 
= 1,346 m, chiều dày thành ống tch = 3,5 cm; cọc 
phụ có đường kính ngoài Dph = 1,48 m, chiều dày 
thành ống tph = 6,0 cm; thanh xiên và thanh ngang 
có đường kính ngoài Dth = 0,610 m, chiều dày 
thành ống tth = 2,7 cm. Vật liệu kết cấu bằng thép, 
có mô đun đàn hồi E = 2,1 1011 N/m2, hệ số 
Poisson  = 0,3; khối lượng riêng = 7.800 kg/m3. 
Khối gia tải 8,0 × 3 m bằng bê tông: E = 2,4 
106 N/m2, hệ số Poisson  = 0,35; khối lượng riêng 
 = 3.000 kg/m3. 
Tải trọng: sóng biển có chiều cao H = 
16,56 m, độ sâu tĩnh của nước h = 20 m, khối 
lượng riêng nước = 1.000 kg/m3, chu kỳ sóng 
T = 7,83 s, 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 = 1,225 kg/m3. Khối 
lượng tổng cộng của sàn công tác, phần thượng 
tầng và vật dụng trên sàn công tác quy đổi là P 
= 600 tấn. Sử dụng giản đồ vận tốc gió U(t) 
như trên hình 4 để tính tải trọng gió tác dụng 
lên kết cấu, bằng cách phân rã giản đồ thành 
file số liệu Ui(t) - ti, với ti bằng bước thời 
gian tích phân. 
 winU t
 
2
H
3
H
4
H
0B
P
Tai trongsan cong tac
Song bien
Gio

2h
3h
1h
4h
5h
1B
2B
Coc chinh
Coc phu
Hình 3. Mô hình bài toán (hình chiếu cạnh) 
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
15
20
25
30
35
40
45
50
Thoi gian t [s]
Va
n 
to
c 
U w
in
(t)
 [m
/s
]
GIAN DO VAN TOC GIO THEO THOI GIAN
Hình 4. Giản đồ vận tốc gió U(t) 
với Umax = 46,35 m/s 
Với chương trình đã lập, tính cho 3 loại kết 
cấu DKI: 4 cọc chính, không có cọc váy 
(type_1), 4 cọc chính và 8 cọc váy (type_2), 4 
cọc chính và 8 cọc váy kèm theo 8 khối gia tải 
Tính toán động lực học công trình biển  
 205
(type_3), phương gió và sóng tác dụng vuông 
góc với 1 mặt của kết cấu (phương y). 
Hình 5 và hình 6 là đáp ứng chuyển vị 
ngang tại đỉnh giàn và đáp ứng mô men uốn tại 
mặt cắt chân cọc chính cho 3 trường hợp, bảng 
1 là các giá trị lớn nhất tương ứng. 
0 10 20 30 40 50 60 70 80
-60
-40
-20
0
20
40
60
Thoi gian t[s]
C
hu
ye
n 
vi
 n
ga
ng
 U
[c
m
]
Type01
Type02
Type03
Hình 5. Đáp ứng chuyển vị ngang u 
theo t của đỉnh giàn 
0 10 20 30 40 50 60 70 80
-1.5
-1
-0.5
0
0.5
1
1.5
x 107
Thoi gian t[s]
M
om
en
 u
on
 c
ha
n 
co
c 
ch
in
h 
M
x[
N
m
]
Type01
Type02
Type03
Hình 6. Đáp ứng mô men uốn Mx theo t 
tại mặt cắt chân cọc chính 
Bảng 1. Giá trị lớn nhất về chuyển vị tại đỉnh 
giàn và mô men uốn tại chân cọc chính 
Kiểu kết 
cấu 
Giá trị lớn nhất 
max
u [cm] max
x
M .106 [Nm] 
Type_1 49,42 2,37 
Type_2 16,70 9,38 
Type_3 12,89 2,72 
Nhận xét: Trong 3 dạng kết cấu đã nêu thì 
dạng kết cấu 3 (loại có 8 khối gia tải bố trí tại chân 
của 8 cọc phụ - Type_3) cho thấy chuyển vị là 
nhỏ nhất, kèm theo đó là mô men uốn tại mặt 
cắt chân cọc chính cũng bé. Và theo kết quả 
khảo sát ở trên, xét về quan niệm độ bền và độ 
cứng thì kết cấu công trình DKI loại chỉ có 4 cọc 
chính (type_1) chịu tải kém nhất, tiếp đến là loại 
kết cấu 4 cọc chính kèm theo 8 cọc váy (cọc phụ) 
và loại 4 cọc chính, 8 cọc váy kèm theo 8 khối gia 
tải là loại kết cấu có khả năng chịu lực tốt nhất - 
đây cũng là loại kết cấu được sử dụng hiện nay và 
thực tế đã chứng tỏ được điều này. 
Tiếp theo, để tập trung kết quả và tiện lợi trong 
nhận xét, khuyến cáo, các khảo sát số bài toán tác 
giả tiến hành sau đây với loại kết cấu có 4 cọc 
chính, 8 cọc váy kèm theo 8 khối gia tải 
(type_3). 
Ảnh hưởng của mô hình tải trọng sóng 
0 10 20 30 40 50 60 70 80
-14
-12
-10
-8
-6
-4
-2
0
2
4
6
Thoi gian t[s]
C
hu
ye
n 
vi
 n
ga
ng
 U
[c
m
]
Stoke
Airy
Hình 7. Đáp ứng chuyển vị ngang u theo t 
của đỉnh giàn theo 2 phương pháp 
0 10 20 30 40 50 60 70 80
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
x 106
Thoi gian t[s]
M
om
en
 u
on
 c
ha
n 
co
c 
ch
in
h 
M
x[
N
m
]
Stoke
Airy
Hình 8. Đáp ứng mô men uốn Mx theo t tại mặt 
cắt chân cọc chính theo 2 phương pháp 
Nguyễn Thái Chung, Lê Hoàng Anh 
 206
Tiến hành phân tích bài toán với 2 lý thuyết 
sóng: lý thuyết sóng Stoke bậc 2 (Stoke_2) và lý 
thuyết sóng Airy (Airy), kết quả đáp ứng chuyển vị 
ngang u tại đỉnh giàn và mô men uốn Mx tại mặt 
cắt chân cột chính theo thời gian thể hiện như trên 
hình 7, 8. Và bảng 2 so sánh các giá trị lớn nhất về 
chuyển vị và nội lực của giàn tại các điểm tính. 
Bảng 2. Giá trị lớn nhất về chuyển vị tại đỉnh giàn và mô men uốn tại chân cọc chính 
umax[cm] 
Sai số [%] 
max
x
M .106 [Nm] 
Sai số [%] 
Stoke_2 Airy Stoke_2 Airy 
12,89 9,87 23,47 2,72 1,67 38,60 
Nhận xét: Lý thuyết sóng dùng để tính 
toán tải trọng sóng có ảnh hưởng lớn đến phản 
ứng động của kết cấu công trình biển hệ thanh. 
Với bài toán khảo sát, sai lệch kết quả chuyển 
vị, nội lực tại các điểm tính giữa 2 phương 
pháp, với 2 lý thuyết tính tải trọng sóng (lý 
thuyết sóng Stoke bậc 2: Stoke_2 và lý thuyết 
sóng Airy) là khá lớn: 23,47% - chuyển vị, 
38,60% - mô men uốn tại chân cọc chính. 
Trong đó tính toán theo lý thuyết sóng Stoke 
bậc 2 cho kết quả lớn hơn tính toán theo lý 
thuyết sóng Airy. 
Ảnh hưởng của mô đun đàn hồi cọc chính 
Phân tích bài toán, trong đó mô đun đàn hồi 
vật liệu cọc chính biến thiên từ 2,1.1010 N/cm2 
đến 21.1010 N/cm2, kết quả biến thiên chuyển vị 
ngang lớn nhất umax tại đỉnh giàn và mô men 
uốn lớn nhất maxxM tại mặt cắt chân cọc chính 
thể hiện như đồ thị hình 9, 10 và trong bảng 3. 
Nhận xét: Khi mô đun đàn hồi của vật liệu 
cọc chính tăng, chuyển vị lớn nhất ở đỉnh giàn 
giảm và mô men uốn lớn nhất tại mặt cắt chân 
cọc chính tăng, cả 2 sự biến thiên này thay đổi 
một cách phi tuyến. Với bài toán cụ thể đã xét, 
với mô đun đàn hồi Ech của vật liệu cọc chính 
trong khoảng 1,344 × 1011 N/cm2 đến 2,1 × 
1011 N/cm2 cho thấy chuyển vị đỉnh giàn gần 
như cực tiểu, mô men uốn chân cọc chính có 
giá trị khá lớn, song qua khảo sát các hư hại 
loại kết cấu này trong thực tế thì kết cấu bị 
hỏng do chuyển vị vượt giá trị cho phép là phổ 
biến hơn phá hủy bền. Do đó có thể lựa chọn 
khoảng mô đun đàn hồi của vật liệu cọc như 
trên cho thiết kế là hợp lý. 
0.21 0.588 0.966 1.344 1.722 2.1
x 1011
0
10
20
30
40
50
60
Modun dan hoi coc chinh Ech[N/cm
2]
C
hu
ye
n 
vi
 n
ga
ng
 d
in
h 
sa
n 
u m
ax
[c
m
]
Stoke
Airy
Hình 9. Quan hệ umax - Ech 
0.21 0.588 0.966 1.344 1.722 2.1
x 1011
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
x 10
6
Modun dan hoi coc chinh Ech[N/cm
2]
M
om
en
 u
on
 c
ha
n 
co
c 
ch
in
h 
M x
[N
m
]
Stoke
Airy
Hình 10. Quan hệ maxxM - Ech
Tính toán động lực học công trình biển  
 207
Bảng 3. Biến thiên giá trị lớn nhất về chuyển vị đỉnh giàn và mô men uốn 
chân cọc chính theo mô đun đàn hồi vật liệu cọc chính 
Ech 1010 [N/cm2] 2,10 5,88 9,66 13,44 17,22 21,00 
umax[cm] 
Airy 34,44 20,52 15,86 12,27 11,10 9,87 
Stoke 50,87 29,39 21,70 17,76 14,43 12,89 
max 6
xM 10 [Nm] 
Airy 0,25 0,76 1,15 1,39 1,56 1,67 
Stoke 0,37 1,25 1,87 2,28 2,55 2,72 
Ảnh hưởng của đường kính ngoài cọc chính 
Giải bài toán với 2 trường hợp: lý thuyết 
sóng Stoke bậc 2 và lý thuyết sóng Airy, trong 
đó đường kính ngoài Dch của cọc chính thay đổi 
từ 0,72 m đến 1,50 m, trong khi chiều dày 
thành ống tch = 3,5 cm, kết quả biến thiên 
chuyển vị ngang lớn nhất umax tại đỉnh giàn và 
mô men uốn lớn nhất maxxM tại mặt cắt chân cột 
chính theo Dch thể hiện như trong bảng 4 và đồ 
thị hình 11, 12. 
0.72 0.87 1.03 1.19 1.35 1.5
0
5
10
15
20
25
30
35
Duong kinh ngoai coc chinh Dch[m]
C
hu
ye
n 
vi
 n
ga
ng
 d
in
h 
sa
n 
u m
ax
[c
m
]
Stoke
Airy
Hình 11. Quan hệ umax - Dch 
0.72 0.87 1.03 1.19 1.35 1.5
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
x 106
Duong kinh ngoai coc chinh Dch[m]
M
om
en
 u
on
 c
ha
n 
co
c 
ch
in
h 
M x
[N
m
]
Stoke
Airy
Hình 12. Quan hệ maxxM - Dch 
Nhận xét: Khi đường kính ngoài Dch của 
cọc chính tăng, chuyển vị đỉnh giàn giảm phi 
tuyến, tốc độ giảm mạnh khi Dch [0,72  
1,19] m, sau đó tốc độ giảm bé hơn. Còn mô 
men uốn tại mặt cắt chân cọc chính tăng phi 
tuyến, tốc độ tăng là lớn khi Dch [0,72  1,19] 
m và sau đó tăng với tốc độ bé. Xét sự biến 
thiên cả về chuyển vị đỉnh giàn và mô men uốn 
chân cọc chính, ta thấy đường kính ngoài cọc 
chính hợp lý là Dch [1,19  1,50] m. 
Bảng 4. Biến thiên giá trị lớn nhất về chuyển vị đỉnh giàn và mô men uốn chân cọc chính 
theo đường kính ngoài cọc chính 
Dch [m] 0,72 0,87 1,03 1,19 1,35 1,50 
umax[cm] 
Airy 20,52 15,86 12,27 11,10 9,87 9,12 
Stoke 29,39 21,70 17,76 14,43 12,89 11,62 
max 6
xM 10 [Nm] 
Airy 0,76 1,15 1,39 1,56 1,67 1,72 
Stoke 1,25 1,87 2,28 2,55 2,72 2,81 
KẾT LUẬN 
Một số kết quả chính bài báo đạt được: 
Xây dựng thuật toán và chương trình tính 
phân tích động lực học kết cấu công trình biển cố 
định hệ thanh không gian dưới tác động của tải 
trọng sóng và gió, trong đó tải trọng sóng được 
tính toán theo lý thuyết sóng Stoke bậc 2 và tải 
trọng gió được xác định theo giản đồ vận tốc gió. 
Nguyễn Thái Chung, Lê Hoàng Anh 
 208
Nghiên cứu cho thấy sự khác biệt về kết 
quả đối với 2 phương pháp tính tải trọng sóng 
ứng dụng cho công trình biển hệ thanh. 
Khảo sát số trên một số thông số thay đổi, 
đưa ra các nhận xét có tính định lượng và các 
khuyến cáo có cơ sở ứng dụng vào thực tiễn 
nhằm nâng cao hiệu quả sử dụng đối với kết 
cấu công trình biển cố định hệ thanh như nhà 
giàn DKI phục vụ quốc phòng, an ninh. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
1. Noorzaei, J., Bahrom, S. I., Jaafar, M. S., 
Thanoon, W. A. M., and Mohammad, S., 
2005. Simulation of Wave and Current 
Forces on Slender Offshore Structural 
Members. Proceeding of ICCES, 5, 1-10. 
2. Bargi, K., Hosseini, S. R., Tadayon, M. H., 
and Sharifian, H., 2011. Seismic response 
of a typical fixed jacket-type offshore 
platform (SPD1) under sea waves. Open 
Journal of Marine Science, 1(02), 36. 
3. Raaij, K. V., 2005. Dynamic behaviour of 
jackets exposed to wave-in-deck forces. 
4. Ali, A. A. M., Al-Kadhimi, A., and Shaker, 
M., 2012. Dynamic Behavior of Jacket 
Type Offshore Structure. Jordan Journal of 
Civil Engineering, 6(4): 418-435. 
5. Bathe, K. J., and Wilson, E. L., 1976. 
Numerical methods in finite element 
analysis. 
6. Journée, J. M. J., and Massie, W. W., 2000. 
Offshore hydromechanics. First Edition, 
Delft University of Technology. 
7. Kim, B. W., Kim, W. H., and Lee, I. W, 
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. 
8. Nguyễn Thái Chung, Nguyễn Văn Chình, 
2013. Ảnh hưởng của một số yếu tố đến 
phản ứng động của công trình biển dưới tác 
dụng của tải trọng sóng và gió. Tạp chí 
Khoa học và Công nghệ biển, 13(2): 33-40. 
9. Wolf, J. P. (1988). Dynamic soil-structure 
interaction analysis in time domain, 
Prentice-Hall Inc. Englewood Cliffs, 
N.J.07632.
DYNAMIC ANALYSIS OF JACKET TYPE OFFSHORE 
STRUCTURE UNDER IMPACT OF WAVE AND WIND USING 
STOKE’S SECOND ORDER WAVE THEORY 
Nguyen Thai Chung, Le Hoang Anh 
Le Quy Don Technical University 
ABSTRACT: This paper presents finite element algorithms and dynamic analysis of the jacket 
type offshore structure under water wave and wind impact by using stoke’s second order wave 
theory. The result of the paper is the scientific basis for the calculation, design and selection of the 
appropriate parameters, the study contributes to the optimization of fixed offshore structures such 
as buildings DKI, serving defense, security and contributing to improving the capacity to defend 
Vietnam’s sovereignty over seas and islands. 
Keywords: DKI, Wave, Wind, Morison, Stoke’s second order wave.