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.