Một phương pháp đánh giá độ tin cậy kết cấu công trình biển cố định bằng thép khi chịu tải vượt mức thiết kế

Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2018. 12 (4): 30–39
MỘT PHƯƠNG PHÁP ĐÁNH GIÁ ĐỘ TIN CẬY KẾT CẤU
CÔNG TRÌNH BIỂN CỐ ĐỊNH BẰNG THÉP KHI CHỊU TẢI
VƯỢT MỨC THIẾT KẾ
Vũ Đan Chỉnha,∗
aKhoa Xây dựng Công trình Biển và Dầu Khí, Trường Đại học Xây dựng,
55 đường Giải Phóng, quận Hai Bà Trưng, Hà Nội, Việt Nam
Lịch sử bài viết:
Nhận ngày 12/1/2018, Sửa xong 9/5/2018, Chấp nhận đăng 30/5/2018
Tóm tắt
Kể từ khi công trình giàn khoan đầu tiên được xây dựng và đưa vào hoạt động năm 1984 ở mỏ Bạch Hổ, cho
đến nay một bộ phận lớn các kết cấu công trình biển cố định bằng thép được sử dụng cho khai thác dầu khí
ngoài khơi biển Việt Nam đã hết tuổi thọ thiết kế. Tuy nhiên, với thực trạng của ngành công nghiệp dầu khí thế
giới nói chung và ở Việt Nam nói riêng trong những năm gần đây, nhu cầu nâng cấp, kéo dài tuổi thọ hay tái sử
dụng các kết cấu công trình biển hiện trạng là xu hướng tất yếu. Từ đó đặt ra yêu cầu cần thiết phải phân tích
đánh giá được khả năng còn có thể sử dụng của kết cấu khi cho phép chịu quá tải và chấp nhận có phá hủy cục
bộ. Vấn đề này hiện đang được quan tâm nghiên cứu để bổ sung vào hệ thống tiêu chuẩn thiết kế trên thế giới.
Bài báo giới thiệu một phương pháp của tác giả ứng dụng mặt phản ứng để đánh giá độ tin cậy của kết cấu công
trình biển cố định bằng thép theo điều kiện chảy dẻo toàn phần khi kết cấu chịu tải trọng môi trường vượt mức
thiết kế, kể đến ảnh hưởng ngẫu nhiên của các yếu tố hình học và vật liệu của kết cấu. Kết quả nghiên cứu có
thể được áp dụng cho các công trình biển ở Việt Nam với các số liệu khảo sát hiện trạng.
Từ khoá: kết cấu công trình biển cố định bằng thép; độ tin cậy; tải trọng vượt mức thiết kế; mặt phản ứng.
A METHOD FOR RELIABILITY ASSESSMENT OF FIXED STEEL OFFSHORE STRUCTURES UNDER
OVERLOADING
Abstract
Since the first offshore platform was built and operated at White Tiger field in 1984, up to now most of the fixed
steel offshore structures used for oil and gas exploitation in Vietnamese seas have been at the end of the design
life. However, to fit the reality of oil and gas industry in Viet Nam and in the world, the demand of upgrading,
extending life or re-using the structures is becoming an inevitable trend. So, an important requirement is to
assess the usability of the structures when allow to resist overloading and to accept the local damages. These
problems have been researched to complement the design standard system in the world. This article introduces
a method of the author using response surface for reliability assessment of the fixed steel offshore structures
according to fully plastic condition when the structures resist over-design loading on account of the random
of structural geometries and materials. The research results can be applied for offshore platforms in Viet Nam
with current survey data.
Keywords: fixed steel offshore structures; reliability; overloading; response surfaces.
https://doi.org/10.31814/stce.nuce2018-12(4)-04 © 2018 Trường Đại học Xây dựng (NUCE)
∗Tác giả chính. Địa chỉ e-mail: chinhdhxd@gmail.com (Chỉnh, V. Đ.)
30
Chỉnh, V. Đ. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
1. Đặt vấn đề
Khi kết cấu công trình biển cố định bằng thép chịu tải trọng vượt mức thiết kế thì có khả năng
chuyển sang trạng thái làm việc phi tuyến. Một số phần tử kết cấu không còn thỏa mãn điều kiện bền
trong giai đoạn đàn hồi theo quy định trong các tiêu chuẩn quy phạm mà chuyển dần sang giai đoạn
chảy dẻo, tuy nhiên kết cấu tổng thể vẫn chưa biến hình và sụp đổ. Do đó, để đánh giá thực tế kết cấu
còn có thể sử dụng được hay không khi chịu tải vượt mức thiết kế cần phân tích độ bền tổng thể [1].
Tuy nhiên, trong trường hợp có kể đến tính chất ngẫu nhiên của nhiều thông số như điều kiện môi
trường, các đặc trưng hình học và vật liệu của kết cấu. . . , việc phân tích độ bền tổng thể để đánh giá
độ tin cậy của kết cấu trở nên rất phức tạp với khối lượng tính toán rất lớn. Để khắc phục vấn đề này,
bài báo đề xuất một phương pháp đánh giá độ tin cậy của kết cấu tổng thể khi chịu tải vượt mức thiết
kế theo điều kiện chưa có tiết diện phần tử kết cấu chính nào đạt đến giới hạn chảy dẻo toàn phần,
thông qua việc thiết lập quan hệ giữa hàm mặt chảy Γ của các tiết diện đó và các đại lượng ngẫu nhiên
nêu trên theo phương pháp mặt phản ứng.
Phương pháp mặt phản ứng được đề xuất năm 1951 [2]. Mục đích của phương pháp là thiết lập
một dạng xấp xỉ cho hàm nhiều biến khi đã biết một số hữu hạn giá trị thực của hàm tương ứng với
các giá trị của biến với sai số chấp nhận được. Cho đến nay đã có nhiều nghiên cứu đề xuất xây dựng
các mô hình mặt phản ứng phù hợp cho từng đối tượng trong lĩnh vực kỹ thuật cần nghiên cứu. Trong
đó, tập trung vào hai vấn đề chính, thứ nhất là phương pháp lựa chọn dạng mặt phản ứng, thứ hai là
lựa chọn giá trị biến cho các phép thử. Các mặt phản ứng cơ bản có thể biểu diễn bởi một số hàm như
đa thức bậc 1, bậc 2 hay hàm mũ. . . và thường được xây dựng dựa trên lý thuyết phân tích hồi quy với
một số kỹ thuật điển hình như phương pháp tổng bình phương nhỏ nhất, phương pháp Gauss-Markov,
phương pháp đánh giá khả năng cực đại. . . [2–4].
Bài báo lựa chọn mô phỏng hàm mặt chảy dạng đa thức bậc 2, là dạng thường được ứng dụng phổ
biến khi kể đến ảnh hưởng tương tác của nhiều biến ngẫu nhiên. Các hệ số của hàm được xác định
theo điều kiện tổng bình phương sai số đạt giá trị cực tiểu.
2. Điều kiện chảy dẻo của phần tử kết cấu công trình biển cố định bằng thép [5]
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
3 
xoắn quanh trục được bỏ qua. Các thành phần lực dọc và mô men giới hạn dẻo được 
cho bởi công thức: 
 P Y PN A= ; WyP Y y PM = ; WzP Y z PM = (2) 
trong đó Y là giới hạn chảy; AP và WyP và WzP ương ứng là iết diện chảy dẻo và các 
thành phần mô men kháng uốn dẻo quanh trục y và trục z, xác định theo các công thức 
khác nhau tùy thuộc vào hình dạng tiết diện. 
Đối với tiết diện thanh ống đường kính ngoài D và đường kính trong d, điều kiện chảy 
dẻo toàn phần với mô hình vật liệu đàn dẻo lý tưởng được biểu diễn [5, 6]: 
2 2
cos 0
2
y z
P P
M M N
M N
 + 
 = − = 
 (3) 
Với: 
3 3
6
P Y
D d
M 
 −
= 
; 
22
1
4
P Y
D d
N
D

 = − 
Hình 1. Minh họa mặt chảy trên một tiết diện thanh chịu lực dọc và mô men uốn 
3. Xây dựng quan hệ giữa mặt chảy toàn phần của tiết diện phần tử kết cấu và các 
biến ngẫu nhiên 
 Thực tế có rất nhiều yếu tố ngẫu nhiên ảnh hưởng đến độ bền của kết cấu công 
trình biển cố định bằng thép. Trong bài báo chỉ xét đến các yếu tố ngẫu nhiên ảnh 
hưởng chính bao gồm tải trọng sóng tác dụng lên kết cấu, mô đun đàn hồi và giới hạn 
chảy của vật liệu, đặc trưng tiết diện phần tử kết cấu chính bao gồm các ống chính và 
cọc. Tải trọng sóng tác dụng lên kết cấu khối chân đế công trình biển cố định bằng thép 
xác định theo công thức Morison, xét trong trạng thái biển cực hạn và vượt mức thiết kế 
khi phân tích độ bền, với profile sóng được coi là quá trình ngẫu nhiên dừng, ergodic, 
trung bình không, được đặc trưng bởi hàm mật độ phổ hoặc các thể hiện theo thời gian 
xảy ra trạng thái biển đang xét. Mô đun đàn hồi và giới hạn chảy của thép được coi là 
đại lượng ngẫu nhiên do sai số chế tạo, không chịu ảnh hưởng bởi thời gian khai thác, 
với các đặc trưng xác suất được quy định trong tiêu chuẩn ISO 13623:2009. 
 Đường kính và chiều dày các phần tử ống có sai số trong giai đoạn chế tạo, lắp 
dựng và ảnh hưởng ăn mòn do môi trường biển như sau: 
Hình 1. Minh họa mặt chảy trên một tiết diện
thanh chịu lực dọc và mô men uốn
Điều kiện chảy dẻo của một tiết diện phần tử
kết cấu được đánh giá thông qua mặt chảy toàn
phần của tiết diện đó. Trong trường hợp tổng quát,
mặt chảy của một tiết diện (Hình 1) được biểu diễn
theo phương trình sau:
Γ = f (
N
NP
,
Qy
QyP
,
Qz
QzP
,
Mx
MxP
,
My
MyP
,
Mz
MzP
) − 1 (1)
−1 < Γ < 0 tương ứng với điều kiện tiết diệ
kết cấu chưa chảy dẻo toàn phần. Γ = 0 với mọi
véc tơ lực tương ứng với trạng thái chảy dẻo toàn
phần. Γ = −1 tương ứng với trạng thái tiết diện không chịu ứng suất.
Với N,Qy,Qz,Mx,My,Mz,NP,QyP,QzP,MxP,MyP,MzP tương ứng là các thành phần nội lực và
nội lực giới hạn chảy dẻo toàn phần của tiết diện. Đối với hệ thanh, khi phân tích điều kiện chảy dẻo,
ảnh hưởng của các thành phần lực cắt hai đầu thanh và mô men xoắn quanh trục được bỏ qua. Các
thành phần lực dọc và mô men giới hạn dẻo được cho bởi công thức:
NP = σYAP; MyP = σYWyP; MzP = σYWzP (2)
31
Chỉnh, V. Đ. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
trong đó σY là giới hạn chảy; AP vàWyP vàWzP tương ứng là tiết diện chảy dẻo và các thành phần mô
men kháng uốn dẻo quanh trục y và trục z, xác định theo các công thức khác nhau tùy thuộc vào hình
dạng tiết diện.
Đối với tiết diện thanh ống đường kính ngoài D và đường kính trong d, điều kiện chảy dẻo toàn
phần với mô hình vật liệu đàn dẻo lý tưởng được biểu diễn [5, 6]:
Γ =
√
M2y + M2z
MP
− cos
(
pi
2
N
NP
)
= 0 (3)
với MP = σY
(
D3 − d3
6
)
; NP = σY
piD24
1 − ( dD
)2.
3. Xây dựng quan hệ giữa mặt chảy toàn phần của tiết diện phần tử kết cấu và các biến ngẫu
nhiên
Thực tế có rất nhiều yếu tố ngẫu nhiên ảnh hưởng đến độ bền của kết cấu công trình biển cố định
bằng thép. Trong bài báo chỉ xét đến các yếu tố ngẫu nhiên ảnh hưởng chính bao gồm tải trọng sóng
tác dụng lên kết cấu, mô đun đàn hồi và giới hạn chảy của vật liệu, đặc trưng tiết diện phần tử kết cấu
chính bao gồm các ống chính và cọc. Tải trọng sóng tác dụng lên kết cấu khối chân đế công trình biển
cố định bằng thép xác định theo công thức Morison, xét trong trạng thái biển cực hạn và vượt mức
thiết kế khi phân tích độ bền, với profile sóng được coi là quá trình ngẫu nhiên dừng, ergodic, trung
bình không, được đặc trưng bởi hàm mật độ phổ hoặc các thể hiện theo thời gian xảy ra trạng thái
biển đang xét. Mô đun đàn hồi và giới hạn chảy của thép được coi là đại lượng ngẫu nhiên do sai số
chế tạo, không chịu ảnh hưởng bởi thời gian khai thác, với các đặc trưng xác suất được quy định trong
tiêu chuẩn ISO 13623:2009.
Đường kính và chiều dày các phần tử ống có sai số trong giai đoạn chế tạo, lắp dựng và ảnh hưởng
ăn mòn do môi trường biển như sau:
- Sai số chế tạo được cho trong catalogue ống phụ thuộc vào kích thước và phương pháp chế tạo
ống, theo API 5L, sai số đường kính cho phép lớn nhất là 4 mm, sai số chiều dày lớn nhất là 1,5 mm
đối với ống hàn.
- Chiều dày ăn mòn do ô-xi hóa của các phần tử ống trên mặt nước đã được kể đến tùy theo tuổi
thọ trong giai đoạn thiết kế, trong trường hợp gia hạn chiều dày ăn mòn thêm có thể được xác định
ngoại suy theo năm dựa vào giới hạn ăn mòn cho phép. Phần kết cấu ngập dưới nước được chống ăn
mòn bằng các a-nốt hy sinh theo nguyên lý điện hóa nên trong tính toán thiết kế coi là không bị ăn
mòn, tuy nhiên trên thực tế khảo sát một số giàn, vấn đề ăn mòn này vẫn xảy ra khá phức tạp, không
đều trên các phần tử ống. Trong trường hợp có số liệu khảo sát cụ thể, có thể xác định các đặc trưng
xác suất ăn mòn theo năm và xem xét là đại lượng ngẫu nhiên để áp dụng phân tích đánh giá.
Sau đây, tác giả trình bày cách thiết lập hàm quan hệ giữa mặt chảy toàn phần và các yếu tố ngẫu
nhiên nêu trên. Giả thiết mô đun đàn hồi và giới hạn chảy của vật liệu thép E, Fy, đường kính ngoài
và chiều dày của các ống chính Di và ti (i = 1 ÷ n), với n là số phần tử kết cấu chính, là các đại lượng
ngẫu nhiên phân phối chuẩn nằm trong một giới hạn sai số cho phép. Chiều cao sóng Hmax trong điều
kiện môi trường biển của Việt Nam là đại lượng ngẫu nhiên có phân phối xác suất dạng Fisher-Tippet
loại I [7], với giới hạn vượt mức thiết kế thường được xem xét tương ứng với chu kỳ lặp 100 năm đến
10000 năm theo các tiêu chuẩn hiện hành. Các đặc trưng xác suất của Hmax được xác định theo (4)
và (5).
32
Chỉnh, V. Đ. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Kỳ vọng của Hmax:
µHmax =
H10000max∫
H100max
Hmax
(
1
λ1
exp
(
−Hmax − λ1
λ2
− exp
(
−H
T
max − λ1
λ2
)))
dHmax (4)
Phương sai của Hmax:
Var
(
Hmax
)
=
H10000max∫
H100max
(
Hmax − µHmax
)2 ( 1
λ1
exp
(
−Hmax − λ1
λ2
− exp
(
−Hmax − λ1
λ2
)))
dHmax (5)
trong đó các hệ số λ1 và λ2 được xác định dựa trên số liệu Hmax theo thống kê, trong trường hợp đã
có số liệu sóng tương ứng với chu kỳ lặp T1 và T2 thì λ1, λ2 có thể được xác định theo công thức:
λ1 =
HT2max ln(− ln(1 − 1T2 )) − H
T1
max ln(− ln(1 − 1T1 ))
ln(− ln(1 − 1T2 )) − ln(− ln(1 − 1T1 ))
λ2 =
HT2max − HT1max
ln(− ln(1 − 1T2 )) − ln(− ln(1 − 1T1 ))
(6)
Để đơn giản hóa, sử dụng phép đổi biến đưa các đại lượng ngẫu nhiên về dạng các biến chuẩn:
Hmax =
Hmax − µHmax√
Var(Hmax)
; E =
E − µE√
Var(E)
; Fy =
Fy − µFy√
Var(Fy)
; Di1 =
Di1 − µDi1√
Var(Di1)
; ti1 =
ti1 − µti1√
Var(ti1)
(7)
Thực hiện xấp xỉ mặt chảy toàn phần (3) của tiết diện phần tử kết cấu chính đang xét theo một
mặt chảy tương đương biểu diễn dạng đa thức bậc 2:
Γeq = α0 + α1Hmax + α2Fy + α3E +
n∑
i1=1
αi1+3Di +
n∑
i1=1
αi1+n+3ti1 + β1H
2
max + β2F
2
y
+ β3E
2
+
n∑
i1=1
βi1+3D
2
i +
n∑
i1=1
βi1+n+3t
2
i1 + γ1HmaxFy + γ2HmaxE + γ3FyE
+
n∑
i1=1
γi1+3HmaxDi1 +
n∑
i1=1
γi1+n+3Hmaxti1 +
n∑
i1=1
γi1+2n+3FyDi1 +
n∑
i1=1
γi1+3n+3Fyti1
+
n∑
i1=1
γi1+4n+3E Di1+
n∑
i1=1
γi1+5n+3E ti1 +
n−1∑
i1=1
γi1+6n+3D1Di1+1 +
n−2∑
i1=1
γi1+7n+2D2Di1+2
+ . . . + γ6n+3+ n(n−1)2
Dn−1Dn +
n∑
i1=1
γi1+6n+3+ n(n−1)2
D1ti1 + . . . +
n∑
i1=1
γi1+6n+3+ n(n−1)2 +n(n−1)Dnti1
+
n−1∑
i1=1
γi1+6n+3+ n(n−1)2 +n2
t1ti1+1 + +
n−2∑
i1=1
γi1+7n+2+ n(n−1)2 +n2
t2ti1+2 + . . . + γ2n2+5n+3tn−1tn
(8)
Mặt chảy tương đương biểu diễn theo (8) sẽ có sai số so với mặt chảy thực (3), do đó vấn đề đặt
ra là xác định các hệ số của mặt chảy tương đương sao cho các đặc trưng xác suất của (3) và (8) là
33
Chỉnh, V. Đ. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
như nhau. Về bản chất (8) có dạng một phương trình hồi quy tuyến tính nhiều biến. Như đã giới thiệu
ở Mục 1, dưới đây trình bày phương pháp xác định các hệ số của mặt chảy theo phân tích tổng bình
phương sai số nhỏ nhất.
Đặt:
X1 = Hmax; X2 = Fy; X3 = E; . . . ; Xi1+3 = Di; . . . ; Xi1+n+3 = ti1
X2n+4 = H
2
max; X2n+5 = F
2
y ; X2n+6 = E
2
; . . . ; Xi1+2n+6 = D
2
i1 ; . . . ; Xi1+3n+6 = t
2
i1
X4n+7 = HmaxFy; X4n+8 = HmaxE; X4n+9 = FyE; . . . ; Xi1+4n+9 = HmaxDi1
Xi1+5n+9 = Hmaxti1 ; . . . ; X2n2+9n+9 = tn−1tn
(9)
Công thức (8) được viết:
Γeq = α0 + α1X1 + α2X2 + α3X3 + . . . + γ2n2+5n+3X2n2+9n+9 (10)
Thông qua một số phép thử m tương ứng với m bộ giá trị của Γ, đánh giá sai số tương ứng với mỗi
phép thử như sau:
εk = Γk − Γeqk (k = 1 ÷ m) (11)
Đặt S =
m∑
k=1
(Γk − εk)2 là tổng bình phương sai số của hàm mặt chảy so với hàm mặt chảy tương
đương qua m phép thử, để S đạt giá trị nhỏ nhất thì:
∂S
∂α0
= 0; . . . ;
∂S
∂αi1+n+3
= 0;
∂S
∂β1
= 0; . . . ;
∂S
∂βi1+n+3
= 0;
∂S
∂γ1
= 0; . . . ;
∂S
∂γ2n2+5n+3
= 0 (12)
Biểu thức (12) là hệ phương trình đại số tuyến tính với số ẩn là số hệ số và bằng số phương trình.
Nghiệm của phương trình chính là các hệ số của hàm mặt chảy tương đương cần xác định. Do S luôn
đạt điều kiện nhỏ nhất nên t ... sóng đang xét như sau:
Pi = P (Γi < 0) =
np1ti
nti
(14)
với np1ti là tổng số lần gieo thu được giá trị Γi < 0.
Với quan điểm coi kết cấu còn khả năng khai thác khi chưa có tiết diện phần tử kết cấu chính nào
chảy dẻo toàn phần, độ tin cậy tổng thể của kết cấu được đánh giá:
P = min(Pi) (15)
5. Ứng dụng kết quả nghiên cứu
Xét một kết cấu công trình biển cố định bằng thép 4 ống chính điển hình chịu tải trọng sóng khu
vực mỏ Sư Tử Nâu (Hình 3) với các số liệu đầu vào được tóm tắt như sau:
Số liệu kết cấu: Kết cấu dạng jacket 4 ống chính, cọc đóng lồng trong ống chính, với các thông số
chính cho trong Bảng 1. Liên kết nối đất được mô tả dạng ngàm giả định với chiều sâu bằng 7Dc,Dc
là đường kính ngoài của cọc.
Bảng 1. Tóm tắt số liệu khối chân đế
Hạng mục Thông số
Chức năng Giàn người ở
Thượng tầng 20 × 20 × 9 (m)
Trọng lượng thượng tầng 800 (T)
Ống chính 914 × 19 (mm)
Cọc 813 × 30 (mm)
Ống nhánh điển hình 609 × 16 (mm)
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
7 
Độ tin cậy của tiết diện phần tử kết cấu chính thứ i được xác định tương ứng với chiều 
cao sóng đang xét như sau: 
1
( 0)
p
ti
i i
ti
n
P P
n
=  = (14) 
với 1p
tin là tổng số lần gieo thu được giá trị i < 0. 
Với quan điểm coi ết cấu còn khả năng khai thác khi chưa có tiết diện phần tử kết 
cấu chính nào chảy dẻo toàn phần, độ tin cậy tổng thể của kết cấu được đánh giá: 
 min( )iP P= (15) 
5. Ứng dụng kết quả nghiên cứu 
Xét một kết cấu công trình biển cố định bằng thép 4 ống chính điển hình chịu tải 
trọng sóng khu vực mỏ Sư Tử Nâu với các số liệu đầu vào được tóm tắt như sau: 
Số liệu kết cấu: Kết cấu dạng jacket 4 ống chính, cọc đóng lồng trong ống chính, 
với các thông số chính cho trong Bảng 1. Liên kết nối đất được mô tả dạng ngàm giả 
định với chiều sâu bằng 7Dc, Dc là đường kính ngoài của cọc. 
Bảng 1. Tóm tắt số liệu khối chân đế 
Hạng mục Thông số 
Hình 3. Kết cấu khối chân đế 
Chức năng Giàn người ở 
Thượng tầng 20x20x9 (m) 
Trọng lượng thượng 
tầng 
800 (T) 
Ống chính 914x19 (mm) 
Cọc 813x30 (mm) 
Ống nhánh điển hình 609x16 (mm) 
Mác thép API 5L, Giới hạn chảy trung bình µFy = 345 MPa, Độ lệch chuẩn= 6% 
µFy; Mô đun đàn hồi trung bình µE = 2,1x105 MPa, Độ lệch chuẩn= 5% µE. Sai số 
đường kính ống lớn nhất là 4mm, sai số chiều dày ống lớn nhất là 1,5mm. 
Số liệu môi trường: Độ sâu nước tương ứng với mực nước trung bình: 45,6m; 
Mực nước: Cao nhất +2,0m; Thấp nhất -2,5m. Số liệu sóng xem ở Bảng 2 và 3. 
1 2 
3 4 
Hình 3. Kết cấu khối chân đế
Mác thép API 5L, Giới hạn chảy trung bình µFy = 345 MPa, Độ lệch chuẩn = 6% µFy ; Mô đun
đàn hồi trung bình µE = 2,1 MPa, Độ lệch chuẩn= 5% µE . Sai số đường kính ống lớn nhất là 4 mm,
sai số chiều dày ống lớn nhất là 1,5 mm.
Số liệu môi trường: Độ sâu nước tương ứng với mực nước trung bình: 45,6 m; Mực nước: Cao
nhất +2,0 m; Thấp nhất −2,5 m. Số liệu sóng xem ở Bảng 2 và 3.
35
Chỉnh, V. Đ. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Bảng 2. Số liệu sóng 100 năm
Thông số sóng
Hướng sóng
N NE E SE S SW W NW
Chiều cao sóng Max (m) 12,90 12,27 14,78 8,23 7,88 8,91 11,61 12,58
Chu kỳ của sóng (sec) 11,35 10,88 12,79 8,00 7,76 8,47 10,40 11,11
Bảng 3. Số liệu sóng 10 năm
Thông số sóng
Hướng sóng
N NE E SE S SW W NW
Chiều cao sóng Max (m) 9,23 8,78 10,58 5,89 5,64 6,38 8,31 9,00
Chu kỳ của sóng (sec) 8,97 8,59 10,11 6,32 6,13 6,69 8,21 8,78
Phân tích số liệu sóng vượt mức thiết kế
Theo số liệu Bảng 2 và 3, dựa trên Công thức (6) ta xác định được các hệ số và hàm phân phối
xác suất Fisher-Tippet loại I của chiều cao sóng cực đại theo chu kỳ lặp như sau:
f
(
Hmax
)
= 0,152 exp
(
−Hmax − 6,558
1,787
− exp
(
−Hmax − 6,558
1, 787
))
Phân tích kết cấu chịu tải trọng sóng vượt mức thiết kế nằm trong phạm vi từ chu kỳ lặp 100 năm
đến chu kỳ lặp giới hạn 10000 năm theo tiêu chuẩn, đặc trưng xác suất của chiều cao sóng nằm trong
giới hạn này được xác định theo Công thức (4) và (5), kết quả µHmax = 16 m và σ (Hmax) = 1,4 m.
Thiết lập mặt chảy toàn phần của tiết diện phần tử kết cấu chính nguy hiểm nhất
Để giảm bớt độ phức tạp của ví dụ tính toán, trong bài báo chỉ xét đến tính chất ngẫu nhiên của
tiết diện hình học 4 ống chính khoang cuối là bốn phần tử chịu lực lớn và có ảnh hưởng tương tác
đáng kể, đánh số thứ tự từ 1 đến 4 (Hình 3). Xét đến cả yếu tố ngẫu nhiên của chiều cao sóng, giới
hạn chảy và mô đun đàn hồi của vật liệu tổng số biến ngẫu nhiên là 11.
Kết quả phân tích kết cấu cho thấy tiết diện nguy hiểm nhất là tiết diện trên cùng của phần tử số 2
(Hình 4). Hàm mặt chảy tương đương của tiết diện này được khai triển theo Công thức (8) gồm 78 số
hạng. Thực hiện gán giá trị cho các biến ngẫu nhiên tại các điểm đặc trưng của từng biến bao gồm giá
trị trung bình, giá trị nhỏ nhất và lớn nhất của biến, bổ sung thêm các điểm của từng cặp biến tương
ứng với giá trị giới hạn dẻo toàn phần của mặt chảy. Sử dụng phần mềm USFOS [4] để phân tích kết
cấu, thu được giá trị của hàm mặt chảy của phần tử.
Bảng 4 trình bày kết quả điển hình của mặt chảy trên miền giá trị của Hmax và giá trị mặt chảy tới
hạn trên đường chéo giữa Hmax và từng biến ngẫu nhiên còn lại. Các biến ngẫu nhiên khác cũng được
gán các giá trị theo quy luật tương tự.
Thực hiện phân tích hồi quy với phương pháp đã trình bày ở mục trên để xác định 78 hệ số của 78
số hạng của hàm mặt chảy tương đương của phần tử theo kết quả mặt chảy thực của các phép thử, ta
36
Chỉnh, V. Đ. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựngJournal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
9 
Hình 4. Kết quả phân tích điều kiện chảy dẻo của kết cấu khi chịu các con sóng 
tương ứng với giá trị chiều cao sóng nhỏ nhất, trung bình và lớn nhất trong miền 
giá trị đang xét 
Bảng 4 trình bày kết quả điển hình của mặt chảy trên miền giá trị của maxH và giá 
trị mặt chảy tới hạn trên đường chéo giữa maxH và từng biến ngẫu nhiên còn lại. 
Các biến ngẫu nhiên khác cũng được gán các giá trị theo quy luật tương tự. 
Bảng 4. Lựa chọn các giá trị điển hình của biến maxH và kết quả của mặt chảy thực 
maxH yF E 1D 2D 3D 4D 1t 2t 3t 4t  
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 -0,480 
-0,87 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 -0,630 
2,57 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,000 
1,42 -1,42 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,000 
2,43 0 -2,43 0 0 0 0 0 0 0 0 0,000 
2,43 0 0 -2,43 0 0 0 0 0 0 0 0,000 
2,43 0 0 0 -2,43 0 0 0 0 0 0 0,000 
2,43 0 0 0 0 -2,43 0 0 0 0 0 0,000 
2,43 0 0 0 0 0 -2,43 0 0 0 0 0,000 
2,21 0 0 0 0 0 0 -2,2 0 0 0 0,000 
1,7 0 0 0 0 0 0 0 -1,7 0 0 0,000 
2,21 0 0 0 0 0 0 0 0 -2,21 0 0,000 
2,43 0 0 0 0 0 0 0 0 0 -2,43 0,000 
Thực hiện phân tích hồi quy với phương pháp đã trình bày ở mục trên để xác định 
78 hệ số của 78 số hạng của hàm mặt chảy tương đương của phần tử theo kết quả mặt 
chảy thực của các phép thử, ta xác định được hàm mặt chảy tương đương như sau: 
ình 4. Kết quả phân tích điều kiện chảy dẻo của kết cấu khi chịu các con sóng tương ứng
với giá trị chiều cao sóng nhỏ nhất, tru g bì và lớn hất trong miề giá trị đa xét
Bảng 4. Lựa chọn các giá trị điển hình của biến Hmax và kết quả của mặt chảy thực
Hmax Fy E D1 D2 D3 D4 t1 t2 t3 t4 Γ
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −0,480
−0,87 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −0,630
2,57 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,000
1,42 −1,42 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,000
2,43 0 −2,43 0 0 0 0 0 0 0 0 0,000
2,43 0 0 −2,43 0 0 0 0 0 0 0 0,000
2,43 0 0 0 −2,43 0 0 0 0 0 0,000
2,43 0 0 0 0 −2,43 0 0 0 0 0 0,000
2,43 0 0 0 0 0 −2,43 0 0 0 0 0,000
2,21 0 0 0 0 0 0 −2,2 0 0 0 0,000
1,7 0 0 0 0 0 0 0 −1,7 0 0 0,000
2,21 0 0 0 0 0 0 0 0 −2,21 0 0,000
2,43 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −2,43 0,000
xác định được hàm mặt chảy tương đương như sau:
Γeq = −0,480 + 0,176Hmax − 0,095Fy − 0,005E − 0,005D2 − 0,090t2 + 0,015t3 + 0,005t4
+ 0,004H
2
max − 0,035F2y − 0,005E2 − 0,005D22 − 0,010t22 − 0,025t23 − 0,005t24 − 0,078HmaxFy
− 0,008HmaxE − 0,005HmaxD1 − 0,008HmaxD2 − 0,005HmaxD3 − 0,005HmaxD4 − 0,014Hmaxt1
− 0,015Hmaxt2 − 0,021Hmaxt3 − 0,012Hmaxt4 − 0,010FyD2 − 0,020Fyt2 − 0,050Fyt3
− 0,010E D2 − 0,010Et2 − 0,050Et3 − 0,010Et4 − 0,010D1t2 − 0,050D1t3 + 0,010D1t4
+ 0,010D2t2 − 0,050D2t3 + 0,010D2t4 + 0,010D3t2 − 0,050D3t3 + 0,010D3t4 + 0,020D4t2
− 0,050D4t3 + 0,010D4t4 + 0,010t1t2 − 0,050t1t3 + 0,010t1t4 − 0,040t2t3 − 0,070t2t4 + 0,060t3t4
(16)
37
Chỉnh, V. Đ. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Sai số giữa mặt chảy thực Γ và mặt chảy tương đương Γeq theo giá trị chiều cao sóng được minh
họa trong Hình 5. Tổng bình phương sai số trên 78 phép thử là 4S = 0,0065, tức là sai số trung bình
trên một phép thử khoảng 0,001, có thể chấp nhận được.
Journal of Science and Technology in Civil Engineering NUCE 2018. 13(5):1-16 
10 
max 2 2 3 4
2 2 2 2 2 2 2
max 2 max2 3 4
max max 1 max 2 max 3 max
0,480 0,176 0,095 0,005 0,005 0,090 0,015 0,005
0,004 0,035 0,005 0,005 0,010 0,025 0,005 0,078
0,008 0,005 0,008 0,005 0,005
eq
y
y y
H F E D t t t
H F E D t t t H F
H E H D H D H D H
 = − + − − − − + +
+ − − − − − − −
− − − − − 4 max 1
max max max 22 3 4 2 3
2 1 1 12 3 42 3 4
2 2 2 3 32 3 4 2 3
0,014
0,015 0,021 0,012 0,010 0,020 0,050
0,010 0,010 0,050 0,010 0,010 0,050 0,010
0,010 0,050 0,010 0,010 0,050 0,0
y y y
D H t
H t H t H t F D F t F t
ED Et Et Et D t D t D t
D t D t D t D t D t
−
− − − − − −
− − − − − − +
+ − + + − + 3 44 2
4 43 4 1 2 1 3 1 4 2 3 2 4 3 4
10 0,020
0,050 0,010 0,010 0,050 0,010 0,040 0,070 0,060
D t D t
D t D t t t t t t t t t t t t t
+
− + + − + − − +
Sai số giữa mặt chảy thực  và mặt chảy tương đương eq theo giá trị chiều cao 
sóng được minh họa trong Hình 5. Tổng bình phương sai số trên 78 phép thử là S = 
0,0065, tức là sai số trung bình trên một phép thử khoảng 0,001, có thể chấp nhận được. 
Hình 5. Đồ thị biểu diễn tương quan kết quả mặt chảy tương đương eq và mặt 
chảy thực  theo trục chiều cao sóng 
Đánh giá độ tin cậy của kết cấu khi chịu tải vượt mức thiết kế 
Tương ứng với từng chiều cao sóng thực hiện mô phỏng Monte Carlo với số phép 
thử đủ lớn thỏa mãn độ chính xác kết quả là 99,9%, đánh giá độ tin cậy của kết cấu theo 
điều kiện chảy dẻo toàn phần. Kết quả đánh giá ứng với 3 chiều cao sóng vượt mức thiết 
kế cho trong Bảng 5 dưới đây. 
Bảng 5. Kết quả hàm mặt chảy tương ứng với giá trị của maxH 
maxH (m) Số phép thử  Var() P(<0) 
18 20674 -0,313 0,029 1,0000 
18,8 21134 -0,205 0,013 0,9990 
19,1 21927 -0,155 0,008 0,9900 
Theo quy định của các tiêu chuẩn hiện hành, kết cấu chỉ được tính toán thiết kế 
với tác động của con sóng có chu kỳ lặp 100 năm, trong ví dụ này tương ứng với chiều 
cao sóng lớn nhất là 14,78m (Bảng 2). Tuy nhiên, theo phương pháp đánh giá đã đề xuất 
Hình 5. Đồ thị biểu diễn tương quan kết quả mặt chảy tương đương Γeq
và mặt chảy t ực Γ theo trục chiều cao sóng
Đánh giá độ tin cậy của kết cấu khi chịu tải vượt mức thiết kế
Tương ứng với từng chiều cao sóng thực hiện mô phỏng Monte Carlo với số phép thử đủ lớn thỏa
mãn độ chính xác kết quả là 99,9%, đánh giá độ tin cậy của kết cấu theo điều kiện chảy dẻo toàn phần.
Kết quả đánh giá ứng với 3 chiều cao sóng vượt mức thiết kế cho trong Bảng 5 dưới đây.
Bảng 5. Kết quả hàm mặt chảy tương ứng với giá trị của Hmax
Hmax (m) Số phép thử µΓ Var(Γ) P(Γ < 0)
18 20674 −0,313 0,029 ≈ 1,0000
18,8 21134 −0,205 0,013 0,9990
19,1 21927 −0,155 0,008 0,9900
Theo quy định của các tiêu chuẩn hiện hành, kết cấu chỉ được tính toán thiết kế với tác động của
con sóng có chu kỳ lặp 100 năm, trong ví dụ này tương ứng với chiều cao sóng lớn nhất là 14,78 m
(Bảng 2). Tuy nhiên, theo phương pháp đánh giá đã đề xuất trong báo báo này cho phép kết cấu có
thể chịu được con sóng lớn hơn. Cụ thể theo kết quả tính toán trong Bảng 5 kết cấu luôn đảm bảo an
toàn với con sóng chiều cao nhỏ hơn hoặc bằng 18 m và có thể chịu được con sóng lên đến 19,1 m với
độ tin cậy là 0,99.
6. Kết luận, kiến nghị
Việc phân tích độ tin cậy kết cấu công trình biển cố định bằng thép làm việc phi tuyến khi chịu
tải trọng vượt mức thiết kế với số lượng biến ngẫu nhiên lớn là rất phức tạp và sẽ gặp phải khó khăn
đáng kể khi thực hiện theo các phương pháp truyền thống như phân tích độ tin cậy bậc 1, bậc 2 hay
mô phỏng Monte Carlo trực tiếp. . .
38
Chỉnh, V. Đ. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
Bài báo đã đề xuất một phương pháp đánh giá độ tin cậy của kết cấu công trình biển cố định bằng
thép khi chịu tải vượt mức thiết kế dựa trên phân tích độ tin cậy của các tiết diện phần tử kết cấu chính
theo điều kiện chảy dẻo toàn phần. Trong đó, hàm mặt chảy toàn phần của mỗi tiết diện được xấp xỉ
bởi một hàm tương đương dạng đa thức bậc 2 phụ thuộc vào các biến ngẫu nhiên. Các hệ số của hàm
tương đương được xác định dựa trên phương pháp cực tiểu hóa tổng bình phương sai số giữa các giá
trị mặt chảy thực và giá trị của mặt chảy tương đương với số lượng phép thử đủ lớn. Mỗi phép thử
tương ứng với một lần phân tích kết cấu phi tuyến, có thể được thực hiện bởi các chương trình tính
toán chuyên dụng như phần mềm USFOS [4].
Phương pháp này có ưu điểm là cho phép đánh giá độ tin cậy của hệ thống thông qua độ tin cậy
của phần tử dựa trên một mối quan hệ xác định giữa đặc trưng độ bền với các thông số ngẫu nhiên,
làm giảm đáng kể khối lượng tính toán mà kết quả vẫn đảm bảo độ chính xác nhất định, có thể đánh
giá và điều khiển được sai số. Để giảm tối đa sai số, việc lựa chọn dạng hàm xấp xỉ, số lượng phép
thử và giá trị thử của các biến mang tính quyết định. Do đó vấn đề này cần tiếp tục được nghiên cứu
thêm trong thời gian tới.
Khi có các số liệu khảo sát thực tế tin cậy, có thể áp dụng phương pháp này như một căn cứ để
đánh giá nâng cấp, kéo dài tuổi thọ hay tái sử dụng các công trình biển cố định bằng thép trong điều
kiện Việt Nam.
Tài liệu tham khảo
[1] Cường, Đ. Q., Chỉnh, V. Đ., Anh, B. T., Tuấn, Đ. Đ. (2015). Nghiên cứu đánh giá lại sự rung lắc của các
kết cấu công trình DKI bằng thép móng cọc trên nền san hô dựa trên trạng thái giới hạn phá hủy lũy tiến.
Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, Trường Đại học Xây dựng, 9(3):74–79.
[2] Box, Draper (1987). Empirical model building and response surface. John Wiley & Sons, Inc. New York,
NY, USA.
[3] Kathleen, M. C., Natalia, Y. K., Jeff, R. (2004). Response surface methodology. Technical report, Center
for Computational Analysis of Social and Organizational Systems.
[4] Shahidi, G., Pakzad, S. (2007). Response surface model updating for nonlinear structures.
[5] Sorehde, T. H., Amdahl, J., Eberg, E., Hellan, O., Halmas, T. (1993). A computer program progressive
collapse analysis of steel offshore structures. Theory Manual, Norway.
[6] Ueda, Y., Rashed, S. M. H. (1990). Modern method of ultimate strength analysis of offshore structures.
International Journal of Offshore and Polar Engineering, 9(1):7–23.
[7] FUGRO GEOS (2008). Vietnam metocean criteria - premier oil Vietnam offshore PV. Fugro GEOS Ltd.
[8] Gorski, J. (2006). Non-linear models of structures with random geometric and material imperfections
simulation-based approach. Wydawnictwo Politechniki Gdanskiej.
[9] Hurtado, J. E., Barbat, A. H. (1998). Monte Carlo techniques in computational stochastic mechanics.
Archives of Computational Methods in Engineering, 5(1):3–30.
39