Đề tài Phân tích và thiết kế kết cấu một mẫu tàu câu vỏ gỗ khu vực Đà Nẵng

hân bố trọng lượng các tải trọng và dựa vào đường cong thuỷ tĩnh (hình 3.2) của tàu xác định mớn nước trung bình Ttb, hoành độ trọng tâm XG, hoành độ tâm nổi XC và một số thông số cơ bản khác của mặt đường nước thực tế của tàu. N ếu XG và XC không nằm trên cùng một đường thẳng đứng thì tàu sẽ bị nghiêng dọc và khi đó phải tìm được đường nước thực tế của tàu để có thể xác định chính xác sự phân bố lượng chiếm nước dọc theo chiều dài tàu. Quá trình xác định đường nước thực tế của tàu như vậy gọi là quá trình cân bằng dọc tàu. Điều kiện đảm bảo tàu cân bằng dọc là:        ÷≤ − ÷≤ − )%05,001,0( )%5,01,0( L XX D DD CG i Trong đó: D,XG: trọng lượng chiếm nước và hoành độ tâm tàu đang xét. Di, XC: trọng lượng chiếm nước và hoành độ tâm nổi đang tính. Quá trình xác định đường nước thực tế và xác định lực cắt, moment uốn của tàu chia ra hai trường hợp như sau: 1. Trường hợp tàu nổi trên nước tĩnh. ψ Đường nước lý thuyết L/2 Xc Hình 3.8: Đường nước thực tế của tàu trên nước tĩnh 67 Từ kết quả tính trọng lượng tàu trong bảng trên, sử dụng đồ thị đường cong thuỷ tĩnh của tàu ta xác định được các thông số cơ bản như sau: + Hoành độ trọng tâm mặt đường nước : XF = - 0,193 (m) + Hoành độ tâm nổi : XC = -0,09 (m) + Bán kính tâm ổn định dọc : R = 21,6 (m) + Mớn nước trung bình : Ttb = 1,574 (m) + Hoành độ trọng tâm : XG = 0,127 (m) Từ các thông số trên ta xác định mớn nước Tm và mớn nước Tđ của tàu theo các công thức: Tm = T + ∆Tm = T + tgψ ≈ T + (L/2 – Xf).ψ (3 - 13a) Tđ = T + ∆Tđ = T - tgψ ≈ T – (L/2 + Xf).ψ (3 - 13b) Trường hợp XG ≠ XC ta có Md = P(XG – XC) và Md = Mhp ⇔ P.Ho.ψ = P.(XG – XC) ⇒ ψ = o CG H XX − (Ho = R) Suy ra: Tm = T + ∆Tm = T + (L/2 – Xf).(XG – XC)/R = 1,574 + (18/2 + 0,193).(0,127+0,09)/21,6 =1,67 (m) Tđ = T + ∆Tđ = T – (L/2 + Xf).(XG – XC)/R = 1,574 – (18/2 – 0,193).(0,127 + 0,09)/21,6 = 1,4 85 (m) Vậy: 1,67( ) 1,485( ) m d T m T m =  = Đặt giá trị Tm và Tđ vào đồ thị BonGien 68 Hình 3.9 Đường nước thực tế của tàu thiết kế trên nước tĩnh Từ đồ thị trên xác định được diện tích của mặt cắt ngang ωi trên mặt nước tĩnh như sau: ω0 = 0 (m 2) ω1 = 0 (m 2) ω2 = 0,34 (m 2) ω3 = 2,58 (m 2) ω4 = 4,0 (m 2) ω5 = 4,98 (m 2) ω6 = 5,34 (m 2) ω7 = 5,38 (m 2) ω8 = 5,46 (m 2) ω9 = 5,4 6 (m 2) ω10 = 5,56 (m 2) ω11 = 5,54 (m 2) ω12 = 5,18 (m 2) ω13 = 4,16 (m 2) ω14 = 4,94 (m 2) ω15 = 4,58 (m 2) ω16 = 4,06 (m 2) ω17 = 3,1 (m 2) ω18 = 1,86 (m 2) ω19 = 0,9 (m 2) ω20 = 0 (m 2) Lượng chiếm nước của tàu được xác định theo công thức: D = γ.V (tấn) Với: / 2 0 0/ 2 2 L n n i iL V dx L ω ω ω ω =−  +  = = ∆ − =      ∑∫ 67(m 3) ⇒ D =68,675 (tấn) Ta có bảng tính cân bằng dọc tàu theo bảng sau: 69 Bảng 3.6. Bảng tính cân bằng dọc tàu trên nước tĩnh LẦ 1 STT sườn lý thuyết Hệ số tay đòn Diện tích sườn (m2) (2) x (3) (1) (2) (3) (4) 0 -10 0 0 1 -9 0 0 2 -8 0.34 -2.72 3 -7 2.58 -18.06 4 -6 4 -24 5 -5 4.98 -24.9 6 -4 5.34 -21.36 7 -3 5.38 -16.14 8 -2 5.46 -10.92 9 -1 5.46 -5.46 10 0 5.56 0 11 1 5.54 5.54 12 2 5.18 10.36 13 3 5.16 15.48 14 4 4.94 19.76 15 5 4.58 22.9 16 6 4.06 24.36 17 7 3.1 21.7 18 8 1.86 14.88 19 9 0.9 8.1 20 10 0 0 Tổng Σ(3) = 74.42 Σ(4) = 19.52 D1 = γ.∆L.Σ(3) = 68,65 (tấn) XC1 = oyM L ω ∆ ∑ = (4) (3) L∆ ∑ ∑ = 0,236(m) Kiểm tra điều kiện: 64,48 68,65 0,44% (0,1 0,5)% 64,48 0,129 0,236 0,05% (0,01 0,05)% 18 i G C D D D X X L  − − = = ∈ ÷   − − = = ∈ ÷ Thoả mãn điều kiện cân bằng dọc tàu trong lần tính thứ nhất. 70 Vậy tàu thiết kế đảm bảo cân bằng dọc trên nước tĩnh.  Xác định lực nổi, lực cắt và mo ment uốn tàu trên nước tĩnh. N ội lực xuất hiện trong các khoảng sườn, lực cắt và moment uốn được xác định trong bảng tính sau với các giá trị tính theo các công thức sau. [ ] [ ] ∫ ∫ ∫ = ++++ ∆ == ++++ ∆ == − − L nn L L nn dxxxM qqqq L dxxqx L dxxxb 0 )()1()1()0( 0 0 110 )()( 2...2 2 )()( 2...2 2 )()( ωωωωγωγ (3 - 14) Hiệu chỉnh: 20 20 )( 20 )( )( 20 )( M i iM  i i −=∆ −=∆ Trong đó: (N )20, (M)20: giá trị lực cắt và moment uốn trên nước tĩnh tính tại vị trí sườn 20 ∆N (i), ∆M(i): độ hiệu chỉnh lực cắt và mômen ở sườn thứ i. Bảng tính lực nổi, lực cắt và momen uốn của tàu trên nước tĩnh ( bảng 3.7) 71 Bảng 3.7. Bảng tính lực cắt, momen uốn tàu nằm trên nước tĩnh. 72 Từ bảng tính trên ta có biểu đồ phân bố lực nổi, phân bố tải trọng, lực cắt và moment uốn tàu trên nước tĩnh như sau: Biểu đồ phân bố trọng lượng theo khoảng sườn lý thuyết -2.74-2.86-2.83-2.78-2.82 -3.49 -3.22 -2.71 -2.46 -3.50 -3.77 -4.43 -3.81 -4.42-4.46 -3.85-3.77 -2.97 -2.25 -1.34 -5.00 -4.50 -4.00 -3.50 -3.00 -2.50 -2.00 -1.50 -1.00 -0.50 0.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Biểu đồ phân bố lực nổi trên nước tĩnh theo khoảng sườn 0.00 0.16 1.35 3.04 4.14 4.76 4.94 5.00 5.04 5.08 5.12 4.94 4.77 4.66 4.39 3.99 3.30 2.29 1.27 0.42 0.00 1.00 2.00 3.00 4.00 5.00 6.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Biểu đồ phân bố trọng tải trên nước tĩnh theo khoảng sườn 2.74 2.70 1.48 -0.26 -1.32-1.27 -1.72 -2.29 -2.57 -1.59-1.35 -0.51 -0.96 -0.24 0.07 -0.13 0.46 0.68 0.98 0.93 -3.00 -2.00 -1.00 0.00 1.00 2.00 3.00 4.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 73 Biểu đồ lực cắt tàu trên nước tĩnh 1.44 4.10 6.19 6.95 6.45 5.49 4.36 2.76 0.78 -0.88 -2.00 -2.63 -3.08 -3.42-3.28 -3.10 -2.74 -2.02 -1.07 0.00 -4.00 -2.00 0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Biểu đồ Moment trên nước tĩnh 3.97 11.63 23.62 38.04 52.30 64.69 74.57 81.30 84.0482.71 78.19 71.51 63.33 53.94 43.93 33.83 23.84 14.52 6.46 0.000.00 10.00 20.00 30.00 40.00 50.00 60.00 70.00 80.00 90.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Hình 3.10. Biểu đồ phân bố trọng lượng, lực nổi, tải trọng, lực cắt và moment uốn tàu trên nước tĩnh. 74 2. Trường hợp tàu nổi trên sóng. Khi tàu nổi trên sóng, mặt nước quanh tàu không còn cùng một mặt phẳng mà là mặt cong hình dáng. Do đó phân bố lực nổi theo chiều dọc tàu cũng thay đổi đồng thời gây tải trọng phụ biến đổi tĩnh dẫn đến sự xuất hiện lực cắt và momen uốn trên sóng. Xét về phương diện độ bền dọc ta nhận thấy hai vị trí nguy hiểm nhất khi tàu nổi trên sóng là khi mặt cắt của tàu nằm trên đỉnh sóng, hoặc tàu nằm trên đáy sóng. N ếu tàu nằm trên đỉnh sóng lực nổi trên đoạn giữa tàu tăng lên và sau đó giảm dần về hai đầu nên thân tàu sẽ bị bẻ cong lên. N gược lại, nếu tàu nằm trên đáy sóng lực nổi ở giữa nhỏ và tăng dần về hai đầu nên thân tàu sẽ bị uốn cong theo hướng ngược lại (uốn cong xuống) thể hiện như hình vẽ Trường hợp tàu nằm trên sóng ta có các giả thiết sau: + Thân tàu có chiều dài L đặt trên mặt sóng nghĩa là tàu đang chạy cùng hướng với sóng hai chiều và có vận tốc bằng vận tốc sóng. Khi đó vận tốc tương đối giữa vỏ tàu và sóng bằng 0 nên một cách gần đúng có thể bỏ qua lực cản nước và lực quán tính trong khi tính. λ = LTK a) Tàu nằm trên đỉnh sóng λ = LTK b) Tàu nằm trên đáy sóng Hình 3.11. Các vị trí nguy hiểm nhất của tàu trên sóng 75 + Thực tế cho thấy, khi đặt tàu nằm trên sóng có chiều dài λ bằng đúng với chiều dài tàu L thì moment uốn và lực cắt sinh ra sẽ lớn hơn so với khi đặt trên sóng có chiều dài nhỏ hơn. Do đó thường chỉ phân tích độ bền chung đối với các sóng có chiều dài bằng chiều dài tàu, còn đối với tàu quá lớn không thể áp đặt sóng có chiều dài không có trong thực tế thì sẽ chọn sóng có chiều dài thường hay gặp để tính. + Để đơn giản trong tính toán thường xem sóng biển là sóng điều hoà hình sin hay cos chỉ có dạng hai chiều thể hiện như hình vẽ. Hình 3.12. Biên dạng sóng điều hòa hình sin Phương trình sóng điều hoà hình sin được viết như sau: x h y . 2 cos. 2 λ π ξ == σ: là tần số góc của sóng: λ π τ π σ C22 == C : tốc độ truyền sóng bằng tốc độ tàu (m/s) λ: Chiều dài bước sóng; λ = LTK = 18 (m) ξ: tung độ profin sóng tại điểm có hoành độ x h: chiều cao sóng được xác định theo công thức:          ≥−= <≤−+= <−+= mkhimh mmkhimh mkhimh 120)( 20 12060)(2 30 60)(1 20 λ λ λ λ λ λ λ h x y h: Chiều cao sóng λ: bước sóng 76 Vì tàu có chiều dài λ < 60 m nên ta chọn: 1( ) 20 h m λ = + ⇒ h = 1,9 (m) và 2 0,349 π λ = π λ .2 =R = 2,865 (m) là bán kính của đường tròn lăn. 2 h r = = 0,95(m) là khoảng cách từ điểm A đến tâm đường tròn lăn. Bảng tính vẽ profin sóng: Bảng 3.8. Giá trị tung độ tương đối của sóng Troxoide theo chiều dài tàu Sườn lý thuyết Trạng thái tàu 10 9 ; 11 8 ; 12 7 ; 13 6 ; 14 Trên đỉnh sóng ξ/r 1.0 0.963 0.845 0.667 0.441 Trên đáy sóng ξ/r -1.0 -0.932 -0.742 -0.470 -0.158 Sườn lý thuyết Trạng thái tàu 5 ; 15 4 ; 16 3 ; 17 2 ; 8 1 ; 19 0 ; 20 Trên đỉnh sóng ξ/r 0.154 -0.158 -0.147 -0.742 -0.932 -1 Trên đáy sóng ξ/r 0.154 -0.441 0.667 0.845 0.963 1 (Theo Sổ tay kỹ thuật đóng tàu thủy, tập 2, N hà Xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, trang 20) Cách xác định profin sóng như hình vẽ sau: Hình 3.13. Đồ thị sóng tính toán dạng Troxoide ϕ ξ R r λ=Ltk A 77  Phân bố lực nổi tác dụng lên tàu đang nằm trên sóng. bs(x) = bt(x) + ∆b(x) Với: bs(x): là lực nổi tàu trên sóng. bt(x): là lực nổi tàu trên nước tĩnh. ∆b(x): là lực nổi bổ sung của tàu trên sóng, có giá trị dương khi mặt sóng cao hơn mặt nước tĩnh và âm khi mặt sóng nằm dưới mặt nước tĩnh và được xác định theo công thức: ∆b(x) = bs(x) - bt(x) =γ.∆ω(x); ∆ω(x) là độ thay đổi diện tích mặt cắt ngang thân tàu khi mức nước của sóng dâng lên hay hạ xuống so với mực nước tĩnh ban đầu. ∆ω(x) = ωs(x) - ωt(x) ωt(x): diện tích mặt cắt ngang tàu trên nước tĩnh ωs(x): diện tích mặt cắt ngang tàu trên sóng  Cân bằng dọc tàu trên sóng: Sau khi xây dựng được profin sóng ta tiến hành cân bằng dọc tàu trên sóng. Đặt profin sóng vừa vẽ lên đồ thị BonGien sao cho trục của sóng trùng với đường nước thiết kế sau đó dựa trên cơ sở điều kiện nổi trên mặt sóng tàu vẫn nằm ở vị trí cân bằng tĩnh nên phần diện tích phía trên và phía dưới trục so sánh của đường cong phân bố lực nổi và hoành độ trọng tâm tương ứng của chúng phải bằng nhau để tiến hành cân bằng dọc tàu bằng cách hiệu chỉnh profin sóng trên đồ thị BonGien để đạt được điều kiện trên. 78 Hình 3.14. Tàu nằm trên đỉnh sóng Sau khi tìm được vị trí thực của tàu trên sóng, từ đồ thi BonGien xác định được diện tích các mặt cắt ngang trên các khoảng sườn như sau:  Trường hợp tàu nằm trên đỉnh sóng: ω0 = 0 (m 2) ω1 = 0 (m 2) ω2 = 0 (m 2) ω3 = 0 (m 2) ω4 = 1,28 (m 2) ω5 = 3,6 (m 2) ω6 = 5,46 (m 2) ω7 = 6,96 (m 2) ω8 = 8,14 (m 2) ω9 = 8,92 (m 2) ω10 = 9,12 (m 2) ω11 = 8,94 (m 2) ω12 = 7,72 (m 2) ω13 = 6,34 (m 2) ω14 = 4,68 (m 2) ω15 = 2,92 (m 2) ω16 = 1,44 (m 2) ω17 = 0 (m 2) ω18 = 0 (m 2) ω19 = 0 (m 2) ω20 = 0 (m 2) Lượng chiếm nước khi tàu nằm trên đỉnh sóng : D = γ.V (tấn) Với: / 2 30 0/ 2 67,9( ) 2 L n n i iL V dx L m ω ω ω ω =−  +  = = ∆ − =      ∑∫ ⇒ D = γ.V = 1,025 . 67,9 = 69,5 (tấn) Xác định nội lực khi tàu nổi trên đỉnh sóng được trình bày ở bảng tính moment, lực cắt phụ sau: 79 Bảng 3.9. Bảng tính moment uốn và lực cắt phụ trên đỉnh sóng. STT Sườn lý thuyết Diện tích mặt sườn trên đỉnh sóng ωs(m2) Diện tích mặt sườn trên nước tĩnh ωt(m2) Hiệu 2 diện tích ωs=ωt (2) -(3) Tổng từng cặp ωsi+ωsi+1 Lực nổi trên sóng ∆b(x) =(5)∆L/2 (tấn) Tổng tích phân Σ(6) (m2) Tổng tích phân Σ(7) Lực cắt ∆N (x)= (7).∆L/2 (tấn) Hiệu chỉnh lực cắt N (20)i/20 (tấn) Lực cắt trên sóng N (x)= (9)-(10) (tấn) Moment trên sóng ∆M(x)= (8).∆L/2 (tấn.m) Hiệu chỉnh moment M(20)i/20 Moment trên sóng M(x) = (12)-(13) Khảng sườn lý thuyết (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) (13) (14) (15) 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0.06 0.06 0.00 3.16 3.2 0-1 2 0.34 0 -0.34 -0.34 -0.16 -0.16 -0.16 -0.07 0.11 0.18 -0.07 6.33 6.4 1-2 3 2.58 0 -2.58 -2.92 -1.35 -1.66 -1.97 -0.75 0.17 0.91 -0.89 9.49 10.4 2-3 4 4 1.28 -2.72 -5.3 -2.44 -5.45 -9.09 -2.45 0.22 2.67 -4.09 12.65 16.7 3-4 5 4.98 3.6 -1.38 -4.1 -1.89 -9.79 -24.33 -4.40 0.28 4.68 -10.95 15.82 26.8 4-5 6 5.34 5.46 0.12 -1.26 -0.58 -12.26 -46.37 -5.52 0.33 5.85 -20.87 18.98 39.8 5-6 7 5.38 6.96 1.58 1.7 0.78 -12.06 -70.69 -5.43 0.39 5.81 -31.81 22.14 54.0 6-7 8 5.46 8.14 2.68 4.26 1.96 -9.31 -92.06 -4.19 0.44 4.63 -41.43 25.30 66.7 7-8 9 5.46 8.92 3.46 6.14 2.83 -4.51 -105.88 -2.03 0.50 2.52 -47.64 28.47 76.1 8-9 10 5.56 9.12 3.56 7.02 3.24 1.56 -108.83 0.70 0.55 -0.15 -48.97 31.63 80.6 9-10 11 5.54 8.94 3.4 6.96 3.21 8.01 -99.26 3.60 0.61 -3.00 -44.67 34.79 79.5 10-11 12 5.18 7.72 2.54 5.94 2.74 13.96 -77.30 6.28 0.66 -5.62 -34.78 37.96 72.7 11-12 13 5.16 6.34 1.18 3.72 1.72 18.41 -44.93 8.29 0.72 -7.57 -20.22 41.12 61.3 12-13 14 4.94 4.68 -0.26 0.92 0.42 20.55 -5.96 9.25 0.77 -8.48 -2.68 44.28 47.0 13-14 15 4.58 2.92 -1.66 -1.92 -0.89 20.09 34.69 9.04 0.83 -8.22 15.61 47.45 31.8 14-15 16 4.06 1.44 -2.62 -4.28 -1.97 17.23 72.01 7.75 0.88 -6.87 32.40 50.61 18.2 15-16 17 3.1 0 -3.1 -5.72 -2.64 12.62 101.86 5.68 0.94 -4.74 45.84 53.77 7.9 16-17 18 1.86 0 -1.86 -4.96 -2.29 7.69 122.18 3.46 0.99 -2.47 54.98 56.93 2.0 17-18 19 0.9 0 -0.9 -2.76 -1.27 4.13 134.00 1.86 1.05 -0.81 60.30 60.10 -0.2 18-19 20 0 0 0 -0.9 -0.42 2.44 140.58 1.10 1.10 0.00 63.26 63.26 0.0 19-20 80 Biểu đồ lực nổi, lực cắt và moment uốn trên đỉnh sóng được thể hiện như sau: Biểu đồ phân bố lực nổi trên đỉnh sóng 0 -0.16 -1.35 -2.44 -1.89 -0.58 0.78 1.96 2.83 3.24 3.21 2.74 1.72 0.42 -0.89 -1.97 -2.64 -2.29 -1.27 -0.42 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Biểu đồ lực cắt phụ trên đỉnh sóng 0.06 0.18 0.91 2.67 4.68 5.85 5.81 4.63 2.52 -0.15 -3.00 -5.62 -7.57 -8.48-8.22 -6.87 -4.74 -2.47 -0.81 0.00 -10.00 -8.00 -6.00 -4.00 -2.00 0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Biểu đồ moment uốn phụ trên đỉnh sóng 3.2 6.4 10.4 16.7 26.8 39.8 54.0 66.7 76.1 80.6 79.5 72.7 61.3 47.0 31.8 18.2 7.9 2.0 -0.2 0.0 -10.0 0.0 10.0 20.0 30.0 40.0 50.0 60.0 70.0 80.0 90.0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Hình 3.15. Biểu đồ lực nổi, lực cắt và moment uốn tàu trên đỉnh sóng 81  Trường hợp tàu nằm trên đáy sóng: Hình 3.16. Tàu nằm trên đáy sóng Diện tích mặt cắt ngang trên đáy sóng được xác định trên đồ thị BonGien có giá trị như sau: ω0 = 1,75 (m 2) ω7 = 3,13 (m 2) ω14 = 3,83 (m 2) ω1 = 3,65 (m 2) ω8 = 2,05 (m 2) ω15 = 4,93 (m 2) ω2 = 5,25 (m 2) ω9 = 1,39 (m 2) ω16 = 5,75 (m 2) ω3 = 6,45 (m 2) ω10 = 1,17 (m 2) ω17 = 5,71 (m 2) ω4 = 6,49 (m 2) ω11 = 1,39 (m 2) ω18 = 4,57 (m 2) ω5 = 5,95 (m 2) ω12 = 1,87 (m 2) ω19 = 2,67 (m 2) ω6 = 4,65 (m 2) ω13 = 2,75 (m 2) ω20 = 0 (m 2) Lượng chiếm nước khi tàu nằm trên đáy sóng : D = γ.V (tấn) Với: / 2 30 0/ 2 67,07( ) 2 L n n i iL V dx L m ω ω ω ω =−  +  = = ∆ − =      ∑∫ ⇒ D = γ.V = 1,025 . 67,07 = 68,75 (tấn) Xác định nội lực khi tàu nổi trên đáy sóng được trình bày ở bảng tính moment, lực cắt phụ sau: 82 Bảng 3.10. Bảng tính moment uốn và lực cắt phụ trên đáy sóng. STT Sườn lý thuyết Diện tích mặt sườn trên đáy sóng ωs(m 2) Diện tích mặt sườn trên nước tĩnh ωt(m 2) Hiệu 2 diện tích ωs=ωt (2) -(3) (m2) Tổng từng cặp ωsi+ωsi+1 Lực nổi trên sóng ∆b(x) =(5)∆L/2 (tấn) Tổng tích phân Σ(6) (m2) Tổng tích phân Σ(7) Lực cắt ∆N (x)= (7).∆L/2 (tấn) Hiệu chỉnh lực cắt N (20)i/20 (tấn) Lực cắt trên sóng N (x)= (9)-(10) (tấn) Moment trên sóng ∆M(x)= (8).∆L/2 (tấn.m) Hiệu chỉnh moment M(20)i/20 Moment trên sóng M(x) = (12)-(13) Khảng sườn lý thuyết (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) (13) (14) (15) 0 0 1.75 1.75 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 3.65 3.65 5.4 2.49 2.49 2.49 1.12 -0.01 -1.13 1.12 5.21 4.1 0-1 2 0.34 5.25 4.91 8.56 3.95 8.93 13.91 4.02 -0.03 -4.05 6.26 10.43 4.2 1-2 3 2.58 6.45 3.87 8.78 4.05 16.93 39.77 7.62 -0.04 -7.66 17.90 15.64 -2.3 2-3 4 4 6.49 2.49 6.36 2.93 23.91 80.61 10.76 -0.06 -10.82 36.27 20.86 -15.4 3-4 5 4.98 5.95 0.97 3.46 1.60 28.44 132.96 12.80 -0.07 -12.87 59.83 26.07 -33.8 4-5 6 5.34 4.65 -0.69 0.28 0.13 30.17 191.57 13.57 -0.08 -13.66 86.20 31.29 -54.9 5-6 7 5.38 3.13 -2.25 -2.94 -1.36 28.94 250.67 13.02 -0.10 -13.12 112.80 36.50 -76.3 6-7 8 5.46 2.05 -3.41 -5.66 -2.61 24.97 304.58 11.24 -0.11 -11.35 137.06 41.72 -95.3 7-8 9 5.46 1.39 -4.07 -7.48 -3.45 18.91 348.47 8.51 -0.13 -8.64 156.81 46.93 -109.9 8-9 10 5.56 1.17 -4.39 -8.46 -3.90 11.56 378.94 5.20 -0.14 -5.34 170.52 52.15 -118.4 9-10 11 5.54 1.39 -4.15 -8.54 -3.94 3.72 394.21 1.67 -0.15 -1.83 177.40 57.36 -120.0 10-11 12 5.18 1.87 -3.31 -7.46 -3.44 -3.66 394.27 -1.65 -0.17 1.48 177.42 62.58 -114.8 11-12 13 5.16 2.75 -2.41 -5.72 -2.64 -9.74 380.86 -4.38 -0.18 4.20 171.39 67.79 -103.6 12-13 14 4.94 3.83 -1.11 -3.52 -1.62 -14.00 357.12 -6.30 -0.20 6.11 160.70 73.01 -87.7 13-14 15 4.58 4.93 0.35 -0.76 -0.35 -15.98 327.14 -7.19 -0.21 6.98 147.21 78.22 -69.0 14-15 16 4.06 5.75 1.69 2.04 0.94 -15.39 295.77 -6.92 -0.22 6.70 133.10 83.44 -49.7 15-16 17 3.1 5.71 2.61 4.3 1.98 -12.46 267.92 -5.61 -0.24 5.37 120.56 88.65 -31.9 16-17 18 1.86 4.57 2.71 5.32 2.45 -8.03 247.43 -3.61 -0.25 3.36 111.34 93.87 -17.5 17-18 19 0.9 2.67 1.77 4.48 2.07 -3.51 235.90 -1.58 -0.27 1.31 106.16 99.08 -7.1 18-19 20 0 0 0 1.77 0.82 -0.62 231.77 -0.28 -0.28 0.00 104.30 104.30 0.0 19-20 83 Biểu đồ lực nổi, lực cắt và moment uốn trên đáy sóng được thể hiện như sau: Biểu đồ phân bố lực nổi trên đáy sóng 2.49 3.95 4.05 2.93 1.60 0.13 -1.36 -2.61 -3.45 -3.90-3.94 -3.44 -2.64 -1.62 -0.35 0.94 1.98 2.45 2.07 0.82 -5.00 -4.00 -3.00 -2.00 -1.00 0.00 1.00 2.00 3.00 4.00 5.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Biểu đồ lực cắt phụ trên đáy sóng -1.13 -4.05 -7.66 -10.82 -12.87 -13.66-13.12 -11.35 -8.64 -5.34 -1.83 1.48 4.20 6.11 6.98 6.70 5.37 3.36 1.31 0.00 -15.00 -10.00 -5.00 0.00 5.00 10.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Biểu đồ moment uốn phụ trên đáy sóng 4.1 4.2 -2.3 -15.4 -33.8 -54.9 -76.3 -95.3 -109.9 -118.4-120.0 -114.8 -103.6 -87.7 -69.0 -49.7 -31.9 -17.5 -7.1 0.0 -140.0 -120.0 -100.0 -80.0 -60.0 -40.0 -20.0 0.0 20.0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Hình 3.17. Biểu đồ lực nổi, lực cắt và moment uốn tàu trên đáy sóng 84 3.4.1.3. Xác định lực cắt và moment uốn chung của tàu. 1. Xác định moment uốn chung và lực cắt tổng hợp của tàu. Do ngoại lực tác dụng theo chiều dài tàu phân bố theo các quy luật khác nhau nên dẫn đến xuất hiện các lực cắt và moment uốn gây ra sự uốn chung thân tàu. Giá trị lực cắt N (x) và M(x) xuất hiện ở mặt cắt ngang có hoành độ x được xác định theo công thức: ∫ ∫ = = x x dxxxM dxxqx 0 0 )()( )()( 85 Lưc cắt N (x) Moment M(x) Trên đỉnh sóng Trên đáy sóng Trên đỉnh sóng Trên đáy sóng STT Sườn lý thuyết Trên nước tĩnh Lực cắt Tổng cộng Lực cắt Tổng cộng Trên nước tĩnh Moment Tổng cộng Moment Tổng cộng (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 1.44 0.06 1.50 -1.13 0.31 3.97 3.16 7.14 4.09 8.07 2 4.10 0.18 4.28 -4.05 0.05 11.63 6.40 18.03 4.17 15.80 3 6.19 0.91 7.10 -7.66 -1.47 23.62 10.38 33.99 -2.25 21.37 4 6.95 2.67 9.62 -10.82 -3.87 38.04 16.74 54.78 -15.41 22.62 5 6.45 4.68 11.13 -12.87 -6.42 52.30 26.76 79.06 -33.76 18.54 6 5.49 5.85 11.34 -13.66 -8.16 64.69 39.85 104.54 -54.92 9.77 7 4.36 5.81 10.17 -13.12 -8.76 74.57 53.95 128.52 -76.30 -1.73 8 2.76 4.63 7.39 -11.35 -8.59 81.30 66.73 148.03 -95.34 -14.04 9 0.78 2.52 3.31 -8.64 -7.86 84.04 76.11 160.15 -109.88 -25.84 10 -0.88 -0.15 -1.04 -5.34 -6.23 82.71 80.60 163.32 -118.37 -35.66 11 -2.00 -3.00 -5.00 -1.83 -3.82 78.19 79.46 157.66 -120.03 -41.84 12 -2.63 -5.62 -8.25 1.48 -1.15 71.51 72.74 144.25 -114.84 -43.33 13 -3.08 -7.57 -10.65 4.20 1.12 63.33 61.34 124.66 -103.59 -40.27 14 -3.42 -8.48 -11.89 6.11 2.69 53.94 46.96 100.90 -87.69 -33.76 15 -3.28 -8.22 -11.50 6.98 3.70 43.93 31.84 75.77 -68.99 -25.05 16 -3.10 -6.87 -9.97 6.70 3.60 33.83 18.20 52.03 -49.66 -15.83 17 -2.74 -4.74 -7.49 5.37 2.63 23.84 7.93 31.78 -31.91 -8.07 18 -2.02 -2.47 -4.49 3.36 1.34 14.52 1.96 16.48 -17.48 -2.96 19 -1.07 -0.81 -1.88 1.31 0.25 6.46 -0.20 6.26 -7.07 -0.61 20 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Bảng 3.11. Bảng tính tổng hợp lưc cắt E(x) và moment uốn M(x) 86 Từ bảng tính ta có biểu đồ lưc cắt và moment uốn tổng hợp trên đỉnh sóng như sau: Biểu đồ tổng hợp lực cắt trên đỉnh sóng 1.50 4.28 7.10 9.62 11.1311.34 10.17 7.39 3.31 -1.04 -5.00 -8.25 -10.65 -11.89-11.50 -9.97 -7.49 -4.49 -1.88 0 -15.00 -10.00 -5.00 0.00 5.00 10.00 15.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Biểu đồ tổng hợp moment trên đỉnh sóng 7.14 18.03 33.99 54.78 79.06 104.54 128.52 148.03 160.15163.32157.66 144.25 124.66 100.90 75.77 52.03 31.78 16.48 6.26 00.00 20.00 40.00 60.00 80.00 100.00 120.00 140.00 160.00 180.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Hình 3.18. Biểu đồ tổng hơp lực cắt và moment uốn trên đỉnh sóng 87 Tương tự ta có biểu đồ tổng hợp lưc cắt và moment uốn trên đáy sóng như sau: Biểu đồ tổng hợp lực cắt trên đáy sóng 0.31 0.05 -1.47 -3.87 -6.42 -8.16 -8.76-8.59 -7.86 -6.23 -3.82 -1.15 1.12 2.69 3.70 3.60 2.63 1.34 0.25 0 -10.00 -8.00 -6.00 -4.00 -2.00 0.00 2.00 4.00 6.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Biểu đồ tổng hợp moment trên đáy sóng 8.07 15.80 21.3722.62 18.54 9.77 -1.73 -14.04 -25.84 -35.66 -41.84-43.33 -40.27 -33.76 -25.05 -15.83 -8.07 -2.96 -0.610 -50.00 -40.00 -30.00 -20.00 -10.00 0.00 10.00 20.00 30.00 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Hình 3.19. Biểu đồ tổng hợp lực cắt và moment uốn trên đáy sóng 88 Từ các bảng tính trên ta xác đinh được giá tri lực cắt và momen uốn lớn nhất theo bảng sau: Bảng 3.12. Giá tri lực cắt và momen uốn lớn nhất Trên nước tĩnh Trên đỉnh sóng Trên đáy sóng Tổng trên đỉnh Tổng trên đáy N (x) (tấn) 6,95 -8,48 -13,66 -11,89 -8,76 M(x) (tấn.m) 84,04 80,60 -120,3 163,32 -43,33 3.4.1.4. Xác định ứng suất uốn chung trong kết cấu thân tàu. 1. Xác định ứng suất pháp xuất hiện khi uốn chung thân tàu. Ứng suất pháp xuất hiên trong các kết cấu thân tàu khi uốn có thể xác định theo công thức sau: I ZM i.±=σ Trong đó: M: moment uốn tác dụng trong mặt cắt ngang đang xét (tấn.m). Zi: khoảng cách từ kết cấu dọc đang xét đến trục trung hòa (m). I: Moment quán tính chính của diện tích mặt cắt ngang của các kết cấu dọc đang xét đối với trục nằm ngang (m2.cm2). 2. Xác định ứng suất tiếp xuất hiện khi uốn chung thân tàu. Ứng suất tiếp xuất hiện trong các kết cấu dọc khi uốn chung thân tàu được xác định theo công thức: tI S . . =τ Trong đó: N : lực cắt tác dụng trong mặt cắt ngang đang xét (tấn). S: moment tĩnh tiết diện mặt cắt ngang của các kết cấu dọc nằm về một phía của điểm xác định ứng suất đối với trục trung hòa (m.cm2). I: moment quán tính của mặt cắt ngang so với trục trung hòa (m2.cm2). t: tổng chiều dày của các kết cấu đang xét (cm). 89 Từ các công thức trên ta nhận xét muốn tính ứng suất pháp và tiếp thì phải tính được moment quán tính chính I của mặt cắt ngang. Moment quán tính chính I chỉ phụ thuộc vào diện tích và khoảng cách tính từ trọng tâm của kết cấu đang xét đến trục trung hòa nên giá trị của moment quán tính I sẽ không thay đổi nếu chúng ta di chuyển các kết cấu về mặt cắt dọc giữa tàu, đồng thời giữ nguyên cao độ và diện tích mặt kết cấu. Lúc này kết cấu thân tàu sẽ giống như dầm ghép từ nhiều kết cấu khác nhau goi là dầm tương đương. 3. Phương pháp tính toán dầm tương đương. Dầm tương đương là dầm ghép các kết cấu tương ứng với kết cấu thân tàu, đồng thời giá trị moment quán tính chính I của mặt cắt ngang của dầm phải bằng giá trị moment quán tính chính của mặt cắt ngang thân tàu tương ứng. Về lý thuyết mặt cắt ngang dầm tương đương sẽ xác định được trong trường hợp diện tích mặt cắt ngang của tất cả các kết cấu dọc tham gia đảm bảo sức bền dọc chung của thân tàu đều tập trung tại mặt cắt dọc giữa tàu và phân bố không đổi theo chiều cao. Trong tính toán nhận thấy việc vẽ các mặt ngang trong thực tế là không cần thiết, mặt khác do tính chất đối xứng của các mặt cắt ngang nên trong thực tế thường chỉ vẽ một nữa mặt cắt ngang để mô tả mặt cắt ngang tính toán của thân tàu. Hình 3.20. Mặt cắt ngang thân tàu và dầm tương đương 90 Theo quy phạm, sức bền của dầm tương đương tại mặt cắt ngang đang tính bao gồm tất cả các kết dọc của tàu có chiều dài lớn hơn chiều cao mạn, kể cả các kiến trúc thượng tầng và các buồng có chiều dài lớn hơn 0,15L hoặc 6 lần chiều cao thượng tầng. Riêng khu vực lỗ khoét trong kết cấu dọc sẽ được tính theo phương pháp riêng. Quá trình tính các yếu tố mặt cắt ngang dầm tương đương được trình bày theo bảng 3.13, trong đó để dễ tính toán thường đưa tất cả các kết cấu dọc nằm trên cùng một khoảng cách đến trục trung hòa vào một nhóm nhưng không nên đưa vào một nhóm các tấm có chiều dày khác nhau hoặc các tấmvà xà dọc mà sự tham gia vào uốn chung của chúng là khác nhau. Quá trình tính toán moment quán tính chính I đối với trục trung hòa của mặt cắt ngang dầm tương với kết cấu thân tàu thực hiện như sau: Từ điều kiện moment tĩnh của mặt cắt ngang kết cấu thân tàu đối với trục trung hòa bằng 0 ta có. ∑ ∑ ∑ ∑ = = = = =⇒ =− n i i n i ii n i n i iii F ZF Z FZZF 1 1 0 1 1 0 . 0.. Với giả thiết mặt cắt ngang tàu đối xứng qua trục OZ ta có:       −+=      −+= ∑ ∑∑∑ ∑∑ = === == n i n i iii n i i n i n i iii n i i FZZFIZFZFII 1 1 2 0 2 1 0 1 1 2 0 2 1 0 .2..2 Trong đó: Z0: khoảng cách giữa trục so sánh và truc trung hòa. Zi: khoảng cách từ trọng tâm kết cấu i đến trục so sánh. Fi: Diện tích mặt cắt ngang của chi tiết thứ i có trong mặt cắt ngang dầm tương đương. I0i: moment quán tính riêng của diện tích mặt cắt ngang kết cấu đang xét. FiZ0 2: moment quán tính chuyển dời từ trục so sánh của kết cấu đang xét đến trục trung hòa. Vị trí trục so sánh không ảnh hưởng đến kết quả tính nên để thuận lợi ta chọn trục so sánh nằm giữa mặt cắt ngang tính toán tốt nhất là gần trục trung hòa dự kiến. 91 Bảng 3.13 Bảng tính dầm tương đương để tính moment quán tính của mặt cắt ngang và ứng suất pháp xuất hiện trong các kết cấu dọc của thân tàu. Tính gần đúng lần thứ nhất Ứng suất pháp trong kết cấu (Mpa) STT Tên các chi tiết kết cấu Kích thước các kết cấu (mm) Diện tích mặt cắt ngang Fi (cm2) Khoảng cách các kết cấu đến trục so sánh Zi (m) Moment tĩnh (m.cm2) (4).(5) Moment quán tính chuyển dời FiZi 2 =(5).(6) (cm2.m2) Moment quán tính riêng của kết cấu I0 (cm2.m2) Khoảng cách từ kết cấu đến trục trung hòa Zl=Zi–Z0 Trên đỉnh sóng Trên đáy sóng (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) 1 1/2Sống chính 280x280 392 -1.39 -544.9 757.383 2.561067 -1.6251028 1.5643 0.415 2 Thanh dọc đáy 60x200 120 -1.22 -146.4 178.608 0.036 -1.4551028 1.4007 0.3716 3 3 TD hông 60x200 360 -0.82 -295.2 242.064 0.036 -1.0551028 1.0156 0.2695 4 Thanh đỡ đầu XN B 170x80 136 1.165 158.44 184.583 0.327533 0.92989725 0.8951 0.2375 5 TD boong 80x200 160 1.21 193.6 234.256 0.085333 0.97489725 0.9384 0.249 6 Ván sát ky 60x350 210 -1.25 -262.5 328.125 0.063 -1.4851028 1.4296 0.3793 7 Ván đáy 45x2000 900 -1.25 -1125 1406.25 0.151875 -1.4851028 1.4296 0.3793 8 Ván hông 60x750 450 -0.9 -405 364.5 0.135 -1.1351028 1.0926 0.2899 9 Ván mạn1 750x45 337.5 -0.375 -126.6 47.4609 15.82031 -0.6101028 0.5873 0.1558 10 Ván mạn 2 1250x45 562.5 0.625 351.56 219.727 73.24219 0.38989725 0.3753 0.0996 11 Ván mạn 3 200x45 90 1.35 121.5 164.025 0.3 1.11489725 1.0732 0.2847 12 Ván boong 45x3000 1350 1.25 1687.5 2109.38 0.227813 1.01489725 0.9769 0.2592 13 Bổ viền dưới 200x60 1220 1.15 1403 1613.45 0.8788 0.91489725 0.8807 0.2336 14 Bổ viền trên 250x60 150 1.575 236.25 372.094 0.78125 1.33989725 1.2898 0.3422 15 Bổ chụp 60x300 180 1.72 309.6 532.512 0.054 1.48489725 1.4294 0.3792 Tổng A=SFi 6618 B=SFiZi 1555.91 C =SFiZi 2 + SI0 8849.112221 92 Trong quá trình tính toán ta có các thông số sau: - Khoảng cách Z0 giữa trục trung hòa và trục so sánh. 0 1555,91 0,235( ) 6618 B Z m A = = = - Moment quán tính chính của tất cả các mặt cắt ngang của dầm tương đương đối với trục trung hòa. ( ) 2 2 2 2 2 0 (1555,91) 2 . 2( ) 2 8849,1 16966,63( ) 6618 B I C AZ C m cm A   = − = − = − =    Ta có thể viết công thức tính σ dưới dạng: W M Z I M i ==σ Trong đó: iZ I W = là mođun chống uốn của mặt cắt ngang. Giá trị W nhỏ nhất khi Zi lớn nhất, nghĩa là xa trục trung hòa nhất. Tại những vị trí đó ứng suất đạt giá trị lớn nhất. Từ trên ta suy ra hai vị trí W đạt giá trị nhỏ nhất của boong và đáy. - Mođun chống uốn của mặt cắt ngang so với điểm xa nhất của mặt boong là: Wb 216966,63 16717,53( ) 1,015b I mcm Z = = = Trong đó: Zb = 1,.15 (m) là khoảng cách từ trục trung hòa đến điểm xa nhất của mặt boong (m). - Mođun chống uốn của mặt cắt ngang so với điểm xa nhất ở đáy: Wd 216966,63 10440,3( ) 1,625d I mcm Z = = = Trong đó: Zd =1,625(m) là khoảng cách từ trục trung hòa đến điểm xa nhất của đáy (m). Giá trị của ứng suất pháp được xác định trong bảng trên. Đối với gỗ đóng tàu thường dùng có ứng suất giới hạn là [ ] [ ]0,8 0,8 77 61,5( )gh u MPaσ σ= × = × = . Từ kết quả tính ta thấy ứng suất lớn nhất sinh ra trong thân tàu nhỏ hơn ứng suất cho phép của vật liệu cấu tạo thân tàu. N hư vậy tàu đảm bảo độ bền dọc chung theo điều kiện ứng suất pháp lớn nhất. Tính ứng suất tiếp ta có thể tính theo bảng sau: 93 Bản 3.14 Bảng xác định ứng suất tiếp của kết cấu dọc tại mặt cắt ngang đang xét. Ứng suất tiếp (τ) (MPa) STT Tên các chi tiết kết cấu Kích thước các kết cấu (mm) Diện tích mặt cắt ngang Fi (cm2) Khoảng cách các kết cấu đến trục trung hòa Zo (m) Moment tĩnh F.Z (m.cm2) (4).(5) Tổng tích phân S=Σ(6) Lực cắt N (T) trên đỉnh sóng Lực cắt N (T) trên đáy sóng Chiều dày (cm) Trên đỉnh sóng Trên đáy sóng (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) 1 1/2Sống chính 280x280 392 -1.6251 -637 -637 -11.89 -8.76 94.5 0.472412 0.348051 2 Thanh dọc đáy 60x200 120 -1.4551 -174.6 -1449 -11.89 -8.76 94.5 1.074311 0.095401 3 3 TD hông 60x200 360 -1.0551 -379.8 -2003 -11.89 -8.76 94.5 1.485475 0.207526 4 Thanh đỡ đầu XN B 170x80 136 0.9299 126.4 -2257 -11.89 -8.76 94.5 1.673368 -0.0691 5 TD boong 80x200 160 0.9749 155.9 -1974 -11.89 -8.76 94.5 1.46391 -0.08522 6 Ván sát ky 60x350 210 -1.4851 -311.8 -2130 -11.89 -8.76 94.5 1.579511 0.170393 7 Ván đáy 45x2000 900 -1.4851 -1337 -3778 -11.89 -8.76 94.5 2.801967 0.730256 8 Ván hông 60x750 450 -1.1351 -510.8 -5626 -11.89 -8.76 94.5 4.17194 0.279077 9 Ván mạn1 750x45 337.5 -0.6101 -205.9 -6342 -11.89 -8.76 94.5 4.703428 0.1125 10 Ván mạn 2 1250x45 562.5 0.3898 219.26 -6329 -11.89 -8.76 94.5 4.693526 -0.1198 11 Ván mạn 3 200x45 90 1.1148 100.3 -6010 -11.89 -8.76 94.5 4.456523 -0.05482 12 Ván boong 45x3000 1350 1.01489 1370.1 -4539 -11.89 -8.76 94.5 3.366088 -0.74856 13 Bổ viền dưới 200x60 1220 0.9148 1116.1 -2053 -11.89 -8.76 94.5 1.522418 -0.60977 14 Bổ viền trên 250x60 150 1.3398 200.97 -735.9 -11.89 -8.76 94.5 0.545746 -0.1098 15 Bổ chụp 60x300 180 1.4848 267.3 -267.7 -11.89 -8.76 94.5 0.198516 -0.14602 94 Ứng suất tiếp được tính theo công thức sau: Đỉnh sóng: tI Sd . =τ ; với N d là lực cắt lớn nhất trên sóng. Đáy sóng tI Sds . =τ ; với N ds là lực cắt trên đáy sóng. Giá trị ứng suất tiếp thể hiện trong bảng tính ứng suất tiếp trên. Với ứng suất giới hạn của gỗ đóng tàu là [ ] [ ]0,3 0,3 77 23,1( )ugh MPaτ σ= = × = cho thấy giá trị ứng suất cắt sinh ra khi tàu ở trong trạng thái nguy hiểm nhất nhỏ hơn ứng suất tiếp giới hạn. Vậy kết cấu thân tàu đảm bảo độ bền cắt trên suốt chiều dài tàu và tại vị trí của thân tàu theo điều kiện ứng suất tiếp lớn nhất.  Kiểm tra độ bền chung theo ứng suất pháp tổng: Từ bảng tính ứng suất pháp và tiếp ta có giá trị ứng suất pháp và tiếp lớn nhất như sau: σmax = 1,56 (MPa) τmax = 4,7 (MPa) Kiểm tra điều kiện ứng suất pháp tổng 2 2 2 2 max max3. 1,56 3 4,7Tσ σ τ= + = + × =8,29 (MPa). Với [σ]T = 0,8 . [σ]u = 0,8 . 77 = 61,6 (MPa). Ứng suất sinh ra thỏa điều kiện ứng suất pháp tổng. Vậy thân tàu đảm bảo độ bền chung theo điều kiện ứng suất pháp tổng.  Kiểm tra sức bền chung theo moment giới hạn. Mmax ≤ Mgh Trong đó:Mmax: moment uốn lớn nhất xuất hiện trong mặt cắt ngang thân tàu. Mgh: moment uốn giới hạn đối với kết cấu thân tàu là moment uốn gây ra ứng suất nguy hiểm bằng giới hạn phá hủy của vật liệu trong các kết cấu cách xa trục trung hòa nhất hoặc tại thớ ngoài của mặt cắt ngang đang xét và được xác định theo công thức: Mgh = σgh.Wc Wc: moment chống uốn nhỏ nhất của dầm tương đương tại mặt cắt kiểm tra xuất hiện ứng suất bằng giới hạn phá hủy vật liệu trong các kết cấu cách xa trục 95 trung hòa nhất. Mmax = 163,32 (tấn.m) Mgh = σgh.Wc =61,5.10 -3 .10440,3. =6420,78(tấn.m) Moment uốn lớn nhất xuất hiện trong mặt cắt ngang thân tàu nhỏ hơn moment uốn giới hạn. Vậy thân tàu đảm bảo độ bền chung theo điều kiện moment giới hạn. 3.4.2 hận xét kết cấu tàu qua bài toán sức bền chung. Qua kết quả tính sức bền chung và kiểm tra điều kiện bền ta rút ra kết luận tàu đủ bền trong điều kiện hoạt động nguy hiểm nhất. 3.5. KHÁI QUÁT BÀI TOÁ SỨC BỀ CỤC BỘ CÁC KẾT CẤU THÂ TÀU. Kết cấu thân tàu là tổ hợp bao nhiều loại kết cấu khác nhau như thanh, dầm, các kết cấu dạng tấm, vỏ như tôn đáy, tôn boong, … hầu hết các kết cấu này đều tham gia vào việc đảm bảo độ bền dọc chung thân tàu. Đồng thời, các kết cấu này còn chịu tác dụng các tải trọng ngang như áp lực nước, trọng lượng các tải trọng và các thiết bị … Do đó ngoài biến dạng do uốn chung kết cấu thân tàu còn chịu biến dạng riêng do cục bộ thân tàu gây ra. Vì vậy mục đích của bài toán sức bền cục bộ là xác định giá trị ứng suất và biến dạng riêng xuất hiện trong kết cấu thân tàu khi uốn cục bộ và đảm bảo sao cho các ứng suất và biến dạng gây ra không được lớn hơn giá trị ứng suất và biến dạng cho phép. Bài toán tính sức bền cục bộ của kết cấu thân tàu sẽ dẫn đến việc phân tích các kết cấu chủ yếu như: Khung giàn đáy, khung giàn boong, mạn, … tương ứng với các phương pháp tính sức bền khác nhau, mô hình tính toán của các kết cấu trong các bài toán sức bền cục bộ cũng khác nhau. 3.5.1. Lựa chọn phương pháp tính. Theo phương pháp tính sức bền cổ điển, mô hình toán học của những kết cấu chính là hệ dầm trực giao, dầm phẳng, hệ khung phẳng, còn điều biên có trong mô hình toán học là những liên kết động học phổ biến: ngàm hoặc khớp. 96 Trong mô hình tính này, phương pháp tính áp dụng có hiệu quả nhất là phương pháp tính chuyển vị và dựa trên cơ sở ước định về sự làm việc của từng kết cấu có trong hệ đang xét. Theo phương pháp tính hiện đại: Khi tính sức bền cục bộ của kết cấu thân tàu theo phương pháp phần tử hữu hạn thường sử dụng hai mô hình tính toán là mô hình hệ dầm trực giao và mô hình hệ tấm có sườn gia cường, còn điều kiện biên trong mô hình là các liên kết động học: ngàm cứng, khớp xoay hoặc gối tựa. Riêng các kết cấu vỏ tàu được mô hình hóa bằng các kết cấu tấm phẳng. Việc đánh giá ứng suất và biến dạng được tíên hành dựa trên cơ sở tổ hợp kết quả của bài toán sức bền chung và các bài toán sức bền cục bộ. Rõ ràng với phương pháp tính cổ điển kết quả đánh giá có nhiều hạn chế. Do đó phương pháp tính sức bền cục bộ theo phương pháp phần tử hữu hạn là chính xác hơn. Cùng với đó, việc ứng dụng máy tính để tính sức bền cục bộ một số kết cấu thân tàu theo các mô hình toán học của phương pháp phần tử hữu hạn sẽ cho kết quả tính có độ chính xác và độ tin cậy cao hơn nhiều so với mô hình tính toán theo phương pháp cổ điển. Phương pháp phần tử hữu hạn phân tích độ bền kết cấu trên cơ sở thay thế kết cấu thực bằng mô hình rời rạc. Mô hình tính bao gồm một số hữu hạn các điểm nút, còn ngoại lực tác dụng được đưa về các lực tương đương tác dụng lên điểm nút, kết quả là một trường ứng suất, biến dạng và những điểm nút. 3.5.1.1 Trình tự giải bài toán độ bền kết cấu bằng phương pháp phần tử hữu hạn. 1. Xây dựng mô hình tính toán gồm chọn hệ trục tọa độ, chọn phần tử mẫu và chia các kết cấu ra thành một số hữu hạn các phần tử (thanh, dầm, hai chiều, ba chiều, …). Mỗi phần tử liên kết với một số nút nhất định. 2. Đánh số các phần tử và các nút. 3. Xây dựng ma trận độ cứng kết cấu trong các hệ trục tọa độ. 4. Xác định phương trình của phần tử. [Fe] = [Ke].{qe} (3 – 26) 97 Với [Fe]: Véctơ ứng lực nút tương đương. {qe}: Véctơ chuyển vị phần tử. [Ke]: ma trận độ cứng phần tử. Việc xác định ma trận độ cứng K và véctơ tải trọng phải dựa trên cơ sở giả thiết về quy luật biến thiên của chuyển vị bên trong các phần tử. 5. Xác định phương trình phần tử toàn hệ: [F] = [K].{q} (3-26*) F, K là véctơ tải trọng và ma trận độ cứng toàn hệ. 6. Giải phương trình đại số tuyến tính để xác định chuyển vị nút của toàn hệ. 7. Phân tích trạng thái ứng suất và biến dạng của các phần tử theo kết quả chuyển vị trên. Trong phần tính sức bền cục bộ kết cấu thân tàu thiết kế, sử dụng phần mềm tính sức bền là DRM6 sau khi được thực hiện mô hình hóa các chi tiết kết cấu. Phầm mềm DRM6 là một phần mềm tính sức bền dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn và được ứng dụng rộng rãi, đưa ra kết quả khá chính xác với mô hình đưa ra nên việc lựa chọn phương pháp này sẽ giảm được thời gian tính mà vẫn cho kết quả tin cậy cao. 3.5.1.2. Xây dựng mô hình và tính sức bền cục bộ một số kết cấu chính. Để thực hiện mô hình tính cần đảm bảo một số nguyên tắc mô hình hóa kết cấu sau: + Khi thực tách kết cấu từ phức tạp về đơn giản cần lưu ý: kết cấu có độ cứng lớn hơn phải đảm bảo làm chỗ tựa cho kết cấu có độ cứng thấp hơn, và đáp ứng các yêu cầu sau: - Mô hình tính phản ánh chính xác đặc điểm làm việc của các kết cấu trước khi tách. - Đảm bảo kết cấu trước và sau khi tách cần bằng về lực, moment và chuyển vị. - Cần vận dụng tối đa tính chất đối xứng của kết cấu và tải trọng. 3.5.2 Tính sước bền cục bộ cho một số chi tiết chính: Với bài toán sức bền cục bộ này thì tôi chỉ đi tính với một số chi tiết chính: sống 98 chính, đà ngang đay, sườn. 3.5.2.1. Tải trọng tác dụng lên các chi tiết kết cấu. Tải trọng tác dụng lên chi tiết kết cấu bao gồm áp lực hàng hóa và áp lực nước từ bên ngoài tàu: P = Pn – Phh + Áp lực tải trọng tác dụng của hàng hóa:Phh = K.γh.H (tấn/m 2). + Áp lực thủy tĩnh: Pn . 2 shTγ  = +    (tấn/m2). Trong đó: γh: trọng lượng riêng hàng chở trên tàu (t/m 3). H: chiều cao hàng (m); Với tàu thiết kế H = 1,8 (m) K: hệ số tính đến sự không đồng đều từng mặt hàng, với tàu cá chọn K=0,6 Phh = 0,6 . 1 . 1,8 = 1,08 (tấn/m 2) Áp lực thủy tĩnh được tính trong trường hợp nguy hiểm nhất là tàu nằm trên đỉnh sóng với bước sóng bằng chiều dài tàu. Chiều cao sóng hs = 1,9 (m). Suy ra áp lực thủy tĩnh: Pn = 1,025.(1,8 + 1,9/2) = 2,82 (tấn/m 2) Từ trên ta có : P = 2,82 – 1,08 = 1,74 (tấn/m2). 3.5.2.2 Mô hình và tính sức bền cục bộ sống chính tàu thiết kế. Tải trọng tác dụng lên sống chính được tính theo công thức: q = P.b với b = 0,95m (khoảng sườn dọc) Suy ra q = P.b =1,74.0,95 =1,653 (tấn/m). 99 Mô hình tính Biểu đồ moment uốn Biểu đồ lực cắt Hình 3.21 Mô hình tính và Biểu đồ moment uốn, lực cắt của sống chính 100 Kết quả tính sống chính | Beams | User : Université des Pêches - N HA TRAN G ( Vietnam ) N ame of project : SC | Data of problem | | Materials | N ame of Material = Go nhom II Young's Modulus = 10000 MPa Mass Density = 850 kg/m3 Elastic Limit = 77 MPa | N odes [ m ] | N ode 1 : X = 0.000 N ode 2 : X = 0.400 N ode 3 : X = 0.800 N ode 4 : X = 1.200 N ode 5 : X = 1.600 | Cross section(s) | N odes 1 --> 5 Square : C = 280.00 (mm) Area = 784.00 cm2 Moment of Inertia : IZ = 51221.33 cm4 Upper fiber : VY = 140.00 mm Wel.Z = 3658.67 cm3 Lower fiber : VY = 140.00 mm Wel.Z = 3658.67 cm3 Weight of the structure = 1.07 kN ( g = 10.00 m/s2 ) | N odal support(s) | N ode 1 : Fixed support N ode 2 : Deflection = 0 N ode 3 : Deflection = 0 N ode 4 : Deflection = 0 101 N ode 5 : Fixed support | Load case(s) | Linearly distributed force : N odes = 1 -> 5 pYo = 16.53 pYe = 16.53 kN /m | Results | | N odal deplacements [ m , rad ] | N odeDeflection Slope 1 0.000000 0.000000 2 0.000000 0.000000 3 0.000000 -0.000000 4 0.000000 0.000000 5 0.000000 0.000000 DY maximal = 2.15145E-07 m à X = 1.400 m DY minimal = -3.63887E-22 m à X = 0.800 m | Internal forces [ kN kN .m MPa ] | TY = Shear Force MfZ = Bending Moment SXX = N ormal stress N ode TY MfZ SXX 1 3.31 0.22 0.06 2 -3.31 0.22 0.06 2 3.31 0.22 0.06 3 -3.31 0.22 0.06 3 3.31 0.22 0.06 4 -3.31 0.22 0.06 4 3.31 0.22 0.06 5 -3.31 0.22 0.06 Maximum bending moment = 0.22 kN .m at 1.600 m Minimum bending moment = -0.11 kN .m at 1.400 m Maximum normal stress = 0.06 MPa at 1.600 m Minimum normal stress = -0.06 MPa at 1.600 m | Support reaction(s) [ kN kN .m ] | 102 N ode 1 RY = -3.31 MZ = -0.22 N ode 2 RY = -6.61 N ode 3 RY = -6.61 N ode 4 RY = -6.61 N ode 5 RY = -3.31 MZ = 0.22 3.5.2.3 Mô hình và tính sức bền cục bộ đà ngang đáy tàu thiết kế. Tải trọng tác dụng lên đà ngang đáy được tính theo công thức: q = P.a với a = 0,4m (khoảng sườn ngang) Suy ra q = P.b =1,74.0,4 =0,7 (tấn/m). Mô hình tính Biểu đồ moment uốn 103 Biểu đồ lực cắt Hình 3.22 Mô hình tính và Biểu đồ moment uốn, lực cắt của đà ngang đáy. Kết quả tính Đà ngang đáy | Beams | User : Université des Pêches - N HA TRAN G ( Vietnam ) N ame of project : DN | Data of problem | | Materials | N ame of Material = Go nhom II Young's Modulus = 10000 MPa Mass Density = 850 kg/m3 Elastic Limit = 77 MPa | N odes [ m ] | N ode 1 : X = 0.000 N ode 2 : X = 2.500 N ode 3 : X = 5.000 | Cross section(s) | N odes 1 --> 3 Rectangle : LY = 160.0 LZ = 80.0 (mm) Area = 128.00 cm2 Moment of Inertia : IZ = 2730.67 cm4 104 Upper fiber : VY = 80.00 mm Wel.Z = 341.33 cm3 Lower fiber : VY = 80.00 mm Wel.Z = 341.33 cm3 Weight of the structure = 0.54 kN ( g = 10.00 m/s2 ) | N odal support(s) | N ode 1 : Fixed support N ode 2 : Deflection = 0 N ode 3 : Fixed support | Load case(s) | Linearly distributed force : N odes = 1 -> 3 pYo = 7.00 pYe = 7.00 kN /m | Results | | N odal deplacements [ m , rad ] | N odeDeflection Slope 1 0.000000 0.000000 2 0.000000 0.000000 3 0.000000 0.000000 DY maximal = 2.60770E-03 m à X = 1.250 m DY minimal = 0.00000E+00 m à X = 0.000 m | Internal forces [ kN kN .m MPa ] | TY = Shear Force MfZ = Bending Moment SXX = N ormal stress N ode TY MfZ SXX 1 8.75 3.65 10.68 2 -8.75 3.65 10.68 2 8.75 3.65 10.68 3 -8.75 3.65 10.68 Maximum bending moment = 3.65 kN .m at 0.000 m Minimum bending moment = -1.82 kN .m at 1.250 m Maximum normal stress = 10.68 MPa at 0.000 m Minimum normal stress = -10.68 MPa at 0.000 m | Support reaction(s) [ kN kN .m ] | 105 N ode 1 RY = -8.75 MZ = -3.65 N ode 2 RY = -17.50 N ode 3 RY = -8.75 MZ = 3.65 3.5.2.4 Mô hình và tính sức bền cục bộ sườn tàu thiết kế. Tải trọng tác dụng lên sườn tàu gồm có áp lực nước ngoài mạn và áp lực của hàng hóa bên trong khoang hàng. Quy luật phân bố tải trong tác dụng lên sườn có dạng hình thang hoặc hình tam giác phụ thuộc và chiều cao cột áp. Chiều cao cột áp là 1,9 1,8 2,75 2 2 shh T    = + = + =      (m) Tải trọng tác dụng lên mép dưới của sườn bằng tải trọng tác dụng lên đà ngang đáy và có giá trị là qmd = 0,7(tấn/m). Tải trọng tác dụng lên mép trên của sườn được tính theo quy tắc tam giác đồng dạng nên ta có giá trị tai boong là qmt= 0,7.(2,75 2,5) 2,75 − = 0,06 (tấn/m). Mô hình tính 106 Biểu đồ moment uốn Biểu đồ lực cắt Hình 3.22 Mô hình tính và Biểu đồ moment uốn, lực cắt của sườn Kết quả tính sườn | Beams | User : Université des Pêches - N HA TRAN G ( Vietnam ) N ame of project : S | Data of problem | | Materials | N ame of Material = Go nhom II Young's Modulus = 10000 MPa Mass Density = 850 kg/m3 107 Elastic Limit = 77 MPa | N odes [ m ] | N ode 1 : X = 0.000 N ode 2 : X = 2.500 | Cross section(s) | N odes 1 --> 2 Rectangle : LY = 160.0 LZ = 80.0 (mm) Area = 128.00 cm2 Moment of Inertia : IZ = 2730.67 cm4 Upper fiber : VY = 80.00 mm Wel.Z = 341.33 cm3 Lower fiber : VY = 80.00 mm Wel.Z = 341.33 cm3 Weight of the structure = 0.27 kN ( g = 10.00 m/s2 ) | N odal support(s) | N ode 1 : Fixed support N ode 2 : Fixed support | Load case(s) | Linearly distributed force : N odes = 1 -> 2 pYo = 7.00 pYe = 0.60 kN /m | Results | | N odal deplacements [ m , rad ] | N odeDeflection Slope 1 0.000000 0.000000 2 0.000000 0.000000 DY maximal = 1.42059E-03 m à X = 1.200 m DY minimal = 0.00000E+00 m à X = 0.000 m | Internal forces [ kN kN .m MPa ] | TY = Shear Force MfZ = Bending Moment SXX = N ormal stress N ode TY MfZ SXX 1 6.35 2.31 6.77 2 -3.15 1.65 4.82 108 Maximum bending moment = 2.31 kN .m at 0.000 m Minimum bending moment = -1.01 kN .m at 1.150 m Maximum normal stress = 6.77 MPa at 0.000 m Minimum normal stress = -6.77 MPa at 0.000 m | Support reaction(s) [ kN kN .m ] | N ode 1 RY = 0.00 MZ = 0.00 N ode 2 RY = 0.00 MZ = 0.00 3.5.3 Kiểm tra sức uốn toàn tàu σu Tổng = σu chung + σ cục bộ ≤ [σ] Với σ cục bộ : ứng suất cục bộ lớn nhất Suy ra σu Tổng = 1,56 + 10,68 = 12,24 (MPa) [σ] = 61,5 (MPa) Vậy tàu đảm bảo sức bền uốn toàn tàu 109 Chương 4: THẢO LUẬ KẾT QUẢ VÀ ĐỀ XUẤT Ý KIẾ 4.1 KẾT LUẬ. Qua quá trình phân tích đặc điểm kết cấu của tàu đánh cá tại Đà N ẵng, tôi thấy kết cấu ở đây có nhiều ưu điểm. Tuy nhiên, nó còn tồn tại nhiều kết cấu chưa hợp lý, còn dư bền, dẫn tới tốn vật liệu, chi phí đóng mới tăng cao, tốc độ của tàu còn thấp. Từ kết quả tính toán thiết kế kết cấu và sức bền tàu ta rút ra nhận xét: Ứng suất xuất hiện trong sức bền chung và sức bền cục bộ thân tàu vẫn nhỏ hơn nhiều so với ứng suất giới hạn để kiểm tra. Điều này có nghĩa hệ số thừa bền trong phương pháp thiết kế kết cấu theo quy phạm kết hợp với những kinh nghiệm của dân gian tuy có ưu điểm hơn kết cấu tàu đóng kinh nghiệm dân gian nhưng vẫn chưa phải là hợp lý nhất. Kết quả tính toán cho ta thấy tàu thiết kế đảm bảo an toàn trong mọi điều kiện hoạt động, do đó có thể đưa vào đóng mới. 4.2 ĐỀ XUẤT Ý KIẾ. Qua thời gian thực hiện đề tài em xin có một số đề xuất như sau: Vùng quy định áp dụng của Quy phạm rất rộng, do đó để lựa chọn và thiết kế được các kết cấu có đủ độ bền mà tiết kiệm vật liệu đòi hỏi phải có nhiều kinh nghiệm thực tế mà trong quá trình học tập sinh viên vẫn chưa có được. Do đó cần xây dựng một đội ngũ cán bộ giỏi, đi sâu hơn vào kết cấu tàu cá của Việt N am nhằm tạo ra TCVN về tàu cá đồng bộ hơn và với vùng áp dụng nhỏ hơn. Cần phát huy sự tìm tòi, tính sáng tạo của đội ngũ cán bộ kỹ thuật, để họ thiết kế ra những con tàu tốt, vừa đảm bảo an toàn cho tàu và người đi biển vừa hoạt động có hiệu quả và kinh. Từ đó thuyết phục được người dân làm theo góp phần vào việc cải thiện và nâng cao đội tàu đánh cá Việt N am. 110 TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Tiêu chu n Việt am TCV - 6718: 2000, Quy phạm phân cấp và đóng tàu cá biển. N hà xuất bản HÀ N ỘI-2000 2. Tiêu chu n Việt am TCV – 7111:2002, Quy phạm phân cấp và đóng tàu cá biển cỡ nhỏ. N hà xuất bản N ÔN G N GHIỆP HÀ N ỘI-2000 3. Trần Gia Thái, Bài giảng kết cấu thân tàu, Đại Học N ha Trang. 4. Trần Gia Thái, Bài giảng sức bền thân tàu, Đại Học N ha Trang. 5. Cục bảo vệ nguồn lợi thủy sản, hướng dẫn đăng kiểm, đăng ký tàu cá, N hà xuất bản GIAO THÔN G VẬN TẢI. 6. Trương Văn Phương (2006), thiết kế kết cấu tàu chở hàng khô vỏ thép, trọng tải 2000 tấn, Đồ án tốt nghiệp, Đại Học Thủy Sản. 7. Lê Công Sơn (2000), Phân tích kết cấu cơ bản và đánh giá độ bền cho một tàu khai thác xa bờ, vỏ gỗ được đóng tại ha Trang năm 1999-2000, Đồ án tốt nghiệp, Đại Học Thủy Sản. 8. guyễn Xuân Hùng (2003), Phân tích đặc điểm kết cấu và trang bị trên tàu cá vỏ gỗ ở khu vực ha Trang theo yêu cầu của quy phạm, Đồ án tốt nghiệp, Đại Học Thủy Sản. 9. Lê Hữu Giang (2004), Tìm hiểu và vẽ mô phỏng các chi tiết kết cấu chính của một tàu gôc đang hoạt động, Chuyên đề tốt nghiệp, Đại Học Thủy Sản.