Đề tài Thiết kế kỹ thuật công trình đà bán ụ trọng tải 5.000 tấn

i thì đáy ụ có thể làm bằng những tấm bê tông riêng biệt để đặt đệm tàu, phần còn lại chỉ là để tạo mặt bằng công tác mà thôi. Nếu nền không đủ khẳ năng chịu tải trọng do tàu thì đáy buồng ụ phải làm bằng bê tông cốt thép liền khối, và chiều dày của nó được xác định thông qua tính toán như dầm trên nền đàn hồi, khi có cọc thì tính như dầm trên các gối đàn hồi. 1.3.2.2 Kết cấu đầu ụ khô. Kết cấu đầu ụ bao gồm đáy, hai mố biên và thường được làm toàn khối. Kết cấu cửa ụ và hệ thống cấp thoát nước có ảnh hưởng lớn đến việc lựa chọn kết cấu đầu ụ. Hiện nay cửa ụ thường có dạng cửa quay quanh trục đứng hoặc ngang và cửa nổi. Hệ thống cấp thoát nước trong trường hợp bố trí cống ngang đầu ụ có tiết diện 1,5x1,5m sẽ làm tăng kích thước đáy ụ. Dạng đầu ụ trên mặt bằng và sự nối liền đầu ụ với bờ rất đa dạng và tùy thuộc không chỉ dựa vào cửa chính mà còn phụ thuộc vào vị trí trục ụ so với tuyến bến cũng như cách bố trí trạm bơm. Hình 1.11 Kết cấu đầu ụ A_đầu với cửa nổi; b_đầu với cửa đẩy ngang; c_đầu với cửa lật; d,e_đầu với cửa quay; 1_ngưỡng sửa chữa; 2_cửa nổi; 3_ngưỡng làm việc; 4_cửa kéo; 5_đáy ngưỡng; 6_gối kê; 7_cửa lật; 8_trạm bơm; 9_hố thu nước; 10_cửa sửa chữa; 11_ống dẫn nước; 12_cửa vòm; 13_phần đặt cửa; 14_cửa chữ nhật quay. 1.3.2.3 Kết cấu cửa ụ. Cửa ụ là bộ phận nhằm ngăn cách buồng ụ với khu nước, còn cửa trung gian cho phép ngăn buồng ụ thành các phần khác nhau. Dạng cửa nổi: cửa nổi là cửa có dạng phao nổi, khi đóng thì đưa vào vị trí bơm nước vào, đánh chìm để tỳ vào ngưỡng va mố đầu ụ, còn khi mở bơm hết nước ra khỏi phao, cho nổi lên rồi kéo ra ngoài. Kết cấu cửa có thể xem hình vẽ sau. Hình 1.12 Kết cấu cửa ụ Kích thước của ụ phụ thuộc vào kích thước đầu ụ và được xác định như sau: Chiều rộng cửa ụ: L = + 2b (1-4) Trong đó: _chiều rộng cửa đầu ụ b = 0,3 - 0,8m Chiều cao cửa ụ: H = + d (1-5) Trong đó: _chiều cao cửa đầu ụ d_một nửa chiều cao ngưỡng đầu ụ, d = 0,4-0,7m Bề dầy cửa: B = (1/5-1/7)L (1-6) Trọng lượng cửa có thể xác định theo công thức gần đúng G = k.L.B.H (1-7) Trong đó k_hệ số xét đến hình dạng phao, lấy theo kinh nghiệm. Cửa ụ dạng kéo ngang: về hình thức loại cửa này là một cái phao dạng chữ nhật, quá trình đóng, mỗi cửa được kéo theo phương ngang. Cửa ụ dạng lát: loại cửa này hiện nay đã bắt đầu được sử dụng nhiều, khi đóng hoặc mở cửa được quay quanh một trục nằm ngang. Nó được điều khiển bằng thủy lực, khi mở cho nước vào phao để cửa chìm xuống, khi đóng nước trong phao được bơm ra để cửa nổi lên. Dạng cửa này khi đóng trọng lượng truyền xuống trục đỡ rất lớn nên phải bố trí hai trục, trong đó một trục chỉ để đỡ cửa còn trục kia để quay cửa. Nhược điểm lớn nhất của loại cửa này là yêu cầu đầu ụ phải kéo dài về phía trước và phải bố trí trụ đỡ cửa nên tốn thêm vật liệu. 1.3.2.4 Trạm bơm, hệ thống cấp thoát nước. Trạm bơm: công dụng chính của trạm bơm là bảo đảm tháo nước buồng ụ, hút khô nước thấm, nước sản xuất và cung cấp nước cho thí nghiệm kĩ thuật, phòng cháy, đồng thời khi có hệ thống tiêu nước thì trạm bơm còn đảm bảo hút nước từ hệ tiêu nước. Hệ thống cấp nước Việc cấp nước cho buồng ụ khô được thực hiện bằng tự chảy qua hệ thống dẫn ở đầu ụ hoặc cửa ụ. Hệ thống cấp nước đặt ở đầu và đáy ụ bao gồm hai bộ phận chính: hố chứa và thiết bị phân phối Hình 1.13 Kết cấu hệ thống cấp nước cho buồng ụ khô A_cấp ngang từ hai phía; b_cấp ngang từ một phía; c_cấp tập trung từ hai phía; d_cấp dọc; e_qua hốc cửa chính. Hệ thống thoát nước Hệ thống này bao gồm hệ thu gom và hút nước từ đáy ụ do nước thấm, nước mưa, nước công nghiệp Hình 1.14 Kết cấu hệ thống thoát nước buồng ụ khô A_thu nước vào hầm chứa ở đáy; b_thu nước vào hầm chứa ở tường ụ; c_cho chảy vào đáy ụ; 1_hố thu. 1.4 GIỚI HẠN NỘI DUNG NGHIÊN CỨU ĐỀ TÀI. Đà bán ụ là công trình hạ thủy tàu kết hợp giữa hệ thống triền dọc đặt trên móng cọc và hệ thống ụ khô với kết cấu buồng ụ dạng tấm. Do đó để tính toán kết cấu đà bán ụ, cần thiết phải nghiên cứu cơ sở lý thuyết tính toán hai hệ thống hạ thủy này. Nhưng trong quá trình thực tế tại nhà máy đóng tàu Nha Trang cũng như thời gian và khả năng còn hạn chế nên trong đề tài này em xin trình bầy hai hạng mục đó là: xe triền và phao cửa ụ. CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT 2.1 TRIỀN TÀU. 2.1.1 Tính toán các bộ phận của triền tàu. Sự phân bố tải trọng của tàu xuống đường trượt: Hình 2.1: Sơ đồ tính toán của tàu khi đặt trên xe giá bằng Trong triền việc vận chuyển tàu đều dùng xe chở nên tải trọng bản thân nó truyền xuống đường trượt hết sức phức tạp. Nếu tàu được đặt trên xe giá bằng thì tàu là một dầm liên tục có độ cứng thay đổi, đặt trên các gối đàn hồi (đệm tàu), các gối đàn hồi này đặt trên dầm có độn cứng nhất định (xe giá bằng), dầm liên tục này lại đặt trên các gối đàn hồi (bánh xe), các gối đàn hồi này lại đặt trên dầm có độ cứng không thay đổi (ray). Cuối cùng dầm này lại đặt trên gối hoặc nền đàn hồi. Do đó, để giải quyết bài toán đơn giản mà vẫn đảm bảo mức độ chính xác khi thiết kế, người ta coi sự phân bố tải trọng của tàu gần đúng theo các sơ đồ được điều chỉnh bằng các hệ số và nói chung là thiên về an toàn. Theo chiều dọc: tải trọng phân bố giống trong đà m = (2-1) Theo chiều ngang: Nếu là xe giá bằng một tầng, phân đoạn theo chiều dọc, chiều ngang liên tục, đặt trên 3 đường ray, các ray trùng với đệm sống tàu và đệm lườn tàu thì Tàu nhọn đáy: R2 = Q; R1 = 0,17Q Tàu bằng đáy: R2 = 0,65Q; R1 = 0,25Q Nếu là xe giá bằng phân đoạn theo chiều ngang thành 3 dãy Tàu nhọn đáy: R2 = 0,65Q; R1 = 0,25Q (a) Tàu bằng đáy: R2 = 0,65Q; R1 = 0,25Q (b) Nếu là xe 2 tầng, tầng trên là 3 dãy xe phân đoạn, tầng dưới là xe liên tục đặt trên 3 đường ray (hoặc 4 đường ray nhưng 2 đường giữa gần sát nhau coi như 1) trùng với 3 dãy xe trên thì. Tàu nhọn đáy: R2 = 0,65Q; R1 = 0,25Q Tàu bằng đáy: R2 = 0,65Q; R1 = 0,25Q Nếu xe liên tục, tầng dưới đặt trên 2 đường ray thì. R2 = Q; R1 = 0,5Q Như vậy ta coi R2, R1 tương tự như Q và có: m’ = (2-2) Hình 2.2: Phân bố tải trọng theo chiều dọc. Tính số xe trong triền dọc và số tổ đường ray trong triền ngang: Từ biểu đồ phân bố tải trọng lớn nhất của tàu ta lấy trị số lớn nhất (m) để tính toán. Và để xét đến sự phân bố tải trọng không đều giữa các xe, ta đưa vào một hệ số thì tải trọng tính toán trên mỗi đơn vị chiều dài của tàu là. mt = K’.m (2-3) Trong đó: K’_hệ số phân bố tải trọng không đều giữa các xe và lấy theo bảng sau STT Hình thức kết cấu đường trượt Hệ số K’ khi tàu kê đều trong khoảng đường sống tàu (0,85Lt) Xe giá nghiêng nhiều trục Xe giá bằng nhiều trục Có máy hãm và con lăn Bánh xe đóng chặt Có máy kích Không có máy kích 1 Nền tà vẹt đá dăm 1,35 1,50 1,25 1,50 2 Nền cọc gỗ lồng gỗ 1,35 1,75 1,25 1,75 3 Kết cấu bê tông cốt thép thường 1,50 2,00 1,25 2,00 4 Kết cấu cứng bê tông hay bê tông cốt thép 1,50 2,50 1,25 2,50 Bảng 2.1: Hệ số phân bố tải trọng không đều giữa các xe. Nếu kể đến cả tải trọng của các xe thì tải trọng trên mỗi mét dài là: m0 = mt + ( ).m (2-4) Trong đó: _tỷ số của trọng lượng trên một mét dài giữa tầng xe trên cùng so với tàu, = 0,07-0,1 _tỷ số của trọng lượng trên một mét dài giữa tầng xe giữa so với tàu, = 0,05-0,07 _tỷ số của trọng lượng trên một mét dài giữa tầng xe cuối cùng so với tàu, = 0,05-0,07 Nếu dùng 2 tầng xe thì = 0; nếu dùng 1 tầng xe thì mo = ( ).m (2-5) Vậy chiều dài của một xe phân đoạn là: l1 = (2-6) Trong đó: _tải trọng cho phép trên một bánh xe, với nền tà vẹt đá dăm lấy 25T; với dầm trên nền ba lát lấy 30T; với móng cọc hay cọc ống có thể đạt tới 50T hay lớn hơn (còn tùy thuộc vào khả năng chịu lực của bánh xe) n_số bánh xe của một xe tì trên một ray (hay một dãy xe) r = 2 K’’_hệ số phân bố tải trọng không đều giữa các bánh xe, lấy ở bảng sau. STT Kết cấu đường trượt Hệ số K’’ Xe giá nghiêng 2 trục có máy hãm bánh xe Xe giá bằng 2 trục 1 Nền tà vẹt đá dăm 1,3 2,3 1,0 2 Nền cọc gỗ hay lồng gỗ 1,3 2,0 1,0 3 Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép 1,3 2,7 1,0 Bảng 2.2: Hệ số phân bố không đều giữa các bánh xe. Do đó số xe phân đoạn sẽ bằng: Z = (2-7) Khi tính ra l1 không nhất thiết phải lấy nguyên trị số ấy mà có thể lấy khác đi cho thích hợp với kích thước hình học và số lượng xe phân đoạn. Hình 2.3 Sơ đồ phân bố tải trọng tàu theo chiều ngang Tính áp lực bánh xe: Từ công thức tính l1 = tính ra l1, ta có thể thay đổi và lấy lại trị số này sau đó kiểm tra lại áp lực bánh xe (2-8) Nếu tầng xe dưới cùng chạy trên 3 dãy bánh xe hay 3 dãy xe mà theo chiều ngang phân chia thành R1 và R2 thì Pk tính từ m’ (xem công thức (2-2) và các hình minh họa) Tương tự như công thức (2-5) ta có: mo = ( ).m (2-9) trong đó: m’ = Ri_nếu tính cho dãy giữa thì là R2; néu tính cho dãy 2 bên thì là R1 Do đó: (2-21) Trong triền ngang thường chọn sức chở của xe trước (theo thiết kế định hình) nên: (2-10) Trong đó: Q’_tải trọng tàu truyền xuống một xe (sức chở của xe) n’_số bánh xe của một xe _có thể tính theo công thức sau: = 2R.br. (2-11) Trong đó: R_bán kính bánh xe br_chiều rộng bộ phận công tác của đỉnh ray thường br = 60mm _ứng suất cho phép của vật liệu làm bánh xe lấy theo bảng (2.3) STT Loại tải trọng tính toán Các vật liệu làm bánh xe Gang đúc Thép CT3,4 Thép CT5 Thép đúc 1 Cơ bản 20kg/cm2 55kg/cm2 65kg/cm2 45-70kg/m2 2 Cơ bản ngẫu nhiên 30kg/cm2 65kg/cm2 75kg/cm2 55-90kg/m2 Bảng 2.3: Ứng suất cho phép của vật liệu làm bánh xe kg/cm2 2.1.2 Triền có kết cấu trên móng cọc. Dầm trên móng cọc ống được tính như dầm đơn hoặc dầm liên tục nhiều nhịp trên gối cứng hay gối đàn hồi. Tải trọng truyền xuống dầm coi như thẳng góc. Một số quy định tính dầm trên móng cọc theo trạng thái giới hạn: * Trạng thái giới hạn thứ nhất. U m * R (2-12) Trong đó: U_tổng trị số tính toán của ngoại lực hoặc ứng suất có thể làm mất ổn định hoặc mất độ bền của kết cấu tương ứng với tổ hợp tải trọng bất lợi nhất R_sức chịu tải tương ứng của vật liệu chống lại tác dụng phá hoại về độ ổn định hoặc độ bền của kết cấu (tức là trị số giới hạn) m_hệ số điều kiện làm việc, được lấy như sau Khi tính theo chiều dọc dầm: tính cho mô men dương m = 1,3; tính cho mô men âm m = 0,9; tính cho lực cắt m = 1,0 Khi tính theo chiều ngang dầm: tính cho mô men dương m = 1,0; tính cho mô men âm m = 0,85. Độ cứng tính đổi của dầm. B = (2-13) Trong đó: _mô đun đàn hồi ban đầu của bê tông Jtđ_mô men quán tính của tiết diện tính đổi. _hệ số xét đến tính dẻo và tính từ biến của bê tông và lấy ở bảng sau Đặc trưng của các cấu kiện BTCT Trị số hệ số Tải trọng tạm thời Tải trọng toàn bộ BT thường, BTCTƯST, có chống nứt 0,85 0,6 BTCTƯST, không chống nứt 0,65 0,5 BTCT thường, không chống nứt 0,45 0,35 Bảng 2.4: Trị số hệ số Khi tính theo công thức (2-12) còn đưa them vào một hệ số bổ sung để kể đến cấp của công trình, kí hiệu là Mbs lấy theo bảng sau. Cấp công trình II III IV Mbs 0,95 1,0 1,05 Bảng 2.5: Trị số Mbs * Trạng thái giới hạn thứ hai. (2-14) _áp lực trung bình do công trình truyền xuống nền (2-15) Trong đó: P’_tổng phản lực nền trên 1m dài của dầm lấy tại vị trí có phản lực nền lớn nhất b_bề rộng đáy dầm h_chiều dầy lớp đá dăm, nếu dầm đặt trên nền cát chắt thì h = 0 RH_cường độ tiêu chuẩn của đấu nền, tính ở độ sâu không quá một bề rộng đáy móng và lấy theo công thức RH = m.((A1(B + 2hd) + A2(d + hd)) + D.CH) (2-16) Trong đó: m_hệ số điều kiện làm việc với: - cát bụi m = 0,6; - cát hạt nhỏ m = 0,8; - các loại đất khác m = 1,0 A1, A2, D_hệ số không đều phụ thuộc vào góc nội ma sát tiêu chuẩn của đất lấy theo bảng B_bề rộng đáy móng công trình d_độ sâu đặt móng hd, _chiều dầy và trọng lượng thể tích của tầng đệm CH_trị số lực dính đơn vị (kg/cm2) lấy như sau:- sỏi và cát hạt lớn CH = 0,01; cát hạt nhỏ CH = 0,02; cát hạt bụi CH = 0,04. Trị số các hệ số Trị số các hệ số A1 A2 D A1 A2 D 0 0 1,0 3,14 24 0,72 3,87 6,45 2 0,03 1,12 3,32 26 0,84 4,37 6,90 4 0,06 1,25 3,51 28 0,98 4,93 7,4 6 0,1 1,39 3,71 30 1,15 5,59 7,95 8 0,14 1,55 3,93 32 1,34 6,35 8,55 10 0,18 1,73 4,17 34 1,55 7,21 9,21 12 0,23 1,94 4,42 36 1,81 8,25 9,98 14 0,29 2,17 4,69 38 2,11 9,44 10,8 16 0,36 2,43 5,00 40 2,46 10,84 11,73 18 0,43 2,72 5,31 42 2,87 12,50 12,77 20 0,51 3,06 5,66 44 3,37 14,48 13,96 22 0,61 3,44 6,04 45 3,66 15,64 14,64 Bảng 2.6: Trị số các hệ số A1, A2, D * Trạng thái giới hạn thứ ba. Tất cả các ứng lực tính toán được đều nhân với một hệ số là n = 1,1 2.1.2.1 Với dầm đơn. Khi tính theo trạng thái giới hạn thứ nhất và thứ ba: Hệ số điều kiện làm việc m trong công thức (2-20) lấy bằng 1 khi tính tiết diện Mô men quán tính tính đổi: Jtd = Jd + 0,8Jray (2-17) Jd_ kí hiệu như trên ; 0,8_ hệ số xét đến sự liên kết không khít giữa ray và dầm; Jray_ mô men quán tính của ray đối với trọng tâm chung nhân với tỷ số của mô đun đàn hồi giữa ray và dầm. Khi tính theo trạng thái giới hạn thứ hai: Theo điều kiện: (2-18) Trong đó:_ biến dạng của công trình dưới tác dụng của tải trọng: _trị số biến dạng giới hạn của công trình. Biến dạng của dầm lấy theo: = (2-19) Trong đó: _ hiệu số biến dạng của lớp đệm ở bánh xe chịu tải trọng lớn nhất và bánh xe chịu tải trọng nhỏ nhất. Theo kết quả nghiên cứu: = 33mm; Ld_ chiều dài của nhịp dầm triền; lxe _ chiều dài của xe phân đoạn. 2.1.2.2 Dầm liên tục. Nếu bước cọc thì tính toán như dầm trên nền đàn hồi. Nếu thì tính như dầm nhiều nhịp kê trên các gối đàn hồi hoặc gối cứng theo phương pháp ảnh hưởng. Ở đây S là đặc tính đàn hồi của dầm được xác định theo công thức sau: (2-20) Trong đó: b_ chiều rộng của dầm (m); B0_ độ cứng qui đổi của dầm (kN.), và được tính như sau: B0 = Kpl..Jtd (2-21) _ mô đun đàn hồi của bê tông( kH/); Jtd = J+ 0,8Jray_ mô men tính đổi của dầm và ray. Kpl_ hệ số xét đến biến dạng từ biến và biến dạng dẻo của bê tông dầm. Hệ số K0 được xác định từ thực nghiệm theo công thức sau: K0= P/y.F. (2-22) Trong đó: P_ tải trọng đặt lên một cọc khi thí nghiệm thứ tải (kN) y_độ lún cọc dưới tá dụng của tải trọng đó (m) F_ diện tích của dầm tỳ lên một cọc (m2) Khi không có số liệu thí nghiệm thì có thể tính K0 theo công thức kinh nghiệm K0 = (2-23) Trong đó: S và Lc _chu vi tiết diện và chiều dài cọc (m). _ hệ số tỷ lệ phụ thuộc vào đất nền . Khi khoảng cách giữa các cọc l = (4 – 6 ).d thì = 5MN/m3 đối với đất sét, (MN/m3) đối với đất cát, (MN/m3) đối với đất thổ nhưỡng. 2.2 Ụ KHÔ 2.2.1 Các thông số của ụ khô. Hình 2.4: Sơ đồ ụ khô. Chiều dài buồng ụ (tính từ đầu tường đến mép phía trong cửa ụ): Lu = Lt + l1 + l2 + (2-24) Trong đó: Lu_chiều dài buồng ụ (m) Lt_chiều dài tàu thiết kế (m) l1; l2_khoảng hở 2 đầu từ tàu đến cửa ụ và mép tường cuối ụ, khoảng hở đầu mũi tàu có thể lấy 2- 3m, còn đầu lái lấy tới 10- 20m để có thể sửa chữa trục và chân vịt của tàu _chiều dài dự trữ của buồng ụ đóng mới khi tổ chức theo dây chuyền Chiều rộng buồng ụ: Bu = Bt + 2b’’ + (2-25) Trong đó: Bu_chiều rộng buồng ụ (m) Bt_chiều rộng tàu tính toán (m) b’’_đoạn hở dự trữ 2 bên, lấy b’’ = 2-5m tùy thuộc kích thước tàu _khoảng cách giữa các boong tàu khi bố trí 2 loại cùng một lúc, khi đó ta lấy: Bu = 2Bt + 3b’’ (2-26) Chiều rộng tại vị trí cửa ụ: Thường lấy hẹp hơn buồng ụ vì chỉ đảm bảo cho tàu ra vào ụ mà thôi, khoảng hở mỗi bên chỉ lấy 1m. Khi có gió to, vận tốc dòng chảy lớn... thì có thể lấy lớn đến 2m để đảm bảo an toàn tàu ra vào ụ. Với tàu hiện đại thường lấy rộng bằng buồng ụ. Chiều dài đầu ụ: Phụ thuộc vào kiểu cửa ụ được chọn. Chiều sâu buồng ụ: là chiều sâu lấy với mực nước hạ thủy. Hu = Tt + a + h (2-27) Trong đó: Tt_mớn nước của tàu tính toán a_khoảng cách dự trữ giữa đáy và đệm sống tàu, a = 0,3-0,6m h_chiều cao của đệm sống tàu, h = 1,2-1,6m Cao trình ngưỡng đầu ụ: thường lấy thấp hơn cao trình mặt đệm sống tàu một đoạn khoảng 1- 1,2m. Trong ụ hiện đại lấy ngang cao trình đáy buồng ụ để tận dụng khả năng khai thác tối đa của ụ Cao trình đáy ụ: lấy từ mực nước hạ thủy đáy ụ = MNHT – Hu (2-28) Cao trình đỉnh ụ: lấy bằng cao trình xưởng, cao trình này cao hơn mực nước cao thiết kế khoảng 0,3- 0,5m Mực nước thiết kế: Mực nước thấp thiết kế (mực nước hạ thủy). Trong sông thiên nhiên hay sông đào không có thủy triều thì lấy mực nước vận tải làm mực nước thiết kế thấp nhất. Trong vùng có thủy triều, vì thời gian triều lên khoảng 2-3h nên có thể lợi dụng nước lên trong ngày mà đưa tàu ra vào ụ. Khi thiết kế sơ bộ có thể lấy: với ụ đóng mới chu kỳ hạ thủy dài nên chỉ cần 1 tháng hay nửa tháng xuất hiện 1 lần là được; với ụ sửa chữa thì ngắn hơn, 1 tuần xuất hiện 1 lần. Mực nước cao thiết kế. Phụ thuộc vào cấp của công trình và yêu cầu của công nghệ. 2.2.2 Phao cửa ụ. Việc tính toán cho phao cửa ụ tương tự như tính toán cho một con tàu. 2.2.2.1 Các yếu tố đường hình lý thuyết của Phao. Các yếu tố đường hình lý thuyết tàu bao gồm các yếu tố sau: S, V, Xc, Zc, α, β, δ, R0, r0 … Trong điều kiện như hiện nay, chưa có được đường hình lý thuyết tàu “toán học” nên mọi phép tính toán các yếu tố đang xét chỉ có thể gần đúng. Trong đề tài được trình bày theo phương pháp hình thang. 1. Diện tích mặt đường nước: S (m2) S = 2= (y0 + 2y1 + … + 2yn-1 + yn) + (2-29) Trong đó: + n: số khoảng sườn lý thuyết. + L: chiều dài tàu thiết kế. + : diện tích hiệu đính ở đầu lái và đầu mũi. + yi: tung độ của sườn thứ i. 2. Thể tích chiếm nước V (m3). V = (2-30) Trong đó: + Sn: diện tích mặt đường nước tương ứng. + : khoảng cách các mặt đường nước. 3. Diện tích mặt cắt ngang của tàu: ω (m2). ω = 2 (2-31) Trong đó: + ω: diện tích mặt cắt ngang tàu. + y: tung độ sườn tại mặt cắt giữa tàu. 2.2.2.2 Các hệ số hình dáng vỏ Phao. 1. Hệ số thể tích nước chiếm δ. δ = (2-32) 2. Hệ số diện tích mặt đường nước α. α = (2-33) 3. Hệ số đường nước mặt cắt ngang. β = (2-34) Trong đó: Vi, Si, ωni, Li, Bi, Ti: thể tích, diện tích, diện tích mặt cắt ngang giữa tàu và các thông số của tàu ứng với mặt đường nước thứ i. 4. Hoành độ trọng tâm diện tích mặt đường nước: XF (m). XF được tính bằng tỷ số mômen tĩnh Moy với diện tích S: XF = (2-35) Trong đó: Msioy: mômen tĩnh của diện tích đối với trục oy. Msioy = 2 (2-36) + Trong đó: : mômen tĩnh hiệu đính . 5. Tọa độ tâm nổi: Zc, Xc (m). a. Cao độ tâm nổi: Zc (m). Zci = (2-37) Trong đó: Mvixoy: mômen tĩnh của thể tích Vi đối với mặt phẳng tọa độ xoy. Mvixoy = (2-38) b. Hoành độ tâm nổi: Xc(m). Xci = (2-39) Trong đó: Mviyoz: mômen tĩnh của thể tích Vi đối với mặt phẳng tọa độ yoz và được tính theo công thức: Mviyoz = (2-40) 6. Bán kính ổn định ngang: r0 (m). (2-41) Trong đó: Ix là mômen quán tính của diện tích MĐN đối với trục x. Ix = (2-42) với ΔIx: phần hiệu đính ở mũi và lái. 7. Bán kính ổn định dọc: R0 (m). (2-43) Trong đó: Iy: Mômen quán tính của diện tích MĐN đối với trục y và được tính theo công thức: Iy=2= với Iy: phần hiệu đính ở mũi và lái. (2-44) 8. Độ cao tâm ổn định ban đầu ngang h0(z) và dọc H0(z). h0(z) = zc0(z) + r0(z) - zg H0(z) = zc0(z) + R0(z) - zg (2-45) 2.2.2.3 Tính và vẽ đồ thị tĩnh thủy lực, đồ thị Bonjean và đồ thị ổn định. 1. Tính và vẽ đồ thị tĩnh thủy lực. Để giải quyết các bài toán thực tế khác nhau gắn liền với việc đánh giá ổn định của con tàu. Người ta dùng những đường cong các yếu tố đường hình. Trong tài liệu chính thức của tổ chức IMO, họ đường cong này có tên gọi bằng tiếng Anh là hydrostatic curves, có nghĩa là đường thủy tĩnh của tàu. Đường cong thủy tĩnh biểu diễn sự thay đổi các yếu tố tính nổi theo mớn nước tàu. 2. Tính và vẽ đồ thị Bonjean. Với mỗi sườn tàu, từ kết quả tính diện tích phần chìm và mômen tĩnh phần chìm so với đáy, ta có thể vẽ hai đường cong miêu tả sự biến thiên của hai giá trị trên theo chiều chìm T. Tập hợp toàn bộ các đường cong kiểu này, lập cho tất cả các sườn tính toán ta sẽ có được đồ thị có tên gọi tỉ lệ Bonjean. Họ đường cong trên đồ thị Bonjean là cơ sở tính thể tích phần chìm giả định, tâm nổi theo chiều dọc, chiều cao trước khi hạ thủy tàu, đồng thời là cơ sở tính chống chìm, phân khoang tàu. Diện tích mặt sườn tính đến mớn nước T: (2-46) Mômen tĩnh so với trục Oy của mặt sườn: M = 2 (2-47) 3. Tính và vẽ đồ thị ổn định. Đồ thị ổn định là đồ thị biểu diễn mối quan hệ giữa cánh tay đòn ổn định và góc nghiêng ngang , l() = f() Hình 2.5: Đồ thị Read. 2.2.2.4 Tiêu chuẩn ổn định. Muốn đánh giá một con tàu về mặt ổn định, thông thường dựa vào các tiêu chuẩn ổn định. Tiêu chuẩn ổn định là thước đo cần thiết về ổn định, mà ổn định cần thiết với tàu đang xét. Có nhiều tiêu chuẩn ổn định khác nhau như: Tiêu chuẩn vật lý (điển hình là tiêu chuẩn thời tiết của Liên Bang Nga ), Tiêu chuẩn thống kê (điển hình là tiêu chuẩn của tổ chức liên biển quốc tế IMO- 1974), Tiêu chuẩn ổn định của Đăng Kiểm Việt Nam…. Tất cả các con tàu thiết kế, chế tạo đều phải tuân theo các tiêu chuẩn này. Trong số các tiêu chuẩn trên thì tiêu chuẩn của tổ chức liên biển quốc tế IMO- 1974 được áp dụng phổ biến nhất. Trên cơ sở kết quả thống kê của gần 100 tàu bị lật vào những năm 60, đem so sánh các đồ thị ổn định của các tàu bị lật với đồ thị của các tàu tốt cùng rút ra được đồ thị tối thiểu với 6 điều kiện: a . Chiều cao tâm ổn định ban đầu : ho 0,35 m b . Cánh tay đòn ổn định tĩnh tại 30o : lθ30 0,2 m c . Cánh tay đòn ổn định động tại 30o: lθđ30 0,055 m d . Cánh tay đòn ổn định động tại 40o : lθđ40 0,09 m e . Hiệu: lθđ40 - lθđ30 0,03 m f . Góc ứng với tay đòn ổn định tĩnh cực đại : θ max 25o + 30o. Các tiêu chuẩn trên là các yếu tố quy định dạng đồ thị tối thiểu hay còn gọi là đồ thị Read trên hình 2.5 ở trên. Đồ thị tối thiểu phân biệt: những con tàu đảm bảo ổn định khi đồ thị nằm trên đồ thị tối thiểu, những con tàu không đảm bảo ổn định có đồ thị nói trên nằm trên đồ thị tối thiểu. CHƯƠNG 3: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ Thông số của tàu: Tổng tải trọng: 5000 tấn Tự trọng tàu hạ thuỷ: 2000 tấn Chiều dài lớn nhất của tàu: Lmax = 120 m Chiều rộng lớn nhất của tàu: Bmax = 18 m Mớn nước hạ thuỷ: Tmin = 1,5 m Kết cấu đà bán ụ 5000T bao gồm những hạng mục sau: Cửa phao: phao cửa ụ kết cấu thép, dạng tự nổi. Kích thước phao cửa ụ, dài x rộng x cao = 21,4m x 2,2m x 6,65m. Khi đóng phao cửa ụ, phao tựa vào ngưỡng và tường mố cửa ụ, toàn bộ thân phao tựa lên hai đầu mố tường ụ bởi vai đỡ của cửa phao. Xe triền: kích thước xe = dài x rộng x cao = 7mx3mx430mm (tính từ tâm trục bánh xe). Đầu ụ. 1. Móng cọc đầu ụ. 2. Bản đáy cửa ụ. 3. Tường mố cửa ụ. Tường đất sét chống thấm. Thiết bị công nghệ. Ray và dầm ray. Bệ đà. Kè hai bên bệ đà. Bệ puly (hố thế). Do thời gian hoàn thành đề tài ngắn cũng như kiến thức còn hạn chế và thông qua quá trình thực tế tại nhà máy đóng tàu Nha Trang nên trong đề tài này em xin trình bày hai hạng mục quan trọng nhất trong đà bán ụ 5000T đó là: Xe triền và Phao cửa ụ. 3.1 TÍNH TOÁN XE TRIỀN Sơ đồ khung xe triền 3.1.1 Đặc tính kỹ thuật của xe triền: Sức chở tối đa: Q = 250T/1xe Kích thước xe = dài x rộng x cao = 7mx3mx430mm (tính từ tâm trục bánh xe) Khoảng cách giữa hai tâm bánh xe trong theo phương dọc: Lxt = 3000mm Khoảng cách giữa hai tâm bánh xe ngoài theo phương dọc: Lxn = 6600mm Chiều cao của xe tính từ mặt đường ray đến sàn đỡ tàu: H = 600mm Kích thước của sàn xe đỡ tàu: 6960 x 3000mm Xe tự cân bằng khi leo và xuống dốc với độ nghiêng 1/10 Đường kính bánh xe Dx = 400mm ( bánh xe có 2 gờ định hướng và chống trượt ) Tổng số bánh xe: 16 Số ray mà xe tựa lên: 4 cái Tải trọng cho phép của một bánh xe: 70 tấn/cái Kết cấu hệ bánh xe di chuyển có các khớp xoay để tàu nằm trên xe được ổn định và bánh xe luôn tiếp xúc với các đường ray Khung xe triền kết cấu theo hệ khung chịu lực, tiết diện hình hộp chữ nhật để tăng sức chịu tải, giảm khối lượng vật liệu đồng thời có độ ổn định cao Khung xe có cấu tạo 3 nhịp dầm gồm 4 hàng bánh xe chạy trên 4 đường ray đảm bảo ổn định cho tàu khi hạ thuỷ Khung ngoài thân xe có kết cấu U450x12/120x14 bằng thép hàn. Các thanh cơ cấu này được liên kết với nhau bằng liên kết hàn và gia cường mã Dầm đỡ cụm bánh xe có kết cấu U450x12/120x14, mỗi dầm được liên kết bởi các cơ cấu tạo khung hợp vững chắc và được nâng đỡ bằng 2 cụm bánh xe ( mỗi cụm 2 bánh ). Toàn bộ thân xe gồm có 4 dầm song song liên kết khung ngoài bằng liên kết hàn và gia cường mã Khung cơ cấu bên trong bao gồm cơ cấu dọc ngang, chéo bằng thép hàn dạng 1450x12/150x14 được hàn với nhau và liên kết với khung Trên hai đầu trước và sau của thân xe lắp 3 móc dùng để liên kết giữa các xe với nhau, vị trí móc giữa có thể dùng để liên kết cứng Cụm bánh xe: bao gồm 1 khung dầm đỡ bằng thép chiều dày s = 20mm, 2 bánh xe với Dx = 400mm, 1 cụm gối đỡ xoay liên kết với khung xe giúp cho bánh xe luôn tì vào ray khi di chuyển 3.1.2 Tính toán kiểm tra bền bánh xe triền: Áp dụng định luật Hooke: = N/F ( 3-1 ) Trong đó: _là giới hạn chảy vật liệu thép các bon, tra bảng F_mặt cắt chịu lực của vật liệu, chọn mặt cắt nhỏ nhất N_lực nén lớn nhất mà bánh xe chịu được trước khi bị biến dạng chảy Mặt cắt chịu lực nhỏ nhất chính là mặt cắt di qua tâm bánh xe hướng dọc theo hướng chịu lực của bánh xe như trên hình vẽ sau Hình 3.1 Mặt cắt chịu lực bánh xe triền F = 14075 mm2 F = 0,01408 m2 Vậy: N = = 0,01408.250 = 352 T Như vậy với tổng lực tác dụng lên bánh xe là 255 T thì bánh xe đủ bền. 3.1.3 Tính toán kiểm tra bền trục bánh xe: Tải trọng của xe triền: 250T Tự trọng của xe triền: 5T Mô hình tải trọng tác dụng lên trục xe được thể hiện như sau: Hình 3.2 Mô hình tải trọng tác dụng lên trục xe Trục xe triền được chọn có dạng hình tròn với đường kính D ( mm ) Như vậy tải trọng tác dụng lên một trục là: p = T Lực phân bố đều trên một trục là: q = ( N/mm ) Dựa vào sơ đồ mô men lực ta thấy: tại mặt cắt giữa thì trục nguy hiểm nhất Mô men cực đại là: Mmax = (N/mm2) Lực cắt lớn nhất của trục là: Qmax = (N) Mặt khác vì chọn trục hình tròn nên ta có: Mô men chống uốn của mặt cắt là: Wx = 0,1.D3 Vậy ứng suất gây ra tại giữa trục là: =235 (N/mm2)_ứng suất cho phép của vật liệu làm trục Thế vào ta được: 0,1D3 22995 Vậy D61,3 (mm) Như vậy khi tính chọn đường kính trục ta thường nhân với hệ số an toàn là: n = 1,5 Vậy đường kính trục thực tế phải chọn là: D = 61,3.1,5 = 91,95 (mm) Để dễ thi công và đảm bảo độ bền của trục ta chọn đường kính trục xe là: D = 100 (mm) 3.1.4 Tính toán kiểm tra bền sàn xe triền: Hình 3.3 Sơ đồ sàn xe triền Quá trình kiểm tra bền được thực hiện theo quy trình sau: Kiểm tra tại vị trí nguy hiểm nhất của sàn chịu lực Lựa chọn từ việc kiểm tra để có được phương án tối ưu Vị trí nguy hiểm nhất của sàn là tại dầm giữa sàn có kết cấu như hình vẽ: 3.1.4.1 Đối với dầm đỡ dọc: Sơ đồ tải trọng tác dụng. Hình 3.4 Mô hình tải trọng tác dụng lên trục xe Về mặt kết cấu của dầm như sau: Chiều dài chịu tác dụng trên gối: 3000 mm Dầm có kết cấu chữ I: d = 150 mm b = 450 mm h = 12 mm t = 14 mm Tải trọng sàn làm việc: Q = 250 T Tải trọng bản thân sàn và các thiết bị trên sàn: T = 5 (T) Số dầm đỡ dọc trên sàn xe triền là: 8 dầm Ta coi tải trọng phân bố đều trên sàn xe triền, như vậy ta tính được tải trọng phân bố trên một dầm của sàn là: p = T Khi đó lực phân bố đều trêm một dầm là: q = N/mm Ứng suất bền cho phép của vật liều làm dầm là: N/mm2 Ứng suất tiếp cho phép của vật liệu làm dầm là: N/mm2 Dầm đặt trên gối di động Mô men uốn tại mặt cắt giữa dầm là: M = N/mm2 Lực cắt cực đại của dầm: Q = N Mô men quán tính: Với dầm chữ I thì Mô men quán tính: Jx = = 262139648 mm4 Mô men chống uốn của mặt cắt: Wx = 1165065 mm3 Ứng suất tiếp lớn nhất: N/mm2 < Ứng suất pháp lớn nhất: N/mm2 < Theo thuyết bền 3 ta có: 101,1 N/mm2 < = 235 N/mm2. Vậy kết cấu trên đủ bền. 3.1.4.2 Đối với dầm đỡ ngang: Hình 3.5 Mô hình tải trọng tác dụng lên dầm đỡ ngang Kết cấu dầm theo hình vẽ: Thép chữ I hàn, có chiều dài max là: 3000 mm Thép chư I có các kích thước: d = 150 mm B = 450 mm H = 12 mm T = 14 mm Tải trọng sàn làm việc: Q = 250 T Tải trọng bản thân sàn: Qs = 5 T Số dầm đỡ ngang trên sàn xe triền là: 4 dầm Tải trọng tác dụng trên một dầm là: p = 64 T. Ta coi tải trọng tác dụng lên sàn xe triền là phân bố đều, như vậy ta có thể tính được tải trọng phân bố đều trên dầm là: q = 210 N/mm Trong đó: Ứng suất bền cho phép của vật liệu làm dầm là: N/mm2 Ứng suất tiếp cho phép của vật liệu: N/mm2 Dầm đặt trên gối di động Tính bền tại mặt cắt giữa Mô men uốn tại mặt cắt giữa dầm là: M = N/mm2 Lực cắt cực đại của dầm: Q = N/mm2 Mô men quán tính: Jx = = 262139648 mm4 Mô men chống uốn của mặt cắt: Wx = 1165065 mm3 Ứng suất tiếp lớn nhất: N/mm2 < Ứng suất pháp lớn nhất: N/mm2 < Theo thuyết bền 3 ta có: N/mm2 < Vậy kết cấu trên là đủ bền 3.2 TÍNH TOÁN THIẾT KẾ PHAO CỬA Ụ 3.2.1 Các thông số phao cửa ụ: Chiều dài: L = 21,4 m Chiều rộng: B = 2,2 m Chiều cao: H = 6,65 m Chiều chìm: T = 1,8 m Lượng chiếm nước: D = 70 tấn Dung tích toàn phần: V = 255 m3 3.2.2 Kết cấu phao: Phao cửa ụ được đóng bằng thép đóng tàu có giới hạn bền 2400KG/cm2 Phao cửa ụ được đóng theo hệ thống kết cấu ngang với các cơ cấu dầm dọc, khoảng sườn thực là a = 500 mm Qui cách các cơ cấu chính Tôn boong S = 10mm Tôn mạn vùng đáy S = 10mm Tôn vùng cạnh S = 10mm Tôn mạn giữa S = 8mm Tôn đáy S = 10mm Tôn vách dọc S = 8mm Sống dọc boong L65x65x8 Sống dọc mạn T150x8/50x10 Sống dọc đáy L65x65x8 Sườn thường L65x65x8 Sườn khoẻ T150x8/50x10 Sườn đặt S = 8mm Nẹp sườn đặt 10x8 3.2.3 Tính toán bền cho phao cửa ụ: Hình 3.6 Sơ đồ mặt đứng cửa phao Tính bền cho cửa nổi dựa trên mô men uốn tại điểm giữa của phao và lực cắt tại hai đầu mố kê Cửa phao tựa lên trên hai mố đầu ụ chịu tải của toàn bộ khối lượng phao và lượng nước dằn trong phao tai vị trí đáy phao chịu phản lực của cao su làm kín nước nhưng không đáng kể nên bỏ qua. Vậy tổng tải trọng tính toán là 70 tấn và phân bố như sau: Hình 3.7 Mô hình tải trọng tác dụng lên phao cửa ụ Mô men uốn lớn nhất tại điểm giữa cửa: x = 10,7m Mxmax = 1836934,8 (N.m) = 1836934800 (N.mm) Mặt cắt ngang tại điểm giữ của cửa: Z = 0,2423 (m3) = 242300000 (mm3) Ứng suất tại điểm giữa của cửa là: (N/mm2) < (N/mm2) (N/mm2)_Ứng suất cho phép của vật liệu Vậy phao cửa ụ thoả mạn yêu cầu độ uốn dọc. Tại vị trí 2 đầu mố kê (2 đầu vai đỡ phao cửa ụ). Akết cấu gia cường = 1450x6650 = 9642500 mm2 Áp lực tác dụng lên 2 đầu vai đỡ cửa ụ là: P = RA = RB = 343352 (N) Với A là diện tích cho phép P là áp lực (N/mm2)_Ứng suất cho phép của vật liệu A = (mm2) < (9642500 mm2) tại 2 đầu mố kê của phao Acho phép < Akết cấu gia cường Như vậy trong trường hợp phao cửa ụ đóng thì tại vị trí vai đỡ 2 đầu chịu khối lượng của bản thân và thể tích nước chênh với mức nước của thuỷ triều là 70 tấn. Theo tính toán như trên thì kết cấu vai đỡ 2 đầu đủ bền. * Áp lực thuỷ tĩnh tác dụng lên thành cửa ụ: Tính bền cho phao nổi dựa trên mô men uốn tại điểm giữa của phao và lực cắt tại vị trí đầu tựa lên gờ chắn phao cửa ụ. Đáy cửa tựa lên gờ chắn phao cửa ụ và chịu áp lực thuỷ tĩnh lớn nhất là 5,4 tấn/m theo sơ đồ phân bố tải trọng. Phao cửa ụ là một cấu kiện liên kết bằng cách hàn các chi tiết với nhau, vì thế phao cửa ụ là một cấu kiện vững. Khi áp lực thuỷ tĩnh tác dụng lên thành ngoài phao cửa ụ thì cấu kiện sẽ chịu toàn bộ áp lực thuỷ tĩnh. Để đơn giản hoá trong quá trình tính toán ta mô hình sơ đồ phân bố trên thành sơ đồ phân bố lực như sau: Hình 3.8 Sơ đồ phân bố lực Mô men uốn lớn nhất tại điểm giữa phao: x = 10,7 m Mxmax = 238383 (N. m) = 238383000 (N.mm) Mặt cắt ngang tại giữa phao: Z = 0,165 (m3) = 165000000 (mm3) Ứng suất tại điểm giữa phao: (N/mm2) < (N/mm2) (N/mm2)_Ứng suất cho phép của vật liệu Vậy cửa phao thoả mãn yêu cầu của áp lực thuỷ tĩnh tác dụng lên Tại vị trí cửa ụ tựa lên gờ chắn phao cửa ụ. Akết cấu gia cường = 700 x 6650 = 4655000 mm2 Áp lực tác dụng lên gờ chắn phao cửa ụ là: P = RA = RB = 158922 (N) Với A là diện tích cho phép P là áp lực (N/mm2)_Ứng suất cho phép của vật liệu (mm2) < 4655000 (mm2) tại 2 đầu mố kê cửa phao Acho phép < Akết cấu gia cường Như vậy trong trường hợp cửa ụ đóng thì tại vị trí phao cửa ụ tựa lên gờ chắn tại đáy phao tính toán theo điều kiện cắt không ảnh hưởng đến kết cấu. TÍNH SỨC BỀN DỌC PHAO CỬA Ụ (mm2.m) (mm2) (mm2.m2) y2 = (m) y1 = 6,65 – y2 = 6,65 – 3,547 = 3,113 (m) I0 = (mm2.m2) (mm2.m2) INA = I0 - (mm2.m2) Z1 = (m3)_mô đun chống uốn tại mặt trên trên, dưới = (N/mm2) < (N/mm2) Z2 = (m3)_mô đun chống uốn tại mặt đáy TÍNH SỨC BỀN DỌC TẠI ĐIỂM GIỮA PHAO CỬA Ụ (mm2.m) (mm2) (mm2.m2) y2 = (m) y1 = 2,2 – y2 = 2,2 – 1,05 = 0,95 (m) I0 = (mm2.m2) (mm2.m2) INA = I0 - (mm2.m2) Z1 = (m3)_mô đun chống uốn tại mặt trên trên, dưới = (N/mm2) < (N/mm2) Z2 = (m3)_mô đun chống uốn tại mặt đáy 3.2.4 Tính nghiệm ổn định cho phao. Việc tính ổn định cho phao ta coi như tính toán ổn định cho một con tàu và được tính theo quy phạm phân cấp và đóng tàu Sông TCVN: 5801 – 2001. Phao đủ điều kiện ổn định khi: Mcf/Mng 1 Trong đó: Mcf_mô men nghiêng cho phép, được xác dịnh theo công thức Mcf = D * Lcf (tm) Lcf_cánh tay đòn ổn định cho phép (m) Mng_mô men nghiêng do gió tác dụng và được xác định theo công thức. Mng = 0,001* APZ (tm) A_diện tích hứng gió của Phao (m2) P_áp lực gió (KG/m2) Z_tay đòn hứng gió (m) Các thông số của phao: Chiều dài lớn nhất: Lmax = 21,4 m Chiều dài thiết kế: Ltk = 21,4 m Chiều rộng lớn nhất: B = 2,2 m Chiều rộng thiết kế: Btk = 2,2 m Chiều cao: H = 6,65 m Chiều chìm: T = 1,8 m Lượng chiếm nước: D = 70 tấn Hệ số beo thể tích: Cb = 0,59 Hệ số beo đường nước: Cw = 0,93 Vùng hoạt động Sông - Vịnh kín Bảng toạ độ tuyến hình và đường hình của phao như sau: BẢNG TOẠ ĐỘ TUYẾN HÌNH NỬA CHIỀU RỘNG CAO ĐỘ STT ĐN0 ĐN1 ĐN2 ĐN3 ĐN4 ĐN5 ĐN6 MB DT MB 0 0,35 0,35 0,35 0,35 0,35 0,35 0,35 0,35 1,80 6,65 0,5 0,35 0,35 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 1,80 6,65 1 0,35 0,35 0,67 0,67 0,67 0,67 0,67 0,67 1,80 6,65 2 0,35 0,35 0,90 0,90 0,90 0,90 0,90 0,90 1,80 6,65 2,5 0,35 0,35 0,95 1,10 1,10 1,10 1,10 1,10 1,80 6,65 3 0,35 0,35 0,95 1,10 1,10 1,10 1,10 1,10 1,80 6,65 4 0,35 0,35 0,95 1,10 1,10 1,10 1,10 1,10 1,80 6,65 5 0,35 0,35 0,95 1,10 1,10 1,10 1,10 1,10 1,80 6,65 6 0,35 0,35 0,95 1,10 1,10 1,10 1,10 1,10 1,80 6,65 7 0,35 0,35 0,95 1,10 1,10 1,10 1,10 1,10 1,80 6,65 8 0,35 0,35 0,95 1,10 1,10 1,10 1,10 1,10 1,80 6,65 8,5 0,35 0,35 0,90 0,90 0,90 0,90 0,90 0,90 1,80 6,65 9 0,35 0,35 0,67 0,67 0,67 0,67 0,67 0,67 1,80 6,65 9,5 0,35 0,35 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 1,80 6,65 10 0,35 0,35 0,35 0,35 0,35 0,35 0,35 0,35 1,80 6,65 Hình vẽ: Tuyến hình của Phao Tính nghiệm ổn định cho phao ở 2 chế độ: Phao cửa ụ ở chế độ nổi tự do t = 1,8 m. Phao cửa ụ ở chế độ chìm, tựa lên 2 mố kê. 3.2.4.1. Tính toán các yếu tố đường hình lý thuyết Phao. Bảng tính khối lượng và trọng tâm Phao cửa ụ ở chế độ nổi tự do t = 1,8 m Các trọng lượng Pi (tấn) Xgi (m) MX (tm) Zi (m) MZ (tm) Phao không 70 1,2 84 1,4 98 Nước dằn 0 0 0 0 0 Tổng 70 1,2 84 1,4 98 Phao cửa ụ ở chế độ chìm, tựa lên 2 mố kê. Các trọng lượng Pi (tấn) Xgi (m) MX (tm) Zi (m) MZ (tm) Phao không 70 1,2 84 1,4 98 Nước dằn 70 1,2 84 3 210 Tổng 140 1,2 168 2,2 308 Bảng tính diện tích các mặt đường nước DN0 STT T ĐÒN SÖÔØN NỬA CHIỀU RỘNG Ym-Yd i(Ym-Yd) Ym Yd 0 0 5 0.35 0 0 1 1 6_4 0.35 0.35 0 0 2 2 7_3 0.35 0.35 0 0 3 3 8_2 0.35 0.35 0 0 4 4 9_1 0.35 0.35 0 0 5 5 10_0 0.35 0.35 0 0 11 I 3.85 I' 0.00 12 II 0.35 II' 0 13 III 3.50 III' 0.00 14 IV 14.98 IV' 0.00 15 V 0.00 DN1 STT TAY ĐÒN SÖÔØN NỬA CHIỀU RỘNG Ym-Yd i(Ym-Yd) Ym Yd 0 0 5 0.35 0 0 1 1 6_4 0.35 0.35 0 0 2 2 7_3 0.35 0.35 0 0 3 3 8_2 0.35 0.35 0 0 4 4 9_1 0.35 0.35 0 0 5 5 10_0 0.35 0.35 0 0 11 I 3.85 I' 0.00 12 II 0.35 II' 0 13 III 3.50 III' 0.00 14 IV 14.98 IV' 0.00 15 V 0.00 DN2 STT TAY ĐÒN SÖÔØN NỬA CHIỀU RỘNG Ym-Yd i(Ym-Yd) Ym Yd 0 0 5 0.95 0 0 1 1 6_4 0.95 0.95 0 0 2 2 7_3 0.95 0.95 0 0 3 3 8_2 0.95 0.9 0.05 0.15 4 4 9_1 0.67 0.67 0 0 5 5 10_0 0.35 0.35 0 0 11 I 7.69 I' 0.15 12 II 0.35 II' 0 13 III 7.34 III' 0.15 14 IV 31.42 IV' 0.04 15 V 0.40 DN3 STT TAY ĐÒN SÖÔØN NỬA CHIỀU RỘNG Ym-Yd i(Ym-Yd) Ym Yd 0 0 5 1.1 0 0 1 1 6_4 1.1 1.1 0 0 2 2 7_3 1.1 1.1 0 0 3 3 8_2 1.1 0.9 0.2 0.6 4 4 9_1 0.67 0.67 0 0 5 5 10_0 0.35 0.35 0 0 11 I 9.54 I' 0.60 12 II 0.35 II' 0 13 III 9.19 III' 0.60 14 IV 39.33 IV' 0.14 15 V 1.28 DN4 STT TAY ĐÒN SÖÔØN NỬA CHIỀU RỘNG Ym-Yd i(Ym-Yd) Ym Yd 0 0 5 1.1 0 0 1 1 6_4 1.1 1.1 0 0 2 2 7_3 1.1 1.1 0 0 3 3 8_2 1.1 0.9 0.2 0.6 4 4 9_1 0.67 0.67 0 0 5 5 10_0 0.35 0.35 0 0 11 I 9.54 I' 0.60 12 II 0.35 II' 0 13 III 9.19 III' 0.60 14 IV 39.33 IV' 0.14 15 V 1.28 DN5 STT TAY ĐÒN SÖÔØN NỬA CHIỀU RỘNG Ym-Yd i(Ym-Yd) Ym Yd 0 0 5 1.1 0 0 1 1 6_4 1.1 1.1 0 0 2 2 7_3 1.1 1.1 0 0 3 3 8_2 1.1 0.9 0.2 0.6 4 4 9_1 0.67 0.67 0 0 5 5 10_0 0.35 0.35 0 0 11 I 9.54 I' 0.60 12 II 0.35 II' 0 13 III 9.19 III' 0.60 14 IV 39.33 IV' 0.14 15 V 1.28 DN6 STT TAY ĐÒN SÖÔØN NỬA CHIỀU RỘNG Ym-Yd i(Ym-Yd) Ym Yd 0 0 5 1.1 0 0 1 1 6_4 1.1 1.1 0 0 2 2 7_3 1.1 1.1 0 0 3 3 8_2 1.1 0.9 0.2 0.6 4 4 9_1 0.67 0.67 0 0 5 5 10_0 0.35 0.35 0 0 11 I 9.54 I' 0.60 12 II 0.35 II' 0 13 III 9.19 III' 0.60 14 IV 39.33 IV' 0.14 15 V 1.28 MB STT TAY ĐÒN SÖÔØN NỬA CHIỀU RỘNG Ym-Yd i(Ym-Yd) Ym Yd 0 0 5 1.1 0 0 1 1 6_4 1.1 1.1 0 0 2 2 7_3 1.1 1.1 0 0 3 3 8_2 1.1 0.9 0.2 0.6 4 4 9_1 0.67 0.67 0 0 5 5 10_0 0.35 0.35 0 0 11 I 9.54 I' 0.60 12 II 0.35 II' 0 13 III 9.19 III' 0.60 14 IV 39.33 IV' 0.14 15 V 1.28 Bảng diện tích của các mặt đường nước tính được. ÑN 0 1 2 3 4 5 6 MB S 14.98 14.98 31.42 39.33 39.33 39.33 39.33 39.33 Bảng tính toạ độ trọng tâm DN j Sj m2 SjI [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] 0 0 14.98 14.98 0.00 0.00 0.00 0.00 1 1 14.98 44.94 9.74 14.98 14.98 0.22 2 2 31.42 91.34 24.82 62.84 92.80 0.66 3 3 39.33 162.09 29.42 117.99 273.63 1.10 4 4 39.33 240.75 73.38 157.32 548.94 1.48 5 5 39.33 319.41 98.94 196.65 902.91 1.84 6 6 39.33 398.07 124.50 235.98 1335.54 2.18 MB 7 39.33 476.73 150.0688 275.31 1846.83 2.5181 3.2.4.2. Tính và vẽ đồ thị Bonjean. Sườn 0, 10: ÑN Yi(m) Toång [2] w=DTx[3] Tay ñoøn [2]x[5] Toång [6] M=DT2x[7] [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] 0 0.35 0.35 0.23 0 0.00 0.00 0.00 1 0.35 1.05 0.68 1 0.35 0.35 0.15 2 0.35 1.75 1.14 2 0.70 1.40 0.59 3 0.35 2.45 1.59 3 1.05 3.15 1.33 4 0.35 3.15 2.05 4 1.40 5.60 2.37 5 0.35 3.85 2.50 5 1.75 8.75 3.70 6 0.35 4.55 2.96 6 2.10 12.60 5.32 B 0.35 5.25 3.41 7 2.45 17.15 7.25 Sườn 1, 9: ÑN Yi(m) Toång [2] w=DTx[3] Tay ñoøn [2]x[5] Toång [6] M=DT2x[7] [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] 0 0.35 0.00 0.00 0 0.00 0.00 0.00 1 0.35 0.70 0.46 1 0.35 0.35 0.15 2 0.67 1.72 1.12 2 1.34 2.04 0.86 3 0.67 3.06 1.99 3 2.01 5.39 2.28 4 0.67 4.40 2.86 4 2.68 10.08 4.26 5 0.67 5.74 3.73 5 3.35 16.11 6.81 6 0.67 7.08 4.60 6 4.02 23.48 9.92 B 0.67 8.42 5.47 7 4.69 32.19 13.60 Sườn 2 : ÑN Yi(m) Toång [2] w=DTx[3] Tay ñoøn [2]x[5] Toång [6] M=DT2x[7] [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] 0 0.35 0.35 0.23 0 0.00 0.00 0.00 1 0.35 1.05 0.68 1 0.35 0.35 0.15 2 0.90 2.30 1.50 2 1.80 2.50 1.06 3 0.90 4.10 2.67 3 2.70 7.00 2.96 4 0.90 5.90 3.84 4 3.60 13.30 5.62 5 0.90 7.70 5.01 5 4.50 21.40 9.04 6 0.90 9.50 6.18 6 5.40 31.30 13.22 B 0.90 11.30 7.35 7 6.30 43.00 18.17 Sườn 3, 4, 5, 6, 7, 8: ÑN Yi(m) Toång [2] w=DTx[3] Tay ñoøn [2]x[5] Toång [6] M=DT2x[7] [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] 0 0.35 0.00 0.00 0 0.00 0.00 0.00 1 0.35 0.70 0.46 1 0.35 0.35 0.15 2 0.95 2.00 1.30 2 1.90 2.60 1.10 3 1.10 4.05 2.63 3 3.30 7.80 3.30 4 1.10 6.25 4.06 4 4.40 15.50 6.55 5 1.10 8.45 5.49 5 5.50 25.40 10.73 6 1.10 10.65 6.92 6 6.60 37.50 15.84 B 1.10 12.85 8.35 7 7.70 51.80 21.89 Ta xây dựng được đồ thị Bonjean như sau: 3.2.4.3. Tính các yếu tố hình dáng vỏ Phao. ÑN Si(m) Toång[2] V(m^3) [1] x [2] Toång[5] [6]xDT2/2 Zc=[7]/[4] a D [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] 0 14.98 14.98 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 1.000 0.00 1 14.98 44.94 9.74 14.98 14.98 3.16 0.33 1.000 9.98 2 31.42 91.34 24.82 62.84 92.80 19.60 0.79 0.773 25.44 3 39.33 162.09 47.81 117.99 273.63 57.80 1.21 0.835 49.01 4 39.33 240.75 73.38 157.32 548.94 115.96 1.58 0.835 75.21 5 39.33 319.41 89.20 196.65 902.91 190.74 2.14 0.835 91.43 6 39.33 398.07 99.69 235.98 1335.54 282.13 2.83 0.835 102.18 3.2.4.4. Tính và vẽ đồ thị tĩnh thuỷ lực. Xf [2]x[11] Toång [12] [13]x Xc=[13]/[4] =[4]/LixBixTi ro=Ix/Vi Ro=Iy/Vi =ω/BiXTi [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] [19] 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 1.000 0.06 59.89 1.00 0.04 1.26 1.26 0.27 0.01 0.470 0.37 44.50 0.53 0.14 5.51 8.02 1.69 0.04 0.521 0.28 24.27 0.61 0.14 5.51 19.03 4.02 0.05 0.599 0.18 15.81 0.71 0.14 5.51 30.04 6.35 0.07 0.583 0.15 13.01 0.77 0.14 5.51 41.06 8.67 0.09 0.543 0.13 11.64 0.81 Bảng tính mô men quán tính Ix Iy 0.61 583.12 0.61 583.12 9.3 1104.3 13.35 1160.16 13.35 1160.16 13.35 1160.16 13.35 1160.16 3.2.4.5. Tính và vẽ đồ thị ổn định. Trường hợp yc90 zc90 zc0 zc90-zc0 r0 r90 zg zg - zc0 ho 1 2.195 1.243 1.142 0.1009 0.533 0.000 1.400 0.258 28.02 2 2.113 1.170 1.137 0.0328 0.263 0.000 2.200 1.063 56.64 TH1 θ (zc90-zc0) f2(θ) r0 f3(θ) r90 f4(θ) (zg- zc0) *sinθ lθ=[2]+[3]+ [4]+[5]-[6] ∑[7] lθd=[8]*P *Δθ/360 [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] 10 0.06167 -0.00153 0.08431 0.00000 0.04488 0.09958 0.09958 0.00869 20 0.44203 -0.01068 0.12215 0.00000 0.08820 0.46530 0.66446 0.05796 30 1.23896 -0.02796 0.09273 0.00000 0.12895 1.17478 2.30454 0.20101 40 2.18974 -0.04446 0.01290 0.00000 0.16248 1.99571 5.47503 0.47754 50 3.30623 -0.04693 -0.07126 0.00000 0.19755 2.99049 10.46123 0.91245 60 2.85103 -0.02186 -0.11539 0.00000 0.22334 2.19045 15.64217 1.36434 70 2.05147 0.02534 -0.09561 0.00000 0.24243 1.73876 19.57137 1.70706 80 0.84894 0.07651 -0.03651 0.00000 0.25274 0.63620 21.94633 1.91421 90 0.00000 0.10095 0.00000 0.00000 0.25790 -0.15695 22.42557 1.85601 TH2 θ yc90 f1(θ) (zc90-zc0) f2(θ) r0 f3(θ) r90 f4(θ) (zg - zc0) *sinθ lθ=[2]+[3]+ [4]+[5]-[6] ∑[7] lθd= [8]*P *Δθ/360 [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] 10 0.05939 -0.00050 0.04164 0.00000 0.18498 0.07555 0.07555 0.00659 20 0.42564 -0.00347 0.06032 0.00000 0.36358 0.11892 0.27002 0.02355 30 1.19303 -0.00909 0.04580 0.00000 0.53154 0.69819 1.08713 0.09482 40 2.10856 -0.01445 0.00637 0.00000 0.66974 1.43073 3.21605 0.28051 50 3.18366 -0.01526 -0.03519 0.00000 0.81432 2.31889 6.96567 0.60756 60 2.74533 -0.00710 -0.05698 0.00000 0.92063 1.76061 11.04517 0.96338 70 1.97541 0.00824 -0.04722 0.00000 0.99930 0.93713 13.74291 1.19869 80 0.81747 0.02487 -0.01803 0.00000 1.04182 -0.21751 14.46253 1.26145 90 0.00000 0.03282 0.00000 0.00000 1.06309 -1.03027 13.21475 1.15262 Bảng các hệ số f1 f2 f3 f4 Sin(q) 0.028 -0.0152 0.1582 0.0025 0.174 0.201 -0.1058 0.2292 0.0165 0.342 0.565 -0.277 0.174 0.0425 0.5 0.998 -0.4404 0.0242 0.0613 0.63 1.506 -0.4649 -0.1337 0.0502 0.766 1.299 -0.2165 -0.2165 0 0.866 0.935 0.251 -0.1794 -0.067 0.94 0.387 0.7579 -0.0685 -0.092 0.98 0 1 0 0 1 TT Đại lượng tính Ký hiệu Đơn vị Các trường hợp tải trọng 1 2 1 Lượng chiếm nước D T 70.000 140.000 2 Thể tích chiếm nước V m3 68.293 136.585 3 Mớn nước T m 1.800 3.600 4 Hoành độ tâm nổi XC m 0.340 0.680 5 Hoành độ trộng tâm Xg m 1.200 1.200 6 Cao độ trọng tâm Zg m 1.400 2.200 7 Cao độ tâm nổi ZC m 0.350 0.700 8 Hiệu Xg -XC m 0.860 0.520 9 Bán kính ổn định dọc R0 m 29.070 58.140 10 Chiều cao ổn định dọc H0 m 28.020 56.640 11 Nghiêng dọc DT m 0.657 0.127 12 Hoành độ trọng tâm ĐN Xf m 0.123 0.246 13 Nghiêng dọc mũi DTm m 0.325 0.062 14 Nghiêng dọc đuôi DTd m 0.332 0.065 15 Bán kính ổn định ngang r0 m 0.623 0.125 16 Chiều chìm mũi Tm m 2.125 3.662 17 Chiều chìm đuôi Td m 1.468 3.535 18 Mô men qtính hàng lỏng Mq tm 0 0 19 Hiệu chỉnh hàng lỏng dh = Mq/D m 0.000 0.000 20 Cao độ tâm nghiêng Zm = Zc + r0 m 29.420 58.840 21 Chiều cao ổn định h0 = Zm - Zg m 28.020 56.640 3.2.4.6. Tính diện tích hứng gió. Tay đòn hứng gió TT1 TT2 Z 2.74 0.4875 TT Bề mặt chịu gió Ai(m2) Zch (m) Ai.Zch(m3) 1 Mạn khô 103.79 2.425 251.691 2 Be gió 103.79 6.65 690.204 3 Tổng 207.58 4.5375 941.894 TT Bề mặt chịu gió Ai(m2) Zch (m) Ai.Zch(m3) 1 Mạn khô 65.27 1.525 99.5368 2 Be gió 65.27 6.65 434.046 3 Tổng 130.54 4.0875 533.582 3.2.4.7. Tính góc vào nước No. Hạng mực tính toán TT1 TT2 1 Chiều chìm 1.80 m 3.60 m 2 Cao độ lỗ khoét 1.8 m 1.8 m 3 Hoành độ lỗ khoét 4 m 4 m 4 Góc mép boong nhúng nước 50.49 độ 37.33 độ 5 Góc vào nước 0.00 độ -24.23 độ 3.2.4.8. Tính biên độ chòng trành STT Hạng mục tính toán T.T 1 T.T2 1 ho 28.02 56.64 2 D 70.00 140.00 3 Zg 1.40 2.29 4 B 2.20 2.20 5 T 1.80 3.60 6 Cb 0.76 0.69 7 B/T 1.22 0.61 8 ho0,5/B 2.41 3.42 9 Y 32.00 32.00 10 X1 0.90 0.90 11 X2 1.00 0.97 12 qr 28.80 27.94 13 Hệ số giảm trành 0.70 0.70 14 Biên độ lắc 20.00 20.00 3.2.4.9.Kiểm tra ổn định theo tiêu chuẩn cơ bản STT Hạng mục tính nghiệm Đơn vị TT1 TT2 1 D tấn 70 140 2 Diện tích hứng gió m2 207.58 130.54 3 Tay đòn hứng gió m 2.74 0.4875 4 Áp lực gió KG/m2 21.514 16.801 5 Mô men nghiêng T-M 12.2365 1.069186 6 Góc vào nước độ 0 -24.23 7 Lcf m 0.18 0.47 8 Mcf T-M 12.6 65.8 9 Hệ số an toàn K 1.02971 61.54213 10 Ltmax m 3.349 0.372 11 Góc có Ltmax độ >30 >30 3.2.4.10. Kiểm tra ổn định khi kéo phao cửa ụ và chịu tác dụng của gió STT Hạng mục tính nghiệm Đơn vị TT1 TT2 1 Lượng chiếm nước tấn 70 140 2 Chiều chìm m 1.8 3.6 3 Cao độ trọng tâm Zg m 1.4 2.2 4 Chiều dài đường nước m 21.4 21.4 5 Mô men nghiêng do gió T-M 12.2365 1.069186 6 Mô men nghiêng tổng cộng T-M 12.2365 1.069186 7 Góc mép boong nhúng nước(0.8) độ 40.3919 29.86262 8 Mcf1 T-M 12.6 65.8 9 Hệ số an toàn ổn định K1 1.02971 61.54215 Vậy Phao đảm bảo ổn định. CHƯƠNG 4: THẢO LUẬN KẾT QUẢ VÀ ĐỀ XUẤT Ý KIẾN 4.1. THẢO LUẬN KẾT QUẢ. Trong quá trình tính toán có sử dụng các công thức tính gần đúng nên không tránh khỏi có sai số nhưng sai số đó không nhiều vì vậy kết quả tính toán vẫn được đảm bảo. Quá trình tính toán bền cho Phao cửa ụ nhất là tính ổn định khi Phao được tính như một con tàu, tuy chưa có một phương pháp tính toán cụ thể nào đối với Phao nhưng kết quả tính toán vẫn đảm bảo Phao được ổn định ở ngoài thực tế. Tuy nhiên do kinh nghiệm thực tế cũng như khả năng còn nhiều hạn chế nên không tránh khỏi những sai sót, Rất mong sự đóng góp ý kiến của các thấy, các bạn để em có thể đi xâu hơn vào nghiên cứu đế tài này. Qua đây em xin chân thánh cảm ơn Bộ môn Đóng tàu - Khoa kỹ thuật tàu thủy - Trường Đại học Nha Trang. Đặc biệt sự giúp đỡ tận tình của thầy Th.S Huỳnh Văn Vũ. 4.2. ĐỀ XUẤT Ý KIẾN. Được sự hướng dẫn tận tình của các thầy trong bộ môn, đặc biệt là thầy Th.S HUỲNH VĂN VŨ, sau một thời gian nghiêm túc nghiên cứu đến nay đề tài đã hoàn thành. Tuy thời gian và khả năng còn nhiều hạn chế, nhưng sau khi đề tài này được hoàn thành đã chỉ ra được phương hướng cho tất cả các nhà máy có quy mô vừa và nhỏ trên cả nước ta có thể đóng được những con tàu có kích thước và trọng tải lớn. Qua thời gian tìm hiểu và nghiên cứu đề tài, em xin đưa ra ý kiến sau: * Cần phổ biến rộng rãi loại công trình đà bán ụ đối với các nhà máy vừa và nhỏ đã và đang sử dụng triền hay đà để đóng mới và sửa chữa tàu như ở nước ta vì công trình này tiết kiệm được chi phí xây dựng cũng như thời gian thi công được rút ngắn. * Cần kéo dài thời gian làm đồ án để có thể tìm hiểu kĩ hơn và sâu hơn vào một số hạng mục khác của đồ án như: Móng cọc đầu ụ, bản đáy cửa ụ, bệ đà, kè hai bên bệ đà, đê quây…để đồ án được hoàn thành tốt hơn nữa. TÀI LIỆU THAM KHẢO PTS. Phạm Văn Thứ, Th.S. Nguyễn Văn Ngọc Công trình thuỷ công trong nhà máy đóng tàu thuỷ và sửa chữa tàu thuỷ. Bùi Trọng Lựu, Nguyễn Văn Vượng Bài tập sức bền vật liệu. PGS.TS. Nguyễn Hữu Đẩu, Th.S. Vũ Xuân Quang Công trình biển. Tiêu chuẩn Việt Nam 5801 : 2001 Nhà Xuất Bản Xây Dựng. PGS.TS. Nguyễn Quang Minh Lý thuyết tàu thuỷ nâng cao TS. Trần Công Nghị Lý thuyết tàu thuỷ tập 1 Phạm Ngọc Hòe – Lê Ngọc Phước Ổn Tính Cho Tàu Đi Biên – Nhà Xuất Bản Nông Nghiệp 1980. KS Nguyễn Hữu Vượng, Nguyễn Đức Ân, Trương Cầm, Trần Công Nghị, Hồ Quang Long, Trần Hùng Nam. Sổ Tay Kỹ Thuật Tàu Thủy Và Công Trình Nổi T1. 9. K.S Nguyễn Thị Hiệp Đoàn Lý Thuyết Tàu Thủy - Trường Đại Học Hàng Hải.