Nhà máy đóng mới và sửa chữa tàu thủy - 11

đáy hoặc không có. Dưới đây dẫn ra các công thức xác định các phần tử của ma trận đối với công trình đối xứng trên nền wincler có cônxôn đáy.

Trong các công thức dưới đây dấu '+' và '' để tính toán tải trọng đối xứng, còn dấu '-' và '' để tính tải trọng bất đối xứng.

Khi tính toán tải trọng không gây ép tường về phía đất lấp thì sơ đồ tính được lấy theo sơ đồ dầm như trên hình VI-43.

Các công thức xác định các phần tử của ma trận A và P với công trình đối xứng trên nền wincler có côn xôn đáy (trục đối xứng trùng với thanh gối):

⎧2Gr  r

 n2 K

 Ky n2Kx

 K n2Kx,

Có thể bạn quan tâm!

• Nhà máy đóng mới và sửa chữa tàu thủy - 8
• Các Công Trình Dùng Biện Pháp Khống Chế Mực Nước (Ụ Tμu).
• Nâng Tμu:- Hạ Dàn Nâng;- Đặt Tàu Lên Dàn Nâng;- Đặt Tàu Lên Xe Trên Dàn Nâng;- Chuyển Tàu Vào Bệ.
• Nhà máy đóng mới và sửa chữa tàu thủy - 12
• Cấu Tạo Dμn Nâng. Tuỳ Thuộc Vào Hình Thức Máy Nâng Ngang Hay Dọc Mà Dàn Nâng Có Thể Là Một Trong Hai Dạng Sau:
• Việc Sử Dụng Các Công Trình Thuỷ Công Trong Đóng Mới Vμ Sửa Chữa Tμu.

Xem toàn bộ 232 trang tài liệu này.

i = k ' ; ⎫

⎪k p1 1

k1 k

3 k k p

3 k k ⎪

⎪

p1

k1 2

k1

k

3

k

k

3

k

k

⎪

⎪2Gr  r

 n2 K

 Ky n2Kxn2Kx,

i = k '' ; ⎪

⎪2Gr  r  n2 K

 4K  K  n2 K , i = m + k/ 2  1; ⎪

⎪i i1 2

i1

i i1 2 i1 ⎪

⎪

⎪Gr  r

 0,5n2 K

 4K  K

,0,

i = m + 2/ 2; ⎪



ij ⎨

i i1 2

i1

i i1

⎪ j = i

⎪2Gr  r  n2 K

 4K

 Kx 

n2Kx, i = p; ⎪

p p1 3

⎪2

p1

p k k

3 k k

⎬

⎪

⎪2Gri ri1  n1Ki1  4Ki Ki1 , 1  i k - 1; ⎪

⎪2 m+ k ⎪

⎪2Gri ri1  n2Ki1  4Ki Ki1 , k + 1 i  2;⎪

⎪

⎪2Gr  r

 n2 K

 4K  K ,

2 ⎪

n + 2 i p  1. ⎪

⎩i i1 3

i1

i i1 ⎭

⎧2Gr

 n n Ky n2Kx

 K  n2 Kx  ,

i = k ' ; ⎫

⎪p1 1 2 k 3 k k p

3 k k ⎪

⎪Gr  2n2 K  K ,

1  i  k - 2;⎪

⎪i1 1 i i1 ⎪

⎪Gr  2n2 K  K , k + 1 i m  k 1; ⎪

⎪



⎬

ij ⎨

i+1

2 i i1

2 ⎪ j = i + 1

⎪Gr

 n2 2K

 Ky ,

i = k - 1; ⎪

⎪k 1 k1 k ⎪

⎪Gr

 n2 2K

 Ky ,

i = k '' ; ⎪

⎪k+1 2 k1 k ⎪

⎪Gr

 2n2 K  K ,

n + 2 i p  1;⎪

i i

⎩i+1 3 i i1 ⎭

⎧

⎪0,5cn2

Y

0

i1

 2Y0  Y0

 c200,

i = m + k/ 2;

⎪cn Y0

 2Y0  Y0

 c2 0 0 ,

1  i k - 1;

ip ⎨1

⎪

⎪

⎪cn

⎩2

i1

i i1

Y

0

i1

i i1

i i1

 2Y0  Y0

i i1

i i1

 c2 0 0 ,

k + 1 i 

m  k 2

 1;

⎧n2 K ,

1  i k + 2; ⎫

⎪1 i1 ⎪

⎪n2 K ,

k + 1 i  k '' ;⎪

2 i1

⎪

⎬ j= i+ 2

n n Ky ,

k - 1 i  m  k / 2  2, i  k ' ;

⎪1 2 k ⎪

⎪n2 K ,

n + 2 i p  2; ⎪

⎪3 i1 ⎭

⎪n n Ky ,

i = k - 1 ; j = i + 3

ij ⎨1 2 i1

⎪-n2 K ,

i = k ' ⎫

⎪3 p ⎪

j = p - 1

⎪n2 K ,

i = k '' ;⎬

⎪3 p ⎪⎭

⎪- Gr  n2Kx 2K n2Kx,

i = k ';⎫⎪

⎪p+1 3 k k p

3 k k

⎬ j= p

⎪Gr  n2Kx 2K

 n2 Kx  ,

i = k '' ; ⎪⎭

X

i i1

⎩p 1 3 k k p

3 k k

⎧cn3

⎪⎪

0

i1

 2X0  X0

 c2 0 0 ,

n + 2 i  p;

i i1



0

⎨cn Y0

 Y0  cn

X0  X0 c20 0 ,

i = k ' ;

i p 1

Y

⎪

k1 k

3 k p k p1

k

p k k1

3

⎩⎪cn2

0

k1

 Y0  cn

X0  X0 c20

p1 ,

i = k '' .

Hình VI-42. Cấu trúc ma trận A tính buồng ụ có côn xôn đáy trên nền wincler. Phần gạch chéo ứng với sơ đồ không có cônxôn đáy; Phần viền đậm - sơ đồ dầm.

Hình VI-43. Sơ đồ tính đáy ụ không xét đến tương tác của tường với đất lấp. a - sơ đồ tải trọng; b - sơ đồ tính toán.

dl

VÝ dô. Tính toán buồng ụ trọng lực không có côn xôn đáy đặt trên nền được đặc trưng bởi hệ số nền Kn = 500 T/m3; đối với đất lấp K = 1000 T/m3. Tải trọng tác dụng ta chỉ xét tải trọng do cần trục tác dụng lên tường P=50T/m và tác dụng của sự thay đổi của nhiệt độ. Kết cấu ụ và sơ đồ tính cho trên hình VI-44, trên đó có vẽ biểu đồ thay đổi nhiệt

4

độ trong tường, còn độ thay đổi trong phạm vi đáy là đều và bằng 11. Bước gối cx =5,0m và cy = 3,0m. Độ cứng của đáy không đổi J 6  J 7  J 16  J17 10 m . Độ cứng của tường theo chiều cao thay đổi với qui luật dạng bậc thang.

2 3 4 5

4 4 4 4 4

J1  0,08m ; J  0,28m ; J  0,67m ; J  1,30m ; J  2,25m . Môđun đàn hồi của vật liệu và hệ số Poat xông E  1,8.106 T / m2 ;  0,15.

Hệ số độ mềm của các gối theo công thức VI-14 sẽ bằng :

4

K0  K1  K2  K3  K4  3,3310 m / T;

K  K  K  Ky  4 104 m / T; Kx  Kx

 4 106 m / T.

5 6 16 17 5 17

Hệ số độ mềm của các gối góc trong tính toán lấy bằng không theo công thức VI-15.

cy3

Tỷ số n  0,6.

cx5

Do vật liệu của công trình là như nhau nên độ cứng trụ Di có thể thay bằng mômen quán tính Ji. Ji tương ứng với Dc trong công thức VI-29 ta lấy bằng mômen quán tính của

đáy Jc=10,0m4.

Các hệ số qui đổi ri sẽ bằng:

r1 

10

0,08

 12,5; r2

 10

0,28

 35,7; r3

 10

0,67

 14,9; r4

10  7,7;

1,3

r  10

5 2,25

 4,5; r 10

6 0,6 10

 1,7  r16  r17 

Hình VI-44. U khô dạng trọng lực.

a - kết cấu buồng ụ; b - sơ đồ tính toán.

Độ cứng trụ được tính toán theo công thức VI-18 và bằng

Dc 

1,8 106 10

1  0,152

 1,84 10

7 T / m2 

Đặc tương đối của hệ theo công thức VI-33 và bằng

33

G 

6 1,84 107

 0,244 106 

Nếu coi độ mềm của các gối góc theo phương ngang bằng 0 thì không cần xác định

k . Khi sử dụng tính đối xứng của kết cấu và tải trọng thì việc tính toán công trình qui về giải hệ phương trình đại số cấp 11.

Các đại lượng cần thiết để xác định các số hạng tự do:

- tải trọng do cần trục : P0  P  50T; y0  y

 0,0004  50 0,02m;

5 17 5 17

- tác dụng của nhiệt độ được xác định dựa vào biểu đồ thay đổi nhiệt độ ΔTo (H.VI-44) và công thức VI-27 và bằng

o

1,6  1,6 /m; 

1 1,0 2

3,2  2,13; 

1,5 3

4,8  2,4 /m;

o

1,5

o

6,4  2,56 /m; 

4 2,5

6 17

11,0  2,2 /m.

o

5

- các giá trị góc xoay được tính theo công thức VI-26 với hệ số dãn nở của bê tông

0.00001:

1

 24 106 ,

2 2

 32 106 ,

3 3

 36 106 ,

6 6

4 4  38,4 10 ,6 6 17 17  5510 

- sự thay đổi nhiệt độ ở bản đáy gây ra độ giãn dài về phía đát lấp:

ΔLd

t 

L ΔT0

2  2

 105

 65  11

2 2

 1815106 m,

5

d

X0 ΔL  1815106 m

- thay các giá trị tìm được ở trên vào các công thức tính hệ số của phương trình chính tắc và lập hệ phương trình chính tắc ta được hệ khi chịu tác dụng của nhiệt độ như sau:

2078,5M1  1324,5M 2  333,3M 3  504,0  0;

1324,5M1  2024,7M 2  1329,6M 3  333,3M 4  612,0  0;

333,3M1  1329,6M 2  2011,0M 3  1331,3M 4  333,3M5  669,6  0;

333,3M 2  1331,3M 3  1672,7M 4  665,5M5  5099,4  0;

333,3M 3  665,5M 4  624,1M5  431,6M 6  144,0M 7  5940,0  0;

431,6M5  865,6M 6  575,6M 7  144,0M8  990,0  0;

576,6M 6  865,6M 7  575,6M8  144,0M 9  990,0  0;

144,0M 6  575,6M 7  865,6M8  575,6M 9  144,0M10  990,0  0;

144,0M 7  575,6M8  865,6M 9  575,6M10  144,0M11  990,0  0;

144,0M8  575,6M 9  1009,6M10  575,6M11  990,0  0;

144,0M 9  576,6M10  432,8M11  495,0  0 

Khi xét đến tải trọng do cần trục thì thành phần tự do trong các phương trình chỉ có ở gối 5 và 6 .

y 5

Với cả hai gối số hạng tự do bằng nhau và bằng c nY0  3,0  0,6  20000  36000

Trong các phương trình các đại lượng sẽ được tăng lên 106 lần.

Việc giải hệ phương trình trên với kỹ thuật tính toán hiện đại không khó khăn gì, do vậy ở đây không trình bày.

§12.Tính toán đầu ụ và trạm bơm.

Khác với buồng ụ, đầu ụ luôn dược chế tạo liền khối các mố của chúng có chiều dầy lớn để bố trí hầm dẫn nước, thiết bị thuỷ lực và có thể cả trạm bơm. Điều kiện làm việc của

đầu ụ cũng khác buồng vì đặc trưng tác dụng của tải trọng khác trong buồng. Tải trọng tác dụng lên đầu ụ thường có hướng song song với trục buồng ụ, các lực này gây trượt đầu ụ về phía buồng vì vậy sau khi tính toán độ bền đầu ụ cần phải kiểm tra ổn định. Phần lớn các trường hợp người ta bố trí phân đoạn buồng ụ tiếp giáp đầu ụ có kết cấu tường liền đáy nên hệ số dự trữ ổn định lấy bằng 1,05 là đủ. Hiện nay ở các nước đã tiến hành tính toán ổn

định của đầu ụ có xét đến ảnh hưởng của phân đoạn tiếp giáp đầu ụ. Khi đó vật liệu lấp đầy khe nối giữa đầu và buồng phải được chọn xuất phát từ điều kiện chịu lực trượt toàn phần, còn chiều dầy cần phải đảm bảo sao cho khi đầu ụ bị nghiêng không gây lực ép tường buồng ụ. Nếu chiều dầy khe lún quá lớn thì phải sử lý đặc biệt.

Để bảo đảm sự làm việc bình thường của cửa ụ cần chú ý tới độ nghiêng dọc do ứng suất và độ lún không đều gây ra. Hệ số không đều của ứng suất lấy bằng 44,5 với đất cát, 33,5 với đất sét.

Để kiểm tra điều kiện ổn định trượt phẳng theo nền đáy đầu ụ ta sử dụng công thức

P Vft r EH Et p

sau:

Kt r 

,

HB  Ea a _ Eak

VI - 38

trong đó: HB - áp lực thuỷ tĩnh của nước; Eaa - áp lực chủ động của đất từ phía khu nước; Eak -áp lực chủ động từ phía buồng .

Các lực giữ chủ yếu là :

- phản lực ma sát do khối lượng toàn phần của bê tông đầu ụ, của đất, nước đè lên các bộ phận kết cấu sau khi đã trừ đi phần áp lực đẩy nổi và áp lực thấm của nước

V=Wđn - Wth .

- hệ số ma sát trượt của đất nền được xác định có xét đến áp lực trung bình dưới đáy đầu ụ

ftr =tg+ c/tb . (VI-39)

- đối với đáy đầu ụ có các răng sâu 1,02,0 m thì ổn định của đầu được kiểm tra theo mặt phẳng đáy răng và có kể đến khối đất nằm trong vùng đó. ¸p lực bị động từ phía buồng sẽ là lực giữ EH = Ebd - Eak .

- lực trượt còn có áp lực nước tác dụng lên cửa và áp lực đất tác dụng lên hai bên tường đầu

ô;

- khi xét đến sự làm việc không gian của đầu ụ trong số các lực giữ còn có thêm lực ma sát của đất tác dụng lên lưng tường đầu ụ

E  2k E tg i Δ , (VI-40)

t p t p i 2 i

trong đó: Ei - áp lực của khối đất lấp sau lưng tường đầu ụ Δi, tính phần nghiêng với phương thẳng đứng;

kt p - hệ số xét đến các lực ma sát bằng 0,5.

Việc tính toán độ bền của tường và đáy đầu ụ được tiến hành theo phương pháp gần

đúng. Tường được kiểm tra theo công thức nén lệch tâm

PMx

My

, (VI-41)

F Wx Wy

trong đó: - tổng các lực gây nén; x và y - mômen của tất cả các lực lấy đối với trục x và trục y đi qua trọng tâm tiết diện; Wx và Wy - mômen kháng của tiết diện tính toán của tường đầu ụ lấy đối với trục x và y. Ngoài ra tường đầu ụ còn chịu mô men xoắn, song ảnh hưởng của nó rất nhỏ nên bỏ qua.

Đáy đầu ụ làm việc theo điều kiện không gian được tính theo các vùng riêng rẽ (Hình VI-45). Theo biểu đồ và kết cấu đáy mà ta ấn định các vùng khác nhau, khi đó tuỳ thuộc vào vị trí dải tính toán mà tải trọng sẽ được cân bằng. Sự cân bằng được thể hiện ở chỗ

thêm vào hay bớt đi của tải trọng thẳng đứng của mỗi vùng những lực cân bằng bằng về trị số với các lực cắt ngang phát sinh trong các tiết diện đứng Qyp

Pyp = cp - y , (VI - 42)

trong đó cp - là diện tích của biểu đồ phản lực của đất qui về đoạn đang xét có được từ tính toán chung xét đến sự làm việc không gian;

y - là diện tích biểu đồ phản lực của đất của đoạn đang xét khi chỉ tính tác dụng của tải trọng thẳng đứng.

Các lực cân bằng có thể qui về lực tập trung đặt ở giữa tường. Một dải được tách ra từ mỗi đoạn đáy đầu ụ có chều rộng là 1 m dài được tính toán theo sơ đồ đã nêu trong tính toán đáy buồng ụ và theo tải các tải trọng cân bằng. Từ các mômen tính được ta xác định mômen trung bình đối với toàn đầu ụ Mcp, rồi xác định mômen tính toán cho từng vùng theo công thức

Mi p

 Mi  Mc p

2

, (VI-43)

trong đó Mi - mômen của vùng đang xét.

Nhà và các bộ phận của trạm bơm được tính toán theo độ bền chung và cục bộ. Khi tính toán độ bền cục bộ thì các bộ phận được xem như những dầm, tấm đơn giản kê hay ngàm hoặc gối trên biên. Khi tính toán khung thì tiến hành như đáy đầu ụ. Việc chọn vùng tính toán, khung của vùng và tấm tuỳ thuộc vào kết cấu của trạm bơm.

Hình VI-45. Sơ đồ tính toán đáy đầu ụ.

a - phân chia đáy đầu thành các vùng; b - biểu đồ phản lực của đất nền.

§13. Tính toán hệ thống cấp thoát nước của ụ.

Như đã trình bày trước đây, hệ thống cấp thoát nước của ụ là một trong những bộ phận quan trọng của ụ. Việc cấp nước có thể tiến hành thông qua các lỗ trong cửa ụ có van đóng mở, hoặc qua hệ thống đường hầm ở đầu ụ có cửa đưa nước vào ụ thông qua hệ thống

đường hầm có cửa xả. Những số liệu ban đầu để tính hệ cấp nước là : kích thước mặt bằng của ụ, độ sâu cấp nước tính từ mực nước trung bình ở khu nước H, các mực nước đặc trưng,

kiểu cửa của hầm và thời gian mở của nó, thời gian làm đầy. Khi làm đầy ụ qua các lỗ ở cửa ụ thì diện tích lỗ với thời gian đã cho có thể tính gần đúng theo công thức:

ΩH

2



2g

, (VI-44)

trong đó: - diện tích tiết diện lỗ, m2; Ω- diện tích mặt nước của ụ, m2; H - độ sâu nước ở buồng ụ, m; T - thời gian cấp nước đầy ụ; - hê số tiêu hao bằng 0,7 - 0,8; g - gia tốc trọng trường, m/s2; K - hệ số xét đến thời gian mở cửa hầm.

Để tính toán hệ tháo nước của ụ người ta xác định thời gian tháo và tuỳ thuộc vào khối lượng nước cần tháo mà ta chọn kiểu và số lượng máy bơm, sau đó xây dựng đồ thị

đặc tính thuỷ lực của hệ = Q, trong đó - tỉng tỉn thÊt thủ lùc

hl i



v2

i 2g ,

(VI-45)

trong đó: hl i

- tổng tổn thất cột nước trên chiều dài của các đoạn riêng biệt của hệ;



v2

i 2g

- tổng tổn thất cột nước với vận tốc v tại tiết diện đang xét phù hợp với

lưu lượng đã cho Q.

Tổng tổn thất cột nước trong hệ Hc bằng Hc = Hg + H, (VI-46)

trong đó: Hg - chiều cao đẩy của máy bơm được đo bằng độ chênh mực nước ở trong buồng ụ và khu nước. Chia khối lượng nước chung thành những khối lượng bộ phận ΔWi, và trên đồ thị đường đặc tính chung của hệ (Hình VI-46) có thể nhận giao điểm của các đồ thị H = f(Q) của máy bơm và Hc = f(Q) của hệ tháo nước đối với mực nước tháo đang xét. Khi hệ số tổn thất như nhau thì các đường cong Hc = f(Q) sẽ song song với đường cong có điểm đầu khi Q = 0. Khi đó thời gian tháo khối nước bộ phận ΔWi giữa các mực nước i

2ΔWi

và i-1 sẽ là

i Q

i1

 Qi 

, (VI-47)

trong đó Qi và Qi-1 - lưu lượng tương ứng với các điểm làm việc của máy bơm đối với các mực nước i và i-1. Tổng thời gian tháo nước sẽ là T=Ti . (VI-48)