Nhà máy đóng mới và sửa chữa tàu thủy

⎟

⎝



⎧

j n

⎪c  P0  A c2 0 ,

1 i k - 1

, k + 1 i ⎛⎜n

 1⎞ ;

Có thể bạn quan tâm!

Xem toàn bộ 232 trang tài liệu này.

⎪j 0

⎪j n

ij j

0 x i i 1 2 ⎠

⎪c ΔF P0  A nc

X0 X0 A c200, i = k';

⎪

x jk 1k j j 0

⎪j n

0 x k p

0 x k p 1

⎪c ΔF P0 A c nX0 X0 A c20

0 ,

i = k'';

(VI-30)

ip ⎨

⎪

x jk 1k j j 0

0 x p k

0 x k 1 p 1

⎪⎡j n ⎤

⎪0,5⎢c  P0 A c200 ⎥, i = n / 2;

x ij j

⎪⎣j 0

0 x i i1

⎦

⎪A nc

X0

 2X0  X0

 A c20

, n + 2 i  p ;

⎪0 x i1

i i1

0 x i i1

⎪X0

 X0 , i = p.

⎩i+1 k

Đối với buồng ụ không có cônxôn thì việc tính toán sẽ đơn giản hơn nhiều. Để tính ta có thể sử dụng các công thức ở trên hoặc có thể lập các công thức khác. Việc tính toán sẽ

đơn giản đi nhiều khi sử dụng tính chất đối xứng của kết cấu, bởi vì số ẩn giảm đi gần một nửa. Phương pháp này cũng có thể áp dụng cho trường hợp tính đáy theo sơ đồ dầm.

Khi đó kj = k'j+k''j , ik = ik'+ik'' , kp= k'p +k''p. (VI-31)

Khi tính toán buồng ụ trên nền đàn hồi wincler, sơ đồ tính toán vẫn như trong trường hợp tính trên lớp đàn hồi chịu nén, nhưng bước của các gối có thể là khác nhau đối với mỗi phần tử (cônxôn đáy, đáy và tường) c1c2c3. Giả sử mômen quán tính vẫn thay

đổi theo dạng bậc. Trong các phương trình để tính toán ụ trên nền wincler sẽ tiếp nhận các

đại lượng sau:

Ki - hệ số độ mềm của gối thứ i, khi đó với nút k và m sẽ có hai thành phần theo hai trục x, y;

Kx - hệ số độ mềm của gối k trên hướng ngang;

Ky - hệ số độ mềm của gối k theo hướng đứng;

c1, c2, c3- khoảng cách các gối tương ứng trong phần côn xôn, đáy và tường; n - đặc trưng không thứ nguyên của nhịp n1= c/c1; n2= c/c2; n3= c/c3.

c - được chọn tuỳ ý trong số các ci của nhịp;

ri - đặc trưng không thứ nguyên của độ cứng của nhịp thứ i ( độ cứng qui đổi );

r 1 Dc

i n D

, (VI - 32)

giá trị n được lấy tuỳ theo vị trí của nhịp đang xét; Dc , Di vẫn lấy như trước: Dc - độ cứng trụ để so sánh;

Di - độ cứng trụ của nhịp thứ i ;

G - đặc trưng tương đối của hệ G 

6Dc

, (VI - 33)

http://www.ebook.edu.vn 165

i i i

0X0, Y0

- chuyển vị ban đầu của gối i theo hướng trục x hoặc y tuỳ thuộc gối i

⎧⎪X0 khi n + 1  i  p - 1 ,

nằm ở phần nào

0 ⎨i

VI  34

i ⎪Y0 khi 0  i  k - 1 ; k + 1  i  m - 1.

⎩i

Chuyển vị ban đầu được xác định theo công thức

i i i

0  R 0 K .

VI - 35

Các ký hiệu khác vẫn như trong trường hợp trên ( M , R 0 ,  ,0 ).

i i k i1

Hệ phương trình chính tắc đối với nền wincler cũng có thể viết dưới dạng ma trận, cấu trúc ma trận A cho trong hình VI-42. Để tính toán buồng không có cônxôn đáy, thì giá trị của n và ri được xác định theo công thức sau:

n cy , cx

VI - 36

⎧Dc

⎪⎪Di

, 1  i  k; m + 1 i  n ,

ri ⎨1 D

VI - 37

⎪c , k + 1  i  m.

⎪⎩ n Di

Phương pháp tính toán theo sơ đồ nền tổ hợp và nền wincler được xây dựng cho các sơ

đồ kết cấu khác nhau của buồng ụ : tường liền, có khớp, đối xứng, bất đối xứng, có cônxôn

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):

http://www.ebook.edu.vn 166

⎧2Gr  r

 n2 K

 Ky n2Kx

 K n2Kx,

i = k ' ; ⎫

⎪k p1 1

k1 k

3 k k p

3 k k ⎪

⎪

p1

k1 2

k1

⎪

⎪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+1 3 i i1 ⎭

⎧

⎪0,5cn2

Y

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

i1

i i1

 2Y0  Y0

i i1

 c2 0 0 ,

k + 1 i 

i i

m  k 2

 1;

http://www.ebook.edu.vn 167

⎧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

⎪⎪

i1

 2X0  X0

 c2 0 0 ,

n + 2 i  p;

i i1



⎨cn Y0

 Y0  cn

X0  X0 c20 0 ,

i = k ' ;

i p 1

Y

⎪

k1 k

3 k p k p1

p k k1

⎩⎪cn2

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.

http://www.ebook.edu.vn 168

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.

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

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=10,0m .

Các hệ số qui đổi ri sẽ bằng:

http://www.ebook.edu.vn 169

r1 

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

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

1,6  1,6 /m; 

1 1,0 2

3,2  2,13; 

1,5 3

4,8  2,4 /m;

1,5

6,4  2,56 /m; 

4 2,5

6 17

11,0  2,2 /m.

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

0.00001:

http://www.ebook.edu.vn 170

6 6 6

1  24 10 ,2 2  32 10 ,3 3  36 10 ,

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,

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,

http://www.ebook.edu.vn 171

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

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;

ktp - 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)

http://www.ebook.edu.vn 172