Đề tài Tính toán, thiết kế hệ thống nâng hạ cửa van vận hành của nhà máy thuỷ điện SêSan 4

iữa hai vật chắn nước bên ( hình 2.5b). Hình 2.5 Ví trí của dầm chính tốt nhất nên bố trí cách đều hợp lực của áp lực thuỷ tĩnh W, nếu không thì hai dầm chính sẽ chịu tải trọng khác nhau. Khi đó ta cần xác định tải trọng tác dụng lên mỗi dầm. e -/ Kích thước cơ bản của dầm Dầm chính thường dùng tiết diện chữ I được ghép bằng 3 bản thép ( trong đó một bản thép chính là bản mặt) và được liên kết hàn với nhau. Chiều cao dầm là kích thước cơ bản của dầm, nó quyết định khả năng chịu lực và giá thành của dầm. Mômen chống uốn yêu cầu của dầm: (2.9) Hình 2.6 Chiều cao kinh tế nhất của dầm: (2.10) Jx – mômen quán tính của tiết diện dầm. = 70~80 đối với dầm không có sườn gia công. = 100~160 đối với dầm có sườn gia công. Chiều cao nhỏ nhất của dầm được tính theo công thức: (2.11) Với dầm được làm bằng thép CT3: (2.12) Trong đó: - ứng suất pháp cho phép của thép. E – môđun đàn hồi của thép. Ptc - tải trọng thường xuyên tiêu chuẩn. Qtc - tải trọng tạm thời tiêu chuẩn. l- nhịp của dầm là độ võng tương đối giới hạn đối với dầm chính thì f -/. Chọn tiết diện dầm Chiều cao của dầm được xác định từ điều kiện độ cứng và điều kiện kính tế theo các công thức (1-10) và (1-12). Sau khi xác định chiều cao nhỏ nhất hmin và chiều cao kinh tế của dầm hkt ta xét: Nếu hkt> hmin thì lấy h = hkt. Nếu hkt< hmin thì lấy h = hmin . Chiều cao của bản bụng dầm hb được chọn dựa vào chiều cao của dầm, thường lấy hb=0,95h, đồng thời phải chú ý tới tiêu chuẩn của thép bản tức là phải làm tròn bội số của 50mm. Chiều dày cần thiết của bản bụng dầm là: (2.13) Trong đó: Q - lực cắt tại gối tựa dầm. [] - ứng suất tiếp cho phép của thép. Mặt khác từ chiều cao kinh tế của dầm ta cũng tìm được chiều dày của bản bụng dầm: (2.14) Chiều dày của bản bụng dầm sẽ được chọn bằng trị số lớn hơn trong hai trị số tìm được ở các công thức (2.13) và (2.14) đồng thời không nhỏ hơn 6mm. Kích thước của bản cánh, chiều dày của bản cánh thường lấy khoảng δc= 0,02.hb và phải phù hợp với tiêu chuẩn ГOCT82-57. Vậy chiều cao dầm được tính chính xác theo công thức h= hb+2.δc (2.15) Bề rộng bản cánh bc được xác định theo giá trị của mômen chống uốn yêu cầu: (2.16) Trong đó: hc= hb+δc . Từ đó ta có: (2.17) Với: Bề rộng của bản cánh được xác định như sau: Khi bc < 420 mm thì phải lấy bc là bội số của 20mm. Khi bc > 420 mm thì lấy bằng 450, 480, 500mm v.v Để dầm phụ có thể dễ dàng tựa lên dầm chính thì chiều dày bc không nhỏ hơn 240 mm. Ngoài ra phải kiểm tra yêu cầu về ổn định cục bộ: (2.18) Nếu điều kiện náy không thoả mãn thì phải thay đổi bề rộng và bề dày của bản cánh nhưng vẫn giữa nguyên tiết diên. g -/. Kiểm tra các kích thước đã chọn Kiểm tra ứng suất pháp tại mặt cắt có mômen chống uốn lớn nhất theo công thức: (2.19) Kiểm tra ứng suất tiếp tại mặt cắt có lực lớn nhất ( thường ở gối dầm) theo công thức: (2.20) Trong đó: Wtk : momen chống uốn của tiết diện thu hẹp. S : momen tĩnh của phần bị trượt đối với trục trung hoà. J : momen quan tính của tiết diện nguyên. δ : chiều dày bản bụng. [σ], [τ] :ứng suất pháp, ứng suất tiếp cho phép của thép. Nếu trong mặt trượt có sự giảm yếu do lỗ bulông hoặc đinh tán thì ứng suất tiếp xác định theo công thức (2.19) được nhân với tỉ số , trong đó: a là bước của lỗ bulông hoặc đinh tán, d là đường kính lỗ. Trong bản bụng dầm phải thoả mãn điều kiện: (2.21) Trong đó: - là ứng suất pháp lớn nhất ở mép bản bụng tính theo tiết diện nguyên. - là ứng suất tiếp trung bình. Ưngs suất pháp , ứng suất tiếp τ được tính trên cùng một mặt cắt có momen uốn và lực cắt lớn. Nếu có lực tập trung đặt tại cánh dầm ở những chỗ không có sườn gia cường thì cần phải kiểm tra ứng suất ép cục bộ ở bản bụng ngay dưới tải trọng tập trung theo công thức: (2.22) Trong đó: P- lực tập trung tính toán do dầm phụ ở phía trên truyền tới. Z= b + 2.δc với b là chiều rộng cánh dầm phụ phía trên, δc là chiều dày cánh dầm hàn. h- kiểm tra độ võng. Đối với dầm đơn chịu tải trọng phân bố đều, độ võng của dầm được tính theo công thức: (2.23) Thay J = với Ta được kết quả sau: (2.24) Với: F là độ võng lớn nhất được tính theo tải trọng tiêu chuẩn. l là nhịp của dầm. ptc là tải trọng thường xuyên tiêu chuẩn. qtc tải trọng tạm thời tiêu chuẩn. 1/n0 là độ võng tương đối giới hạn đối với dầm chính thì Đối với dầm đơn chịu tải trọng phân bố đều, tiết diện biến đổi theo nhịp thì độ võng có thể tính theo công thức sau : (2.25) Trong đó : J là momen quán tính của tiết diện ở giữa nhịp dâm. J0 là momen quán tính của tiết diện ở gối tựa. Công thức (2.25) được dùng khi J0 ³ hoặc h0 ³ 0,4.h đối với dầm có tiết diện bản cánh không đổi mà chỉ thay đổi chiều cao. Trong đó h0 là chiều cao của dầm tại gối tựa ; h là chiều cao của dầm ở giữa nhịp. Khi thiết kế dầm chính cần chú ý một số điểm sau : Khi dầm chính được hàn chặt với bản mặt thì phải xét trường hợp bản mặt cùng tham gia chịu lực. Vậy mặt cắt ngang của dầm chính là không đối xứng. Nhưng để tận dụng hết khả năng làm việc của bản chính, diện tích tiết diện ngang của bản cánh giàn cần chọn như nhau, để ứng suất kéo gần ứng suất nén. Ứng suất pháp lớn nhất trong dầm do áp lực nước sinh ra phải thoả mã điều kiện sau : [s]u là ứng suất pháp cho phép khi uốn Cánh của dầm chính còn làm nhiệm vụ thanh cánh hạ của giàn chịu trọng lượng, do đó cần có dự trữ 10% cường độ của vật liệu để chịu trọng lượng bản thân. Để tiết kiệm thép, giảm chiều rộng rãnh van nên dùng dầm chính có tiết diện thay đổi, điểm đổi tiết diện cánh gối dầm 1/6 nhịp là lợi nhất. Do yều cầu kĩ thuật, phần giàn ngang của dầm chính không được thay đổi tiết diện nên các điểm thay đổi tiết diện phải bắt đầu từ vị trí đặt giàn ngang ở hai đầu. Chiều cao tiết diện dầm chính tại gối tựa thường lấy bằng 0,4 ~ 0,6 chiều cao dầm tại giữa nhịp. Thanh đứng của giàn chịu trọng lượng đồng thời cũng là sườn tăng cường độ cứng của bản bụng dầm chính. Do đó vị trí của giàn ngang quyết định vị trí sườn gia cố ngang. Qui định khi hb/db> 100 thì khoảng cách lớn nhất amax giữa các sườn ngang bằng 2 lần chiều cao của bản bụng. Vậy nếu khoảng cách giữa hai giàn lớn hơn amax thì cần phải đặt thêm một sườn ngang ở giữa hai giàn ngang. 3.2.2. Tính toán và kiểm tra bản mặt Bản mặt của cửa van thường được làm bằng thép và bố trí ở phía thượng lưu. Chiều dày bản mặt được xác định từ điều kiện cường độ. Tùy theo cách bố trí ô dầm mà bản mặt có thể tựa trên bốn cạnh hoặc hai cạnh. Vì ô dầm có thể biến dạng nên liên kết của bản mặt được coi là ngàm đàn hồi theo bốn cạnh. Gía trị momen uốn lớn nhất tại cạnh dài của bản mặt được xác định theo công thức sau : (2.26) Trong đó : p- cường độ áp lực thủy tĩnh tại tâm của ô bản mặt được xét. a- cạnh ngắn của ô bản mặt, nếu dùng liên kết hàn thì a, b được tính theo các trục của đường hàn ( hình vẽ bên) a- hệ số phụ thuộc vào tỉ số giữa cạnh lớn và cạnh nhỏ của ô bản mặt, giá trị được cho trong sau: Hình 2.7 b/a 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 ¥ a 0,03 88 0,041 5 0,046 0 0,050 0 0,053 5 0,056 5 0,058 7 0,060 6 0,061 6 0,062 0 0,062 2 0,06 25 Khi tỉ số b/a>2 hoặc khi ô bản mặt tựa lên hai gối ngàm với nhịp là a thì mômen uốn lớn nhất trong trường hợp này là : (2.27) Từ điều kiện về cường độ của bản mặt ta có : ( 2.28) Trong đó : mb - là hệ số điều kiện làm việc của bản mặt, lấy mb = 1 nếu bản mặt được tựa trên hai cạnhm mb= 1,25 nếu bản mặt tựa trên bốn cạnh. - ứng suất pháp cho phép khi uốn của vật liệu làm bản mặt cho trong báng sau : Trạng thái ứng suất Kí hiệu Thép số hiệu BMCT3CP khi chiều dàycửa 10 2C thép cán định hình£20mm và Trong các cửa van thép bản £40mm và M16C trong các cửa van Nhóm1~ 4 Nhóm 6 Nhóm 1~4 Nhóm 6 Ứng suất pháp khi kéo, nén dọc truc [s] 1490 1680 2140 2410 Ứng suất pháp khi uốn [s]u 1565 1760 2250 2580 Ứng suất cắt [t] 895 1010 1293 1450 Ứng suất ép mặt đầu [s]emđ 2230 2510 3220 3620 Nếu biết giá trị của cường độ tính toán thì từ công thức (2.28) ta xác định được chiều dày bản mặt : (2.29) Đối với trường hợp bản mặt tựa lên hai cạnh ta có : (2.30) Chiều dày của bản mặt không nhỏ hơn 4mm trong các cửa van có nhịp không lớn hơn 2m và chiều cao cột nước không lớn hơn 6m. Trong các cửa van có nhịp >10m, chiều dày bản mặt không nhỏ hơn 10mm, các trường hợp còn lại không nhỏ hơn 6mm. Chiều dày bản mặt nên lấy thống nhât trên toàn cửa van. Khi bản mặt chịu uốn đưới tác dụng của áp lực nước, tại vị trí liên kết giữa hai bản mặt với dầm sinh ra lực kéo. Gía trị của lực kéo được tính gần đúng theo công thức sau : (daN/cm) (2.31) Trong đó : - chiều dày bản mặt (mm). - ứng suất lớn nhất của bản mặt đo áp lực thuỷ tĩnh sinh ra. Nếu bản mặt và ô dầm được liên kết với nhau theo đường hàn góc thì chiều cao cần thiết của đường hàn xác định từ điều kiện ứng suất tiếp trong đường hàn do lực kéo gây và lực cắt ( khi bản mặt tham gia chịu lực cùng với phân tố dầm) sinh ra phải nhỏ hơn cường độ tính toán của đường hàn góc. (2.32) Mối ghép các tấm thép làm bản mặt nên bố trí tại các đường trục của phân tố ô dầm để dễ dàng cho việc thi công. 3.2.3. Tính toán và kiểm tra bánh xe và trục bánh xe. Khi thiết kế gối đỡ bánh xe phải đảm bảo các yêu cầu sau : Các lực tác dụng vào bánh xe xác định dễ và chính xác. Các bánh xe bố trí sao cho điều kiện chịu tải trọng bằng nhau để các bánh xe có kích thước như nhau : Phải đảm bảo tiếp xúc tốt giữa bánh xe và đường ray và phải cho đầu dầm chính có khả năng quay và chuyển vị ngang. a) b) Hình 2.9 Một số kiểu bố trí bánh xe Gối đỡ kiểu bánh xe được phân thành hai loại : kiểu cố định (hình a) và kiểu xe con ( hình b). Khi cửa van có kích thước lớn ta bố trí nhiều bánh xe trên trụ biên. Các bánh xe thường dùng trong cửa van là loại dùng ổ lăn hoặc bạc. Để giảm ma sát giữa bánh xe và trục thường làm ống bọc trục. Khi cửa van chịu cột nước lớn, để giảm lực ma sát hơn nữa ta có thể dùng ổ trục có con lăn. Các kích thước của bánh xe được xác định từ điều kiện về cường độ của ứng suất tiếp xúc giữa bánh xe được xác định từ điều kiện về cường độ của ứng suất tiếp xúc giữa bánh xe và đường ray. Tính toán về ép cục bộ giữa bánh xe và đường ray khi tiếp xúc tự do trong trường hợp mặt của bánh xe là mặt trụ còn mặt của đường ray là mặt phẳng ( tiếp xúc đường) được tiến hành theo công thức sau : (2.33) Trong đó : Px là lực tác dụng lên bánh xe. E là môđun đàn hồi tương đương. Với E1, E2 là môđun đàn hồi của vật liệu làm bánh xe và vật liệu làm ray. Δ là hệ số động phụ thuộc vào tốc độ di chuyển v của bánh xe. Δ = 1 + 0,2.v lx là chiều dài của đường tiếp xúc giữa bánh xe và đường ray. rl là bán kính mặt trụ của bánh xe. [ σ] ứng suất tiếp xúc cho phép khi tiếp xúc đường phụ thuộc vào giới hạn cường độ của thép và độ cứng Brien của các mặt tiếp xúc. Ngoài việc kiểm tra ứng suất tiếp xúc giữa bánh xe và đường ray ta còn phải kiểm tra tiếp xúc giữa trục bánh xe và ống bọc trục, kiểm tra khả năng chịu uốn, chịu cắt của trục, kiểm tra tiếp xúc giữa trục và gối đỡ truc. Kiểm tra tiếp xúc giữa trục và ống bọc trục theo công thức : (2.34) Trong đó : d- đường kính trong của ống bọc trục lấy bằng đường kính của trục. C - chiều dài tính toán của ống bọc trục. [ σ]- ứng suất tiếp xúc cho phép khi tiếp khít giữa trục và ống bọc trục. Kiểm tra tiếp xúc giữa trục và gối đỡ trục theo công thức : (2.35) Trong đó : Σδ là tổng chiều dày các bản thép của gối đỡ ở một đầu trục. N là lực phụ thêm tác dụng vào gối đỡ trục do lực ma sát trượt giữa bánh xe và đường ray sinh ra khi chiều dài cửa van thay đổi dưới tác dụng của nhiệt độ. Lực này được xác định theo công thức sau : (2.36) Trong đó : f là hệ số ma sát trượt. r1 là bán kính bánh xe. lclà khoảng cách trung tâm giữa hai gối đỡ trục. Hình 2.9 [σ]lx ứng suất tiếp xúc cho phép cục bộ khi tiếp xúc khít giữa trục và gối đỡ trục. Kiểm tra uốn và cắt trục bánh xe tuỳ thuộc vào từng trường hợp khác nhau với sơ đồ bánh xe như hình vẽ thì được kiểm tra theo công thức sau : (2.37) (2.38) Trong đó : a là khoảng cách từ mép ống lót trục tới trung tâm gối đỡ trục, thường lấy khoảng 2 – 4 cm. l= lc – 2.a với lc là khoảng cách trung tâm giữa hai gối trục. S là khe hở giữa các ống bọc trục, thường lấy từ 2-4 cm. Khi đóng mở cửa van, lực cản do ma sát của bánh xe có ở trục trượt bằng tổng lực ma sát lăn giữa bánh xe với đường ray và lực ma sát trượt giữa trục và ống trục : (2-39) Trong đó : f là hệ số ma sát trượt. f1 là hệ số ma sát lăn bằng 0,05-0,1. R0, r1 là bán kính của trục và bánh xe. Nếu dùng ổ trục con lăn thì không có ma sát trượt ở trục bánh xe, do đó lực ma sát giảm đi rất nhiều. Lực ma sát của bánh xe có ổ trục con lăn được xác định theo công thức sau : ( 2.40 ) r’1 – bán kính của vành trong bánh xe. D2 – đường kính con lăn. F2 – hệ số ma sát lăn của con lăn. Nếu hệ số ma sát lăn của con lăn và bánh xe bằng nhau ( f1 = f2) ta có: (2.41) CHƯƠNG III: TÍNH TOÁN - THIẾT KẾ CỬA VAN VẬN HÀNH Các thông số kỹ thuật Loại cửa van dưới sâu Chiều rộng thông thuỷ, m 5,0 Nhịp tính toán, m 5,7 Nhịp chịu lực, m 5,15 Chiều cao thông thuỷ, m 7,0 Chiều cao chịu lực, m 7,1 Cột áp tính toán, 24 Tải trọng chính, kN 7336 Khoảng cách giữa hai điểm của hệ thống treo, m 4,5 Trọng lượng cửa van, T 33,65 Mô tả kết cấu: Cửa van gồm hai phân đoạn liên kết với nhau nhờ “khớp bản lề dẻo” gồm: phía mặt tôn bưng là một thanh có chiều dày 20mm, cao 150mm chạy dài theo chiều ngang cửa và được hàn cứng với tôn bưng của hai phân đoạn khi tổ hợp của van tại công trình, phía đỉnh dầm là hai tấm liên kết phân đoạn với hai bích liên kết của phân đoạn dưới bằng các chốt có ren. Liên kết này đảm bảo độ uốn dẻo cần thiết cho kết cấu khi bánh xe tì lên chi tiết đặt sẵn. Mỗi phân đoạn bao gồm ba dầm ngang chính dạng tổ hợp, hai dầm phụ, tăng cứng có profin cán dạng L200x125x16 và các dầm đứng có chiều dày 20mm, được bố trí về phía có áp lực và tôn bưng được bố trí ở phía không có áp lực. Gioăng đáy được làm bằng cao su tấm có chiều dày 30mm. Gioăng đỉnh và 2 cạnh bên có hình chữ P có phủ lớp Teflon trên bề mặt làm việc của gioăng. Áp suất của phân đoạn lên kết cấu khe thông qua các bánh xe vận hành có đường kính 900mm (mỗi phân đoạn 4 bánh xe). Sự dịch chuyển theo chiều ngang của cửa van được giới hạn bởi 4 bánh xe dẫn hướng bố trí về hai bên cửa van. Việc nâng hạ cửa van được thực hiện nhờ các bộ tời điện có tải trọng phù hợp, việc điều khiển cửa van được thực hiện tự động theo mực nước trong hồ. Tiêu chuẩn và vật liệu Bản tính toán này thực hiện phù hợp với СТП 00117794-2-11-95. Thiết bị cơ khí và kết cấu thép chuyên dụng công trình kĩ thuật thuỷ điện . Trong kết cấu sử dụng các vật liệu sau : Kết cấu kim loại : - 09Г2С ГОСТ 19281-89; Mối hàn - Dây hàn Св-08Г2С ГОСТ2246-70; – Que hàn Э46А ГОСТ 9467-75; Bánh xe vận hành – 40XH КП 540 ГОСТ 8479-70; Trục bánh xe vận hành – 40Х ГОСТ 8479-70; Trục treo – 40X ГОСТ 4543-71; Ứng suất cho phép: Trong đó Rn – Độ bền định mức của thép; С - Hệ số chuyển từ độ bền vật liệu chính sang độ bền vật liệu khi tính toán; gс - Hệ số điều kiện làm việc; gm - Hệ số tin cậy theo vật liệu có tính đến thời hạn chế tạo sản phẩm; gn - Hệ số tin cậy theo nhiệm vụ. Ứng suất cho phép trong liên kết hàn: Đối với vật liệu hàn: với Rwf = 200МPа – Độ bền tính toán của vật liệu hàn; gwf = 1,0 - Hệ số điều kiện làm việc của mối hàn; Đối với kim loại của chi tiết hàn: với Rwz= 210МPа – Độ bền tính toán của kim loại chi tiết; gwz = 1,0 - Hệ số điều kiện làm việc của mối hàn; Độ võng tương đối cho phép Bảng 1 – Ứng suất cho phép của các vật liệu chính chế tạo cửa van Loại biến dạng Vật liệu Chiều dầy đường kính,mm Sức bền tiêu chuẩn, MPa Các hệ số Ứng suất cho phép, MPa c gc gm gn Uốn 09G2C-12 10-20 325 1,05 1,0 1,05 1,4 232 ≥ 32 265 189 Cắt 10-20 325 0,6 1,0 1,05 1,4 132 20-32 295 120 Độ uốn (tổng) trong tôn bưng 10-20 325 1,05 1,0 1,05 1,0 325 Bảng 1 (tiếp) Ứng suất cho phép của vật liệu chế tạo các chi tiết của bánh xe vận hành [q] 40 [sг] 2025 [sсм] 165 168 151 [t] 94 [su] 188 gn 1,0 1,75 1,75 1,0 1,0 1,0 1,0 gm 1,15 1,15 1,15 1,15 1,15 1,05 1,05 gc – 0,8 0,8 0,8 – 1,0 1,0 с 3,4 1,2 0,6 0,6 3,4 0,6 0,6 Rn=σB, MPa 685 – 685 Rn=sT MPa _ 395 – 295 265 Chiều dầy, đường kính,mm £300 f320 £100 20¸32 ³32 Vật liệu 40XH Thép rèn nhóm V-540 40XH Thép rèn nhóm V-540 09G2C-12 09G2C-12 ACMK-112 Loại biến dạng Độ nén cục bộ ( ở bánh xe) Độ uốn của trục Cắt ở trục Nén ở trục Độ nén cục bộ (ở thép tỳ) Nén ở vòng đệm Nén ở dầm biên Bạc ( tự bôi trơn) 3. Tải trọng tác dụng lên cửa van. Trong tính toán xác định chỉ xét các tải trọng sau: Tải trọng địa chấn. Áp suất thủy tĩnh ở mực nước lớn nhất. 3.1. Tải trọng địa chấn lên cửa van Ở trong các tính toán độ bền của các công trình thuỷ điện khi có sự ảnh hưởng của tải trọng địa chấn thì chỉ tính các thành phần nằm ngang của tải trọng này. Các thành phần nằm ngang của tải trọng địa chấn được tính theo công thức: Siki = k1×k2×Qk×A×bi×ky×hik, (3.1) Với k1 = 0,25 – hệ số có tính đến sự hỏng hóc của nhà máy điện và công trình; k2 = 0,8 – hệ số phụ thuộc kết cấu của công trình; A = 0,1 – hệ số địa chấn; = 3,0 – hệ số động lực học; ky = 1,0 – hệ số phụ thuộc vào loại kết cấu và giá trị độ địa chấn; hik = 1,0 – hệ số phụ thuộc vào hình thức biến dạng của kết cấu khi có sự dao động riêng; Qk – khối lượng của các thành phần kết cấu có tính đến tổng lượng nước liên quan. Qk = Gз + mв × g × hн × Lн, Với Gз = 330 kN (33,65T) – khối lượng cửa van; mв – khối lượng nước trên một đơn vị diện tích theo phương nằm ngang mв = r × h × m × y Với h = 16,5 м – độ sâu của nước ở công trình; m = 0,74 – hệ số không thứ nguyên của tổng áp khối lượng nước; y – hệ số không thứ nguyên có tính đến giới hạn chiều dài của hồ chứa nước và được công nhận với l/h3 bằng 1. mв = 1000 × 16,5 × 0,74 × 1 = 12210 = 12,21 Qk = 330 + 12,21 × 9,81 × 7,1 × 5,15 = 4710 kN; Siki = 0,25 × 0,8 × 4710 × 0,1 × 3 × 1 × 1 = 282,6 kN. Áp suất phát sinh theo độ tác dụng của tải trọng địa chấn: Áp suất thuỷ tĩnh lên ngưỡng đáy khi có sự tác động của tải trọng địa chấn: Нн = 16,5 + 4,34 = 20,84 (m)< Hh=24 (m) là mực nước lớn nhất Nên việc tính toán cửa van thực hiện trên việc tính áp suất ở mực nước lớn nhất (lớn hơn mực nước bình thường trong hồ có tính đến tải trọng địa chấn) Áp suất thuỷ tĩnh ở mực nước lớn nhất tác dụng lên cửa van: Hình 3.1: Sơ đồ tính toán tải trọng thuỷ tĩnh lên cửa van. Tải trọng chính tác dụng lên cửa van là tải trọng thuỷ tĩnh và được xác định theo công thức sau: Với r = 1000 kg/m3 – Tỷ trọng của nước; g = 9,81m/s2 – Gia tốc trọng trường; Hн = 24 m – Áp lực thuỷ tĩnh ở đáy cửa ( mép gioăng đáy) Нв = 16,9 m – Áp lực thuỷ tĩnh ở đỉnh cửa ( tấm gioăng ngang trên); hн= 7,1 m – Chiều cao chịu tải; Lн= 5,15 m – Nhịp chịu tải. Tải trọng lên các phân đoạn và vị trí trọng tâm: Tải trọng lên bánh xe: Từ đây lấy tải trọng P=960 kN(tải trọng lớn nhất) làm tải trọng tính toán cho bánh xe. 4. Tính toán, kiểm nghiệm các thông số kết cấu của cửa van. Việc tính toán độ bền kết cấu cửa van được thực hiện trên phân đoạn dưới, là phân đoạn chịu tải lớn hơn. Ở các bảng dưới đây chỉ ra kết quả tính toán độ bền của các thành phần chịu tải của cửa van. Các bảng này bao gồm sơ đồ bố trí các thành phần kết cấu của phân đoạn, tải trọng lên các thành phần của kết cấu này, sơ đồ tính toán, mặt cắt tính toán cũng như các giá trị ứng suất lớn nhất trong những thành phần này. Bảng 2- Sơ đồ tải trọng tác dụng lên các thành phần kết cấu phân đoạn Thành phần kết cấu Tải trọng Dầm chính, dầm phụ Qн Q2 Q1 18,116 м 20,73 м zн = 1609 21,12 м 22,38 м 23,5 м 24, м Р3 Р2 Р1 N1 N2 C1 C2 C3 C4 600 500 1120 1260 390 624 780 1680 3270 Q3 Tôn bưng 950 3400 950 Q1 500 1120 1260 390 Q2 Q3 Ô tính toán 5300 20,730 м 21,438 м 22,068 м 22,663 м 23,217 м 24 м Bảng 3 – Sơ đồ tính toán các thành phần kết cấu Thành phần kết cấu Sơ đồ tính toán Ô tôn bưng Dầm phụ С1, С2, С3, С4 Dầm chính 5700 5150 - Tải trọng lên dầm chính: Q1=1256,9 kN; Q2=1244,3 kN; Q3=1225,0 kN. Bảng 4: Biểu đồ tác dụng lực, biều đồ mômen của các dầm Thành phần kết cấu Các biểu đồ Dầm chính P1, P2, P3 Dầm phụ C1, C2, C3, C4 Bảng 5: Mặt cắt các thành phần kết cấu tính toán và các thông số đặc tính Tên các thành phần Giá trị đặc tính Mặt cắt tính toán 1 2 3 Dầm chính Р1 F = 440 сm2 Y = 50,86 сm I = 566428 сm4 Wo = 18190 сm3 W1 = 19175 сm3 W2 = 28988 сm3 W5 = 12088 сm3 W6 = 11137 сm3 S1 = 7394 сm3 Sпс = 8548 сm3 S5 = 7108 сm3 40 764 16 0 400 1024 6 5 C1 3 18 1 2 Y Dầm chính Р2 F = 480 сm2 Y = 46,5 сm I = 674059 сm4 Wo = 17065 сm3 W1 = 17785 сm3 W5 = 15860 сm3 W6 = 14496 сm3 S1 = 7416 сm3 Sпс = 8585 сm3 S5 = 7120 сm3 40 764 16 0 400 1188 6 5 3 16 1 Y Dầm phụ С1 F = 71 сm2 Y = 5,9сm I = 2679 сm4 Wo = 463 сm3 W1 = 641 сm3 W2 = 194 сm3 Scw = 173 сm3 218 2 1 0 Y 20 200 16 Dầm phụ С2,C3 F = 63 сm2 Y = 6,3 сm I = 2861 сm4 Wo = 456 сm3 W1 = 613 сm3 W2 = 253 сm3 Scw = 180 сm3 206 2 1 160 16 0 Y 160х100х12 Dầm phụ С4 F = 80 сm2 Y = 6,2 сm I = 2319 сm4 W1 = 504 сm3 W2 = 150 сm3 Scw = 43 сm3 Bảng 6 –Ứng suất cục bộ ở dầm phụ С1 Số nhịp Vị trí tác dụng của ứng lực Giá trị ứng lực Ứng suất, МPа Ứng suất pháp ở kim loại chính Ứng suất tiếp trong mối hàn với tôn bưng (h = 8 mm) với dầm biên (h = 10 mm) 2 Gối trái nhịp М = – 0,03 МN.m Q = +0,10 MN R = +0,19 MN s0 = – 31,1 s1 = – 22,3 s2 = +80,8 τf = 65,9 τf = 72,1 Giữa nhịp М = +0,026 МN.M Q = 0,00 MN s0= +26,3 s1= +21,0 s2= –65,0 – – Gối phải nhịp М = – 0,044МN.m Q = – 0,11 MN R = +0,21 MN s0= –62,6 s1= –48,2 s2= +121,6 τf = 78,5 τf = 910,1 Bảng 7 – Ứng suất cục bộ ở dầm phụ С2,C3 Số nhịp Vị trí tác dụng của ứng lực Giá trị ứng lực Ứng suất, МPа Ứng suất pháp ở kim loại chính Ứng suất tiếp trong mối hàn với tôn bưng (h = 8 mm) với dầm biên (h = 8 mm) 2 Gối trái nhịp М = – 0,043 МN.m Q = +0,47 MN R = +0,30 MN s0 = – 59,0 s1 = – 36,2 s2 = + 82,0 τf = 88,5 τf = 49,2 Giữa nhịp М = +0,035 МN.m Q = 0,00 MN s0 = +46,1 s1 = + 32,2 s2 = – 72,6 – – Gối phải nhịp М = – 0,069 МN.m Q = –0,20 MN R = +0,39 MN s0 = – 88,0 s1 = – 76,1 s2 = +132,8 τf = 95,2 τf = 59,2 Bảng 8 – Ứng suất cục bộ ở tôn bưng Giá trị ứng suất, MPa Phương, chiều của vecto ứng suất tại các điểm được kiểm tra sab = 95,2 saa = 28,8 sba = 65,3 sbb = 20,0 scb = 46,5 sca = 18,9 Bảng 9 – ứng suất ở dầm chính P1 do bị uốn Khoảng cách từ tiết diện được chọn tới gối trái, mm Ứng lực Ứng suất, MPa m, МN.m Q, МN Ở kim loại chính Ở mối hàn cố định với Pháp Tiếp Đưa ra Tôn bưng h=20mm Đỉnh rầm h=20mm Dầm biên h=12mm 2850 1,5955 0,000 s0 = 70,9 s1 = 67,0 s2 = 28,5 s5= –71,8 s6= –81,4 t1 = 0 t3 = 0 t5 = 0 s1пр=67,0 s5пр=71,8 0,0 0,0 τz=78,6 2000 1,4069 0,374 s0 = 62,5 s1 = 59,1 s2 = 25,1 s5= –63,2 s6= –71,8 t1 = 15,4 t3 = 18,1 t5 = 14,9 s1пр=64,4 s5пр=72,4 τz=15,4 τf=26,7 τz=78,6 240 0,2276 0,989 s0 = 10,1 s1 = 9,5 s2 = 4,1 s5 = –10,3 s6 = –11,6 t1 = 40,0 t3 = 47,9 t5 = 39,5 s1пр=41,3 s5пр=41,2 τz=40,0 τf=70,1 τz=78,6 Độ võng tuyệt đối và tương đối của dầm chính Р1: đạt yêu cầu cho phép Bảng 10 – Ứng suất tổng trong tôn bưng Tại điểm của ô tôn bưng Phía Ứng suất, MPa Thép L dầm phụ С2 dầm chính Р1 sx sy sпр sba sbb s0стр s1стр s0риг s1риг B chịu tải +65,3 +20,0 – -76,1 – +70,1 +77,6 +20,0 69,8 không chịu tải –65,3 –20,0 –88,0 – +70,9 – –65,8 –20,0 58,4 chịu tải +65,3 +20,0 – – – +70,1 +132,2 +20,0 123,7 không chịu tải –65,3 –20,0 – – +70,9 – +5,7 –20,0 22,9 sаa sаb s0стр s1стр s0риг s1риг А chịu tải +28,8 +95,2 – +32,2 – +59,1 +115,4 +95,2 106,7 không chịu tải –28,8 –95,2 +46,1 – +104,2 – +70,0 –95,2 143,6 chịu tải +28,8 +95,2 – – – +59,1 +87,7 +95,2 91,6 không chịu tải –28,8 –95,2 – – +104,2 – +34,0 –95,2 115,9 - Dầm biên : Tải trọng lên dầm biên: МN; МN; МN. RA= RB= А RA В RВ Q¢1 = 0,6285 MN Q¢3 = 0,6125 MN 1120 1680 Q¢2 = 0,6222 MN 500 780 1260 0,6125 MN 0,6285 MN Q 0,3069 MN М МВ = 0,257 MN.m МА = 0,176 MN.m Hình 2: Biểu đồ phản lực, lực cắt, mômen Bảng 11: Phản lực ở các gối, lực cắt, m mômen uốn tại các mặt cắt Nhịp Phản lực ở gối trái nhịp, MN Phản lực ở gối phải nhịp, MN K/c từ tiết diện xét đến gối trái nhịp, M Giá trị ứng lực Q, МN М, MN.M 1 2 3 4 5 6 0 – + 9,437Е - 01 + 0,000Е + 00 + 0,000Е + 00 + 0,000Е + 00 + 0,000Е + 00 – 6,285Е - 01 + 0,000Е + 00 + 2,800Е – 01 – 6,285Е - 01 – 1,760Е