2.3.1. Tính toán, thiết kế và lựa chọn silo
Silô chứa xi măng có nhiệm vụ cung cấp xi măng cho phần định lượng xi măng đồng thời là kho trung gian trong quá trình chuyển xi măng từ kho đến vị trí trộn.
40
Ngoài ra silô còn làm nhiệm vụ là kho dự trữ và đảo xi măng khi cần thiết, với yêu cầu cung cấp đủ xi măng cho hệ thống làm việc liên tục trong khoảng thời gian 2 giờ, ta có thể xác định được thể tích cơ bản của mỗi silô trên cơ sở sau:
Mỗi giờ trạm trộn có khảnăng trộn 60m/3bê tông, nhu cầu xi măng cho 1m/3 cao nhất là 508 kg. Như vậy phải trong 1 giờ lượng xi măng cần thiết là:
M = 1x60x508 = 30480 kg = 30,48 tấn.
Với khối lượng xi măng là: 30,48 tấn kết hợp với yêu cầu của silô là cung cấp đủ lượng xi măng cần thiết để giảm số lần bơm xi măng, chắc chắn, chuyên chở, lắp dựng dễ dàng ta chọn số silô là 2 chiếc, ta chọn silo 80 tấn để đảm bảo lượng xi măng cần cung cấp, dự phòng.
Tính toán kích thước silo
Căn cứ vào thể tích xi măng phải chứa để đủ cung cấp xi măng cho máy trộn trong 2 giờ làm việc liên tục. Kết cấu của silô phải đảm bảo sao cho khi nạp vào vít tải xi măng phải trạng thái rơi tdo theo phương thẳng đứng thì kích thước của miệng phểu silô xác định theo công thức:
a0= k(bv+ 80) tan ϕ (mm) Trong đó:
a0: đường kính của lỗthoát vật liệu (mm) k: hệsốkinh nghiệm (k = 2,6)
bv: cạnh lớn nhất của hạt vật liệu, đối với xi măng lấy bv = 0 ϕ : góc nội ma sát của xi măng ϕ = 430(trạng thái tỉnh)
⇒ a0= 194 mm.
Để cửa thoát silô xi măng đảm bảo cho xi măng thoát một cách dể dàng, dể liên kết với vít tải ta chọn:
41 a0= 273 mm.( khảo sát thực tế)
Vậy căn cứ vào a0, thểtích của silô cần chứa là: V =80/1.4=57,14(𝑚3)
Và góc giữa mặt phẳng ngang và đường sinh của phểu để xi măng có thể chạy tự nhiên trong mọi trường hợp, ta có kích thước của mỗi silô: như hình dưới
D1= 2870 mm
H1=8700mm H2 =2249mm α = 600
Với kích thước của mỗi silô như vậy ta xác định được thể tích của mỗi silô là: 𝑉 = 𝜋𝐷1 4 𝐻1 + 1 3𝜋 [( 𝐷1 2) 2 + (𝐷2 2 ) 2 + 𝐷1𝐷2 2 × 2] 𝐻2 (1) 𝑉 = 𝜋. 1, 4352× 8,7 +1 3𝜋[1, 345 2 + 0, 13652+ 1,435.0,1365]2,249 = 54,73(m3)
42
Với thể tích như vậy thì 2 silô đảm bảo cung cấp đủ xi măng cho hệ thống làm việc trong nhiều giờ.
Tính toán tải trọng tác dụng lên silô.
Tải trọng tác dụng lên silô được biểu thị như trên hình vẽ
Hình 2.5: Tải trọng tác dụng lên silô
PNd/e : Áp lực pháp tuyến tiêu chuẩn của vật liệu rời tong silô.
Pdd/e : Áp lực tiếp tuyến tiêu chuẩn tác dụng lên thành silô do ma sát.
𝑃𝛾𝑑/𝑒 : Áp lực pháp tuyến tiêu chuẩn tác dụng lên thành phễu mặt nghiêng.
Pmsd/e : Áp lực tiếp tuyến theo đường sinh của hình phễu.
Kiểm tra độ bền cột đỡ silô.
Hệ thống đỡ silô gồm 4 cột, cột đỡ được tính toán chịu cả tải trọng gió. Nội lực lớn nhất của chân cột xuất hiện trong trường hợp silô chứa đầy tải và
43
hướng gió thay đổi song song với hình chéo của hình vuông tạo bởi 4 điểm chân cột đỡ silô.
Sơ đồ chịu tải của silô bao gồm khối lượng của xi măng chứa trong silô trọng lượng của bản thân silô và tải trọng gió tác dụng lên silô.
Trong trường hợp này ta coi toàn bộ tải trọng gió tác dụng lên silô theo phương ngang. Giá trị của tải trọng gió được quy về lực tập trung và được xác định theo công thức.
𝑊g1 = q ⋅ n1⋅ C1⋅ Kd ⋅ A1 Wg2 = q ⋅ n1⋅ C2⋅ K2 ⋅ A1 (2)
Trong đó:
Wg1: Tải trọng gió tập trung tác dụng lên phần vỏ của silô.
Wg2: Tải trọng gió tập trung tác dụng lên phần kết cấu thép đỡ silô.
q: áp lực gió lớn nhất ở đây là áp lực gió lớn nhất thường hay xuất hiện tại các vùng đồng bằng ở Việt Nam, trong điều kiện làm việc ở độ cao
dưới 10m thì q=155Kg/m2
n: hệ số kể đến sự tăng áp lực gió theo chiều cao. Với silô có chiều cao nhỏ hơn 10m ta lấy n = 1
C: Hệ số cản khí động học với kết cấu ống và kết cấu hộp ta lấy C1 = C2 = 1,2
A: diện tích hứng gió. A = A0. Φ
A0: diện tích bề mặt được giới hạn bởi đường biên ngoài của kết cấu. Với A01 = 2,87.8,7 = 25 (𝑚2)
44 Jj: hệ số kể đến phần lỗ hỏng
Với kết cấu vỏ silô ta lấy j = 1
Với kết cấu thép đỡ silô ta lấy j = 0,6
⇒ A1 = 25 x 1 = 25 (𝑚2)
⇒ A2 = 3,87 x 0,6 = 2,322 ()𝑚2
Vậy tải trọng gió tác dụng lên phần vỏ silô. Wg1 = 155x1x1x1x25 = 3895(Kg)
Tải trọng gió tác dụng lên phần kết cấu thép đỡ silô Wg1 = 155x1x1x1x2,322 = 360(Kg)
Momen uốn chân cột do tải trọng gió gây ra: M = Wg1.H1 + Wg2.H2 (3)
Hình 2.6: Momen uốn chân cột do tải trọng gió gây ra
Với: H1 khoảng cách từ điểm tác dụng của tải trọng gió lên phần vỏ silô đến mặt đất, H1 = 8,7m.
45
H2: khoảng cách từ điểm tác dụng của tải trọng gió lên phần kết cấu thép đỡ silô đến mặt đất, H2 = 1,95 m.
⇒ M = 3895 Kg.m
Vậy mỗi cột momen uốn M1 = 8647 (kg.m)
Cột chịu nén và chịu uốn do tải trọng gây ra, sơ bộ chọn tiết diện cột dỡ silô là thép ống đường kính 219 mm, chiều dày ống là 10 mm. Ta có đặc trưng hình học của tiết diện này:
Diện tích tiết diện:
F = 𝜋. R2− 𝜋. r2 = 65,63cm2 (4) Momen chống uốn của cột:
Wx = 𝜋𝐷 3 32 (1 − 𝜂4) = 𝜋21, 9 3 32 (1 − ( 19,9 21,9) 4 ) = 328cm3 (5)
Kiểm tra độ bền cột theo công thức:
𝜎 = 𝑁
𝐹 +𝑀𝑥
𝐽𝑥 𝑌 +𝑀𝑦
𝐽𝑦 𝑋 (6)
Với: N: lực nén của silô đối với cột: N =Ptd/4= 16575 Kg/cm2
Jx, Jy là momen quán tính của tiết diện theo phương X và phương Y Wx , Wy là momen chống uốn của tiết diện mặt cắt ngang.
Mx , My là momen uốn do tải trọng gió đối với các trục X, Y Ta có: 𝜎 = 𝑁 𝐹 + 𝑀𝑥 𝐽𝑥 𝑌 = 16575 65,63 + 8647.102 328 = 2885Kg cm2 < R = 2550Kg cm2 R tra bảng vật liệu thép Γ - 2 6 C Vậy tiết diện cột đã chọn đủ độ bền.
46
Kiểm tra độ ổn định cột
Lực do momen uốn gây ra: N1 = 2×𝑀
𝐾×𝑟0(Kg)
Trong đó: K = 4 là số cột.
r0 là bán kính của vòng tròn đi qua các trọng tâm của cột, r0 = 1,2 m
N1 =2 × 34588,5
4 × 1,2 = 14412Kg
Hơn nưa, cột đỡ silô còn chịu thành phần lực dọc do silô mang tải gây nên giá trị đó được xác định như sau: N2 = 𝐺𝑛
4 = 16575Kg
Vậy giá trị lực dọc trục xuất hiện trên toàn bộ cột sẽ là: N = N1 + N2 = 30987 (Kg)
Độ lệch tâm của mặt phẳng uốn là: e = 𝑀
𝑁 = 8647.102
30987 = 28cm
Độ lệch tâm tương đối:m = 𝜂 ⋅ 𝑒 𝐹
Wx = 9,6
Trong đó: η=1,1 hệ số ảnh hưởng hình dáng tiết diện F: diện tích của cột đã tính F = 59,7
Wx = 328(cm3) momen chống uốn.⇒ m = 8,65
Vì mặt cắt ngang của cột là tiết diện tròn cho nên điều kiện ổn định tổng thể là: 𝑁
𝜑𝑡𝑡𝐹 ≤ 𝑅𝛾
Trong đó:
ϕtt : hệ số phụ thuộc vào độ mảnh quy ước λX : là độ lệch tâm tương đối m của cột.
𝜆𝑥 = 𝜆𝑥√𝑅
𝐸 với: 𝜆𝑥 là độ mảnh của thanh chịu nén đúng tâm phụ thuộc vào đặc trưng hình học của mặt cắt và dạng liên kết.
47
𝜆𝑥 = 𝑀𝐼
𝑖𝑚𝑖𝑛 (7)
imin : là bán kính cực tiểu của mặt cắt ngang
i𝑚𝑖𝑛2 =𝑗𝑚𝑖𝑛
𝐹 (8)
jmin: là momen quán tính nhỏ nhất của mặt cắt ngang đối với hai trụ x và y j𝑚𝑖𝑛 = jx+ jy =𝑗𝑝 2 = 0,1 2 𝐷 4[1 − (𝑑 𝐷) 2 ] = 3660(cm4) ⇒ 𝑖𝑚𝑖𝑛 = √𝑗𝑚𝑖𝑛 𝐹 √ 2751,2 59,7 = 7,5(cm) (9)
M: là hệ số phụ thuộc vào liên kết hai đầu thanh, trong trường hợp này M=2
𝜆𝑥 =2 × 418
7,5 = 111,5
Ta có độ mảnh quy đổi: 𝜆−𝑥 = 111,5√2100
2×106 = 3,51⇒𝜑𝑡𝑡 = 0,108
Thay vào công thức trên ta được:
𝜎 = 𝑁 𝜑𝑡𝑡𝐹 = 30987 0,108.65,65 = 4372(Kg/cm 2) < 𝑅𝛾 Vậy: 𝑅𝛾 = 4372 × 1 = 4372(Kg/cm2)Vì thế cột đảm bảo ổn định.
Lựa chọn phương án và thiết kế thùng(cối) trộn bê tông
Để lựa chọn phương án thiết kế của nhóm em xin đưa ra một số quan diểm khách quan:
+ Hiện nay khi mức sống của con người càng cao, thì cùng với đó là những đòi hỏi về mặt vật chất cũng tăng lên tương ứng, các khu đô thị, khu công
48
nghiệp mọc lên ngày càng nhiều… và ở những công trình đó họ có một sự đòi hỏi rất cao về chất lượng và yếu tố quết định ở đây là chất lượng của bê tông.
+ Nếu xét về chất lượng trộn để đạt bê tông thành phẩm có chất lượng cao thì ở đây phương án trộn cưỡng bức kiểu rô to cho chất lượng thấp nhất, mặc dù giá cả của thấp hơn, song việc đầu tư trạm trộn mang tính lâu dài và hiệu quả cao, do vậy việc bỏ ra một số tiền (thực ra cũng không chênh lệch quá lớn) nhiều hơn một chút cũng không đáng là bao.
+ Như vậy, xét về mặt chất lượng bê tông là yếu tố quết định, thì ta sẽ tạm bỏ qua máy trộn kiểu rô to, ở hai phương án còn lại thì cho chất lượng bê tông là khá đồng đều với nhau và máy trộn có cánh chuyển động kiểu hành tinh cho chất lượng cao hơn một chút, tuy nhiên cúng không có sự khác biệt nhiều.
+ Xét về mặt giá thành và khả năng tiêu thụ điện năng, thì máy trộn cưỡng bức hai trục nằm ngang có điểm nổi trộn hơn nhiều, vì có giá thành rẻ và điện năng tiêu thụ cũng thấp hơn.Do vậy sau khi cân nhắc kĩ, nhóm em quết định lựa chọn phương án, máy trộn cưỡng bức hai trục nằm ngang để thiết kế, vì đây trong tương lai sẽ là sản phẩm đi tiên phong trong việc cung cấp máy trộn cho thị trường, và cũng bởi vì sự mới mẻ của so với sự cổ điển của máy trộn cưỡng bức trục đứng kiểu Rô to.
⇒ Chọn phương án: Máy trộn cưỡng bức hai trục nằm ngang. - Cấu tạo
49
Hình 2.7: Cấu tạo máy trộn cưỡng bức hai trục nằm ngang 1. Động cơ
2. Bộ truyền đai 3. Hộp giảm tốc 4. Khớp nối 5. Phễu cấp liệu
50 6. Thùng trộn 7. Cửa xả liệu 8. Xi lanh đóng mở cửa xả 9. Cánh trộn - Ưu điểm:
+Trên trục trộn có gắn các cánh trộn đặt nghiêng với các góc khác nhau, các trục quay ngược chiều tạo cho dòng vật liệu trong thùng trộn đi vào khoảng giữa thùng trộn thuộc về vùng ảnh hưởng của 2 trục trộn →làm cho hổn hợp bê tông được trộn đều.
+ Phục vụ cho các trạm trộn có công suất lớn, vì có thể đáp ứng được một khối lượng trộn nhiều mà chất lượng vẫn đảm bảo hiệu quả.
+ Sử dụng cho sản xuất các loại bê tông Mác cao, có độ sụt thấp.
+ Trên thị trường hiện nay, muốn sử dụng loại thùng trộn cho chất lượng bê tông cao mà giá thành có thể chấp nhận được, thì đây là phương án tối ưu nhất.
+ Đây hứa hẹn sẽ trở thành loại chủ đạo trong tương lai vì những ưu điểm vượt trội này của , và ngày càng được nhiều khách hàng đặc biệt quan tâm.
- Nhược điểm:
+ Về việc bố trí hệ thống truyền động và chiều dài thùng trộn khá dài, tuy nhiên không ảnh hưởng nhiều đến kết cấu không gian của toàn trạm.
+ Trong quá trình làm việc trục trộn dễ bị cong uốn và xoắn (do kết cấu thùng trộn khá dài). Tuy nhiên rất khó xảy ra tình trạng nghiêm trọng do vật liệu chế tạo đã được kiểm bền rất gắt gao.
51
2.3.2. Tính toán, thiết kế và lựa chọn thiết bị cho hệ thống điện, điện công suất.
Đặt vấn đề.
Trong thực tế việc lựa chọn tính toán công suất động cơ là một công việc khá phức tạp, đòi hỏi phải kết hợp giữa lý thuyết và thực nghiệm thực tế. Đặc biệt đối với hệ thống trạm trộn xi măng bê tông thì điều này càng trở nên quan trọng. Cần phải tính toán công suất các động cơ sao cho hệ thống làm việc một cách phù hợp, đúng công suất thiết kế và chất lượng bê tông luôn ở mức cao nhất. Khi tính toán thiết kế không được để động cơ làm việc quá tải dẫn đến phá hỏng động cơ, hoặc làm việc non tải dẫn đến chi phí đầu tư cao hơn mức cần thiết và tổn thất điện năng.
Hướng giải quyết.
Trong giới hạn tìm hiểu và nghiên cứu đề tài, việc xây dựng công thức tính công suất động cơ của hệ thống gặp phải rất nhiều khó khăn và độ chính xác không được cao. Vì thế, nhóm nhóm xin được tính toán và thiết kế mạch lực và mạch điều khiển cho hệ thống trạm trộn bê tông với các thông số công suất động cơ được xác định trước như sau:
- Công suất động cơ dẫn động máy trộn: Ptrộn = 2x22 kW. - Công suất động cơ kéo băng tải: Pbăng tải = 7,5 kW. - Công suất động cơ máy bơm nước: Pbơm nước = 4,5 kW. - Công suất động cơ vít tải xi măng: Pvít tải = 5,5 kW. - Công suất động cơ máy nén khí: Pkhí nén = 7,5 kW.
Tính kiểm tra công suất động cơ máy trộn
Trong đồ án này em chọn nồi trộn 1500 lít của Sicoma. Động cơ điện của nồi trộn là 2×22kw.
52
Để nồi trộn hoạt động bình thường thì công suất động cơ phải đủ lớn thắng được lực cản của hỗn hợp bê tông. Do vậy tôi sẽ đi kiểm tra lại công suất động cơ điện của nồi trộn.
Theo tài liệu về bê tông, ta thấy hỗn hợp bê tông trong mỗi mẻ trộn phụ thuộc vào trạng thái của chúng, phụ gia, các chất rắn là chất lỏng dính hay không.
Trạng thái thay đổi của các thành phẩm trong vữa bê tông được đặc trưng bởi phương trình của Niu tơn để tính toán cản trở của dòng chảy chất lỏng dính:
𝜏 = 𝜏0+ 𝜇𝑑𝑟
𝑑𝑦 (10)
Trong đó:
τ là ứng suất của các lực ma sát trên các bề mặt tiếp xúc.
τ0 là ứng suất chuyển vị trí giới hạn đặc trưng cho sự liên kết cấu trúc vữa bê tông.
dr
dy là gradien vận tốc dòng chảy trong tiết diện vuông góc chuyển động Trong giai đoạn đầu của quá trình trộn các hỗn hợp trên cần phải có lực lớn, khi liên kết cấu trúc bị phá vỡ các lực cản của các cánh trộn sẽ được giảm đi và khi các liên kết cấu trúc được phá vỡ hoàn toàn ta có thể đánh giá vữa bê tông xây dựng như một chất lỏng có độ kết dính.
Vì tính chất phức tạp như vậy cho nên phương trình chuyển động trong hỗn hợp bê tông được đánh giá bằng phương trình đặc trưng cho lý thuyết đồng dạng sau:
𝐸𝑢 = (𝑅𝐸)𝑥⋅ (𝐹𝑟)𝑦 (11)
Eu : tiêu chuẩn Ơte, đặc trưng cho các sự tương quan giữa áp lực chính diện đối với các lực quán tính.
53 đối với lực quán tính.
𝐹𝑟: tiêu chuẩn Frud đặc trưng cho các trọng lực đối với các lực quán tính Đối với máy trộn phương trình chuyển động của hỗn hợp có thể viết dưới dạng biến đổi sau:
𝑁 𝜌 ⋅ 𝑛3𝑑5 =𝐶 ⋅ (𝜌 ⋅ 𝑛 ⋅ 𝑑 2) 𝜇0 ⋅ ( 𝑛2𝑑 𝑔 ) 2 (12) 𝜌 khối lượng riêng của hỗn hợp (kg/m3 ).
n số vòng quay của trục trộn (vòng/phút). d: đường kính của cánh trộn (m.
C: hệ số tỷ lệ phụ thuộc vào hệ đo lường được chọn (đối với hệ số đo lường SI ta có công suất=0,152).
𝜇0: hiệu ứng kết dính động.
G: gia tốc rơi tự do (m/s2). Lấy g = 9,18m/s2. Sau khi giải phương trình ta