4. Cách tiếp cận và phương pháp nghiên cứu
3.3.1. Mô hình hóa kết cấu cửa van
- Các cao trình tính toán: + Cao trình đỉnh van: +2.90 + Cao trình đáy van: -11.30 + Cao trình gối bản lề: -3.80 + Tọa độ Gối bản lề: O(12,0,7.5)
+ Tọa độ điểm treo C của tai van: C(6.25,0,11.7)
+ Tọa độ điểm treo xy lanh thủy lực trên trụ pin: F(18.2,0,15.58)
Hình 3.10. Mô hình cửa van trường hợp ∆Z = 7.5m
3.3.2. Phân tích kết cấu van cung theo bài toán không gian
3.3.2.1. Trường hợp 2a: Cửa van nằm trên ngưỡng
- Gán ALNTL vào bản mặt van: Gán ALNTL vào các nút của bản mặt van với áp lực p=Ax+By+Cz+D =-10z+135, sau đó gán ALNTL từ nút vào mặt Top của bản mặt van.
- Gán ALNHL vào bản mặt van: Với p =-10z+115 vào các nút của bản mặt và từ các nút gán vào mặt Bottom của bản mặt.
- Ta có biểu đồ áp lực nước thượng lưu tác dụng lên bản mặt van được biểu thị bằng phổ màu như ở hình 3.11.
Hình 3.11 – Biểu đồ áp lực nướcthượng lưu
- Hiển thị chuyển vị: Phổ màu chuyển vị bản mặt van cho ở hình 3.12. Chuyển vị tại một số điểm ở bản mặt van ứng với tổ hợp tảitrọng TH1 cho ở bảng 3.11. Chuyển vị ngang lớn nhất tại nút 257 có U1 = 0.078202m.
Bảng 3.11 - Chuyển vị tại một số nút ở bản mặt van
TABLE: Joint Displacements
Joint OutputCase U1 U2 U3 R1 R2 R3
Text Text m m m Radians Radians Radians
257 th1 0.078202 2.228E-15 -0.01246 6.657E-16 0.00403 2.201E-15
258 th1 0.072863 0.002514 -0.011987 0.000171 0.003535 0.002232
259 th1 0.058484 0.004926 -0.011822 0.000264 0.003233 0.004681
260 th1 0.033913 0.006716 -0.010699 0.000864 0.002369 0.007047
- Ứng suất bản mặt: Ứng suất S11Top có giá trị lớn nhất là 48446.30kN/m2và ứng suất S22Top có giá trị lớn nhất là 45461.05kN/m2
Bảng 3.12 - Ứng suất của bản mặt cửa van
TABLE: Element Stresses - Area Shells
Area Joint S11Top S22Top S12Top S11Bot S22Bot S12Bot
Text Text KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2
7 126 48446.30 10289.87 -7406.85 51489.12 11684.81 -7878.78
80 189 46368.87 45461.05 -33982.49 -37760.96 11042.13 -74528.16
- Lực dọc và mô men uốn trong càng van: Lực dọc P và mômen uốn M3 càng van cho ở hình 3.13 và bảng 3.13. Lực dọc lớn nhất P=-3123.53kN và mômen uốn lớn nhất M2=-1426.54kNm.
Bảng 3.13 - Lực dọc và mô men uốn trong càng van
TABLE: Element Forces - Frames
Frame Station OutputCase P V2 V3 T M2 M3
Text m Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m 152 0 th1 -3123.53 -32.72 -262.24 118.27 -1376.58 -107.28 152 4.05878 th1 -3115.94 -9.98 -262.24 118.27 -312.20 -20.62 152 8.11757 th1 -3108.35 12.76 -262.24 118.27 752.17 -26.25 155 0 th1 -2209.58 -42.49 -268.44 -65.21 -1426.54 -128.93 155 4.05878 th1 -2214.92 -19.12 -268.44 -65.21 -337.01 -3.92 155 8.11757 th1 -2220.26 4.25 -268.44 -65.21 752.51 26.25
- Lực dọc và mômen uốn trong giàn chính: Biểu đồ lực dọc P giàn chính cho ở hình 3.14 và nội lực một số phần tử dầm chính trên và dưới cho ở bảng 3.14. Lực dọc lớn nhất ở phần tử 1406 dầm chính dưới có P=3083.39kN và mômen uốn tương ứng M2=654.64kNm và M3=43.27kNm. Lực dọc trong thanh cánh hạ giàn chính trên lớn nhất bằng P=2157.14kN và mô men tương ứng M2=742.83kNm.
Bảng 3.14 - Nội lực trong một số phần tử giàn chính trên và dưới
TABLE: Element Forces - Frames Giàn chính Frame P V2 V3 T M2 M3 Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m Trên TXGC 1381 -695.48 -5.07 7.46 -2.44 38.11 -5.72 CHGC 1397 2157.14 5.23 108.58 -1.56 742.83 24.67 Dưới TXGC 1389 -550.79 -2.42 6.75 1.22 35.35 -1.67 CHGC 1406 3083.39 10.89 76.82 -5.14 654.64 43.27
- Trọng lượng van: Trọng lượng bản thân van bằng tổng thành phần phản lực thẳng đứng tại các gối tựa do trong lượng bản thân sinh ra G=3158,18kN cho ở bảng 3.15.
- Vị trí trọng tâm van cách gối bản lề theo phương ngang 1 đoạn g=10.06m như ở hình 3.15.
Bảng 3.15 - Phản lực liên kết tại các gối tựa
TABLE: Joint Reactions
Joint OutputCase F1 F2 F3 M1 M2 M3 Text Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m 351 DEAD 3.079E-10 -15.443 -150.21 70.5417 0 49.6715 1303 DEAD 2.851E-10 15.443 -150.21 -70.5417 0 -49.6715 15 DEAD 0 0 1729.30 0 0 0 135 DEAD 0 0 1729.30 0 0 0 G (KN) = 3158.18 g (m) = 10.06
3.3.2.2. Trường hợp 2b: Cửa van bắt đầu rời khỏi ngưỡng
Gán áp lực nước, lực ma sát FS, FT và điều kiện liên kết tại gối bản lề và xi lanh thủy lực. Cho chạy chương trình, ta có kết quả tính toán các phản lực liên kết tại các gối tựa, phản lực liên kết đơn tại xy lanh thủy lực chính là lực kéo van. Nhưng mômen ma sát FT lại phụ thuộc vào phản lực liên kết tại gối bản lề, mà phản lực này lại chưa biết, nên cần phải tiến hành giải lặp.
Bước lặp 1: Gán FT=0 vào hai gối bản lề, cho chạy chương trình và xuất kết quả tính toán phản lực liên kết ứng với tổ hợp tải trọng TH2 sang bảng tính Excel như ở bảng 3.16. Thực hiên các phép tính R* và FT trong bảng Excel này.
Bảng 3.16- Phản lực gối bản lề (bước lặp 1)
TABLE: Joint Reactions
Joint OutputCase F1 F2 F3 M1 M2 M3
Text Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m
351 th2 -7752.215 544.484 407.022 98.188 0 -1435.1912
1303 th2 -7752.215 -544.484 407.022 -98.188 0 1435.1912
Sau khi có Rx = F1, Rz = F3, H* = F2 ở bước lặp 1, tính R* và thay vào công thức (3-1) tính mômen cản do ma sát trượt sinh ra ở gối bản lề chuẩn bị cho bước lặp 2 có FT=358.71kNm, gán FT này vào mô hình thực hiện bước lặp thứ 2, cho chạy chương trình kết quả cho ở bảng 3.17.
Bảng 3.17 - Phản lực gối bản lề (bước lặp 2)
TABLE: Joint Reactions
Joint OutputCase F1 F2 F3 M1 M2 M3
Text Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m
351 th2 -7811.327 544.712 387.815 96.3824 0 -1435.8415
1303 th2 -7811.327 -544.712 387.815 -96.3824 0 1435.8415
R* = 7820.95 Ft = 361.16
Tương tự thực hiện bược lặp 3. Kết quả tính toán sau 3 bước lặp cho thấy chỉ cần 3 bước lặp ta có kết quả đủ độ chính xác yêu cầu.
Bảng 3.18 - Phản lực gối bản lề (bước lặp 3)
TABLE: Joint Reactions
Joint OutputCase F1 F2 F3 M1 M2 M3
Text Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m
351 th2 -7811.327 544.712 387.815 96.3824 0 -1435.8415
1303 th2 -7811.327 -544.712 387.815 -96.3824 0 1435.8415
R* = 7820.95 Ft = 361.16
- Phản lực liên kết tại nút C được cho ở bảng 3.19:
Bảng 3.19- Phản lực liên kết tại nút C
TABLE: Joint Reactions
Joint OutputCase CaseType F1 F2 F3 M1 M2 M3
Text Text Text KN KN KN KN-m KN-m KN-m
Phản lực liên kết tại nút C chính là lực kéo xy lanh thủy lực, bằng T=2833.03kN.
- Cánh tay đòn lực kéo van phụ thuộc vào vị trí gối bản lề (O), vị trí bệ treo xy lanh (F) trên trụ pin, điểm treo xy lanh (C) ở cửa van như hình 3.16.
Hình 3.16 – Sơ đồ xác định cánh tay đòn lực kéo van
Vậy số liệu tính toán gồm có tọa độ các điểm O, E, F và góc mở cửa ϕ. Kết quả tính toán cánh tay đòn lực kéo van và hành trình của xy lanh thủy lực cho ở bảng 3.20.
Bảng 3.20 – Xác định hành trình của xy lanh thủy lực
1) Số liệu tính toán Ký hiệu Công thức tính Số liệu
Góc mở tùy chọn ϕ(độ/radian) 80
Tọa độ gối bản lề O Xo(m) 12
Zo(m) 7.5
Tọa độ điểm treo xy lanh C Xc(m) 6.25
Zc(m) 11.7
Tọa độ bệ treo xy lanh F XF(m) 18.2
2) Tên các đại lượng Kết quả
Chiều dài đoạn OC OC(m) OC=SQRT(XCO^2+ZC0^2) 7.12 Chiều dài đoạn OF OF(m) OF=SQRT(XFO^2+ZF0^2) 10.18 Chiều dài đoạn FC CF(m) CF=SQRT(XFC^2+ZFC^2) 12.56
Góc θ
Góc(OC,Ox) θ1=atan(Zco/Xoc) 0.63 36.16 Góc(CF,Ox) θ2=atan(ZFC/XFC) 0.31 18.00
θ(rad/độ) θ=θ1+θ2 0.94 54.16
Cánh tay đòn lực kéo van khi
bắt đầu rời khỏi ngưỡng ρ(m) ρ=OCsinθ 5.77
Góc OC và cánh tay đòn ρ αο α=90ο −θο 35.84
Tọa độ điểm treo xy lanh C* Xc*(m) 15.14
Zc*(m) 13.89
Chiều dài đoạn OC* OC*(m) OC*=SQRT(XC*O^2+ZC*0^2) 7.12 Chiều dài đoạn FC* FC*(m) FC*=SQRT(XC*O^2+ZC*0^2) 3.50
Góc θ∗
Góc(OC*,Ox) θ1*=atan(ZC*O/XC*O) 1.11 63.86 Góc(C*F,Ox) θ2∗=atan(ZFc*/XFc*) 0.50 28.93
θ∗(rad/độ) θ∗=θ1−θ2 0.61 34.94 Cánh tay đòn lực kéo van
ρ∗ khi mở hoàn toàn ρ∗
(m) ρ=OC*sinθ 4.08
Góc OC* và cánh tay đòn ρ∗ α∗ο α∗=90ο −θ∗ο 55.06 Hành trình xy lanh thủy lực S(m) S=FC-FC* 9.07 Cánh tay đòn trọng lượng
bản thân van khi mở hoàn toàn
g*(m) g*=gcosϕ 1.75
Lực kéo van khi mở hoàn