đồ án bể chứa
Post on 29-Nov-2014
13.677 Views
Preview:
DESCRIPTION
TRANSCRIPT
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
1
MỤC LỤC
CHƯƠNG 1 : GIỚI THIỆU CHUNG ........................................................................4 1.1 Khái niệm chung ................................................................................................4
1.2 phân loại bể chứa ..............................................................................................4
1.3 Tình hình xây dựng bể chứa ở nước ta ............................................................6
CHƯƠNG 2 : CƠ SỞ THIẾT KẾ...............................................................................7 2.1 Thông số thiết kế .................................................................................................7
2.2 Tiêu chuẩn và quy phạm phục vụ cho việc thiết kế.........................................7
2.2.1 Tiêu chuẩn tính tải trọng: ..........................................................................7
2.2.2 Quy phạm thiết kế thân bể chứa: ..............................................................7
2.2.3 Tiêu chuẩn vật liệu cho thân bồn...............................................................8
2.2.4 Tiêu chuẩn vật liệu cho thép gia cường và họng ống ...............................8
2.2.5 Tiêu chuẩn vật liệu cho giá đỡ bồn ............................................................8
2.3. Các loại vật liệu dùng trong thiết kế .................................................................8
2.3.1 Vật liệu dùng để thiết kế thân bể chứa: ....................................................8
CHƯƠNG 3 : THIẾT KẾ BỂ CHỨA THEO QUY PHẠM....................................9 3.1 Tính toán các loại tải trọng tác dụng lên bể chứa............................................9
3.1.1 Tải trọng gió: ................................................................................................9
3.1.1.1 Xác định hế số khí động c : ................................................................10
3.1.1.2 Tính diện tích chắn gió hiệu quả: .....................................................11
3.1.1.3 Tải trọng gió tác dụng lên bể chứa ...................................................11
3.1.2 Tải trọng của kết cấu phụ trợ ...................................................................11
3.1.3 Tải trọng do áp lực thuỷ tĩnh của chất lỏng ............................................11
3.2 Tính toán chiều dày thép thân bể ...................................................................13
3.2.1 Tính toán chiều dày thân bể chịu áp lực trong........................................13
3.2.2 Tính toán chiều dày thành bể chịu áp lực ngoài .....................................16
3.2.3 Tính toán chiều dày thành bể trong điều kiện vận hành ứng suất nén 18
3.2.4 Tính toán chiều dày thân bể có xét đến tải trọng gió.............................19
3.2.5 Tính toán chiều dày thân bể trong điều kiện thử tải .............................20
3.2.6 Tính toán trọng lượng bản thân bể: ........................................................22
3.3 Thiết kế lỗ mở trên thành bể ( lỗ người chui và họng ống ).........................22
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
2
3.3.1 Lựa chọn hình dáng lỗ mở trên thân bể chứa:......................................22
3.3.2 Lựa chọn kích thước của các lỗ mở:.......................................................22
3.3.3 Tính khoảng cách các lỗ mở: ...................................................................23
3.3.4 Lựa chọn giải pháp thiết kế lỗ mở :........................................................23
3.3.5 Lựa chọn vật liệu cho thành lỗ mở và gia cường: .................................24
3.3.6 Tính chiều dày của thành lỗ mở : ............................................................25
3.3.7 Tính toán gia cường ..................................................................................26
3.3.7.1 Yêu cầu về diện tích gia cường , AR ..................................................27
3.3.7.2 Tính toán khả năng tự gia cường của thành bể và thành lỗ mở ....28
3.3.7.3 Giới hạn khu vực gia cường : ...........................................................29
CHƯƠNG 4 THIẾT KẾ KẾT CẤU ĐỠ BỂ VÀ HỆ GIẰNG CHO KẾT CẤU ĐỠ BỂ..................................................................................................................................35
4.1 Thiết kế kết cấu đỡ bể.......................................................................................35
4.1.1 Tính toán tải trọng tác dụng lên hệ kết cấu đỡ bể chứa :......................35
4.1.2 Tổ hợp tải trọng tác dụng kết cấu đỡ bể chứa: ......................................36
4.1.4 Thiết kế hệ thống cột đỡ bể chứa.............................................................36
4.1.4.1 Lựa chọn số trụ đỡ cho bể chứa :....................................................36
4.1.4.2 Vật liệu làm trụ đỡ : .........................................................................36
4.1.4.3 Liên kết giữa trụ và bể chứa : .........................................................37
4.1.4.4 Liên kết giứa các trụ đỡ với nhau:..................................................37
4.1.4.5 Tính toán các đặc trưng hình học của cột đỡ: ................................37
4.1.4.6 Kiểm tra tại mặt cắt A-A tại đầu cột:.............................................38
4.1.4.7 Kiểm tra tại mặt cắt B-B ở chân cột :.............................................43
4.2 Tính toán và thiết kế hệ thanh giằng có tăng đơ để chống tải trọng ngang .48
4.2.1 Tính toán lực kéo thanh giằng ................................................................49
4.2.8 Kiểm tra ứng suất kéo trong thanh giằng : ...........................................50
4.2.8 Tính toán chốt ( cho chi tiết 1 ) ...............................................................50
4.2.8 Tính toán chi tiết 1 ...................................................................................51
4.2.8 Tính toán và kiểm tra tấm nối thanh giằng ...........................................52
4.2.8 Lựa chọn tăng đơ : ..................................................................................53
4.2.7 Tính toán tấm đệm chân cột....................................................................53
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
3
4.2.8 Tính toán liên kết hàn:.............................................................................55
CHƯƠNG 5 : THIẾT KẾ MÓNG CHO BỂ............................................................58
5.1 Lựa chọn phương án móng ............................................................................58
5.2 Xác định tải trọng ...........................................................................................58
5.3 Lựa chọn sơ bộ kích thước cọc ......................................................................58
5.4 Số liệu địa chất ..................................................................................................58
5.5 Xác định độ sâu đáy đài .........................................................................60
5.6 Xác định sức chịu tải của cọc:........................................................................61
5.7 Xác định số lượng cọc trong móng ................................................................63
5.8 Tính số lượng và bố trí cọc.............................................................................64
5.9 Tính toán kiểm tra cọc....................................................................................65
5.10 Kiểm tra đài cọc:.............................................................................................66
5.10.1 Kiểm tra cường độ trên tiết diện nghiêng – điều kiện đâm thủng .....66
5.10.2 Tính toán cường độ trên tiết diện thẳng đứng – tính cốt thép đài .....67
CHƯƠNG 6 : THIẾT KẾ BẰNG MÁY TÍNH........................................................69 6.1 Tải trọng tác dụng lên bể ................................................................................69
6.1.1 Tải trọng bản thân của bể chứa ..............................................................69
6.1.2 Tải trọng của LPG chứa trong bể chứa :...............................................69
6.1.3 Tải trọng nước khi thử áp lực :...............................................................69
6.1.5 Áp lực của chất lỏng.................................................................................69
6.1.6 Tải trọng gió tác dụng lên thân bể..........................................................69
6.2 Tổ hợp tải trọng ...............................................................................................70
6.3 TÍNH TOÁN TRÊN SAP 2000 ......................................................................71
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
4
CHƯƠNG 1
GIỚI THIỆU CHUNG
1.1.Khái niệm chung
Các công trình xây dựng dùng để chứa đựng các sản phẩm chất lỏng, chất khí,
các vật liệu dạng hạt, ví dụ như : sản phẩm dầu (xăng, dầu hoả, …), khí hoá lỏng,
nước, axit, cồn công nghiệp, các vật liệu hạt, …. được gọi là bể chứa. Các bể chứa này
có thể có áp lực thấp, áp lực thường, hay áp lực cao .
Tuỳ vào công năng của từng bể, vào yêu cầu sử dụng cũng như các yêu cầu về
kinh tế, thi công, người ta có các loại hình bể thích hợp. Việc phân loại bể chủ yếu căn
cứ vào hình dáng và áp lực của nó .
1.2 phân loại bể chứa
* Theo hình dáng của bể gồm có :
- Bể chứa hình trụ ( trụ đứng, trụ ngang – hình vẽ ) .
- Bể hình cầu, hình giọt nước, …(xem hình vẽ dưới) .
Hình 1.1Bể chứa trụ đứng . Hình 1.2 Bể chứa trụ ngang
.
Bể chứa trụ đứng : Thể tích chứa có thể rất khác nhau, từ 100 đến 20000 m3 (chứa
xăng ), thậm chí tới 50 000 m3 ( chứa dầu mazút, …). Bể trụ đứng có thể dùng mái có
cột chống hay không có cột chống, có ưu điểm là đơn giản khi chế tạo và lắp ghép,
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
5
dung tích chứa lớn, kinh tế. Nhưng thường chỉ chứa được các chất lỏng hay khí có áp
suất thường hoặc không cao lắm .
Bể chứa trụ ngang : Cũng có các ưu điểm như bể chứa trụ đứng như đơn giản khi
chế tạo và lắp ghép, đặc biệt có thể chế tạo tại nhà máy rồi vận chuyển đến công trình,
khả năng chịu áp lực cao, nhưng thể tích chứa nhỏ (50 – 500 m3 ), chứa gas, xăng, hơi
hoá lỏng… ) .
Hình 1.3 Bể chứa cầu . Hình 1.4 Bể chứa hình giọt nước .
Bể chứa cầu : Dùng để chứa hơi hoá lỏng với áp suất dư Pd = 0.25 – 1.8 MPa, chúng
có ưu điểm là chịu được áp suất cao, giảm tổn thất mất mát do bay hơi, ứng suất đều
theo các phương, tuy nhiên rất khó khăn khi chế tạo, mặc dù vậy do những ưu điểm
mà không bể nào sánh được nó vẫn được sử dụng một cách rộng rãi trong thực tế .
Bể chứa hình giọt nước : Lấy hình dạng hợp lý theo sức căng mặt ngoài của giọt
nước, bể chứa hình giọt nước dùng để chứa xăng có hơi đàn hồi cao Pd = 0.03 – 0.05
MPa, về cơ bản nó cũng có những ưu và nhược điểm như bể chứa cầu .
* Theo áp dư :
Do chất lỏng bay hơi trong không gian hơi giữa mặt thoáng của chất lỏng và mái
bể mà phân ra :
Bể chứa áp lực thấp : khi áp lực dư Pd ≤ 0.002 MPa ( 0.02kG/cm2 ) và áp lực chân
không ( khi xả hết chất lỏng ) Po ≤ 0.00025 MPa ( 0.0025 kG/cm2 ) .
Bể chứa áp lực cao : khi áp lực dư Pd/ 0.002 Mpa .
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
6
* Ngoài ra còn có cách phân loại theo vị trí trong không gian : cao hơn mặt đất (đặt
trên gối tựa), trên mặt đất , ngầm , nửa ngầm dưới đất hoặc dưới nước .
Như vậy, bể chứa với những ưu điểm riêng của nó là những công trình xây
dựng phục vụ đắc lực cho đời sống kinh tế xã hội. Chúng ngày càng hoàn thiện đáp
ứng ngày một cao về yêu cầu sử dụng. Việc nghiên cứu, ứng dụng nó, làm cho nó
ngày càng phát huy vai trò của mình là rất cần thiết đáp ứng nhu cầu ngày càng cao
của nền kinh tế hiện đại
1.3. Tình hình xây dựng bể chứa ở nước ta
Ở nước ta, bể chứa mới chỉ xuất hiện từ cuối thế kỉ XIX, đầu thế kỉ XX, chủ yếu
lúc đầu phục vụ cho công cuộc khai thác thuộc địa của Pháp. Trong suất mới thập kỉ
tiếp theo do chiến tranh, do công nghiệp phát triển chậm chạp bể chứa ít phát triển, chủ
yếu chỉ phục vụ cho xăng dầu, quân sự. Gần đây cùng với sự phát triển của đất nước,
hàng loạt dự án, nhà máy ra đời có nhu cầu sử dụng bể chứa, đời sống nhân dân ngày
một nâng cao nhu cầu xăng dầu, gas cũng theo đó mà tăng vọt. Nhu cầu bể chứa trở
nên cấp thiết, bể chứa trở thành công trình xây dựng phổ biến trong xã hội. Tuy nhiên
chủ yếu vẫn là các bể chứa trụ đứng, chúng ta đã thiết kế và thi công những bể chứa
dung tích 25 000 m3 (Cát Lái – Thành phố Hồ Chí Minh ), những bể chứa dưới 10000
m3 được sử dụng một cách phổ biến như ở Nhà Bè, Cần Thơ, Hải Phòng, Vũng Tàu,
Hồ Chí Minh ….còn bể chứa cầu, hình giọt nước gần như phải mua của nước ngoài
hay trong nước mới chỉ có thiết kế (bể chứa cầu do trong nước thiết kế mới chỉ thi
công ở trong TP Hồ Chí Minh). Nhu cầu xây dựng bể chứa cầu để chứa khí hoá lỏng
còn rất cấp bách. Bể chứa ở nước ta vẫn còn nhỏ và phân tán, xu hướng xây dựng các
bể chứa có áp lực cao hay các bể chứa có dung tích lớn đang phát triển .
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
7
CHƯƠNG 2
CƠ SỞ THIẾT KẾ
2.1. Thông số thiết kế
- Kiểu bể : Bể cầu bằng thép đặt trên hệ trụ đỡ.
- Khả năng chứa : 2500(T).
- Thể tích bể chứa : 32500 5511,46( ).0,504.0,9
V m= =
- Bán kính trong của bể : Ri= 33 5511,46. 10,964 π
= (m).
- Trọng lượng riêng lớn nhất của LPG γ : 0,56 (T/m3).
- Trọng lượng riêng nhỏ nhất của LPG γm : 0,504 (T/m3).
- Áp suất trong thiết kế PTK : 1,6 (N/mm2).
- Áp suất ngoài thiết kế Potk : 0,1 (N/mm2).
- Chiều dày ăn mòn cho phép bên trong Δi : 1,5(mm).
- Chiều dày ăn mòn cho phép bên ngoài Δo : 0,5(mm).
- Kiểm tra bằng tin Rơnghen : Toàn bộ chiều dài đường hàn 100%
- Sức chứa lớn nhất của bể : 90% thể tích bình
- Nơi xây dựng bể : Hải phòng.
- Áp lực gió Wo : 115 daN/ m2
2.2 Tiêu chuẩn và quy phạm phục vụ cho việc thiết kế
2.2.1 Tiêu chuẩn tính tải trọng:
Tính tải trọng gió theo : Tải trọng và tác động TCVN 2737-1995.(TL[4])
2.2.2 Quy phạm thiết kế thân bể chứa:
Thành bể được thiết kế theo quy phạm : ASME section VIII DIVISION
2.(TL[1])
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
8
2.2.3 Tiêu chuẩn vật liệu cho thân bồn
Tiêu chuẩn vật liệu ASTM A516 Gr 70 (TL[2])
Tiêu chuẩn vật liệu ASME section II part D (TL[3]).
2.2.4 Tiêu chuẩn vật liệu cho thép gia cường và họng ống
Tính toán theo tiêu chuẩn vật liệu ASTM A516 Gr 70 (TL[2]).
2.2.5 Tiêu chuẩn vật liệu cho giá đỡ bồn
Tính toán theo tiêu chuẩn vật liệu API 5L (TL[5]).
2.3. Các loại vật liệu dùng trong thiết kế
2.3.1 Vật liệu dùng để thiết kế thân bể chứa:
Loại thép tấm A516 Gr70, có các đặc tính kỹ thuật sau:
- Trọng lượng riêng : γ = 7,85 (T/m3).
- Giới hạn chảy thiết kế Sy = 260 Mpa = 260 ( N/mm2 )
- Giới hạn bền thiết kế St = 485 Mpa = 485 ( N/mm2 )
- Mô đun đàn hồi : E= 2.1.105MPa= 2.1.105 (N/mm2)
Theo appendix 2 ( ASME section II part D ) , Tra bảng Table 2 – 100 (a ) ta sẽ lấy :
- Giới hạn chảy thiết kế 23 yS = 2 2 6 0 1 7 3, 3 3
3x = ( N/mm2 )
- Giới hạn bền thiết kế 13 tS = 1 4 8 5 1 6 1, 6
3x = ( N/mm2 )
Lấy giá trị nhỏ hơn
Vậy ta lấy giá trị Sm = 161,6 ( N/mm2 ) để tính toán
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
9
CHƯƠNG 3
THIẾT KẾ BỂ CHỨA THEO QUY PHẠM
3.1 Tính toán các loại tải trọng tác dụng lên bể chứa
3.1.1 Tải trọng gió:
Tải trọng gió được tính theo tiêu chuẩn TCVN 2737-1995.
Giá trị tiêu chuẩn thành phẫn tĩnh của tải trọng gió :
Wg= γ.Wo.k.c.As. (3.1)
Trong đó :
- Wg : Giá trị tiêu chuẩn thanh phần tĩnh của tải trọng gió
- Wo : Giá trị của áp lực gió theo vùng.
- k : Là hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao lấy
theo bảng 5 (TCVN 2737 – 95 )
- c : Hệ số khí động lấy theo bảng 6 (TCVN 2737 – 95 )
- As là diện tích chắn gió hiệu quả ( m2 )
As = π.(Ro.sinβ )2
- Ro là đường kính ngoài của bể chứa
- Hệ số độ tin cậy của tải trọng gió lấy bằng 1,2.
Xác định hệ số k :
Trọng tâm bể có cao độ : h= Ri+ ao= 10,96+ 2=12,96 (m)
Trong đó :
- Ri: Bán kính trong của bể chứa, Ri = 10,96 (m).
- a0: khoảng cách từ cốt 0.00 đến đáy bể chứa, ao = 2(m).
Tra bảng 5 ( TCVN 2737 -95 ) với dạng địa hình B ta có : k=1,05
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
10
3.1.1.1 Xác định hế số khí động c :
Do bể chứa có dạng hinh cầu nên tra bảng 6, tương ứng với sơ đồ 32, ta có
Hệ số rây non Re= 5 50,88. . . . .10 0,88.2.10,96. 115.1,05.1,2.10od W k γ =
Re= 232,2.105 > 4.105.
Với d= 2.Ri là đường kính khối cầu, (m).
Bảng 3.1 -Bảng chỉ dẫn hệ số khí động tại một số điểm ứng với góc β.
β(độ) 0 15 30 45 60 75
ce +1,0 +0,8 +0,4 -0,2 -0,8 -1,2
β(độ) 90 105 120 135 150 175 180
ce -1,25 -1,0 -0,6 -0,2 +0,2 +0,3 +0,4
Hình dạng gió tác dụng lên một nửa bể chứa
β
h¦íng giã
Hệ số khí động ở mặt đón gió c = 0,8
Hệ số khí động ở mặt hút gió c = 0,4
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
11
3.1.1.2 Tính diện tích chắn gió hiệu quả:
Diện tích chắn gió hiệu quả được tính theo công thức sau;
2.( .sin )S oA Rπ β= .
Từ bảng 6, ta thấy diện tích chắn gió hiệu quả ở mặt đón gió tương ứng với
β=450
AS1= ( )20. 10,96.sin 45 188,7π = ( m2 )
Diện tích hút gió hiệu quả ứng với góc β=300
AS2= ( )20. 10,96.sin30 94,3π = ( m2 )
3.1.1.3 Tải trọng gió tác dụng lên bể chứa
Ở mặt đón gió Wg1 = 1,2.115.1,05.0,8.188,7 = 21874,1 ( daN ) =218741 ( N )
Ở mặt hút gió Wg2 = 1,2.115.1,05.0,4.94,3 = 5465,6 ( daN )=54656 ( N )
Vậy tổng tải trọng gió :
Wg = Wg1 – Wg2 = 164085 ( N )
Kết luận :
Tải trọng gió tác dụng lên bể chứa là Wg = 164085 ( N )
3.1.2 Tải trọng của kết cấu phụ trợ
Các loại kết cấu phụ trợ như : ống công nghệ, sàn công tác, cầu thang lên
xuống, họng ống , trong qua trính bảo dưỡng công nhân sữa chữa kiểm tra,... gây ra tác
dụng lên bể chứa và tổng tải trọng các kết cấu phụ trợ là:
G3= 12 (T) =12000.9,81= 117720 (N).
3.1.3 Tải trọng do áp lực thuỷ tĩnh của chất lỏng
Tính chiều cao h chất lỏng ( chất lỏng chiếm 90% thể tích bể ) :
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
12
2. .( )3cmV m Rπ= − ( 3.2 )
Ta có phương trình sau : 110CV V=
⇒ 2 31 4( ) . .3 10 3imm R Rπ π− =
Trong đó :
- a là khoảng cách từ mặt chất lỏng đến tâm bể (m )
- Ri là bán kính trong của bể ( m )
- Vc là thể tích phần chỏm cầu không chứa chất lỏng
- V là thể tích bể chứa
Giải phương trình trên ta có nghiệm m = 4,29 (m )
Vậy chiều cao cột chất lỏng là :
H = 2.R – m = 2.10,96 – 4,29 = 17,63 (m )
Áp lực thủy tĩnh được xác định theo công thức :
. .9,811000ihP =
γ ( N/mm2 ) ( 3.3 )
Trong đó :
- γ là trọng lượng riêng của chất lỏng chứa trong bể (T/m3 )
- Pi là áp suất thủy tĩnh ứng với mực chất lỏng trong bể (N/mm2 )
- h là chiều cao cột chất lỏng ( m)
Với γ = 0,56 (T/m3 ) ta có bảng kết quả sau :
Bảng 3.2: Tính áp lực thuỷ tĩnh và tổng áp lực tại các điểm
Điểm
tính θ ( độ )
Mức chất
lỏng (m)
Áp lực
thủy tĩnh
Pi(N/mm2)
PiTK(KN/m2)
Tổng áp
lực
P(N/m2)
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
13
A 55o 0,383 0,002 1,6 1,602
B 90o 6,668 0,037 1,6 1,637
C 125o 12,953 0,071 1,6 1,671
D 180o 17,63 0,097 1,6 1,697
3.2 Tính toán chiều dày thép thân bể
3.2.1 Tính toán chiều dày thân bể chịu áp lực trong
Theo phần AD-202 (TL[1]), ta có công thức tính chiều dày bể chứa:
0,5. .0,25.
P Rt cS P
= +−
. (3.4)
Tại những điểm chịu thêm ứng suất kéo, ta có công thức sau:
0,5. .0,25.P R Ft c
S P+
= +−
. (3.5)
Trong đó:
- t: Chiều dày thành bể tính toán (mm).
- P: Tổng áp lực trong tính toán tại điểm đang xét, (N/mm2)
P = Pi +Ptk
- Ptk là áp suất thiết kế trong bể chứa 1,6 ( N/mm2 )
- Pi là áp suất thủy tĩnh ứng với mực chất lỏng trong bể (N/mm2 )
- F: Lực dọc theo phương thẳng đứng trong các tấm thép thành bể
có giá trị dương khi gây kéo trong thành vỏ(N/mm).
- R: Bán kính trong của bể chứa không tính đến ăn mòn (mm).
- S Là ứng suất giới hạn mà phần tử vỏ có thể chịu được
Tính theo công thức: S= k.Sm (N/mm2 )
- k: Hệ số được lấy theo bảng AD150.1(TL[1]).
k=1 ứng với tổ hợp tải trọng:áp suất thiết kế, tải trọng bản thân và
tải trọng phụ trợ,áp lực thuỹ tĩnh.
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
14
k=1,2 ứng với tổ hợp trên và thêm tải trọng gió.
- Sm là ứng suất giới hạn thiết kế vật liệu , Sm= 161,66 (N/mm2).
- c : Giá trị chiều dày ăn mòn cho phép, bao gồm ăn mòn bên trong
và bên ngoài. c=1,6+0,5=2,1(mm).
a). Tính toán sơ bộ bề dày thành bể ( chỉ tính với áp lực trong tính toán )
Áp dụng công trên ta có bảng tính chiều dày thân bể tại 1 số điểm với :
C =2,1 ( mm ) ; Ri = 10,96 ( m )
Ptk = 1,6 N/mm2
S=k.Sm=1.161,6 = 161,6 (N/mm2).
Ta có bảng kết quả sau :
Bảng 3.3: tính sơ bộ chiều dày thành bể tại các điểm
Điểm
tính
θ ( độ ) Mức chất
lỏng (m)
Áp lực
thủy tĩnh
Tổng áp
lực
P(N/m2)
t
( mm )
A 55o 0,384 0,002 1,602 56,544
B 90o 6,670 0,037 1,637 57,720
C 125o 12,956 0,071 1,671 58,897
D 180o 17,63 0,097 1,697 59,772
b). Tính lực dọc trong phần tử vỏ :
Giả sử đã biết chiều dày thành bể chứa là t= 60 ( mm ).
Ta thiết lập được công thức sau để tính lực dọc trong phần tử vỏ :
F1= 2
2
2 . (1 cos ). .2 . .sinR t
Rπ θ γ
π θ− ( 3.6 )
F2= 22
w2. . .sinRπ θ
. ( 3.7 )
F = F1 +F2 ( 3.8 )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
15
Trong đó :
- W1 là trọng lượng bản thân của bể
- W2 là trọng lượng các thiết bị phụ trợ
- F1 là lực dọc theo phương thẳng đứng trong các tấm thép thành bể
sinh ra do trọng lượng bản than phần bên trên điểm tính toán
- F2 là lực dọc theo phương thẳng đứng trong các tấm thép thành bể
sinh ra do lực W2
- Ra là bán kính trung bình của bể chứa Ra = Ri + t/2 ( mm )
- Ri là bán kính trong của bể ( mm )
- t là chiều dày thành bể ( mm )
- θ là góc hợp bởi bán kính tại điểm đang xét và phương thẳng
đứng
- γ là khối lượng riêng của thép là bể ( T/m3 )
với t = 60 (mm ) nên Ra = Ri + t/2 = 10960 + 60/2 = 10990 ( mm )
Bảng 3.4: giá trị lực dọc tại các điểm xét.
Điểm tính θ(độ)
F1
(N/mm)
F2
(N/mm)
F
(N/mm)
A 55o -32,895 -2,541 -35,436
B 90o -51,763 -1,705 ± 53,468
C 125o 32,895 0.000 32,895
D 180o 0.000 0.000 0.000
c) Tính chiều dày thành bể tại các điểm
Áp dụng công thức ( 3.6 ) đối với điểm A ,B
Áp dụng công thức ( 3.7 ) đối với điểm C
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
16
Với C = 2,1 (mm ) ; Ri = 10,96 ( m ) ; s= 161,66 ( N/mm2 )
Ta có bảng kết quả sau :
Bảng 3.5: giá trị chiều dày phần tử vỏ với lực kéo F
Điểm
tính θ( độ)
Tổng áp
lực
( N/mm2 )
F
(N/mm
t
( mm )
A 55o 1,602 -35,436 56.544
B 90o 1,637 -53,468 57.720
C 125o 1,671 32,895 59.101
D 180o 1,697 0.000 59.772
3.2.2 Tính toán chiều dày thành bể chịu áp lực ngoài
Theo phần AD-320 TL([2]) ta có trình tự các bước tính như sau:
a). Các bước tính toán:
Bước 1: Giả thiết 1 giá trị của t và tính bán kính ngoài của bể, tính toán giá trị
hệ số A theo công thức sau:
0,125/o
AR t
= .
Bước 2: Sử dụng giá tri hệ số A trong bước 1 tra theo đồ thị ở chart in Subpart 3
of section II part D cho loại vật liệu tính toán. Xảy ra hai trường hợp:
A nằm ở bên trái đồ thị thì tính tiếp theo bước 5.
A nằm ở bên phải đồ thị thì chuyển sang bước 3.
Bước 3: Di chuyển đường gióng giá trị của A theo phương đứng cắt với đường
nhiệt độ tại một điểm từ điểm này tiếp tục di chuyển sang phải theo phương ngang đọc
giá trị hệ số B.
Bước 4 : sử dụng giá trị của B trong bước 3 tính áp lực ngoài lớn nhất cho phép
Pa theo công thức sau:
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
17
/a
o
BPR t
= .
Bước 5 : Khi A nằm ở bên trái, ta có thể sử dụng công thức sau để tính Pa:
2
0,0625.a
o
EPRt
=
.
Bước 6 : So sánh gí trị Pa trong bước 4 hoặc 5 với P
Nếu Pa lớn hơn P thi thỏa mãn còn ngược lại thì chòn t khác và tính lại
Trong đó :
- A là hệ số dung tra đồ thị
- B là hệ số
- Pa là áp suất ngoài lớn nhất cho phép ( N/mm2 )
- P là áp suất ngoài thiết kế ( N/mm2 )
- Ro là đường kính ngoài của bể chứ
Ro = Ri + t
- Ri là bán kính trong của bể ( không kể chiều dày ăn mòn )
- t là chiều dày thành bể ( mm )
- E là mô đun đàn hồi của vật liệu E = 2,1.105 Mpa
b). Tính toán kiểm tra:
giả sử chọn chiều dày thành bể là : t= 60 mm.
Đường kính ngoài của bể chứa là : Ro= 10960 +60=11020 (mm).
⇒ 40,125 .60 6,81.1011020
A −= =
Tra đồ thị chart in Subpart 3 of section II part D ta thấy A nằm bên trái đồ thị
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
18
Giá trị áp suất ngoài cho phép lớn nhất là :
5
2
0,0625.2,1.10 0,38911020
60
aP = =
(N/mm2).
Giá trị áp suất ngoài thiết kế là : P= 0,1 (N/mm2).
Ta thấy Pa = 0,389(N/mm2) > P = 0,1(N/mm2)
Kết luận : vậy chiều dày thành bể t = 60 ( mm ) đủ để chịu áp suất ngoài thiết kế .
3.2.3 Tính toán chiều dày thành bể trong điều kiện vận hành ứng suất nén
Theo bảng tính điểm B là điểm chịu ứng suất nén dọc trục lớn nhất. Cho nên ta
đi kiểm tra chiều dày tại B trong điều kiện vận hành ứng suất nén
Theo phần AD-340 (TL[1]) ta có các bước tính toán như sau :
Giả thiết chiều dày thân bể là : t= 60 mm.
Bán kính ngoài của bể là: Ro= 10,96+0,060= 11,02 (m).
Bước 1: tính hệ số A
0,125 .o
A tR
=
Bước 2: Từ giá trị của A ta tra theo chart in Subpart 3 of section II part D xảy ra 2
trường hợp
Nếu A nằm phía bên phải của đường đồ thị ,Tra đồ thị được B
Nếu A nằm bên trái của đường đồ thị thì B được tính theo công thức :
.2
A EB =
Bước 3: So sánh giá trị của B với lực dọc tính toán tại C
Nếu B > F thì thành đủ dày để chống lại ứng suất nén
Giả thiết chiều dày thân bể là : t= 60 mm.
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
19
Bán kính ngoài của bể là: Ro= 10,96+0,060= 11,02 (m)
Hệ số A : 40,125 0,125. .0,06 6,81.1011,020o
A tR
−= = =
Tra đồ thị chart in Subpart 3 of section II part D ta thấy A nằm bên trái đồ thị
nên:
4 5. 6,81.10 .2,1.10 71,5
2 2A EB
−
= = = (N/mm )
Ta thấy B = 71,5 > F = 53,468 (N/mm )
Vậy thành bể đủ chiều dày để chống lại ứng suất nén.
3.2.4. Tính toán chiều dày thân bể có xét đến tải trọng gió
Tính ứng suất do gió gây ra ở thành bể ( tại điểm ở giữa thành bể )
Tổng tại trọng gió tác dụng lên bể là :
Wg = 164085 (N )
Mô men gió tác dụng lên bể :
1 4W .2 3
Og g
RMπ
=
Ứng suất do gió tác dụng lên thành bể
W
gg
b
MT = ±
Với 4
3W 0,05. . 1 ib o
o
RRR
= −
Trong đó :
- Wg là tổng tải trọng gió (N )
- Tg là ứng suất trong phần tử vỏ ( N/m2 )
- Mg là mô men do gió tác dụng lên bể ( N.m )
- Ro là bán kính ngoài của bể , Ro = 11,02 ( m )
- Ri là bán kính trong của bể , Ri = 10,96 ( m )
- Wb là mô men chống uốn của tiết diện bể
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
20
Thay số ta có :
4 4
3 3 10,96W 0,05. . 1 0,05.11,02 . 111,02
ib o
o
RRR
= − = −
= 1,445 ( m3 )
1 4 1 4.11,02W . .164085. 38371,52 3 2 3
Og g
RMπ π
= = =
( N.m)
38371,5 26546,84W 1,445
gg
b
MT = ± = ± = ± ( N/m2 ) = ± 0,265 ( N/mm2 )
Ta nhận thấy ứng suất do gió gây ra ở thành bể là không lớn . Do vậy ta sẽ chỉ tính
kiểm tra độ dày của thành bể tại điểm B khi làm việc trong điều kiện chịu nén
Giá trị lực nén do gió gây ra trong phần tử vỏ :
0,265 0,004460
gg
TF
t= = = ( N/mm)
Tổng lực nén trong phần tử vỏ :
Ftt = Fg + F = 0,0044 + 53,468 = 53,47 ( N/mm )
Trong đó :
- Fg là giá trị lực do gió gây ra ( N /mm )
- F là lực dọc do tải trọng bản thân bể và các thiết bị phụ trợ (
N/mm )
- t là chiều dày thành bể ( mm )
Ta thấy Ftt = 53,47 < B = 71,5 ( N/mm)
Kết luận : Thân bể đảm bảo chịu lực với chiều dày t=60mm.
3.2.5. Tính toán chiều dày thân bể trong điều kiện thử tải
Theo AD 151.1 ( TL(1) ), ta tính chiều dày thành bể trong điều kiện thử áp lực
nước
- Lấy Áp suất thử tải : Pt= 1,5.PiTK = 1,5.1,6 = 2,4(N/mm2).
- Giới hạn bền cho phép của vật liệu: S= 0,9.Sy = 0,9.260 = 234 (N/mm2).
- Chiều dày ăn mòn cho phép bên trong và bên ngoài: C =2,1 mm.
Tính bề dày thành bể theo công thức (2.7 ).
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
21
0,5. .0,25.P R Ft C
S P+
= +−
.
Trong đó :
- P Áp lực tính toán (N/mm2), P= Pt+Pi.
- Pi: Áp lực thuỷ tĩnh tại điểm kiểm tra, (N/mm2).
. .9,811000
ni
hP γ= (N/mm2 )
- hi: Chiều cao cột chất lỏng từ đỉnh bể chứa đến điểm tính toán.
- γn : Trọng lượng riêng của nước, γn= 1 (T/m3).
thay các số liệu vào ta có kết qua trong bảng sau, với F là lực kéo.
Bảng 3.6 : tính chiều dày thân bể trong điều kiện thử áp lực.
Điểm tính θ( độ)
Áp lực
thủy tĩnh
Pi(N/mm2)
Áp suất
thử tải
Pt(N/mm2)
Tổng áp
lực
P(N/mm2)
F(N/mm) t(mm)
A 55o 0,046 2,40 2,446 -35,436 58,681
B 90o 0,108 2,40 2,508 ± 53.468 61,21
C 125o 0,169 2,40 2,569 32,895 62,578
D 180o 0,215 2,40 2,615 0.000 63,513
Nhận xét : Ta thấy bề dày thành bể trong điều kiện thử áp lực có giá trị lớn hơn
bề dày trong trường hợp còn lại do vậy ta sẽ chọn chiều dày thành bể như sau :
Bảng 3.7 : chiều dày thân bể đã thiết kế đảm bảo
Tên bản Vị trí t(mm).
Tấm nắp Từ điểm A trở lên 62
Tấm xích đạo Giữa điểm A - B 64
Tấm đáy Từ điểm C trở xuống 66
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
22
3.2.6. Tính toán trọng lượng bản thân bể:
Trong lượng bản thân bể chứa tính theo công thức sau:
G1= 3 34. .(( ) ).3 i tb iR t Rπ γ+ −
Trong đó :
+ ttb: Chiều dày trung bình của bể chứa, ttb= 64 mm.
+ Ri: Bán kính trong của bể chứa, Ri= 10,96 ( m )
Thay số :
G1= 3 34 . .((10,96 0,064) 10,96 ).7,85 762,83
π + − = ( T )
3.3 Thiết kế lỗ mở trên thành bể ( lỗ người chui và họng ống )
Tính toán thiết kế lỗ mở trên thân bể chứa theo phần AD-5 TL([1])
3.3.1 Lựa chọn hình dáng lỗ mở trên thân bể chứa:
Lỗ có hai hình dạng chủ yếu là hình elip và hình tròn. Tốt nhất là dạng hình
tròn ( dễ tính toán gia cường và kiểm tra ). Do vậy ta chọn hình dáng lỗ người
chui và họng ống là dạng hình tròn.
3.3.2 Lựa chọn kích thước của các lỗ mở:
64 mm
62 mm
66 mm
64 mm
62 mm
66 mm
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
23
Đương kính lỗ mở phải thoã mãn điều kiện : .5,0≤Dd
Trong đó :
- d: Là đường kính trong lớn nhất của lỗ mở ( mm )
- D: Là đường kính trong của bể chứa ( mm )
3.3.3 Tính khoảng cách các lỗ mở:
Khoảng cách giữa các lỗ mở tính từ tâm của lỗ mở này đến tâm của lỗ mở kia
phải thoã mãn điều kiện :
∑≥
+
i
lc rll 32
32
Trong đó:
- lc : Thành phần khoảng cách theo phương chu vi của bể.
- ll : Thành phần khoảng cách theo phương dọc bể.
- ri : Bán kính trong của hai lỗ mở liền kề nhau.
Do bể chứa có dạng hình cầu nên thành phần khoảng cách theo phương dọc bể
ll= 0. Suy ra công thức trên có thể viết lại như sau:
2.c il r≤ ∑ .
3.3.4 Lựa chọn giải pháp thiết kế lỗ mở :
Lỗ mở không cần gia cường , phải thoã mãn yêu cầu sau:
0,25. .md R t≤ .
Trong đó:
- d : Đường kính lỗ mở
- t : Chiều dày trung bình của thân bể chứa , t = 64 ( mm )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
24
- Rm: Bán kính thực của bể chứa, Rm= 10960 +0,5.64 =
10992(mm).
Thay số ta có : 0,25. 10992.64 209,68d ≤ = (mm).
Nhận xét: Ta thấy đường kính lỗ mở không cần gia cường như tính toán trên là
quá nhỏ, không đảm bảo đường kính cho lỗ người chui. Do vậy ta chọn phương án
thiết kế lỗ mở có gia cường.
3.3.5 Lựa chọn vật liệu cho thành lỗ mở và gia cường:
a) Lựa chọn vật liệu cho thành lỗ mở:
Vật liệu sử dụng cho việc chế tạo miệng lỗ phải thoã mãn điều kiện sau:
1,5T
Y
SS
≥
Trong đó:
- ST: Giới hạn bền của vật liệu ( N/mm2 )
- SY: Giới hạn chảy dẻo của vật liệu ( N/mm2 )
Chọn loại thép : A516 Gr70 có:
ST = 485(MPa) = 485(N/mm2).
SY = 260(MPa) = 260(N/mm2).
Xét tỹ số : 5,1.865,1260485
≥==Y
T
SS thoã mãn điều kiện.
kết luận: Chọn loại vật liệu A516 Gr70 dùng để chế tạo thành lỗ mở.
b) Lựa chọn thép gia cường :
Vật liệu gia cường phải thoã mãn các điều kiện sau:
- Cường độ thép gia cường phải lớn hơn 80% cường độ thép chế tạo bể chứa.
- Vật liệu sử dụng thoã mãn điều kiện sau:
( ). 0,0008.r v Tα α− ∆ ≤
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
25
Trong đó :
- αR: Hệ số giản nở vì nhiệt danh nghĩa của vật liệu gia cường ở
nhiệt độ thiết kế.Tra bảng TE-1,TE-2, TE-3 Subpart 2, ASME
section II part D.
- αV : Hệ số giản nở vì nhiệt danh nghĩa của vật liệu bể dưới nhiệt
độ thiết kế. Tra bảngTE-1,TE-2, TE-3 Subpart 2, ASME
section II part D.
- ∆T : Nhiệt độ vận hành biến thiên trong khoảng từ 21o C đến
nhiệt độ thiết kế.
Ta thấy phương án tốt nhất là chọn thép gia cường cùng với loại thép chế tạo thành bể
Kết luận: Chọn loại vật liệu A516 Gr70 dùng để gia cường lỗ mở.
3.3.6 Tính chiều dày của thành lỗ mở :
Chiều dày thành lỗ mở được tính toán như chiều dày của thân bể chứa. Tuy
nhiên ở đây thành lỗ mở chỉ chịu áp lực trọng
Công thức tính chiều dày thành lỗ mở :
( )
0,5. .0,25.m
P rt cS P
= +−
Trong đó :
- tm: chiều dày yêu cầu nhỏ nhất của thành họng ống, (mm).
- r : Bán kính trong của lỗ mở, (mm).
- P : áp suất trong tại vị trí lỗ mở, lấy trong điều kiện thử tải,
(KN/mm2).
- S : Giới hạn chảy dẻo của thép thành lỗ mở, (KN/mm2).
- tn: là chiều dày thành họng ống được lựa chọn, (mm)
- C là chiều dày ăn mòn cho phép , C = 2,1 ( mm )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
26
3.3.7 Tính toán gia cường
Bảng 3.8 : Thống kê kích thước lỗ và chức năng của chúng
Chi tiết cỡ( in) dn
(mm) dci(mm) chức năng
T1A, T1C 1,50 38,10 41,3 Dẫn hướng cho máy đo
mực chất lỏng
T1B 1,50 38,10 41,3 lắp máy đo mực chất
lỏng
T2 3,00 76,20 79,4 lắp máy đo servo
T3 2,00 50,80 54 Lắp máy đo nhiệt độ
chất lỏng
T4 1,50 38,10 41,3 lắp máy đo áp suất
T5A,T5B,T5C 6,00 152,40 155,6 Van giảm áp
T6 2,00 50,80 54 thao tác tay và dự phòng
T7 2,00 50,80 54 thao tác tay và dự phòng
M1 20,00 508,00 511,2 lỗ người chui
ống mẫu 0,50 12,70 15,9
B1 8,00 203,20 206,4 Lấy LPG
B2 8,00 203,20 206,4 Nhập LPG
B3 6,00 152,40 155,6 Hoàn lưu hơi
B4 4,00 101,60 104,8 Nhập lại chất lỏng
B5 3,00 76,20 79,4 Hoàn lưu hơi từ máy
bơm dự phòng
B6 1,50 38,10 41,3 lắp máy đo áp suất
B7 1,00 25,40 28,6 Lắp máy đo nhiệt độ
B8 2,00 50,80 54 Lỗ thoát nước
B9 3,00 76,20 79,4 Lấy mẫu phỉa trên lỗ
người chui
M2 20,00 508,00 511,2 Lỗ người chui phía dưới
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
27
Bảng 3.9 : Bảng tính chiều dày của thành lỗ mở
Chi tiết dn (mm) dci(mm) Góc, θ P (Mpa) trn (mm) tn (mm)
T1A, T1C 38,10 41,3 6,29 1,602 2,158 24
T1B 38,10 41,3 6,1 1,602 2,158 24
T2 76,20 79,4 7,18 1,602 2,217 32
T3 50,80 54 7,18 1,602 2,178 28
T4 38,10 41,3 7,18 1,602 2,158 24
T5A,T5B,T5C 152,40 155,6 7,18 1,602 2,335 44
T6 50,80 54 7,18 1,602 2,178 28
T7 50,80 54 7,18 1,602 2,178 28
M1 508,00 511,2 0 1,602 2,883 181
ống mẫu 12,70 15,9 0 1,602 2,119 12
B1 203,20 206,4 8,63 1,684 2,429 58
B2 203,20 206,4 8,63 1,684 2,429 58
B3 152,40 155,6 8,63 1,684 2,347 46
B4 101,60 104,8 8,63 1,684 2,264 36
B5 76,20 79,4 8,63 1,684 2,223 32
B6 38,10 41,3 8,63 1,684 2,161 24
B7 25,40 28,6 8,63 1,684 2,141 20
B8 50,80 54 0 1,684 2,182 26
B9 76,20 79,4 8,63 1,684 2,223 32
M2 508,00 511,2 8,63 1,684 2,923 136
3.3.7.1 Yêu cầu về diện tích gia cường , AR
.. . 2. 1osr n n
R ci rt t SA d t Fc Sθ
= + −
Do lựa chọn vật liệu thép gia cường cùng cường độ thép thành bể cho nên :
1nSS
=
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
28
⇒ AR = dci.tr.F
Trong đó :
- dci là đường kính trong của lỗ mở có kể đến ăn mòn (mm )
- tr là chiều dày yêu cầu nhỏ nhất của bể (mm).
- F là Hệ số phụ thuộc hình dạng bể . Đối với bể dạng hình cầu thì
hệ số F=1
2.1,6ci nd d= +
- dn là đường kính trong của lỗ mở (mm )
- tn là bề dày danh nghĩa của thành lỗ mở ( mm )
- Sn là giới hạn chảy dẻo của thép thành lỗ mở ( N/mm2 )
- θ là góc hợp giữa trục của lỗ mở và phương vuông góc với thành
bể
3.3.7.2 Tính toán khả năng tự gia cường của thành bể và thành lỗ mở
Diện tích gia cường giới hạn , theo phương dọc theo thành bể Aw
( )( )W W2. .2. 1
oss n n
ci s rt t SA L r t t
c Sθ = − − − −
Do thành bể và thành lỗ mở sử dụng cùng loại vật liệu nên :
( )( )W W2. ci s rA L r t t= − −
Diện tích gia cường giới hạn , theo phương pháp tuyến với thành bể :
( )W 2. nn n rn
SA L t tS
= −
Do thành bể và thành lỗ mở sử dụng cùng loại vật liệu nên :
( )W 2. n n rnA L t t= −
Nếu W n RA A A+ ≥ thành bể và thành họng ống tự gia cường
W n RA A A+ ≤ thành bể và thành họng ống cần gia cường thêm
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
29
Trong đó :
- tr là bề dày yêu câu nhỏ nhất của bể ( mm )
- ts là bề dày danh nghĩa của thành bể ( mm )
- tn là bề dày danh nghĩa của thành lỗ mở ( mm )
- trn là bề dày yêu cầu nhỏ nhất của thành lỗ mở ( mm )
- F là hệ số phụ thuộc vào hình dạng bể .Đối với bể dạng hình cầu
thì hệ số F =1
- ri là bán kính trong của lỗ mở , có kể đến ăn mòn ( mm )
- Sn là giới hạn chảy dẻo của vật liệu thép gia cường ( N/mm2 )
- S là giới hạn chảy dẻo của thép làm thành bể ( N/mm2 )
- θ là góc hợp giữa trục của lỗ mở và phương vuông góc với thành
bể
- Lw là chiều dài đường biên dọc theo bể mặt bể chứa của gia cường
( mm )
- Ln là chiều dài đường biên dọc theo phương pháp tuyến thành bể
của gia cường ( mm )
3.3.7.3 Giới hạn khu vực gia cường :
Chiều dài đường biên dọc theo bề mặt bể chứa của gia cường : LW
Chiều dài đường biên dọc phải thỏa mãn hai yêu cầu sau đây
Yêu cầu 1 : Lw1
Toàn bộ chiều dài đường biên của gia cường phải bằng hoặc lớn hơn hai giá trị
sau
L’w1 = 2r
Hoặc L’’w1 = r + ts + tn
Yêu cầu 2 : Lw2 : 2/3 chiều dài đường biên của gia cường phải bằng hoặc lớn
hơn hai giá trị sau:
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
30
( )w 23' 0,5 .2 m sL r R t= +
( )w 23''2 s nL r t t= + +
Lấy giá trị Lw là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị Lw1 và Lw2
Trong đó :
- ts là bề dày danh nghĩa của thành bể ( mm )
- tn là bề dày danh nghĩa của thành lỗ mở ( mm )
- r là bán kính trong của lỗ mở ( mm )
- Rm là bán kính trong của bể chứa , Ri =10,96 (m )
- Ta là chiều dày trung bình của thành bể , ta = 62 (mm )
Chiều dài đường biên dọc theo phương pháp tuyến thành bể của gia cường : Ln
Chiều dài đường biên của gia cường theo phương pháp tuyến với thành bể phải thỏa
mãn điều kiện :
Thiết kế thành lỗ mở có chiều dài 2,5 nh t K+≥
Do vậy , giới hạn của gia cường phải bằng hoặc lớn hơn hai giá trị sau :
1 0,5 .n m nL r t K= +
Hoặc Ln2 = 2,5tn
Trong đó :
- h là chiều dài thành lỗ mở ( mm )
- tn là chiều dày danh nghĩa của thành họng ống ( mm )
- ts là bề dày thành bể ( mm )
- rm là bán kính thực của lỗ mở ( mm )
rm = r + 0,5tn ( mm )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
31
- r là bán kính trong của lỗ mở , r = 2
nd ( mm )
- h là chiều dài thành họng ống với bề dày tn ( mm )
- K là hệ số phụ thuộc bán kính cung tròn chuyển tiếp giữa thành
bể và thành họng ống . Do thiết kế thành họng ống vuông góc với
thành bể cho nên K = 0
Kết quả tính toán cho trong các bảng sau :
Bảng 3.10 : Bảng tính diện tích gia cường yêu cầu AR
Chi Cỡ dn dci ts tr trn tn Ar
tiết in mm mm mm mm mm mm mm2
T1A, T1C 1.50 38.10 41.30 60 44.79 2.158 24 1849.83
T1B 1.50 38.10 41.30 60 44.79 2.158 24 1849.83
T2 3.00 76.20 79.40 60 44.79 2.217 32 3556.33
T3 2.00 50.80 54.00 60 44.79 2.178 28 2418.66
T4 1.50 38.10 41.30 60 44.79 2.158 24 1849.83
T5A,T5B,T5C 6.00 152.40 155.60 60 44.79 2.335 44 6969.32
T6 2.00 50.80 54.00 60 44.79 2.178 28 2418.66
T7 2.00 50.80 54.00 60 44.79 2.178 28 2418.66
M1 20.00 508.00 511.20 60 44.79 2.883 181 22896.6
ống mẫu 0.50 12.70 15.90 60 44.79 2.119 12 712.161
B1 8.00 203.20 206.40 64 46.44 2.429 58 9585.22
B2 8.00 203.20 206.40 64 46.44 2.429 58 9585.22
B3 6.00 152.40 155.60 64 46.44 2.347 46 7226.06
B4 4.00 101.60 104.80 64 46.44 2.264 36 4866.91
B5 3.00 76.20 79.40 64 46.44 2.2236 32 3687.34
B6 1.50 38.10 41.30 64 46.44 2.1618 24 1917.97
B7 1.00 25.40 28.60 64 46.44 2.1412 20 1328.18
B8 2.00 50.80 54.00 64 46.44 2.1824 26 2507.76
B9 3.00 76.20 79.40 64 46.44 2.2235 32 3687.336
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
32
M2 20.00 508.00 511.20 64 46.44 2.9239 136 23740.128
Bảng 3.11 : Bảng tính chiều dài LW theo bề mặt bể chứa
Cỡ dn dci Lw1 Lw2 (mm) Lw AW Chi
tiết in mm mm L'w1 L''w1 L'w2 L''w2 mm mm2
T1A,
T1C 1.50 38.10 41.30 38.1 103.05 567.527 154.575 103.05 2506.60
T1B 1.50 38.10 41.30 38.1 103.05 567.527 154.575 103.05 2506.60
T2 3.00 76.20 79.40 76.2 130.1 596.102 195.15 130.1 2749.96
T3 2.00 50.80 54.00 50.8 113.4 577.052 170.1 113.4 2628.28
T4 1.50 38.10 41.30 38.1 103.05 567.527 154.575 103.05 2506.60
T5A,T5B
T5C 6.00 152.40 155.60 152.4 180.2 653.252 270.3 180.2 3115.00
T6 2.00 50.80 54.00 50.8 113.4 577.052 170.1 113.4 2628.28
T7 2.00 50.80 54.00 50.8 113.4 577.052 170.1 113.4 2628.28
M1 20.00 508.00 511.20 508 495 919.952 742.5 508 7678.00
ống mẫu 0.50 12.70 15.90 12.7 78.35 548.477 117.525 78.35 2141.56
B1 8.00 203.20 206.40 203.2 223.6 709.027 335.4 223.6 4228.44
B2 8.00 203.20 206.40 203.2 223.6 709.027 335.4 223.6 4228.44
B3 6.00 152.40 155.60 152.4 186.2 670.927 279.3 186.2 3807.00
B4 4.00 101.60 104.80 101.6 150.8 632.827 226.2 150.8 3455.80
B5 3.00 76.20 79.40 76.2 134.1 613.777 201.15 134.1 3315.32
B6 1.50 38.10 41.30 38.1 107.05 585.202 160.575 107.05 3034.36
B7 1.00 25.40 28.60 25.4 96.7 575.677 145.05 96.7 2893.88
B8 2.00 50.80 54.00 50.8 115.4 594.727 173.1 115.4 3104.60
B9 3.00 76.20 79.40 76.2 134.1 613.777 201.15 134.1 3315.32
M2 20.00 508.00 511.20 508 454 937.627 681 508 8864.28
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
33
Bảng 3.12 Bảng tính chiều dài Ln theo phương pháp tuyến
Chi Cỡ dn dci Ln1 Ln2 Ln An
tiết in mm mm mm mm mm mm2
T1A
T1C 1.50 38.10 41.30 13.649176 60 60 2620.946
T1B 1.50 38.10 41.30 13.649176 60 60 2620.946
T2 3.00 76.20 79.40 20.803846 80 80 4765.189
T3 2.00 50.80 54.00 16.607227 70 70 3615.027
T4 1.50 38.10 41.30 13.649176 60 60 2620.946
T5A,T5B
T5C 6.00 152.40 155.60 32.866396 110 110 9166.271
T6 2.00 50.80 54.00 16.607227 70 70 3615.027
T7 2.00 50.80 54.00 16.607227 70 70 3615.027
M1 20.00 508.00 511.20 124.85442 452.5 452.5 161195.2
ống mẫu 0.50 12.70 15.90 6.0868711 30 30 592.8243
B1 8.00 203.20 206.40 43.516663 145 145 16115.43
B2 8.00 203.20 206.40 43.516663 145 145 16115.43
B3 6.00 152.40 155.60 33.775731 115 115 10040.15
B4 4.00 101.60 104.80 24.88373 90 90 6072.339
B5 3.00 76.20 79.40 20.803846 80 80 4764.226
B6 1.50 38.10 41.30 13.649176 60 60 2620.585
B7 1.00 25.40 28.60 10.653638 50 50 1785.88
B8 2.00 50.80 54.00 15.798734 65 65 3096.289
B9 3.00 76.20 79.40 20.803846 80 80 4764.226
M2 20.00 508.00 511.20 104.63269 340 340 90491.74
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
34
Bảng 3.13: Bảng kiểm tra khả năng tự gia cường
Chi Cỡ dn dci Ar Aw An A Kết
tiết in mm mm mm2 mm2 mm2 mm2 luận
T1A, T1C 1.50 38.10 41.30 1849.827 2506.61 2620.946 5127.554 Được
T1B 1.50 38.10 41.30 1849.827 2506.61 2620.946 5127.554 Được
T2 3.00 76.20 79.40 3556.326 2749.97 4765.189 7515.157 Được
T3 2.00 50.80 54.00 2418.66 2628.29 3615.027 6243.315 Được
T4 1.50 38.10 41.30 1849.827 2506.61 2620.946 5127.554 Được
T5A,T5B,T
5C 6.00 152.40 155.60 6969.324 3115.01 9166.270 12281.27 Được
T6 2.00 50.80 54.00 2418.66 2628.29 3615.027 6243.315 Được
T7 2.00 50.80 54.00 2418.66 2628.29 3615.027 6243.315 Được
M1 20.00 508.00 511.2 22896.65 7678.01 161195.18 168873.1 Được
ống mẫu 0.50 12.70 15.90 712.161 2141.57 592.824 2734.392 Được
B1 8.00 203.20 206.40 9585.216 4228.45 16115.426 20343.87 Được
B2 8.00 203.20 206.40 9585.216 4228.45 16115.426 20343.87 Được
B3 6.00 152.40 155.60 7226.064 3807.01 10040.150 13847.15 Được
B4 4.00 101.60 104.80 4866.912 3455.81 6072.3392 9528.147 Được
B5 3.00 76.20 79.40 3687.336 3315.33 4764.226 8079.554 Được
B6 1.50 38.10 41.30 1917.972 3034.37 2620.584 5654.952 Được
B7 1.00 25.40 28.60 1328.184 2893.89 1785.880 4679.768 Được
B8 2.00 50.80 54.00 2507.76 3104.61 3096.289 6200.897 Được
B9 3.00 76.20 79.40 3687.336 3315.33 4764.22615 8079.554 Được
M2 20.00 508.00 511.20 23740.13 8864.29 90491.740 99356.02 Được
Kết luận: với bề dày thành lỗ mở và thành bể đã chọn . Tải vị trí các lỗ mở , vật
liệu luôn đảm bảo tự gia cường . Do vậy không cần phải hàn them các tấm gia
cường .
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
35
CHƯƠNG 4
THIẾT KẾ KẾT CẤU ĐỠ BỂ VÀ HỆ GIẰNG CHO KẾT CẤU ĐỠ BỂ
4.1Thiết kế kết cấu đỡ bể
4.1.1 Tính toán tải trọng tác dụng lên hệ kết cấu đỡ bể chứa :
Tải trọng tác dụng lên bể chứa sẽ truyền xuống đất thông qua hệ thống kết cấu
đỡ bể chứa. Vì vậy ta có các tải trọng sau tác dụng lên hệ kết cấu đỡ bể chứa.
1) Tải trọng gió :
Wg = 164085 ( N )
2) Tải trọng của LPG chứa trong bể chứa :
Khi vận hành , lượng khí hóa lỏng có thể chứa tối đa ở trong bể là 90% thể tích bể
và có trọng lượng :
W3= 2725000 ( N )
3) Tải trọng bản thân của bể chứa :
W1= 762,8 ( T ) = 7483068 ( N )
4) Tải trọng của các thiết bị phụ trợ, sàn công tác :
G3= 12 ( T ) = 117720 ( N )
5) Tải trọng khi thử áp lực :
Khi thử áp lực thì thể tích nước đúng bằng thể tích của bể chứa. Vì vậy trọng lượng
của nước được tính theo công thức sau :
W4= V.γn
Trong đó :
- V : Thể tích của bể chứa.
- γn : Trọng lượng riêng của nước, γn=10(KN/m3).
Thay số ta có : W4= 5511,46.1= 5511,46 ( T ) = 54067460 ( N )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
36
4.1.2. Tổ hợp tải trọng tác dụng kết cấu đỡ bể chứa:
Theo phần AD – 9 ( TL[ 1] ) tất cả các tải trọng tác dụng vào bể chứa đều phải
lấy với giá trị lớn nhất, hệ số tổ hợp tải trọng là 1 đối với tất cả các tải trọng, mỗi một
tổ hợp tải trọng sẽ tương ứng với một trạng thái làm việc của bể chứa, trong quá trình
vận hành bể chứa có các trạng thái làm việc sau.
1) Trạng thái thử áp lực nước
Tổ hợp tải trọng = W1 + W2 + W4 + Wg
Trong đó :
- W1 là tải trọng bản thân của bể
- W2 là tải trọng bản thân của bể
- W4 là tải trọng bản thân của nước khi thử áp lực bể
- Wg là tải trọng gió
2) Trạng thái làm việc bình thường
Tổ hợp tải trọng = W1 + W2 + W3 + Wg
Trong đó :
- W1 là tải trọng bản thân của bể
- W2 là tải trọng bản thân của bể
- W3 là tải trọng bản thân của LPG chứa trong bể
- Wg là tải trọng gió
4.1.4 Thiết kế hệ thống cột đỡ bể chứa
4.1.4.1 Lựa chọn số trụ đỡ cho bể chứa :
chọn số lượng trụ đỡ cho bể chứa là : 8 trụ
4.1.4.2 Vật liệu làm trụ đỡ :
Trụ đỡ dạng ống thép API 5L X65, có các thông số sau :
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
37
- Đường kính ngoài : Do= 762 (mm).
- Bề dày thành ống : to= 14,3 (mm).
- Cường độ giới hạn chảy dẻo : SY= 448 (MPa).
- Cường độ giới hạn bền : ST= 530 (MPa).
4.1.4.3 Liên kết giữa trụ và bể chứa :
Do vị trí liên kết giữa trụ và bể chứa rất nhạy cảm, là chỗ rất nguy hiểm cho bể
chứa cho nên ta chọn liên kết ở đây là liên kết hàn.
4.1.4.4 Liên kết giứa các trụ đỡ với nhau:
Ta sử dụng hệ thống giằng chéo để liên kết các trụ lại với nhau, giữa hai trụ sẽ
có hai giăng chéo. giằng chéo sử dụng để tăng khả năng chịu lực của trụ đỡ, tăng tính
chịu lực đồng đều giữa các trụ.
4.1.4.5 Tính toán các đặc trưng hình học của cột đỡ:
∗ Diện tích mặt cắt ngang :
( )22.( 2. )4
D D tA
π − −=
Thay số vào ta có : ( )( ) ( )
22
2. 762 762 2.14,3
33590,254
A mmπ − −
= = .
∗ Mô men quán tính :
( )( )44. 2.
64
D D tI
π − −= .
Thay số vào ta có :( )( )44
9 4. 762 762 2.14,3
2,35.10 ( ).64
I mmπ − −
= =
∗ Mô men chống uốn :
2.IWD
= .
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
38
Thay số vào ta có : 9
6 32.2,35.10 6,16.10 ( ).762
W mm= =
∗ Bán kính quán tính :
AIr = .
Thay số vào ta có : 92,35.10 264,4( ).
33590,25r mm= =
4.1.4.6 Kiểm tra tại mặt cắt A-A tại đầu cột:
a ) Lực nén do tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên mỗi cột :
WoP
N=
Lực nén khi kể đến tải trọng gió :
4.W .W
.g
go
lP
N N D= ± .
Trong đó :
- Po là lực nén tại đầu cột sinh ra do tác dụng của tải trọng thẳng
đứng
- Pg là lực nén khi có thêm tác dụng của gió
- W là tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cột
- N là cột đỡ bể , N = 8
- Wg là tải trọng gió , Wg = 164085 ( N )
- l là chiều dài đoạn cột liên kết với bể chứa, l = 3000 (mm)
- Do là đường kính ngoài của bể , Do= 2.(10960 +66) = 22052 (mm)
∗ Trong trường hợp thử áp lực
Tổng tải trọng thẳng đứng :
W = W1 + W2 + W4 = 74830368 + 117720 + 54067460 = 61832333 ( N )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
39
Lực nén tại mặt cắt A – A :
W 61832333 77085318oP
N= = = ( N )
4.W .W 61832333 4.164085.3000 7719692,3. 8 8.22052
gg
o
lP
N N D= ± = ± = ( N )
= 7697369,8 ( N )
∗ Trong trường hợp hoạt động bình thường
Tổng tải trọng thẳng đứng :
W = W1 + W2 + W3 = 7247922 + 117720 + 2725000 = 35014873 ( N )
Lực nén tại mặt cắt A – A :
W 35014873 4356348,58oP
N= = = ( N )
4.W .W 35014873 4.164085.3000 4367509,7. 8 8.22052
gg
o
lP
N N D= ± = ± = ( N )
= 4345187,3 ( N )
b ) Mô men lệch tâm ở đầu cột :
( ). . . 1oS R PM
Eµ−
= .
Trong đó :
- Po là lực nén tại đầu cột sinh ra do tác dụng của các tải trọng
thẳng đứng.
- R là bán kính ngoài của bể chứa tại điểm B , R = 11026 (mm).
- là hệ số poission, µ=0,3
- E là mô đun đàn hồi của thép , E=2,1.105 (MPa).
- S: ứng suất trong phần tử vỏ tại điểm xích đạo ( điểm B )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
40
0,5. . 0,25. .s
P R FS Pt
+= +
- P : áp suất trong của bể chứa, (N/mm2).
P=1,6 (N/mm2), trong trạng thái vận hành bình thường.
P=2,4 (N/mm2), trong trạng thái thử áp lực.
- ts : Bề dày thành bể chứa tại điểm tính toán, ts= 64(mm)
∗ Trong trường hợp thử áp lực nước
Ứng suất trong phần tử vỏ tại điểm xích đạo
0,5.2,4.11026 53,47 0,25.2,4 208,1464
S += + = ( N/mm2 )
Mô men lệch tâm :
( )5
214,83.11026.7708531. 1 0,358957039,6
2,1.10M
−= = ( N.mm )
∗ Trong trạng thái hoạt động bình thường
Ứng suất trong phần tử vỏ tại điểm xích đạo
0,5.1,6.11026 53,47 0,25.1,6 139,0364
S += + = ( N/mm2 )
Mô men lệch tâm :
( )5
143,51.11026.4356348,5. 1 0,322256976,67
2,1.10M
−= = ( N.mm )
c )Kiểm tra khả năng chịu nén
Theo tiêu chuẩn AISC, ứng suất cho phép của cột đỡ tính theo công thức sau:
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
41
( )
( ) ( )
2
2
3
3
1 .2.
3.53 8. 8.
yc
a
c c
Klr F
CF
Kl Klr r
C C
− =
+ −
.
Trong đó :
- Fa là ứng suất cho phép dung cho tải trọng tĩnh (N/mm2)
- K là hệ số chiều dài tính toán, k = 0,8
- l là chiều dài thực của cột, l=13026 (mm)
- Cc: Hệ số kể đến sự làm việc đàn hồi dẻo của vật liệu, tính theo
công thức:
0,5
212. .c
y
ECFπ
=
.
- r : Bán kính quán tính của cột , r = 264,4(mm).
- E: Mô đun đàn hồi của vật liệu,E=2,1.105 (N/mm2).
- Fy: Cường độ giới hạn chảy của vật liệu, Fy=448 (N/mm2)
Thay số vào ta có :
0,52 512. .2,1.10 235,62.
448cC π = =
0,8.13026 39,4264,4
Klr
= =
Ta thấy 39,4Klr
= < Cc = 235,62
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
42
Vậy công thức trên được áp dụng
3
3
2
2
62,235*897,264
6,9369
62,23597,264
6,9369*
83
35
448*62,235*2
97,2646,9369
1
−
+
−
=aF .
Fa = 255,51 (N/mm2)
Ứng suất nén ở mặt cắt A –A là :
∗ Trong trường hợp thử tải :
6
7729692,2 58957039,6 239,3933590,25 6,16.10
gn
c
P MA W
σ = + = + = ( N/mm2 )
∗ Trong trường hợp thử tải :
6
4367509,7 22256976,7 133,6333590,25 6,16.10
gn
c
P MA W
σ = + = + = ( N/mm2 )
Ta thấy :
- Trong trường hợp thử tải Fa =255,51 > nσ =239,39 ( N/mm2 )
- Trong trường hợp vận hành bình thường Fa =255,51 > nσ = 133,63 ( N/mm2 )
Kết luận :
Trong các trường hợp vận hành ,cột đỡ bể hoàn toàn đủ khả năng chịu nén
d ) kiểm tra khả năng chịu uốn
Theo ( TL [ 2 ] ) tiêu chuẩn AISC , khả năng chịu uốn cho phép của cột là
Ta có :
5
. 448.7620,72 0,58 . 0,72 0,58 .448 293,02. 2,1.10 .14,3
y ob y
F DF F
E t = − = − =
( N/mm2 )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
43
ứng suất do mô men uốn tại mặt cắt A –A là :
∗ Trong trường hợp thử tải :
6 6
2.W . 58957039,6 2.164085.3000 29,53. 6,16.10 8.6,16.10
gb
c b
lMW N W
σ = + = + = ( N/mm2 )
∗ Trong trường hợp thử tải :
6 6
2.W . 22256976,7 2.164085.3000 23,58. 6,16.10 8.6,16.10
gb
c b
lMW N W
σ = + = + = ( N/mm2 )
Ta thấy :
- Trong trường hợp thử tải Fb = 293,02 > bσ = 29,84 ( N/mm2 )
- Trong trường hợp vận hành bình thường Fb = 293,02 > bσ = 23,58 ( N/mm2 )
Kết luận :
Tại mặt cắt A –A ( đầu cột ) , trong các trường hợp chịu tải cột hoàn toàn đủ
khả năng chịu lực
4.1.4.7 Kiểm tra tại mặt cắt B-B ở chân cột :
a ) Lực nén do tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên mỗi cột :
WoP
N=
Lực nén khi kể đến tải trọng gió :
4.W .W
.g
go
lP
N N D= ± .
Trong đó :
- Po là lực nén tại đầu cột sinh ra do tác dụng của tải trọng thẳng
đứng
- Pg là lực nén khi có them tác dụng của gió
- W là tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cột có tính them trọng
lượng bản thân của cột Wcột
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
44
Wcột = A.l.7,85
Wcột = 33590,25.10-6.13,026.7,85= 3,435 (T ) = 33694 ( N )
- N là cột đỡ bể , N = 8
- Wg là tải trọng gió , Wg = 164085 ( N )
- l là chiều dài đoạn cột liên kết với bể chứa, l = 3000 (mm)
- Do là đường kính ngoài của bể , Do= 2.(10960 +66) = 22052 (mm)
∗ Trong trường hợp thử áp lực
Tổng tải trọng thẳng đứng :
W = W1 +W2+ W4 + Wcột = 7483068+117720+54067460 + 33694,8
= 61866028 ( N )
Lực nén tại mặt cắt B – B :
W 61866028 7712742,88oP
N= = = ( N )
4.W .W 61866028 4.164085.3000 7723904,1. 8 8.22052
gg
o
lP
N N D= ± = ± = ( N )
= 7701581,6 ( N )
∗ Trong trường hợp hoạt động bình thường
Tổng tải trọng thẳng đứng :
W = W1 + W2 + W3 + Wcột = 74830682 + 117720 + 2725000+33694,8
= 35048568( N )
Lực nén tại mặt cắt B – B :
W 35048568 4360560,38oP
N= = = ( N )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
45
4.W .W 35048568 4.164085.3000 4371721,6. 8 8.22052
gg
o
lP
N N D= ± = ± = ( N )
= 4349399,1( N )
b ) Mô men lệch tâm ở đầu cột :
( ). . . 1oS R PM
Eµ−
= .
Trong đó :
- Po là lực nén tại đầu cột sinh ra do tác dụng của các tải trọng
thẳng đứng.
- R là bán kính ngoài của bể chứa tại điểm B , R = 11024 (mm).
- là hệ số poission, µ=0,3
- E là mô đun đàn hồi của thép , E=2,1.105 (MPa).
- S: ứng suất trong phần tử vỏ tại điểm xích đạo ( điểm B )
0,5. . 0,25. .s
P R FS Pt
+= +
- P : áp suất trong của bể chứa, (N/mm2).
P=1,6 (N/mm2), trong trạng thái vận hành bình thường.
P=2,4 (N/mm2), trong trạng thái thử áp lực.
- ts : Bề dày thành bể chứa tại điểm tính toán, ts= 64(mm)
∗ Trong trường hợp thử áp lực nước
Ứng suất trong phần tử vỏ tại điểm xích đạo
0,5.2,4.11024 53,47 0,25.2,4 208,1464
S += + = ( N/mm2 )
Mô men lệch tâm :
( )5
208,14.11024.7712742. 1 0,360886646,7
2,1.10M
−= = ( N.mm )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
46
∗ Trong trạng thái hoạt động bình thường
Ứng suất trong phần tử vỏ tại điểm xích đạo
0,5.1,6.11024 53,47 0,25.1,6 143,5164
S += + = ( N/mm2 )
Mô men lệch tâm :
( )5
143,51.11024.4360560,4. 1 0,322995089
2,1.10M
−= = ( N.mm )
c )Kiểm tra khả năng chịu nén
Theo tiêu chuẩn AISC, ứng suất cho phép của cột đỡ tính theo công thức sau:
( )
( ) ( )
2
2
3
3
1 .2.
3.53 8. 8.
yc
a
c c
Klr F
CF
Kl Klr r
C C
− =
+ −
.
Trong đó :
- Fa là ứng suất cho phép dung cho tải trọng tĩnh (N/mm2)
- K là hệ số chiều dài tính toán, k = 0,8
- l là chiều dài thực của cột, l=13026 (mm)
- Cc: Hệ số kể đến sự làm việc đàn hồi dẻo của vật liệu, tính theo
công thức:
0,5
212. .c
y
ECFπ
=
.
- r : Bán kính quán tính của cột , r = 264,4(mm).
- E: Mô đun đàn hồi của vật liệu,E=2,1.105 (N/mm2).
- Fy: Cường độ giới hạn chảy của vật liệu, Fy=448 (N/mm2)
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
47
Thay số vào ta có :
0,52 512. .2,1.10 235,62.
448cC π = =
0,8.13024 39,4264,4
Klr
= =
Ta thấy 39,4Klr
= < Cc = 235,62
Vậy công thức trên được áp dụng
3
3
2
2
62,235*897,264
6,9369
62,23597,264
6,9369*
83
35
448*62,235*2
97,2646,9369
1
−
+
−
=aF .
Fa = 255,51 (N/mm2)
ứng suất nén ở mặt cắt B –B là :
∗ Trong trường hợp thử tải :
6
7723904,1 60886646,7 239,8233590,25 6,16.10
gn
c
P MA W
σ = + = + = ( N/mm2 )
∗ Trong trường hợp hoạt động bình thường
6
4371721,6 22995089 133,8833590,25 6,16.10
gn
c
P MA W
σ = + = + = ( N/mm2 )
Ta thấy :
- Trong trường hợp thử tải Fa =255,51 > nσ =239,82 ( N/mm2 )
- Trong trường hợp vận hành bình thường Fa =255,51 > nσ = 133,88 ( N/mm2 )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
48
Kết luận :
Trong các trường hợp vận hành ,cột đỡ bể hoàn toàn đủ khả năng chịu nén
d ) kiểm tra khả năng chịu uốn
Theo ( TL [ 2 ] ) tiêu chuẩn AISC , khả năng chịu uốn cho phép của cột là
Ta có :
5
. 448.7620,72 0,58 . 0,72 0,58 .448 293,02. 2,1.10 .14,3
y ob y
F DF F
E t = − = − =
( N/mm2 )
ứng suất do mô men uốn tại mặt cắt A –A là :
∗ Trong trường hợp thử tải :
6 6
2.W . 60886646,7 2.164085.13026 96,58. 6,16.10 8.6,16.10
gb
c b
lMW N W
σ = + = + = ( N/mm2 )
∗ Trong trường hợp thử tải :
6 6
2.W . 22995089 2.164085.13026 90,43. 6,16.10 8.6,16.10
gb
c b
lMW N W
σ = + = + = ( N/mm2 )
Ta thấy :
- Trong trường hợp thử tải Fb = 293,01 > bσ = 96,58 ( N/mm2 )
- Trong trường hợp vận hành bình thường Fb = 293,02 > bσ = 90,43 ( N/mm2 )
Kết luận :
Tại mặt cắt B –B ( chân cột ) , trong các trường hợp chịu tải cột hoàn toàn đủ
khả năng chịu lực
4.2. Tính toán và thiết kế hệ thanh giằng có tăng đơ để chống tải trọng ngang
Sử dụng thanh giằng có đường kính 32 mm theo ASME B1.1 Bảng 8
Diện tích chịu kéo As = 625 mm2
Vật liệu sử dụng theo tiêu chuẩn vật liệu JIS G3101 SS400 có Fy = 235 Mpa
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
49
4.2.1 Tính toán lực kéo thanh giằng
Lực căng trong thanh giằng được tính theo công thức sau:
2.W
.g CTN B
= .
Trong đó :
- T là lực căng trong thanh giằng.
- Wg là tải trọng ngang do gió, Wg = 164085 ( N )
- C là chiều dài thanh giằng, C = 11997 (mm).
- N là số lượng cột đỡ bể chứa, N = 8
- B là khoảng cách giữa hai cột liên tiếp, B = 8439 (mm).
Thay số vào ta có :
2.164085.11997 58316,48.8439
T = = ( N ).
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
50
4.2.8 Kiểm tra ứng suất kéo trong thanh giằng :
ks
TA
σ = .
Ứng suất chịu kéo cho phép của thanh giằng
0,6. 0,6.235 141t yF F= = = (N/mm2 )
Thay số vào ta có :
( )258316,4 93,3625k mmσ = =
Ta thấy σk = 93,3 < 141 ( N /mm2 )
Kết luận :
Thanh giằng hoàn toàn đủ khả năng chịu kéo
4.2.8 Tính toán chốt ( cho chi tiết 1 )
Theo tiêu chuẩn vật liệu JIS G3101 SS400
Đường kính chốt được tính theo công thức sau :
0,5
0,8.pp
TDτ
=
.
Trong đó :
- Dp : Đường kính chốt, (mm).
- T : Lực cắt gây ra tại chốt do thanh giằng, T = 58316,4( N ).
- τp : ứng suất chịu cắt cho phép :
0,4. 0,4.235 94p yFτ = = = (MPa) = 94(N/mm2).
Thay số vào ta có:
( )0,558316,40,8. 19,93
94pD mm = =
.
Đường kính thực của chốt:
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
51
19,93 28,470,7 0,7
pp
Dd = = = (mm).
Chọn đường kính của chốt là : 32 mm.
4.2.8 Tính toán chi tiết 1
Theo tiêu chuẩn vật liệu JIS G3101 SS400
Tính toán chiều dày thép cho chi tiết
.b
p b
Ttd τ
=
Trong đó:
- tb : Chiều dày bản, (mm).
- dp :Đường kính chốt, (mm).
- τb : Khả năng chịu cắt, lấy τb=0,9.Fy= 0,9.235= 211,5(N/mm2).
Thay số vào ta có:
( )58316,4 8,6232.211,5bt mm= = .
Chọn chiều dày bản là : 10(mm).
Diện tích chịu kéo của bản khi đã trừ đi phần giảm yếu:
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
52
( )2322. 150 .10 26802bA mm = − =
.
Ứng suất kéo trong chi tiết bản :
58316,4 21,762680s
s
TA
σ = = = ( N /mm2 )
ứng suất chịu cắt cho phép
τpa= 0,4.Fy=0,4.235= 94(N/mm2).
So sánh : 21,76 94s paσ τ= < = ( N /mm2 )
Kết luận :với chiều dày tb=10mm, chi tiết hoàn toàn đủ khả năng chiụ lực.
4.2.8 Tính toán và kiểm tra tấm nối thanh giằng
Tiêu chuẩn vật liệu JIS G3101 SS400
Lựa chọn sơ bộ chiều dày của bản nối, tbn = 10(mm).
Lựa chọn sơ bộ chiều cao bản nối, hbn = 150 ( mm )
Diện tích mặt cắt ngang của bản nối :
( )150 32 .10 1180bnA = − = (mm2).
Ứng suất kéo tại mặt cắt F-F là:
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
53
58316,4 49,421180kb
bn
TA
σ = = = ( N /mm2 )
Ứng suất kéo cho phép của bản nối:
[ ] 0,6. 0,6.235 141bn yFσ = = = ( N /mm2 )
So sánh :
[ ]49,42 141kb bnσ σ= < = ( N /mm2 )
Kết luận : với kích thước đã chọn bản nối đảm bảo khả năng chịu lực.
4.2.8 Lựa chọn tăng đơ :
Tăng đơ được lựa chọn trên cơ sở các mẫu tăng đơ đã được chế tạo sẵn và phải
thỏa mãn các điều kiện chịu lực đã được kiểm tra
4.2.7 Tính toán tấm đệm chân cột
a ) Phản lực từ mặt trụ bê tông lên tấm đệm chân cột
g
d
PQ
A=
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
54
Trong đó :
- Pg là lực nén tại chân cột ( N )
- Ad là diện tích tấm đệm ( mm2 )
2 2 2 2.( ) .(1070 762 ) 4431654 4
b cd
d dA π π− −= = = ( mm2 )
Thay số :
∗ Trong điều kiện thử tải
7723904,1 17,43443165
g
d
PQ
A= = = ( N /mm2 )
∗ Trong điều kiện hoạt động bình thường
4371721,6 9,87443165
g
d
PQ
A= = = ( N /mm2 )
b ) ứng suất uốn của tấm
2
2
3. .Q Lt
σ =
Trong đó :
- σ : Ứng suất của tấm đệm.
( )1070 762 154 .2 2
b cd dL mm− −= = =
- Chiều dày tấm đệm : t=70 (mm).
- Đường kính tấm đệm : db = 1070 (mm )
Thay số vào ta có:
∗ Trong điều kiện thử áp lực:
2
2
3.17,43.154 253,170
σ = = ( N /mm2 )
∗ Trong điều kiện hoạt động bình thường
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
55
2
2
3.9,87.154 142,4470
σ = = ( N /mm2 )
c) Ứng suất cho phép của tấm đệm:
∗ Trong điều kiện thử áp lực:
1,25. 1,25.235 293,75b yF F= = = ( N/mm2 )
Ta thấy 253,1 293,75bFσ = < = ( N/mm2 )
∗ Trong điều kiện hoạt động bình thường
0,66. 0,66.235 155,1b yF F= = = ( N/mm2 )
Ta thấy 142,44 155,1bFσ = < = ( N/mm2 )
Kết luận :
Với bề dày bản đệm t = 70 mm, bản đệm thỏa mãn chịu uốn trong các điều kiện
tải trọng khác nhau
4.2.8 Tính toán liên kết hàn:
a ) Mối hàn giữa tấm chốt và cột
Ta có công thức tính ứng suất cắt của mối hàn:
.sin 45.
o
WW W
Tl t
τ = .
Trong đó:
- lW : Là chiều dài đường hàn, lW = 500(mm).
- tW : Là chiều cao mối hàn, tW=10(mm).
- T : Lực cắt, T = 57879,23(N).
Thay số vào ta có:
58316,4.sin 45 8,25500.10
o
Wτ = = ( N/mm2 )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
56
Ứng suất cho phép của mối hàn:
0,4. 0,4.235 94a yFτ = = =
Ta thấy w 8,25 94aτ τ= < = ( N/mm2 )
Kết luận : Mối hàn đảm bảo chịu lực
b ) mối hàn giữa bể và đầu cột
Chiều dài cung đường hàn của cột với bể là :
w arcos .oo
o
R dL RR
−=
Trong đó :
- Ro là bán kính ngoài của bể
Thay số :
w11024 415arcos . arcos .11024 3035
11024o
oo
R dL RR
− − = = =
( mm )
ứng suất cắt trong mối hàn
.sin 45.
o
WW W
Pl t
τ =
Trong đó :
- P là lực nén ở đầu cột ,
- Lw là chiều dài đường hàn , Lw = 3035 ( mm )
- Tw là chiều cao đường hàn , tw = 20 ( mm )
∗ Trong điều kiện thử áp lực nước
P = 7719692,2 ( N )
.sin 45 7719692,2.sin 45 89,9. 3035.20
o o
WW W
Pl t
τ = = = ( Mpa )
∗ Trong điều kiện hoạt động bình thường
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
57
P = 4367509,7 ( N )
.sin 45 4367509,7.sin 45 50,8. 3035.20
o o
WW W
Pl t
τ = = = ( Mpa )
Ứng suất cho phép :
0,4. 0,4.235 94a yFτ = = = ( Mpa )
Ta thấy :
Trong điều kiện thử áp lực nước w a89,9( ) 94( )Mpa Mpaτ τ= < =
Trong điều kiện vận hành w a50,8( ) 94( )Mpa Mpaτ τ= < =
Kết luận :
Mối hàn ở đầu cột thỏa mãn bền , đảm bảo khả năng chịu lực
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
58
CHƯƠNG 5
THIẾT KẾ MÓNG CHO BỂ
5.1 Lựa chọn phương án móng
Chọn phương án móng cọc
5.2 Xác định tải trọng
- Trọng lượng bản thân của bể: P1 = 762,8T
- Trọng lượng thiết bị : P2 = 12 T
- Trọng lượng khí hóa lỏng : P3 = 2777.77 T
- Trọng lượng nước thử tải : P4 = 5511.5 T
- Tải trọng gió : P5 = 16.7 T
Tải trọng trên phải chia cho 8 để tính móng cho cột.
Lực xô ngang lên đài:
Qo = gWN
= 16.78
= 2.1 (T)
Lực nén lớn nhất lên đầu cọc ( Trong điều kiện thử áp lực nước)
P = 787,4 (T)
M = 6,2 ( Tm)
5.3 Lựa chọn sơ bộ kích thước cọc
Do công trình có tải trọng lớn dự kiến sử dụng loại cọc có tiết diện: 0,45x0,45
Là loại cọc đúc sẵn BTCT
Độ sâu dự kiến khoảng 40m, kể từ cao độ san nền tự nhiên. Cọc gồm 4 đoạn, mỗi
đoạn dài 10m
5.4 Số liệu địa chất
Địa chất của công trình được mô tả như sau:
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
59
±0.00§Êt lÊp bao gåm: Bª t«ng ®¸ d¨mC¸t h¹t th« mµu n©u, kÕt cÊu rêi r¹c
Bïn sÐt mµu x¸m xanh, x¸m ®en
SÐt mµu x¸m xanh, ®èm vµng
SÐt pha mµu x¸m xi m¨ng xen kÑp
C¸t h¹t võa mµu tr¾ng ®ôc. Tr¹ng
lÉn h÷u c¬ vá sß
tr¹ng th¸i ch¶y dÎo
C¸c æ c¸t mÞn
th¸i b·o hoµ níc, kÕt cÊu chÆt
-1.50
- 14.5
- 31.0
- 38.5
1
Bảng 4.1 kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT
Lớp Độ sâu(m) Giá trị Ni Giá trị ___N
15.00 - 15.45 2
16.50 – 16.95 2
18.00 - 18.45 2
19.50 - 19.95 2
21.00 - 21.45 2
22.50 - 22.95 2
24.00 - 24.45 3
25.50 - 25.95 2
27.00 - 27.45 3
3
28.50 - 28.95 3
2.27
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
60
30.00 - 30.45 2
31.50 - 31.95 4
33.00 - 33.45 4
34.50 - 34.95 4
36.00 - 36.45 4 4
37.50 - 37.95 5
4.2
39.00 - 39.45 40
40.50 - 40.95 35
42.00 - 42.45 34
43.50 - 43.95 38
5
45.00 - 45.45 37
36.8
5.5 Xác định độ sâu đáy đài
Kiểm tra lực xô ngang lên đài cọc
Điều kiện kiểm tra lực xô ngang lên đài cọc:
0,7 (45 ).2 .md
d
Qh tgB
ϕγ
≥ −
Trong đó:
- hmđ : chiều sâu chôn đài, tính từ mặt đất
- φ: là góc ma sát của lớp đất thứ nhất, lấy φ = 0
- Q : tổng lực xô ngang lên đài cọc: Qo = 2.1 ( T)
- γ : là trọng lượng riêng của lớp đất chôn đài, γ = 1.8 (T)
- bđ : là bề rộng đài hay đường kính đài (đối với đài tròn)
Thay số ta được:
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
61
0,7 (45 ).2 .md
d
Qh tgB
ϕγ
≥ − = 0 2,10,7 (45 ).2 1,8.3,8
tg − = 0.44 ( m)
KL: Bỏ qua lực xô ngang do gió gây ra trong tính toán móng, vì khi đó đất chôn đài
chịu toàn bộ lực xô ngang
Vậy ta chọn sơ bộ hmđ= 1,5 ( m )
5.6 Xác định sức chịu tải của cọc:
Vì lớp số 1 bao gồm bê tông đá dăm,cát hạt thô mầu nâu,lớp đất này phân bố
rộng khắp trên toàn bộ khu vực xây dựng công trình và có bề dày trung bình là 1.5m.
Do bề dày mỏng và là lớp đất đắp san nền nên tính ổn định kém vì vậy không có nhiều
ý nghĩa trong công tác xây dựng.
Căn cứ vào tải trọng công trình và điều kiện địa chất tại nơi xây dựng công
trình ta dự định sẽ hạ cọc vào lớp đất số 5 là lớp cát hạt vừa màu trắng đục,trạng thái
bão hòa nước,kết cấu chặt, đây là lớp đất tốt. Chiều dài dự kiến ban đầu của cọc là
40m ( bốn đoạn đoạn, mỗi đoạn 10m). Sau khi đóng đến độ sâu thiết kế sẽ đập vỡ
đầu cọc 0,6m ngàm vào đài cọc
Sức chịu tải của cọc theo điều kiện địa chất công trình được tính theo
phương pháp dùng kết quả thí nghiệm xuyên (SPT) của Meyerhof
Dựa vào kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT ( Ni & Nn)
v Sức chịu tải của cọc theo đất nền (theo kết quả thí nghiệm SPT)
gồm 2 thành phần sau:
+ Qs : tổng lực kháng bên quanh cọc
+ Qc : lực kháng tại mũi cọc
a. Sức chịu tải do ma sát bên Qs
21. . .n
i i iu l K N=∑
b. Sức chịu tải của mũi cọc Qc
Qc = K1.Nn.F
Trong đó:
- ui : chu vi tiết diện cọc
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
62
- li : chiều dài cọc trong lớp đất mà cọc xuyên qua
- F : diện tích chống mũi mặt cắt cọc
- K1(kN/m2) : Hệ số = 400 (cọc đóng), 120 ( cọc nhồi)
- K2(kN/m2) : Hệ số = 2 (cọc đóng), 1( cọc nhồi)
Ni,Nn : trị số SPT của các lớp đất rời dọc theo thân và mũi cọc
Căn cứ vào số liệu địa chất cho thấy rằng lớp đất thứ 1 và lớp đất thứ 2 có giá trị
xuyên tiêu chuẩn là bằng không. Do đó 2 lớp đất này bỏ qua trong quá trình tính toán
sức chịu tải của cọc. Cọc dự tính được xuyên qua lớp thứ 5 với chiều dài cọc trong lớp
5 phải 3.d_ Trong đó tính toán ta chon chiều dày cọc trong lớp V là : 3 m
Ta có sức chịu tải do ma sát bên Qs của cọc được tính như sau:
21. . .n
s i i iQ u l K N= =∑
= (1,6.16,5.2.2,27+1,6.7,5.2.4,2+1,6.4.2.36,8)
= 119,8 + 100,8 + 471 = 691,6 (kN ) = 70,5 ( T )
Đối với sức kháng mũi cọc căn cứ vào kết quả SPT được tính theo công thức
Qc = K1.Nn.F
= 400.36.0,42 = 2304 ( KN) = 234,8 (T)
Kết quả tính toán được thể hiện trong bảng sau:
Độ sâu
(m) ui li
___
iN ___
nN F Qs Qc
Từ Đến (m) (m) (m2) (kN) (kN)
15,0 30,45 0,45x4 16,5 2,27 0,45x0,45 119,8
31,50 37,95 0,45x4 7,5 4,2 0,45x0,45 100,8
39,00 42,50 0,45x4 1,5 36,8 36 0,45x0,45 471 2304
Sau khi tính được các giá trị , sức chịu tải cọc sẽ được tính theo công thức sau:
W2 3
s ca coc
Q QP = + −
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
63
Trong đó:
- Pa là sức chịu tải của cọc
- Wcoc là trọng bản thân cọc trong đất
Wcoc = 42.0,4.0,4.2,5=16,4 (T )
W2 3
s ca coc
Q QP = + − = 70,5 234,8 16,42 3
+ − = 97,2 (T)
v Sức chịu tải của cọc theo vật liệu
Bê tông cọc : mác 300#, có Rn = 130 ( kG/cm2 )
Thép cọc và đài cọc: thép AII, có Ra = 2800kG/cm2
Cọc tiết diện 40x40 cm
Chọn 8Ф16 => Fa = 2.8.04= 16,08 cm2
Ta có: Pvl = m.(Rn.Fb+Ra.Fa) = 1.(130.402 +2800.16,082) = 253,1 (T )
Trong đó:
- Rn là cường độ chịu nén của bê tông
- Ra là cường độ chịu nén của thép
- Fa là diện tích cốt thép trong cọc
- Fb là diện tích của bê tông trong cọc
Kết luận: Vậy sức chịu tải của cọc được chọn: [P] = Min (Pa &PVL,P) = 97,2 (T)
5.7 Xác định số lượng cọc trong móng
Số lượng cọc trong móng (n) yêu cầu phải được tính toán sơ bộ dựa trên tác
dụng của tải trọng lớn nhất tác dụng lên bể. Trên cơ sở phần tính toán tải trọng bể có
tải trọng lớn nhất khi kiểm tra thủy lực.
Ø Việc bố trí cọc trong móng phải được thực hiện trên nguyên tắc sau:
- Phù hợp với đặc điểm tải trọng công trình
- Tải trọng truyền lên cột không vượt quá sức chịu đựng cho phép của cọc
- Khoảng cách giữa các cọc 3d và 6d ( d là cạnh hay đường kính cọc)
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
64
Số lượng cọc sơ bộ được tính theo công thức sau:
[P]
Nn = ∑ = 787,4 8
97,2≈ ( cọc )
Chọn số lượng cọc n =9 ( cọc )
5.8 Tính số lượng và bố trí cọc
Chọn 9 cọc và bố trí kiểu lưới như hình vẽ:
Tải trọng tính toán tại đáy móng:
No = 787,4 (T)
Gd = 3,8.3,8.1,5.2=43,3 (T)
Áp lực tiếp xúc dưới đáy móng
2 2
1 1
.. y ix ii n n
i ii i
M xN M yPn y x
= =
= ± ±∑∑ ∑
max,min 2
787,4 43,3 6,2.1,59 6.1,5
P += ±
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
65
⇒ Pmax = 93( T )
⇒ Pmin = 91,6 ( T )
Vậy thỏa mãn điều kiện : Pmax= 93T < [P] = 97,2(T)
5.9 Tính toán kiểm tra cọc
- Khi vận chuyển: q= n.γ.F.1
Trong đó:
n- là hệ số động
γ- khối lượng riêng của cọc
F- diện tích tiết diện cọc
Vì thế q = n.γ.F = 1,5.2,5.0,4.0.4 = 0, 6 T/m
a = 0,207.l = 0.207.12 = 2,484 m
M1 = 0,5.q.a2 = 0,5.0, 6.2,4842 = 1,85( Tm)
- Khi treo lên giá búa
b = 0,29.l = 0,29.12= 3,48 m
M2 = 0,5qb2 = 0,5.0, 6.3,482 = 4,42 ( Tm )
Ta thấy M2> M1 nên ta lấy M2 làm giá trị để tính toán
a a =0.207xl 12
1.85Tm
1,85Tm
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
66
Lấy lớp bảo vệ cốt thép cọc là 4 cm, ho=40-4 = 36( cm )
Diện tích cốt thép là
42
0
4,42 4,87.100,9. . 0,9.28000.0,36a
a
MFR h
−= = = (m2 ) =4,87 (cm2 )
Vậy Fa= 4,87 cm2 < 3Ф16 = 6,03( cm2 )
Kết luận: thép sử dụng đã đảm bảo cho quá trình thi công cẩu
5.10 Kiểm tra đài cọc:
Tính toán kiểm tra đài cọc dưới cột được coi là cứng và làm việc như bản công
xôn ngàm tại mép cột tường chịu lực tác dụng là các lực tập trung ở chân cột tường và
Pi ở các đầu cọc.
Có thể xảy ra các khả năng đài bị phá hoại là
• Phá hoại theo tiết diện đứng
• Phá hoại theo tiết diện nghiêng
5.10.1 Kiểm tra cường độ trên tiết diện nghiêng – điều kiện đâm thủng
a. Cột đâm thủng đài
Thỏa mãn điều kiện :Pđt < Pcdt
Pcdt = [ ]1 2 2 1( ) ( ) .c c o kb c h c h Rα α+ + + ( theo BTCT II )
Với 2
01
1
1,5. 1 hc
α
= +
, 2
02
2
1,5. 1 hc
α
= +
b = 3,48m 11
4.42Tm
4.42Tm
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
67
bc, hc là kích thước của cột
ho chiều cao làm việc của đài , ho = 1,1m
Pdt =0 do các cọc đều nằm trong tháp đâm thủng
Nên thỏa mãn điều kiện chọc thủng
b. Hàng cọc đâm thủng đài
Thỏa mãn điều kiện :Pđt < Pcdt
Pdt = 3.Pmax =3.93 =279 ( T )
Ta có : b = 3,8 > bc +2.ho = 1,2 + 2.1,1 = 3,4 ( m )
Nên Pcdt = ( bc +h0 ).ho.Rk = ( 1,2 + 1,1 ). 1,1. 88 = 300 ( T )
Vậy thỏa mãn điều kiện chọc thủng
5.10.2 Tính toán cường độ trên tiết diện thẳng đứng – tính cốt thép đài
Pi =787,4 43,3 92,3
9Nn
+= = (T)
Pmax = 92 ( T )
- Xét theo mặt cắt 2-2 ta có
Mng = r1.(P3+P6+P9) =3. Pmax .0,5= 3.93.0,9 = 251,1Tm
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
68
Chọn Hđ = 1200(mm), chọn a =100(mm) => ho = 1100 (mm)
Diện tích cốt thép theo phương cạnh L là:
3
0
251,1 9,06.100,9. . 0,9.28000.1,1
nga
a
MF
R h−= = = ( m2 )= 90,6 ( cm2 )
Từ đó chọn 30Ф20 có diện tích cốt thép là Fa= 94,2 cm2, a =120 mm, l =3600 mm
Hàm lượng cốt thép:
µ = 94,2 .100%. 380.110
a
o
Fb h
= =0,22%
Hàm lượng cốt thép thỏa mãn µ > = 0.1 %
- Xét theo mặt cắt 1- 1 ta có :
Mng = (P1+P2+P3).r2 = 3.Pi.0,5 = 3. 92,3.0,9 =249,2Tm
Diện tích cốt thép yêu cầu theo phương cạnh ngắn là:
3
0
249,2 8,99.100,9. . 0,9.28000.1,1
nga
a
MF
R h−= = = ( m2 )= 89,9 ( cm2 )
Từ đó chọn 30Ф20 có diện tích cốt thép là Fa= 94,2 cm2, a =120 mm, l =3600 mm
Hàm lượng cốt thép
µ = 94,2 .100%. 380.110
a
o
Fb h
= =0,22%
Hàm lượng cốt thép thỏa mãn µ > = 0.1 %
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
69
CHƯƠNG 6
THIẾT KẾ BẰNG MÁY TÍNH
6.1 Tải trọng tác dụng lên bể
6.1.1 Tải trọng bản thân của bể chứa
Máy tự động tính
6.1.2 Tải trọng của LPG chứa trong bể chứa :
Khi vận hành , lượng khí hóa lỏng có thể chứa tối đa ở trong bể là 90% thể tích bể
với γ = 0,56 T/m3
6.1.3 Tải trọng nước khi thử áp lực :
Khi thử áp lực thì thể tích nước đúng bằng thể tích của bể chứa với γnước = 1T/m3
6.1.4 Tải trọng của các thiết bị công nghệ
W = 12T
6.1.5 Áp lực của chất lỏng
Được tính toán với mực nước cao nhất chứa trong bể h = 17,63 m
6.1.6 Tải trọng gió tác dụng lên thân bể
Tính toán tải trọng gió theo tiêu chuẩn TCVN 2737-95 ta có
Giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của gió :
Wg = γ.Wo.k.c.As
Trong đó :
- Wg là giá trị tính toán thành phần tĩnh của tải trọng gió
- Wo là giá trị áp lực gió trên 1m2
- k là hệ số tính đến sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao
- c là hệ số khí động lấy theo bảng 6 (TCVN 2797-95)
- As là diện tích chắn gió hiệu quả (m2)
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
70
- Ro là bán kính ngoài của bể chứa (m)
- γ là hệ số độ tin cậy của tải trọng gió, lấy γ= 1.2
Áp lực gió là Wo= 115 daN/m2
v Xác định hệ số K
Tra bảng 5 (TCVN 2737-95)
v Xác định hệ số c
Tra bảng 6, cho bể có dạng hình cầu
Kết quả tính toán tải trọng gió theo 2737 -1995 ta có :
10,78( )Fx T=∑
10,96( )Fy T=∑
Tổng tải trọng gió tác dụng lên bể 2 210,78 10,96 15,37( )F T= + =∑
Tải trọng gió tính theo quy phạm là 16,72( )F T=∑
Vậy là tính theo 2 cách là tương đương nhau.
6.2 Tổ hợp tải trọng
Tổ hợp Bản
thân
LPG Nước
thử áp
lực
Thiết bị Gió Áp lực
trong
Áp lực
ngoài
Combo1 x x x x x x
Combo2 x x x x x x
Combo3 x x x x
Combo4 x x x x x
Combo5 x x x x
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
71
6.3 TÍNH TOÁN TRÊN SAP 2000
Hình 6.1 Sơ đồ hình học bể 2500 T
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
72
Hình 6.2 S11 –combo1( S11 min =115,556N/mm2 ,S11 max =147,31 N/mm2 )
Hình 6.3 S22 –combo1( s11 min =33,96 N/mm2 ,s11 max = 279,57N/mm2 )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
73
Hình 6.4 S12 –combo1( S11 min = -17,714 N/mm2 , S11 max = 17,74 N/mm2
Hình 6.5 ứng suất tại đầu cột ( Smax = 207.87 N/mm2 )
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
74
Hình 6.6 phản lực chân cột
Kết quả nội lực tính từ phần mềm Sap 2000
Quy phạm Sap2000
Pmax( T ) 445,6 446,4 Combo1
Mmax( Tm ) 6,2 12,6
Pmax( T ) 787,4 787 Combo1
Mmax( Tm ) 6,2 14
Kết luận : kết quả nội lực được tính theo 2 phương pháp là tương đương nhau
v Kiểm tra độ bền thân bể
Kết quả ứng suất thành bể
Độ bền thân bể được kiểm tra theo công thức sau:
Trong đó:
− σ1, σ2, τ lần lượt là các ứng suất pháp S11, S22 max và ứng suất tiếp max S12
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
75
− γc hệ số làm việc (γc = 1)
− R cường độ chảy dẻo của thép bể ( R = 260N/mm2 )
Kết quả ứng suất thành bể
Tổ hợp S11max
( N/mm2 )
S22max
( N/mm2 )
S12max
( N/mm2 )
σ
( N/mm2 )
R
( N/mm2 ) Kết luận
Combo1 147,31 279,57 17,74 242,3 260 Thỏa
mãn
Vậy chiều dày thân bể đã tính theo quy phạm được kiểm tra lại bằng phần mềm
Sap2000, kết quả tính toán theo quy phạm và máy tính là tương đương nhau
VVIIỆỆNN XXÂÂYY DDỰỰNNGG CCÔÔNNGG TTRRÌÌNNHH BBIIỂỂNN ĐĐỒỒ ÁÁNN BBỂỂ CCHHỨỨAA
NNHHÓÓMM TTHHỰỰCC HHIIỆỆNN :: NNHHÓÓMM 2211 LLỚỚPP :: 5533CCBB11
76
Tài liệu tham khảo
1. Tiêu chẩn ASME section VIII DIVISION 2
2. Tiêu chuẩn vật liệu ASME section II part D
3. Tiêu chuẩn vật liệu ASTM A516 Gr 70
4. Tiêu chuẩn vật liệu API 5L
5. TCVN 2737 -1995 Tải trọng và tác động - Tiêu chuẩn thiết kế
6. TCXD 205 -1998 Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế
7. Kết cấu bê tông cốt thép ( phần cấu kiện cơ bản ) – PGS.TS Phan Quang Minh
top related