nghiÊn cỨu xÂy dỰng chƯƠng trÌnh tÍnh phỤc vỤ thiẾt …ntu.edu.vn/portals/66/tap chi...

Tạp chí Khoa học - Công nghệ Thủy sản Số 1/2014

120 • TRƯỜNG ĐẠI HỌC NHA TRANG

KEÁT QUAÛ NGHIEÂN CÖÙU ÑAØO TAÏO SAU ÑAÏI HOÏC

NGHIÊN CỨU XÂY DỰNG CHƯƠNG TRÌNH TÍNH PHỤC VỤ THIẾT KẾ ĐỊNH TÂM HỆ TRỤC TÀU HÀNG TRỌNG TẢI LỚN

RESEARCH ON PROGRAMMING FOR DESIGNING THE PROPULSION SHAFTING ALIGNMENT OF LARGE TONNAGE SHIPS

Trần Văn Hưng1, Quách Hoài Nam2

Ngày nhận bài: 25/9/2012; Ngày phản b iện thông qua: 18/6/2013; Ngày duyệt đăng: 10/3/2014

TÓM TẮTBài báo trình bày kết quả nghiên cứu xây dựng chương trình tính phục vụ thiết kế định tâm hệ trục tàu hàng trọng tải

lớn. Chương trình được xây dựng từ việc mô hình hóa hệ trục tàu, sử dụng phương pháp giải phần tử hữu hạn phù hợp với mô hình đã xây dựng có ưu tiên đến sự tiện lợi cho lập trình và được xây dựng trên phần mềm Matlab để xuất ra các kết quả sau: biểu đồ mômen uốn và lực cắt, đường cong độ võng, tải trọng tại các gối đỡ và ma trận hệ số ảnh hưởng; so sánh kết quả tính cho hệ trục tàu chở dầu thô cỡ lớn VLCC Crude Oil Tanker 300000 DWT với các chương trình tính hiện có.

Từ khóa: phương pháp phần tử hửu hạn, ma trận hệ số ảnh hưởng, Matlab

ABSTRACTThis paper presents research results on programming for designing the propulsion shafting alignment of large

tonnage ships. The programs are built from modeling the propulsion shafting by the fi nite element method suitable for the available models with the priority to the convenience in programming and written on Matlab software. The following results are found out during the research: the bending moment diagram and shear force, the defl ection curve, the load in the bearings and infl uence coeffi cient matrix; compare the calculated results between the calculating programs and the existing programs1 on a propulsion shafting of VLCC Crude Oil Tanker 300000 DWT.

Keywords: fi nite element method, infl uence coeffi cient matrix, Matlab

1 Trần Văn Hưng: Cao học Kỹ thuật tàu thủy 2009 – Trường Đại học Nha Trang2 TS. Quách Hoài Nam: Trường Đại học Nha Trang

I. ĐẶT VẤN ĐỀTừ trước đến nay, phương pháp định tâm hệ

trục tàu trong các nhà máy đóng tàu ở nước ta chủ yếu dựa trên quan điểm độ lệch tâm (SAG) và gãy khúc (GAP) hay phương pháp định tâm theo tải trọng ổ đỡ. Khi áp dụng các phương pháp này trên hệ trục tàu hàng trọng tải lớn thì việc định tâm rất khó khăn và mất thời gian [2], đặc biệt là việc dịch chỉnh các gối đỡ với hệ trục tàu lớn. Do đó, khi đóng mới các tàu có trọng tải lớn, các cơ quan đăng kiểm yêu cầu các nhà thiết kế phải đưa ra phương pháp định tâm phù hợp đảm bảo thỏa mãn các tiêu chí để đánh giá chất lượng định tâm, phải có bảng tính định tâm hệ trục trong khâu thiết kế nhằm phục vụ cho việc định tâm.

Chính vì vậy việc nghiên cứu cơ sở lý thuyết cũng như xây dựng chương trình tính phục vụ định tâm hệ trục tàu đáp ứng các yêu cầu của các cơ quan đăng kiểm là một vấn đề cấp thiết, đáp ứng nhu cầu tăng cường nội lực của ngành đóng tàu nước ta trong thiết kế tàu hàng cỡ lớn.

II. ĐỐI TƯỢNG, PHẠM VI VÀ PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

1. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu Nghiên cứu xây dựng chương trình tính định

tâm hệ trục tàu hàng tải trọng lớn cho phép xuất ra các bảng tính và biểu đồ chuyển vị, nội lực, phản lực gối đỡ, ma trận hệ số ảnh hưởng phục vụ định tâm


TRƯỜNG ĐẠI HỌC NHA TRANG • 121

hệ trục tàu hàng trọng tải lớn trong các điều kiện tải trọng khác nhau.

2. Phương pháp nghiên cứu2.1. Mô hình hóa hệ trục tàu

Để phục vụ cho tính toán định tâm, ta xem xét hệ trục tàu được đưa về dầm thẳng tương đương như hình 1.

Hình 1. Mô hình tính định tâm hệ trục tàu

- Đưa trục khuỷu về dầm tròn tương đương:

Hình 2. Mô hình xác định đường kính thanh tròn tương đương trục khuỷu

Theo [6] công thức tính đường kính tương đương:

(1)

Khi nhà sản xuất động cơ có khuyến cáo về việc sử dụng các giá trị đường kính tương đương, các giá trị đó sẽ được dùng trong tính toán định tâm và hệ trục tàu có hộp giảm tốc thì mô hình tính toán định tâm hệ trục chỉ xét từ chân vịt đến hộp giảm tốc.

- Mô hình số lượng gối đỡ trên hệ trục: Số lượng gối đỡ chính trên động cơ ảnh hưởng lớn đến quá trình định tâm. Khi mô hình hóa nếu lấy hết số lượng gối ổ đỡ chính thì đoạn trục khuỷu như nối cứng và

gối đỡ chính phía đầu ra hệ trục sẽ chịu phản lực lớn, ngược lại khi lấy ít gối đỡ sẽ không phản ánh hết tính chất của hệ trục. Số lượng gối đỡ trên ống bao trục chân vịt, nếu chỉ mô hình hóa về một gối đỡ thì vị trí gối đỡ đặt cách phía sau của ổ một khoảng X = L/4 hoặc L/3 [2]. Nếu dùng hai gối đỡ, vị trí của chúng là tại hai đầu ổ trục chân vịt. Khi dùng ba gối đỡ hoặc hơn, vị trí của chúng được quyết định bởi người thiết kế. Trong trường hợp các ổ trục khác, vị trí đặt gối đỡ là tại giữa ổ trục.

L: Chiều dài bạc lót gối đỡ phía đuôiD: Đường kính của trục chân vịt

* Các điều kiện tải cần xem xét khi mô hình hóa hệ trục

Khi tính toán định tâm hệ trục tàu phải xem xét trong các điều kiện khác nhau như:

- Điều kiện nhẹ tải (điều kiện lạnh): khi trục được lắp ghép trước khi hạ thủy, việc tính toán định tâm hệ trục trong điều kiện đã lắp ghép thay cho điều kiện nhẹ tải không cần tính đến lực nổi

chân vịt. Khi bạc lót ổ đỡ phía đuôi bằng hợp kim chống ma sát được bôi trơn bằng dầu ta cần tính giá trị áp lực danh nghĩa tại bạc lót và góc nghiêng tương đối giữa trục chân vịt và bạc lót phía đuôi hoặc áp suất cực đại ở bạc lót phía đuôi (hình 4) để đảm bảo tải trọng không đặt lên rìa của bạc. Mỗi giá trị tính phải nằm trong giới hạn cho phép như trong bảng 1 [2].

Hình 3. Vị trí gối đỡ duy nhất cho ổ đỡ trục chân vịt Hình 4. Hướng của tải trọng ổ trục



- Điều kiện nhẹ tải (điều kiện nóng): cần phải tăng số gối đỡ cho động cơ và hộp số trong khoảng cho phép của nhà sản xuất. Trong trường hợp nếu chân vịt bị chìm hết trong nước thì cũng được xem xét khi tính toán. Khi trục được lắp ghép trước khi hạ thủy thì việc tính toán định tâm được thực hiện giả định rằng không có sự dịch chỉnh gối đỡ từ đường cơ bản giữa trước và sau khi hạ thủy. Tải trọng tính toán tại mỗi gối đỡ phải mang giá trị dương. Đối với trục hộp số, sự khác biệt trong tải trọng gối đỡ phía trước và sau bánh răng trong điều kiện nóng phải nằm trong giới hạn cho phép của nhà sản xuất. Mô men uốn do lực đẩy lệch tâm của trục chân vịt cũng được đưa vào trong tính toán định tâm.

- Điều kiện đầy tải (điều kiện nóng): Định tâm hệ trục tàu trọng tải lớn: tất cả các gối đỡ động cơ được đồng đều về tải, thậm chí sự biến dạng vỏ xảy ra khi tàu ở trạng thái đầy tải.

2.2. Phương pháp tínhSử dụng phương pháp phần tử hữu hạn theo

các bước:- Rời rạc hóa kết cấu: như ở trên, hệ trục tàu

được mô hình hóa là một dầm tròn đặt trên các gối, dầm được rời rạc thành các phần tử tương ứng điểm mút có sự thay đổi của tải trọng, tiết diện và vị trí đặt gối trên dầm. Ta xem hệ trục tàu là bài toán dầm phẳng, các phần tử trên dầm liên tục với nhau và mỗi phần tử chỉ có hai bậc tự do, chịu tải tập trung và phân bố theo phương thẳng đứng. Theo [1]ta có phương trình tổng quát: [K]{d} - {P} = 0 (2)

Với [K]: ma trận độ cứng tổng thể, {d}: véc tơ chuyển vị nút, {P}: véc tơ tải tổng thể.

- Áp đặt điều kiện biên: độ võng tại các gối bằng không.

- Xác định độ võng và góc xoay tại nút: Dựa vào phương trình tổng quát (2), ta có phương trình cân bằng tổng thể có thể viết dưới dạng khối [4]:

Bảng 1. Các giá trị cho phép của áp suất tại bạc lót phía đuôi và góc nghiêng tương đốicủa trục chân vịt và ống bao

Đại lượng Giá trị cho phép Chú ý

Áp suất danh nghĩa (trung bình) của bạc lót 0,8 Mpa

Góc nghiêng tương đối giữa trục chân vịt và bạc lót phía đuôi 3x10-4rad

Áp dụng với một hoặc hai bạc lót. Khi có hai bạc lót, tỉ số góc nghiêng được tính cho bạc lót phía đuôi

Áp suất lớn nhất của bạc lót 40 MPa Áp dụng áp lực cho phép của bạc lót khi tính toán

(3) ta có: (4)

Từ phương trình (4) ta có: [Kk].{dk} = {Rk} + {Pk} - [KDR].{dR} (5)Giải phương trình (5) ta được {dk}- Xác định phản lực gối đỡ: từ (4) ta có: {R} = [KRD].{dk} + [KR].{dR} - {PR} (6) - Xác định độ võng [5]: v(x) = Nvi(x). vi + Nθi(x).θi + Nvj(x). vj + Nθj(x).θj + (7)

- Xác định mô men trên phần tử [5]: (8)

- Xác định lực cắt trên phần tử [5]:

(9)

- Xác định ma trận hệ số ảnh hưởng: theo (5): {Ri}* = [KRD]. {dk} + [KR]. {dRi} - {PR} (10)

với i=1÷ n (n là số gối), với {dRi} là véc tơ có kính thước bằng {dR} (mx1) với chỉ duy nhất phần tử hàng thứ i bằng 1,các phần tử khác triệt tiêu. Khi cho chuyển vị bằng 1 mm tại gối thứ i ta giải một bài toán tìm ra phản lực của các gối chính là véc tơ phản lực {Ri}*. Như vậy, để tìm ma trận hệ số ảnh hưởng ta phải giải n bài toán với n là

số lượng gối đỡ trên hệ trục. Ta có: (11)- Xác định phản lực gối đỡ khi có chuyển vị cưỡng bức [3]: {RR} = A* {dR} (12)

2.3. Xây dựng chương trình tính: Chương trình tính được xây dựng trên phần mềm Matlab



III. KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VÀ THẢO LUẬNThực hiện tính toán trên chương trình đã xây dựng với một tàu cụ thể.1. Đặc điểm tàu VLCC Crude Oil Tanker 300000 DWT

- Kiểu tàu : chở dầu - Chiều dài trục chân vịt : 10.00 m- Chế tạo : năm 1993, tại Hàn Quốc - Chiều rộng : 57.2 m- Máy chính : MAN B&W 7S80MC, - Chiều cao : 30.424 m- Công suất máy : 31920 BHP - Chiều dài lớn nhất : 330.00 m- Tốc độ quay : 77.0 rpm - Mớn nước thiết kế : 20 m- Chiều dài tàu : 327.50 m - Khối lượng chân vịt : 56000 KG- Chiều cao tàu : 60.5 m - Tải trọng : 300,000 DWT

Hình 5. Vị trí gối đỡ duy nhất cho ổ đỡ trục chân vịt

2. Kết quả tính và kiểm chứng với RDM, NK2.1. Biểu đồ độ võng, lực cắt và mô men

Hình 6. Biểu đồ nội lực của hệ trục theo chương trình

Hình 7. Biểu đồ nội lực của hệ trục tính bằng RDM



Hình 8. Biểu đồ nội lực của hệ trục theo NK [7]

2.2. Áp lực gối đỡBảng 2. Bảng so sánh áp lực gối đỡ giữa các chương trình tính

TT Nút gối Phản lục gối (N) TT Nút gối Phản lục gối (N) TT Gối Phản lục gối (kgf)1 7 1.393e+6 1 7 1392959.35 1 7 139295.2202 8 -2.140e+6 2 8 -2143988.08 2 8 -214398.6703 10 8.146e+5 3 10 819569.53 3 10 81956.6524 16 -9.074e+4 4 16 -90759.885 4 16 -9075-9985 20 8.655e+4 5 20 86439.239 5 20 8643.4556 22 -6.577e+4 6 22 -65899-03 6 22 -6589.8107 23 2.173e+2 7 23 2138.72 7 23 213.6648 24 -5.353e+2 8 24 -539.47 8 24 -53.4169 25 8-867e+l 9 25 89.44 9 25 8.903

a. Theo chương trình b. Theo RDM c. Theo NK2.3. Ma trận hệ số ảnh hưởng

Bảng 3. Bảng ma trận hệ số ảnh hưởng theo chương trình

TT Nút gối Chuyển vị (mm)

Phản lục gối (N)









1 7 1 1,393e+6 -2,140e+6 8,196e+4 -9,074e+3 8,630e+3 -6,581e+3 2,173e+2 -5,356e+2 8,862e+12 8 1 -2,140e+6 3,379e+5 -1,465e+5 2,548e+4 -2,498e+4 1,876e+4 -6,085e+2 1,533e+2 -2,303e+13 10 1 8,146e+5 -1,465e+5 8,675e+4 -2,964e+4 3,379e+4 -2,611e+4 8,655e+4 -2,103e+2 3,503e+14 16 1 -9,074e+4 2,584e+4 -2,964e+4 2,575e+4 -6,468e+4 5,317e+4 -1,720e+3 4,303e+2 -7,106e+15 20 1 8,655e+4 -2,498e+4 3,396e+4 -6,468e+4 4,798e+5 -6,027e+5 2,040e+5 -5,114e+4 8,303e+36 22 1 -6,577e+4 1,677e+4 -2,498e+4 5,317e+4 -6,027e+5 8,953e+5 -4,520e+5 1,523e+5 -2,545e+47 23 1 2,173e+2 -6,085e+2 8,520e+2 -1,720e+3 2,040e+5 -4,520e+5 4,514e+5 -2,643e+5 6,921e+48 24 1 -5,353e+2 1,537e+2 -2,107e+2 4,307e+2 -5,114e+4 1,527e+5 -2,646e+5 2,551e+5 -9,303e+39 25 1 8,867e+1 -2,307e+1 -3,507e+1 -7,307e+1 8,307e+3 -2,549e+4 6,923e+4 -9,303e+4 4,064e+3

Bảng 4. Bảng ma trận hệ số ảnh hưởng theo NKÁp lực (kgf)

Dịch chỉnh δ (1mm)









R1 139295,22 -214398,67 81956,65 -9075,99 8643,45 -6589,81 213,66 -53,41 8,90R2 -214398,67 342737,79 - 147868,08 25863,06 -24630,48 18778,39 -608,86 152,21 -25,36R3 81956,65 -147868,08 86843,21 -29740.64 34253,71 -26115,19 864,74 -211,68 35,28R4 -9075,99 25863,06 -29740,64 25755,06 -64621,26 53184,96 -1724,44 431,11 -71,85R5 8643,45 -24630,48 34253,71 -64621,26 487261,26 -602809,51 204508,11 -51127,02 8521,17R6 -6589,81 18778,39 -26115,19 53184,96 -602809,51 895929,32 -459651,52 152728,03 -25454,67R7 213,66 -608,86 846,75 -1724,44 204508,11 -459651,52 451271,61 -264078,49 69223,18R8 -53,41 152,21 -211,68 431,11 -51127,02 152728,03 -264078,49 255095,36 -92936,09R9 8,90 -25,36 -35,28 -71,85 8521,17 -25454,67 69223,18 -92936,09 40699,44



2.4. Bảng so sánh giữa chương trình tính với các chương trình khác

Bảng 5. So sánh phản lực gối đỡ

Gối Chương trình R (N) RDM R (N) NK R (N)

1 139307,166 139259,35 1392952,202 -2140500.744 -2143988,08 -2143986,703 814650,015 819569,53 819566,524 -90746,300 -90759,88 -90759,985 86556,137 86439,23 86434,556 -6577,935 -65899,03 -65898,107 2173,114 2138,72 2136,648 -535,322 -539,47 -534,169 89,678 89,44 89,03

Bảng 6. So sánh mô men uốn, lực cắt và độ võng lớn nhất

Đại lượng Chương trình RDM NK

Mô men uốn max(N.m) 1,072643e+6 1,073002e+6 1,033459e+6

Lực cắt max (N) 6,9599e+5 6,9639e+5 7,2409e+5

Độ võng max(mm) 0,518043 0,518082 0,428174

Bảng 7. Giá trị sai lệch kết quả tính theo RDM và NK so với chương trình tính

Kết quả tính của chương trìnhSai lệch so với

RDM (%)

Sai lệch so với NK

(%)

Phản lực gối đỡ lớn nhất 0,083 0,088Phản lực gối đỡ nhỏ nhất 0,22 0,72Mô men uốn lớn nhất 0,03 0,37Lực cắt lớn nhất 0,05 0,89Độ võng lớn nhất 0,07 0,20

3. Thảo luậnKhi xây dựng chương trình tính, chương trình

hay bị nhầm lẫn với các chương trình tính như RDM nhưng thực tế, việc tính toán áp lực gối đỡ và ma trận hệ số ảnh hưởng không thể tiến hành đồng thời trên RDM cũng như các chương trình tính khác. Đây là bước đầu để làm cơ sở cho việc tính toán dịch chỉnh các ổ đỡ phục vụ cho việc định tâm hệ trục tàu hàng trọng tải lớn.

IV. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. Kết luận- Xây dựng được chương trình và xuất ra kết

quả chuyển vị, nội lực của hệ trục, biểu đồ nội lực, ma trận hệ số ảnh hưởng và phản lực gối đỡ khi có chuyển vị cưỡng bức.

- Khi so sánh các kết quả tính từ chương trình với NK, RDM có độ sai lệch nhỏ, có thể áp dụng được.

2. Kiến nghị- Khi lựa chọn mô hình hệ trục tàu không tránh

khỏi những sai số, đặc biệt là mô hình dầm tương đương của trục khuỷu, nên cần nghiên cứu xác định mô hình phù hợp hơn.

- Trong quá trình xây dựng chương trình tính chỉ là một công đoạn trong quá trình lắp đặt hệ trục, chương trình chỉ mới được thực hiện lần đầu không tránh những sai sót. Do đó cần phải phát triển chương trình thoàn thiện, nhằm phục vụ quá trình định tâm hệ trục như yêu cầu của Đăng kiểm.

- Nghiên cứu tối ưu hóa vị trí gối đỡ trung gian, mô hình các gối đàn hồi (thay vì cứng như trong đề tài) trong các điều kiện gần thực tế hơn.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tiếng Việt1. Nguyễn Quốc Bảo, Trần Nhất Dũng, 2002. Phương pháp phần tử hữu hạn lý thuyết và lập trình, tập 1. NXB Khoa học và Kỹ

thuật. Hà Nội.2. Nguyễn Đăng Cường, 1998. Thiết kế và lắp ráp thiết bị tàu thủy. NXB Khoa học và Kỹ thuật. Hà Nội.3. Quách Hoài Nam, 2010. Hướng dẫn sử dụng phần mềm FEM- RDM. Trường Đại học Nha Trang.4. Quách Hoài Nam, 2010. Phương pháp phần tử hữu hạn. Trường Đại học Nha Trang.5. Chu Quốc Thắng, 1997. Phương pháp phần tử hữu hạn. NXB Khoa học và Kỹ thuật. Hà Nội. Tiếng Anh6. ClassNK, 2006. Guidelines on Shafting Alignment, Nippon Kaiji Kyokal. Japan.

nghiÊn cỨu xÂy dỰng chƯƠng trÌnh tÍnh phỤc vỤ thiẾt …ntu.edu.vn/portals/66/tap chi...

Documents