Chương 1: THIẾT BỊ LÁI (tt)

Chia sẻ: Nguyen Trong Phi | Ngày: | Loại File: DOC | Số trang:48

Thêm vào BST

Báo xấu

183
lượt xem 40
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Tải trọng tác dụng lên trục lái. áp lực thuỷ động của nước tác dụng lên trục lái PN có phương vuông góc với trục lái, gây uốn trục. Mô men xoắn thuỷ động tác dụng lên trục lái M?, gây xoắn trục. Lực tác dụng trên đầu séc-tơ lái PC gây uốn trục,trong đó: MC - mô men xoắn toàn phần lớn nhất trên trục lái, kG.m.

Chủ đề:

Bình luận(0) Đăng nhập để gửi bình luận!

Lưu

Nội dung Text: Chương 1: THIẾT BỊ LÁI (tt)

1.7. TÍNH TOÁN ĐƯỜNG KÍNH TRỤC LÁI 1.7.1. Tải trọng tác dụng lên trục lái. Áp lực thuỷ động của nước tác dụng lên trục lái P N có phương vuông góc với trục lái, gây uốn trục. Mô men xoắn thuỷ động tác dụng lên trục lái Mσ, gây xoắn trục. Lực tác dụng trên đầu séc-tơ lái PC gây uốn trục, MC PC = RC (1.53) trong đó: MC - mô men xoắn toàn phần lớn nhất trên trục lái, kG.m. M C = M σ + ∑ M MSi (1.54) i MMSi - mô men ma sát tại các gối trên trục, kG.m. RC - bán kính séc-tơ lái, m. Các phương pháp bố trí séc-tơ lái (chiều của RC): gồm 2 phương pháp: Pc ДΠ P ДΠ P α p α p Pn Pn Pc Hình1.25. Bố trí séc-tơ lái a - séc-tơ quay về mũi tàu; b - séc-tơ quay về đuôi tàu Phương pháp 1: séc-tơ lái quay về phía mũi tàu (hình 1.22, a) Phương pháp 2: séc-tơ lái quay về phía đuôi tàu (hình 1.22, b) Giả sử khi bẻ lái góc αP thì, ở phương pháp 1: trên tấm bánh lái xuất hiện lực thuỷ động PN và người ta tác dụng lên đầu séc-tơ lái (máy hoặc tay) một l ực P C, trường hợp này PN và PC cùng phương, cùng chiều. ở phương pháp 2: PN và PC cùng phương, ngược chiều. Nhận xét: ở phương pháp 1 có lợi hơn nhưng ít sử dụng do không gian nhỏ hẹp của vùng đuôi tàu, còn trong tính toán trục lái, người ta xét P N và PC cùng phương, cùng chiều (séc-tơ lái quay về mũi tàu). Trọng lượng của trục lái và bánh lái: GM = (GBL + GTR) tác dụng theo phương dọc trục lái, gây kéo và uốn (do kéo lệch tâm). Trong tính toán trục lái, người ta đưa bánh lái và trục lái về các mô hình hoá, thường có 14 loại mô hình trục lái được phân ra làm 3 dạng: trục lái có kết cấu thẳng, trục lái cong và trục lái treo. 1
1.7.2. Trục lái kết cấu thẳng 1.7.2.1. Dạng thứ nhất 1 - Tính sơ bộ (hay tính toán đường kính trục lái ở lần gần đúng thứ nhất). Ta coi hệ bánh lái, trục lái như một dầm tựa lên các gối tựa tự do ( i) với các phản lực gối Ri. Bánh lái có độ cứng E1I1, mô men quán tính mặt cắt ngang là I1. Trục lái có độ cứng E2I2 và mô men quán tính mặt cắt ngang là I2. Các kích thước: a1, b1 và li xác định theo sự bố trí bánh lái sau đuôi tàu. Pc Pn Ι Ι 1 2 M1 (2) (0) (1) Ro R1 R2 a1 a2 l2 l1 l3 Hình 1.26. Sơ đồ mô hình hóa bánh lái-trục lái. Việc tính sơ bộ trục lái, ở bài toán này, người ta sử dụng phương pháp gần đúng, vì ban đầu chỉ biết Mσ, còn MTP = M C = M σ + ∑ M MSi chưa biết. i di 4 trong đó: M MSi = .f Þ..R i - mô men ma sát trên trục, kGm, chưa biết. π 2 MC Do đó trong lần gần đúng thứ nhất, ta coi PC = = 0 . Khi đó chỉ tính dầm dưới tác RC dụng của lực thủy động PN và mô men xoắn thuỷ động Mσ cùng với mô men uốn do trọng lượng bánh lái, trục lái GM đặt cách trục lái một khoảng r gây ra, MG = GM.r (do phân bố trọng lượng, trọng tâm bánh lái không nằm trên trục lái). Ta coi như dầm chịu tác dụng bởi các lực độc lập, sau đó hợp lại theo nguyên lý cộng tác dụng độc lập của các lực. 1. a. Trục lái dưới tác dụng của PN, Mσ (PC = 0). E1I 1 = k = 2 ÷ 3 , để thiên về Gọi E1I1 là độ cứng của bánh lái, E2I2 - của trục lái. Ta có: E2 I 2 an toàn, chọn k = 2. Đây là dầm siêu tĩnh bậc một, viết phương trình góc xoay cho gối (1), ta có: M 1l 1 M 1l 2 PN a1b1  a ' ' 1 + 1  = 0 + − (1.55.1)  b1  3E1I 1 3E 2 I 2 6E1I 1   P a  ab M 1 = N 1 + 1  1 1 ' (1.55.2)  b1  l 1 + 2l 2 2  với: M1’ là mô men đế tựa, kG.m. PN a1b1 Mômen nhịp: M π = , kG.m. (1.56) l1 2
Vẽ biểu đồ mô men về thớ chịu kéo do mô men M 1 gây ra. Mô men nhịp M π do tải trọng gây ra vẽ về thớ chịu nén. Hiệu số: ( M BOπ − M 1 ) = M 'TT - gọi là mô men tính toán, kG.m. ' ' PN a1b1 M 1a1 a M 'TT = − = ( PN b1 −M 1 ). 1 . ' (1.57) l1 l1 l1 Pn R'o R'1 R'2 2 0 1 a1 b1 l1 l2 A M M1 - B + D 0 C M tÝ to¸ n =AB nh Hình 1.27. Sơ đồ và biểu đồ mô men uốn trục lái ở lần gần đúng thứ nhất. Sau khi có gía trị mô men M1’, ta tính được sơ bộ đường kính trục tại gối (1) ở lần gần đúng thứ nhất: M 'U1 + M 'σ , cm. (1.58) D1 ≥ 3 0,1.[ σ] với: [σ ] - ứng suất cho phép làm vật liệu chế tạo trục lái, kG/cm2. [σ ] = (0.36 ÷ 0.40). σ CH , kG/cm2. MUi - mô men uốn do tải trọng PN gây ra, kG.m. Mσ Đường kính trục lái tại gối (2) là: D 2 ≥ 3 , cm. 0,1.[ σ] Phản lực Ri, kG, tại các đế (i) xác định như sau: ' P1b1 M 1 R' 0 = − , kG. (1.59.1) l1 l1 M 1 − M 0 PN a1 M 1 − M '2 M 1 .(l 1 + l 2 ) PN .a1 ' ' ' R'1 = + + = + , kG. (1.59.2) l1 l1 l2 l 1 .l 2 l1 M1 M 2 − M1 ' ' R '2 = PC − + = , kG, (vì: PC = 0; M2 = M0 = 0) (1.59.3) l2 l2 l2 Chú ý: các chỉ số có một dấu phẩy (‘), (ví dụ: R' 0 , R'1 , R '2 ) chỉ rõ đó là phản lực tại các gối khi trục chịu tác dụng của: PN , M σ . 3
1.b. Trục lái dưới tác dụng của trọng lượng bánh lái, trục lái GM. Hình 1.28. Sự phân bố trọng tâm của bánh lái Để tìm phản lực Ri’’ tại các gối trên trục do trọng lượng bánh lái G M đặt lệch tâm trục gây ra mô men uốn MG = GM.r, ta đi xét phương trình góc xoay viết cho gối (1), M '' l M '' l M G l 1  3a1  1 − 2  = − 1 1 − 1 2 (1.60.1) 6E1I 1  3E1I 1 3E 2 I 2 l 1 2 a1 M G l 1 (1 − 3 ) 2 l 1 , kG.m. (1.60.2) 1 M1 = − . '' l 1 + 2l 2 2 Khi đó mô men uốn tính toán là: '' M G .b1 M 1 .a1 M '' = − , kG.m. (1.61) TT l1 l1 4
MG R''2 R'o R''1 2 0 1 l1 l2 l3 a1 b1 MG - M'1 0 D 0 C + Hình 1.29. Biểu đồ mô men uốn trục lái. Phản lực R , kG, tại các gối do MG gây ra là: ’’ i '' '' M G M 1 '' M G M 1 R" 0 = − − ; R1 = − l1 l1 l1 l1 (1.62) M '' R" 2 = − 1 l2 Xác định trị số các phản lực tổng cộng do tác dụng đồng thời của P N và GM gây ra ở lần gần đúng thứ nhất là: R i = R'i2 + R''i2 , kG. 4 Di Tính mô men ma sát tại các gối: M MSi = f j . R i , kG.m. (1.63) π 2 trong đó: fj - hệ số ma sát tại các gối: fj = 0,15 - đối với ổ bi đỡ chặn bắng thép hoặc chất dẻo; fj = 0,10 đối với ổ trượt và ổ chống lắc; fj = 0.015 đối với ổ bi; fj = 0.03 - đối với ổ đũa đỡ chặn. Di - đường kính trục tại gối, m. Ri - phản lực tổng cộng tại các gối, kG. Tính mô men xoắn tổng cộng (ở lần gần đúng thứ nhất) là: n M KP = M σ + ∑ M MSi , kG.m. (1.64) i =1 Từ giá trị của MKP ta chọn máy lái có mô men xoắn đưa ra đầu séc-tơ lái, thoả mãn: MC ≥ M KP . Từ giá trị của MC và RC (theo catalogue của máy lái, RC phụ thuộc vào MC) ta tính được lực trên đầu séc-tơ lái PC: MC PC = , kG. (1.65) RC 5
Sau khi có giá trị của PC, ta đi tính chính xác đường kính trục hay tính đường kính tr ục ở lần gần đúng thứ hai. 2 - Tính đường kính trục lái dưới tác dụng của: PN, Mσ , PC và MG. 2.a. Tính chính xác trục lái dưới tác dụng của: Mσ , PN và PC. Tại các gối có phản lực R’i, mô men đế Mi’, dùng phương trình góc xoay viết cho gối (1), ta có: M' l M' l PN a1 .b1 a Ml − (1 + 1 ) + 1 1 = − 1 2 − 2 2 . (1.66.1) 6E1I 1 l1 3E1I 1 3E 2 I 2 6E 2 I 2  a 1 .PN .a1 .b1 .1 + 1  − M '2 .l 2  l1  , kG.m. 2 (1.66.2)   M1 = ' l 1 + 2.l 2 Mô men nhịp Mπ như đã tính ở phần (1.a). Tính chính xác, ta có biểu đồ mô men uốn như hình 1. . (vẽ về thớ chịu nén). Mô men tính toán MTT’ xác định theo công thức sau: a1b1 'a M 'TT = Pn. − M 1 . 1 , kG.m. (1.67) l1 l1 Phản lực tại gối là: ' PN b1 M 1 R' 0 = − , kG. (1.68.1) l1 l1 PN a1 + M 1 M 1 − M '2 M ' − M '2 ' ' R'1 = + ; R' 2 = Pc− 1 , kG. (1.68.2) l1 l2 l2 M2 + M2 Đường kính trục ở lần tính chính xác là: D i ≥ 3 σ , cm. (1.69) Ui 0,1.[σ] trong đó: MUi - mô men uốn tại tiết diện tính toán lấy trên biểu đồ do PN và PC gây ra. Pn R'o R'1 R'2 2 0 1 Pc a1 b1 A M M1 - M2 B + D 0 C Hình 1.30. Biểu đồ mô men uốn trục lái ở lần tính chính xác. 2.b. Xét trục lái chịu uốn dưới tác dụng của trọng lượng bánh lái, trục lái GM. 6
Tính toán tương tự như phần (1.b/1), kết quả cho phản lực tại các gối là Ri’’. Phản lực tổng cộng tại các gối của trục lái dưới tác dụng của P N, Mσ, PC, MG ở lần gần đúng thứ hai, tương tự như phần tính sơ bộ, ta có: R i = R' 2 + R' ' 2 (1.70) i i trong đó: Ri’- lấy ở phần (2.a), còn Ri’’- lấy ở phần (2.b) 4 Di Mô men ma sát: M MSi = f j . .R i , kG.m. (1.71) π 2 với: Di và Ri đều lấy ở phần tính chính xác tương ứng là đường kính gối trục và phản lực tại các gối đó. Mô men xoắn tổng cộng của lần gần đúng thứ hai: n M KP = M σ + ∑ M MSi , kG.m. (1.72) i =1 Chọn lại máy lái có mô men xoắn tại đầu ra của máy lái MC theo biêu thức: MC ≥ MKP, trong đó: MC ở lần gần tính chính xác này mới là kết quả thực, có sai khác so với tính toán sơ bộ (nếu là máy lái tay), còn máy lái khác, thường là chính xác đúng. Tức là các giá trị thực của trục lái ở lần tính sơ bộ MC1 ≤ MC , có thể lấy được mà không cần tính lại. 3 - Kiểm tra bền trục lái Đối với trục lái, nên kiểm tra bền ở một số tiết diện nguy hiểm nhất, gồm: tiết diện (I- I), (II-II) và (III-III). 'l3 l'1 II I II' II I d1 d2 do I III 0 II' II 1 2 l2 l1 l3 Hình 1.31. Các tiết diện kiểm tra bền trục lái. Tiết diện (I-I) là gót ky lái liên kết với bánh lái. Tiết diện (II-II) là ổ trên của trục lái. Tiết diện (III-III) là nơi lắp vành chặn hai nửa, đỡ toàn bộ tải trọng dọc trục của bánh lái, trục lái. Tại các tiết diện này, nội lực tác dụng như sau: Mô men uốn tổng tại tiết diện (I-I) là: M I −I = M 'I2 + M 'I'2 , kG.cm. (1.73) trong đó: M 'I - mô men uốn tại tiết diện (I-I) do PN và PC gây ra, được tính như sau: ' b1 M 1 M 'I = R '0 .l 1 = l 1 .(Pn − ' ' ) , kG.cm. (1.73.1) l1 l1 7
M 'I' - mô men uốn tại tiết diện (I-I) do trọng lượng bánh lái, trục lái G M gây ra, được tính như sau: '' GM M 1 M '' = R '' .l 1 = l 1 .( − ' ' ) , kG.cm. (1.73.2) I 0 l1 l1 Mô men uốn tổng cộng tại tiết diện (II-II) là: M II −II = PC .l 3 , kG.cm. (1.74) Mô men uốn tổng tại tiết diện (III-III) là: M III −III = PC .l '3 , kG.cm. (1.75) Việc tính toán kiểm tra bền thực hiện dưới dạng bảng 1.14 , như sau: Bảng 1.14. Kiểm tra bền trục lái. Kết quả tính tại các Đơn vị tiết diện kiểm tra. Các đại lượng cần tính toán TT I - I II - II III - III Đường kính trục: Di 1 cm Mô đun chống uốn: WUi cm3 2 Mô đun chống xoắn: WXi cm3 3 Mô men uốn: MUi 4 kG.cm M Ui Ứng suất uốn: σ Ui = kG/cm2 5 WUi M Xi Ứng suất xoắn: τ Xi = kG/cm2 6 WXi Ứng suất tổng: σ i = σ 2 + τ 2 kG/cm2 7 Ui Xi σ CH Độ dự trữ bền n = ≥2 8 σi trong đó: sCH -ứng suất chảy của vật liệu, kG/cm2. Chú ý: không nên chọn vật liệu chế tạo trục bánh lái là thép các-bon thường CT3, vì không kinh tế. Nên chọn thép 35 hoặc 45 có sCH = 3200, kG/cm2. 1.7.2.2. Dạng kết cấu thứ hai Áp lực nước tác dụng lên bánh lái là tải trọng rải có dạng bậc nhất. Tải trọng P N1 và PN2 có quan hệ như sau: PN1 PN 2 PN = = (1.76.1) FP1 FP2 FP trong đó: PN1, PN2 - áp lực thuỷ động của nước tác dụng lên phần diện tích F P1, FP2 của bánh lái. 8
(1) P2 n P1 n pn1 pn2 Fp2 (0) (0) (1) (2) Fp1 Pc a0 a1 b0 b1 l2 l3 l1 l0 l Hình 1.32. Dạng thứ hai của trục lái thẳng. Nếu bánh lái là hình chữ nhật, thì công thức trên có dạng: PN1 PN 2 PN = = (1.76.2) l1 l2 l Giải dầm siêu tĩnh bậc một, viết phương trình góc xoay cho gối (1) ẩn số M1’, ta có: M 1l 1 M '0 l 1 PN a1b1 ' M' l M' l a + − (1 + 1 ) = − 1 2 − 2 2 (1.77) 3E1I 1 6E 2 I 1 6E1I 1 b1 3E 2 I 2 6E 2 I 2 với: M0 = PN1.b0, thay vào công thức trên ta có : a1 PN .a1 .b1 .(1 + ) − M '2 .l 2 − M '0 .l 1 l1 1 , kG.cm. (1.78) M1 = . l 1 + 2.l 2 2 Phản lực đế tựa : M '0 − M 1 PN 2 b1 ' R '0 = PN1 + + , kG. (1.79.1) l1 l1 M 1 − M '0 PN 2 a1 M 1 − M '2 ' ' R1 = + + ' , kG. (1.79.2) l1 l1 l2 M 1 − M '2 ' R '2 = PC − , kG. (1.79.3) l2 với: M2’ = PC.l3 - mô men uốn tại gối (2), kG.cm. Loại sơ đồ này thường gặp ở tàu biển cỡ trung, làm việc tin cậy, cho phép đưa bánh lái ra xa đuôi tàu, từ đó nâng cao hiệu suât đẩy h của chong chóng, thường áp dụng cho tàu có đuôi xì-gà, thìa, v.v. 1.7.3. Trục lái kết cấu cong Trục lái kết cấu cong thường có hai loại: Loại I: bánh lái đặt sau trụ lái, trụ lái cố định, kết cấu trụ lái như bánh lái. Khi đó, ta phải tính toán tại hai chốt bản lề, loại này thường sử dụng cho tàu có kích thước bánh lái lớn, có thể cho phép gia tăng số chốt bản lề. 9
Loại II: trụ lái tháo được là thanh thép rèn (dạng Simplex). Loại này có độ bền cao, điều kiện công nghệ phức tạp, thường dùng cho tàu cỡ trung, cỡ lớn, đuôi tuần dương, làm việc tin cậy. (2) (2) Bulon (1) (1) hp l1 (0) (0) Lo¹ i II Lo¹ i I Hình 1.33. Trục lái cong. Để tính đường kính chốt bản lề và đường kính trục lái, ta tách ra chốt lái ra khỏi trục lái và xem như trục lái chịu tác dụng của mô men xoắn tổng M KP và lực tác dụng trên đầu séc-tơ lái PC, chốt lái chịu tác dụng của lực thủy động PN và mô men uốn MG do trọng lượng của bánh lái, trục lái GM gây ra. 1.6.3.1. Tính đường kính chốt bản lề. Đây là dầm tĩnh định, giải dầm ta có mô men uốn tại các chốt do PN gây ra là: PN a1 M1 = . , kG.m. (1.80) hP 2 h  M Max = PN . P − a1  + M 1 , kG.m. (1.81) 8  Mô men uốn tại giữa nhịp do MG gây ra là MG. Từ đó ta có biểu đồ mô men uốn như hình 1. . 10
R0 R1 (0) (1) a a h M0 M1 Mmax Hình 1.34. Sơ đồ tính toán chốt bánh lái. Phản lực tại các chốt là: R 0 = R '0 + R''2 , kG. (1.82.1) 2 0 R1 = R12 + R12 , kG. (1.82.2) ' '' với: R và Ri tương ứng là phản lực tại chốt do PN và GM gây ra. ’ ’’ i Đường kính tại các chốt tính theo công thức: Ri D i = 10. , cm. (1.83.1) σ CH + 4400 11
Ri hoặc: D i = 2,76. [ σ] , cm. (1.83.2) trong đó: [ σ] = (0,36 ÷ 0,40).σ CH - ứng suất cho phép của vật liệu chế tạo chốt, kG/cm2. σCH - ứng suất chảy của vật liệu chế tạo chốt, kG/cm2. Trong các công các thức trên, người ta lấy σCH = min(σCH; 0,7.σB), với: σB - giới hạn bền của vật liệu chế tạo chốt, kG/cm2. Mô men ma sát tại gối (0),(1) là: 4 Di M MSi = .f j . .R i , kG.m. (1.84) π 2 Mô men xoắn tổng cộng ở lần gần đúng thứ nhất: 1 M 'KP = M σ + ∑ M MSi , kG.m. (1.85) i =0 1.7.3.2. Tính đường kính trục lái Đây là dầm tĩnh định chịu tác dụng của lực trên đầu séc-tơ lái PC và mô men xoắn tổng cộng ở lần gần đúng thứ nhất MKP’. Đường kính trục tại gối (2) là: Mσ D2 = 3 , cm. (1.86) 0,12.[ σ] PC (2) (3) l2 l3 Mu3 Hình 1.35. Sơ đồ tính toán trục lái cong. Sau khi có D2, ta chọn được bán kính séc-tơ lái RC theo catalogue của máy lái là: RC = f(D2). Khi có được RC, ta xác định lực tác động lên đầu séc-tơ lái PC theo công thức sau: M 'KP PC = , kG. (1.87) RC Khi có được PC, ta sẽ đi giải trục. Mô men uốn tại gối (3) của trục lái là: MU3 = PC.l3. (1.88) 12
M 23 + M 2 Đường kính trục tại gối (3) là: d3 = 3 σ , cm. (1.89) u 0,1[ σ] Pc .l 3 Phản lực tại các gối: R 2 = , kG. (1.90.1) l2 P .(l + l ) R 3 = C 2 3 , kG. (1.90.2) l2 Từ các phản lực R2, R3 ta tính được mô men ma sát tại các gối đó là MMSi (i = 2,3). Từ đó ta tính được mô men xoắn tổng cộng MKP theo công thức sau: 3 M KP = M σ + ∑ M MSi , kG.m. (1.91) i =0 Từ mô men xoắn tổng cộng MKP, ta chọn máy lái sao cho có mô men xoắn đầu ra của trục lái MC ≥ MKP, giá trị của MC thể hiện trong các catalogue máy lái hoặc trong các sổ tay thiết bị. 1.7.4. Trục lái treo Tham khảo Sổ tay thiết bị tàu. 1.8. KẾT CẤU CỦA BÁNH LÁI. Theo dạng prôfin, bánh lái thường có hai loại: bánh lái tấm và bánh lái có prôfin thoát nước (lưu tuyến). 1.7.1. Bánh lái tấm Bánh lái tấm là một tấm tôn được gia cường bởi các nẹp nằm hoặc nẹp đứng. Bánh lái tấm cũng có thể là: Bánh lái tấm cân bằng hoặc không cân bằng. Ở trọng tâm bánh lái người ta có khoét lỗ để tiện cho công nghệ lắp ráp. Gọi chiều dày tấm tôn của bánh lái là t thì t được chọn theo bảng hoặc xác định theo công thức sau: t = 1,5.S.v. K + 2,5 , mm. (1.92) trong đó: v - vận tốc tàu, hl/g, nếu vận tốc tàu nhỏ hơn 10 hl/g thì chọn: v min + 20 v= , hl/g, với vmin = 10 hl/g. (1.92.1) 3 S - khoảng cách các xương gia cường của bánh lái, lấy không lớn hơn 1 m. K - hệ số bền của vật liệu chế tạo bánh lái, xác định theo công thức sau: e  235  , với: e = 0,75 - nếu σCH > 235 N/mm . K= 2 (1.92.2) σ CH   e = 1,0 - nếu σCH ≤ 235 N/mm2. σCH = min(0,7σB; 450), N/mm2. σB - độ bền kéo của vật liệu, N/mm2. 13
Hình 1.36. Bánh lái tấm. 1.8.2. Bánh lái thoát nước (lưu tuyến) Định nghĩa "Bánh lái thoát nước là một khối kín, bên trong được làm cứng (gia cường) bởi các xương đứng và xương ngang liên kết với nhau một cách chắc chắn, các xương gia cường này được khoét lỗ để giảm trọng lượng và thông nước khi thử áp lực". Tôn vỏ bao bánh lái chịu áp lực thủy tĩnh của nước và áp lực thuỷ động khi bẻ lái, được tính bởi công thức sau: PN a2 δ 0 = k S . (d + ). C + 1,5 , mm. (1.93) FP [ σ] trong đó: d - tính bằng chiều chìm của tàu, m.c.n hoặc N/cm2. PN - áp lực pháp tuyến khi bẻ lái, N. Fp - diện tích bánh lái, m2. [σ]- ứng suất uốn cho phép của vật liệu chế tạo bánh lái, [ σ] = 0,5.σCH, N/mm2, với: σCH - giới hạn chảy của vật liệu chế tạo bánh lái, N/mm2. 1,5 - giá trị tăng thêm của tôn vỏ do tính đến mòn gỉ, mm. kS - hệ số, tra bảng 1.15, phụ thuộc vào tỉ số bC/aC; kS = f(bC/aC) với: aC - khoảng cách giữa các xương gia cường đứng hoặc ngang, lấy giá tr ị nhỏ hơn, cm. bc - khoảng cách giữa các xương gia cường đứng hoặc ngang, lấy giá trị lớn hơn, cm. 14
Hình 1.37. Sơ đồ kết cấu bánh lái thoát nước. 1 - tôn vỏ bao; 2 - xương đứng gia cường thay thế cho trụ lái; 3 - xương gia c ường ngang; 4 - các lỗ khoét trên xương gia cường ngang; 5 - xương lập là ngang (tấm n ối trung gian); 6 - t ấm tôn m ặt dưới bánh lái; 7 - lỗ thông nước khi thử áp lực; 8 - tấm tôn m ặt trên bánh lái; 9 - x ương đ ứng gia cường; 10 - lỗ khoét trên xương đứng; 11 - xương lập là đứng; 12 - lỗ khoét xĩch gi ữ bánh lái; 13 - gân đuôi bánh lái; 14 - tôn vỏ bao vùng thay thế cho tr ụ lái; 15 - các đi ểm hàn liên k ết tôn măt bên với xương lập là. Bảng 1.15. Giá trị hệ số kS. bC/aC 1,00 1,10 1,20 1,30 1,40 1,50 1,60 kS 0,554 0,576 0,605 0,633 0,655 0,671 0,685 Chú ý: các giá trị bC/aC trung gian được lấy theo phương pháp nội suy bậc nhất cho kS. Trong mọi trường hợp chiều dày tôn bánh lái không nhỏ hơn trị số tính theo công thức: L + 37 δ min = 40.aC . , mm. (1.94) L + 240 với: aC - m; L - chiều dài tàu, m. Tiết diện của bánh lái tại chỗ đặt ống bao trục lái có dạng như hình 1. . gọi là vùng thay thế cho trụ lái hay cốt bánh lái, gồm một hoặc hai xương gia cường đ ứng đi liên t ục, không khoét lỗ và hai dải tôn bao đứng của bánh lái có chiều dày dày hơn các dải tôn bao bên cạnh. tmax - chiều dày lớn nhất của prôfin tại vị trí đặt trục bằng chiều cao tấm thành của cốt lái, cm. zmax - là mép của cốt xa trục trung hoà nhất, cm. Chiều dày tấm thành cốt lái lấy không nhỏ hơn (1,8 ÷ 2,0)δ0. 15
Chiều dày của mép kèm (phần tôn mạn bánh lái) lấy không nhỏ hơn (1,8 ÷ 2,0)δ0. Chiều rộng của mép kèm của cốt bánh lái lấy tùy thuộc vào số lượng tấm thành của cốt lái: Nếu cốt có hai xương, lấy chiều rộng mép kèm: S = 0,2 lần chiều dài của cốt lái. Nếu cốt có một xương, lấy chiều rộng mép kèm: S = 0,16 lần chiều dài của cốt lái. So sánh mô men chống uốn của cốt lái với mô men chống uốn cho phép: M U max W ≥ [ W] = 3 [ σ] , cm . (1.95) với: MU Max - mô men uốn tính toán lớn nhất trên bánh lái, kG.m. [σ] = 0,4σCH - giới hạn chảy của vật liệu, kG/cm2. δ1 ΙΙ δ2 δ2 z max Trôc trung hßa t max IV ΙΙΙ Ι e Trôc so s¸nh δ1 S Hình 1.38. Cốt lái. Bảng 1.16. Kiểm tra bền cho cốt bánh lái. Mô men Diện tích Quy Fi.zi, cm3. TT zi , cm. quán tính, m4. 2 cách, cm. Fi, cm . S.zi2 I0=b.h3/12. I II III IV Σ1 Σ2 Σ3 Σ2 Vị trí trục trung hoà: e = , cm. Σ1 (Σ 2) 2 Mô men quán tính: J = Σ3 − e 2 .Σ1 = Σ3 − , cm4. Σ1 J Mô men chống chống uốn: W = , cm3. zmax Bố trí cốt lái bởi các xương gia cường đứng, như sau: Trường hợp: a ≥ tmin - người ta bố trí hai xương gia cường đứng. 16
Trường hợp: a< tmin - người ta bố trí một xương gia cường đứng. Bulon h ax m h ax m h ax m a δ1 (ha) tmax tmax δ0 a≥ tmax 22 t max S ≥ hmax 6 hmax a δ1 (hb) δ0 a< tmax t max S < hmax 6 Hình 1.39. Bố trí cốt lái. a - cốt lái hai xương; b - cốt lái một xương. Ngoài ra, mô đun chống uốn và diện tích tiết diện bản thành của cốt phải sao cho, ứng với ứng suất uốn ứng suất cắt và ứng suất tương tương không được lớn hơn các giá trị dưới đây: 110 Ứng suất uốn: σ U = , N/mm2. (1.96.1) K 50 Ứng suất cắt: τ C = , N/mm2. (1.96.2) K 120 Ứng suất tương đương: σ E = σ 2 + 3.τ 2 = , N/mm2. (1.96.3) U C K trong đó: K - hệ số bền của vật liệu chế tạo bánh lái. Chiều dày tấm tôn mặt trên và dưới lấy không nhỏ hơn 1,2. δ0 và có khoét lỗ Φ50 với tiện ren. Sau khi thử áp lực, lỗ được bịt kín bằng vít đồng và hàn lên trên tấm ốp có đ ường kính D100. 17
φ 100 φ 50 Hình 1.40. Kết cấu nút xả Chiều dày tấm của các xương gia cường được lấy như sau: s = 8 mm hoặc 70%δ0 lấy giá trị lớn hơn. c¸ p Khoảng cách chuẩn giữa các xương gia cường ngang, xác định theo công thức: L a0 = 0,2.  + 0,4 , m. (1.97)  100 Các xương gia cường ngang thường được bố trí đều theo chiều cao của bánh lái, đi liên tục, chỉ gián đoạn tại các xương gia cường đứng thay thế cho trụ lái. Các xương gia cường đứng gián đoạn tại xương gia cường ngang, khoảng cách từ xương gia cường đứng, tạo nên cốt bánh lái đến xương gia cường đứng lân cận lấy bằng 1,5 lần khoảng cách giữa các xương gia cường ngang, chiều dày xương gia cường đứng lấy như chiều dày xương gia cường ngang. Chỉ các xương gia Hình 1.41.a. Ống công nghệ cường đứng thay thế cho trụ lái là đi liên tục và có chiều dày không nhỏ hơn (1,8 ÷ 2,0).δ 0 , Hình 1.41.b. Kết cấu lỗ khoét hoặc móc giữ bánh lái Trên các tàu nội địa, người ta móc chốt để liên kết giữa bánh lái với vòm đuôi tàu bằng xích hoặc cáp, giữ bánh lái trong trường hợp bánh lái bị rời khỏi mối ghép (sửa chữa, lắp ráp), còn trên tàu biển người ta không sử sụng phương pháp này. Tại trọng tâm của bánh lái, người ta có khoét lỗ và đặt qua đó ống thép đ ể luồn dây trong công nghệ lắp ráp. 18
Gân đuôi bánh lái có thể là một dải thép tấm, thép dải hình thang hay hình tròn (hình 1.42). Xương lập là, là những tấm nối trung gian giữa xương gia cường với tôn vỏ bao bánh lái. Chiều dày xương lập là lấy không lớn hơn chiều dày tôn bao bánh lái lân c ận. Chi ều rộng lập là lấy không nhỏ hơn (8 ÷ 10)δ0. Quá trình hàn bánh lái được tiến hành như sau: trên tôn vỏ bao người ta khoét những điểm, kích thước của các lỗ khoét này cũng như chế độ hàn, khoảng cách giữa chúng đ ược tính chọn phù hợp với đặc điểm kết cấu và chiều dày tôn, bảng 1.17. 2 2 3 3 4 4 1 1 2 2 3 4 3 4 2 3 4 1 1 1 Hình 1.42. Kết cấu một số loại gân đuôi bánh lái. 1 - gân đuôi bánh lái; 2 - xương lập là; 3 - tôn vỏ bao bánh lái; 4 - xương gia cường ngang. 3 >( 8 1 ο 2 ÷ )δ 0 2 4 m c m c m 1,5.a ≤ p ≤ 2,5.a Hình 1.43. Qui cách điểm hàn 1 - xương lập là; 2 - xương gia cường; 3 - tôn vỏ bao; 4 - bể hàn. Các khoảng cách a, b được chọn theo bảng 1.17. Sau khi hoàn thành việc lắp ráp và hàn kín nước bánh lái, ta phải phải thử áp l ực v ới chiều cao cột áp thử là H, m.c.n. 19
v2 H =1,25.T + , m.c.n. (1.98) S 60 trong đó: vS - tốc độ tàu, hl/g. T - mớn nước của tàu, m. Bảng 1.17. Kích thước điểm hàn. Chiều dày tôn Kích thước, mm. Loại đường hàn. bao, mm. a b ≤6 65 35 F1 7 ÷ 18 75 40 F1 ≥ 19 85 45 F1 1.8.3. Các dạng thiết bị lái và đặc điểm kết cấu của chúng Đọc STTBTT-T1_ Chương III. Lưu ý bánh lái chủ động (có chong chóng đạo l ưu cũng là một thiết bị lái). Hình 1.44. Bánh lái chủ động. 1.9. MỐI NỐI GIỮA BÁNH LÁI VÀ TRỤC LÁI Bánh lái và trục lái thường được chế tạo riêng biệt, sau đó được lắp ghép lại với nhau bằng một trong các phương pháp sau: Mối nối mặt bích nằm ngang. Mối nối mặt bích thẳng đứng. Mối nối khớp. Mối nối côn. Mối nối hàn (đối với tàu nhỏ, tàu có bánh lái tấm). Yêu cầu: các mối nối trong mọi trường hợp phải cho phép tháo rời bánh lái khỏi trục lái khi tàu đang nổi trên mặt nước mà không phải nâng trục lái. 1.9.1. Mối nối mặt bích nằm ngang Mối nối mặt bích nằm ngang được sử sụng rộng rãi và phổ biến hơn cả. Mặt bích có thể là hình tròn, ô van, chữ nhật hoặc hình thang, v.v. 1.9.1.1. Mặt bích tròn 20