Đồ án Tính toán thiết kế máy đóng cọc va rung

ai nhân tố cần lưu ý chọn lựa, vì chỉ cần thiếu độ nẩy đàn hồi cũng có thể cho đầu cọc bị hỏng. + Đệm cọc khi rung bằng búa chấn động:(Hình 15) Giới thiệu chụp nối giữa búa và cọc dưới dạng mặt bích, có tác dụng như một đệm cọc khi dùng búa chấn động để hạ cọc ống bêtông cốt thép đường kính lớn. Hình 15. Đệm đầu cọc bê tông cốt thép Cọc Đệm giảm chấn Chụp thép Gỗ đệm Đai d. Kỹ thuật đóng cọc: Qúa trình hạ cọc thường bao gồm các công việc sau; di chuyển giá búa hoặc cần trục đến vị trí đóng cọc, vận chuyển và dựng cọc vào giá, đặt búa lên đầu cọc và hạ cọc. +Chuẩn bị: Cọc được tập kết bên cạnh giá búa từng đợt với số lượng tính toán. Vận chuyển cọc bằng đường goòng, sà lan. Trước khi dựng cọc vào giá búa, một lần nữa cọc được kiểm tra kỹ những khuyết tật có khả năng xảy ra trong lúc bốc xếp, vận chuyển. Để dễ dàng theo dõi cọc trong quá trình hạ, cần vạch dấu sơn trên thân cọc bắt đầu từ mũi cách nhau khoảng 1m, càng gần đỉnh cọc, khoảng cách giữa các vạch sơn càng gần nhau: 50, 20, 10 và 5cm . Ngoài ra còn phải căng dây bật mực từ mũi đến đỉnh cọc để lấy đường tim . Cọc được tời của giá búa trực tiếp kéo về phía cần.Thông qua bộ ròng rọc (múp) chuyển hướng, cố định ở chân giá búa. Đối với các đoạn cọc ngắn, chỉ cần một bàn tời của giá búa có thể xách cọc tại một điểm (móc cẩu trên), mũi cọc lúc này phải đặt trên xe quệt hoặc goòng nhỏ, chạy theo đường ray hoặc ván gỗ. Đối với cọc dài cần huy động cả hai đường dây cáp. Cáp của tời búa phụ trách móc cẩu trên; cáp của tời nâng, buộc vào móc dưới. Cả hai tời hoạt động nhịp nhàng nâng nhẹ cọc ra khỏi xe goòng ; sau đó chỉ cho tời búa hoạt động, xách cọc đang nằm ngang dần dần sang tư thế thẳng đứng và dựng cọc áp sát vào cần giá búa . Lúc này đòi hỏi phải xỏ cọc chính xác vào đúng vị trí, trục cọc nằm theo hướng thiết kế và trùng với tim búa . Cần giá búa cũng phải ôm sát và liên kết chặt chẽ với cọc, bảo đảm tim cọc nằm theo đúng hướng quy định . + Đóng cọc Sau khi bố trí đệm ( lót ), nhẹ nhàng hạ búa đặt trên đầu cọc. Dưới tác dụng của trọng lượng búa, cọc sẽ lún xuống một đoạn nhất định, tuỳ theo đất nền. Chỉnh hướng và kiểm tra vị trí cọc lần cuối cùng bằng máy trắc đạc “lấy tim cọc” theo đường bật mực ở cả hai hướng. Sau đó, cho búa đóng nhẹ vài nhát để cọc đóng vào đất và để kiểm tra cọc, búa, hệ thống dây và độ ổn định của giá búa. Cuối cùng cho búa hoạt động bình thường. Khi đóng cọc trong đất yếu, phải giữ cọc bằng dây thừng cho đến khi hạ búa, từ đó dây thừng mới được nới lỏng dần. Trong quá trình đóng phải theo dõi thường xuyên vị trí cọc, nếu phát hiện sai lệch cần phải chỉnh lại ngay. Phải theo dõi tốc độ xuống của cọc. Độ lún trong từng đoạn phải phù hợp với lát cắt địa chất. Nếu đột nhiên cọc ngừng xuống hoạc độ lún giảm đột ngột và búa nảy dội lên, chứng tỏ cọc đã gặp chướng ngại vật. Nếu không qua được vật cản đó cọc sẽ bị gãy, báo hiệu bởi hiện tượng cọc tụt xuống đột ngột và trục tim cọc bị chệch hướng. Khi mũi cọc bị gãy, sẽ xảy ra hiện tượng cọc xuống không đều, khi nhiều khi ít. Cọc gãy phải nhổ lên và thay cọc mới. Trong quá trình đóng cọc phải có nhật ký theo dõi, các sự cố và những phát hiện tình hình cọc xuống không bình thường nếu phải ghi rõ. + Một số vấn đề cần lưu ý. Khi làm việc với búa đóng cọc, phải chú ý đảm bảo kỹ thuật an toàn lao động theo qui định. Ví dụ: Khi nâng hạ cọc phải chú ý đến điều kiện của giá búa. Chống lật đổ bằng đối trọng, chêm chèn, và dây néo (râu tôm). Khi di chuyển giá búa, phải hạ thấp thủ búa, móc chốt cẩn thận. Luôn luôn phải theo dõi hệ thống tời, múp, cáp phát hiện kịp thời trước khi xảy ra sự cố. ống dẫn hơi nóng (nếu có), phải bố trí cao, không bị xì, hở. Làm việc trên giá búa phải đeo dây an toàn. Khi búa hoạt động, phải cảnh giới, không được vào gần. Theo giỏi từ xa những dấu sơn và đường bật mực trên cọc bằng máy trắc đạc. Khi đóng cọc bằng cần trục và cột dẫn, công nghệ đóng cọc chỉ thay đổi ở biện pháp nâng cọc và cách di chuyển của hệ thống thiết bị đóng cọc. Vì cần trục cơ động hơn, có thể quay cần sang chỗ xếp cọc, và di chuyển nhẹ nhàng cùng với cọc đến vị trí đóng. Năng suất đóng cọc phụ thuộc vào các yếu tố sau: Thời gian di chuyển gía búa từ cọc này đến cọc tiếp theo, nâng và dựng cọc vào vị trí đóng, điều chỉnh và định vị cho toàn hệ thống trước khi đóng. Động tác đóng cọc trực tiếp chỉ chiếm khoãng 20 - 30% toàn bộ thời gian. Vì thế phải tính toán thế nào để giá búa di chuyển hợp lý nhất, việc cung ứng và định vị cọc thực hiện nhanh nhất trong điều kiện địa hình địa vật cụ thể nơi thi công và theo nguyên tắc: Đóng cọc trước không ảnh hưởng đến việc đóng cọc sau, đường di chuyển giá búa thuận lợi nhất. II. Sự phát triển máy búa theo nguyên tắc rung động Từ những năm 1949 những máy búa rung đầu tiên đã được chế tạo và sử dụng tại nước Nga theo nguyên tắc của tiến sĩ D .D. Barcan, đó là những máy búa rung loại BT5 sử dụng khối lệch tâm. Loại búa này có lực kích là 214kN và tần số dao động 41,67Hz, máy được trang bị một mô tơ điện 28kw. Những máy búa đầu tiên đã được sử dụng để xây dựng công trình thuỷ điện Gorki (bây giờ là Nizhni Novgorod), búa đã được dùng đóng 3700 cọc dài từ 9 đến 12 mét với thời gian đóng là 2-3 phút cho một cọc . Từ đó nước Nga đã tiếp tục phát triển một số lượng lớn các máy đóng cọc hoạt động bằng rung và cả những máy khoan đất. Vào năm 1950, lần đầu tiên nước Nga cũng cấp giấy phép của họ cho người Nhật, trong một khoảng thời gian dài người Nhật đã có một vài công ty phát triển các loại búa rung. Từ đó đến nay loại kỹ thuật này đã phát triển khắp nơi trên thế giới, với các công ty như PTC ở Pháp, Mueller, Tunkersvaf MGF ở Đức, Tomen ở Nhật và ICE Europe ở Thuỵ sỹ. Người Mỹ đã chế tạo máy rung dùng thuỷ lực MKT V-10 đầu tiên vào năm 1969, mặc dù cả hai hãng Vulcan và Foster đều đã giới thiệu loại máy đóng cọc bằng rung động của Nhật và Pháp vào đầu thập niên 1960. Loại máy này có một đặc điểm khác với các máy búa rung hiện tại. Điểm đầu tiên đó là hệ thống treo, thông thường V-10 sử dụng lò xo thép để giảm độ rung cho cần cẩu và móc. Hiện giờ hầu hết các loại máy đều sử dụng lò xo cao su. Điểm thứ hai liên quan tới bánh lệch tâm. Bánh lệch tâm của V-10 thường kéo dài suốt trên trục. Một động cơ được nối với một trong những bánh lệch tâm, các cặp bánh răng truyền lực làm quay những bánh lệch tâm còn lại của máy. Hầu hết các máy ngày hôm nay đều gắn các cặp bánh lệch tâm từ trước ra sau trên một trục cho phép điều chỉnh mômen tĩnh, và chúng gắn trực tiếp với động cơ hoặc thông qua bộ bánh răng thay đổi tốc độ. Từ những khởi đầu này và qua thực tiễn Mỹ đã có những bước tiến về các chủng loại búa rung. Ngày nay cũng có những bước tiến hoặc lớn hoặc nhỏ ở những hãng như Vulcan, ICE(M và châu Âu) MKT, Foster Casteel và các đơn vị HPSI. Việc phân loại các thiết bị đóng cọc bằng rung động là một công việc phức tạp những phân loại quan trọng nhất có thể được thực hiện dựa trên tần số, cùng với mối quan hệ kết quả giữa lực kích và mômen tĩnh bánh lệch tâm. Quả búa rung được sử dụng phổ biến trong thi công đóng cọc, đặc biệt chúng làm việc rất hiệu quả trên nền đất cát tơi xốp, ở những địa hình chật hẹp, nhất là khi đóng cọc gia cố nền. Khi làm việc, quả búa liên tục truyền lên cọc dao động có tần số, biên độ và hướng nhất định, làm giảm lực ma sát giữa cọc và đất. Mọi quả búa rung đều được cấu tạo từ hai bộ phận cơ bản : Bộ gây rung và thiết bị liên kết giữa quả búa và đầu cọc ( ở đây gọi là mũ cọc). Bộ gây rung dao động được do lực ly tâm khi động cơ điện hoặc động cơ đốt trong qua các bộ truyền (bánh răng, dây đai hoặc xích) quay các khối lệch tâm. Đặc tính của các dao động này phụ thuộc vào : mômen lệch tâm (bảng tích số giữa khối lượng khối lệch tâm và độ lệch tâm), tốc độ quay của khối lệch tâm, tổng khối lượng toàn hệ thống tham ra dao động (quả búa, cọc, mũ cọc..) và cả đặc tính cơ lý của nền đất. Những thông số cơ bản của quả búa là: Lực xung, tần số và biên độ dao động. Lực rung là thông số cơ bản nhất quả búa, trị số của nó phụ thuộc vào momen lệch tâm và tốc độ quay của khối lệch tâm. Biên độ dao động giữ vai trò quyết định. Khi quả búa làm việc, toàn hệ thống (quả búa, mũi cọc, cọc ) dao động, nếu biên độ dao động thẳng đứng tại vị trí tiếp xúc giữa cọc và nền không lớn hơn biến dạng đàn hồi của nền, cọc không thể ấn vào nền. Cọc có thể đóng vào nền khi biên độ dao động này lớn hơn chuyển vị đàn hồi và gây chuyển vị dư của nền.Tần số dao động ảnh hưởng trực tiết đến quá trình đóng cọc. Khi tần số dao động thấp (<200 lần/phút ) bắt đầu xuất hiện dao động yếu của cọc và nền, khi này cọc và lớp bề mặt nền tại điểm tiết xúc chuyển vị đồng thời, quá trình đóng cọc không xảy ra. Chỉ khi tăng tần số dao động làm xuất hiện chuyển vị tương đối giữa cọc và nền, cọc bắt đầu được đóng xuống nền. Mũ cọc liên kết quả búa và cọc. Khác với qúa trình làm việc theo nguyên lý va đập, ở đây để truyền dao động từ quả búa xuống cọc, mũ cọc cần được liên kết chặt với cọc và quả búa vì vậy còn gọi là kẹp cọc. Để thực hiện chức năng kẹp cọc, mũ cọc thường được sử dụng hai loại truyền động cơ bản là cơ khí và thuỷ lực mà ta sẽ nghiên cứu ở phần sau. Trong qúa trình đóng cọc, cọc lún do rung động với một số tần suất nào đó, vì thế mà giảm được ma sát sinh ra giữa cọc và đất. Mặt khác trọng lượng giữa cọc và búa làm cọc lún sâu vào nền đất. Về cơ bản có thể phân chia búa rung thành các loại sau : - Theo tần số: Máy có tần số trung bình, máy có tần số thấp, máy có tần số cao. - Theo nguyên lý làm việc búa rung được chia ra làm hai loại : Rung và va rung, ở loại rung cũng được chia ra :Rung nối cứng và rung nối mềm. + Máy có tần số thấp : Là những loại máy đóng cọc bằng rung động có tần số từ 5 đến 10 Hz, dùng để đóng những loại cọc nặng, lực cản mũi cọc lớn, như các cọc ống thép dài lớn và các cọc bê tông. Các loại máy này có khuynh hướng sử dụng momen tĩnh bánh lệch tâm lớn. Một ví dụ về loại máy này là lại VPM -170 của Nga do bộ giao thông vận tải của Nga chế tạo rộng rãi nhất trên đất nước. Loại máy này tạo được động lực lớn nhất là 1700kN ứng với tần số lớn nhất là 9,17 Hz và moment tĩnh bánh lệch tâm là 510 kgm. Loại máy này được thiết kế chủ yếu để đóng các ống có đường kính đến 2m. Tổ chức Tomen ở Nhật cũng đã sản xuất nhiều máy loại này. + Máy có tần số trung bình : Là những máy có tần số rung từ 10 đến 30 Hz được sử dụng cho các loại cọc ván, cọc ống nhỏ. Đó là loại búa B-402 được dùng để đóng cọc ván Larssen cho công trình xây dựng đường hầm ở St. peterburg. Loại máy này có lực động tối đa là 270 kN ứng với tần số dao động là 23,8 Hz và moment tĩnh bánh lệch tâm cực đại của nó là 12kg.m . + Máy có tần số cao : Là những máy có tần số kích lớn hơn 30Hz. Nó gồm có hai loại .Thứ nhất là những loại có tần số trong khoảng 30-40Hz chúng được thiết kế với mục đích ít gây ảnh hưởng dao động tới công trình. Những loại này được đồng thời phát triển ở cả châu Âu (hãng ICE, Tun kers, PTC) và ở Mỹ (Vulcan). Ưu điểm của những loại này lực kích truyền trong đất tới các công trình lân cận thấp . Nhưng tần số của máy này không đủ cao để cải thiện việc đóng và trong một số trường hợp những máy này có vấn đề về việc thắng lực cản tại mũi cọc. Tiếp đến là những loại máy làm việc ở chế độ cộng hưởng, một trong những loại phổ biến của nhóm máy này là máy cộng hưởng Bodinee Guild, những máy đầu tiên được giới thiệu vào đầu những năm 1960. Nguyên lý chính của loại máy cộng hưởng này là đưa cọc vào làm việc ở chế độ cộng hưởng vì vậy làm cho cọc đóng và nhổ dễ dàng. Những máy cộng hưởng làm việc ở trong dãy tần số từ 90-120 HZ, trong phần lớn các trường hợp tần số làm việc của các máy bằng hai lần tần số truyền sóng của cọc. Khả năng đáp ứng này phụ thuộc vào hệ búa và hệ cọc. Đối với những cọc có chiều dài quá lớn việc liên kết cọc búa thực sự khó khăn. Mặc dù về nguyên tắc những loại búa này có một tiềm năng lớn lao, nhưng sự phức tạp về cơ khí đã hạn chế việc sử dụng rộng rãi. +Búa rung nối cứng Loại búa này có cấu tạo đơn giản. Bộ gây rung thường dùng các đĩa lệch tâm lắp trên trục quay để gây ra lực rung động. Có thể điều chỉnh lực gây rung bằng cách điều chỉnh lực lực gây rung bằng cách điều chỉnh vị chí của đĩa lệch tâm. loại búa này có nhược điểm là bộ gây rung làm ảnh hưởng tuổi thọ của động cơ (Hình 16). Loại búa này làm việc có tần số thấp: 300 đến 500 lần/phút, đóng được cọc lớn: Cọc bê tông cốt thép, cọc ống BTCT khối lượng đến 10t vào nền đất yếu. Khác với loại nối mềm, ở đây động cơ điện được liên kết cứng bằng bu lông với vỏ hộp bộ gây rung. Bộ này có bốn trục gây rung, vỏ hộp có kết cấu hàn. Các khối lệch tâm làm bằng thép tấm và liên kết với trục bằng then và bu lông. Truyền động từ động cơ đến các trục gây rung qua các bộ truyền . Phần đáy quả búa kết cấu mặt bích có thể lắp với nhiều loại mũ cọc khác nhau. Hình 16. Búa rung nối cứng Đĩa lệch tâm Động cơ Bộ truyền đai Kẹp cọc + Búa rung nối mềm Sơ đồ cấu tạo (hình 17). Sự khác giữa búa rung nối cứng và nối mềm là: ở loại nối mềm động cơ được nối với bộ gây rung qua lò xo. Vì Thế trong quá trình làm việc động cơ ít bị ảnh hưởng do bộ gây rung gây ra, tuổi thọ của động cơ được nâng cao, ở đây động cơ điện được lắp trên bệ gia trọng, bệ này dặt trên hệ lò xo gắn với bộ gây rung được cấu tạo là hộp truyền động, độ cứng của hệ lò xo được tính toán sao cho tần số dao động riêng của bệ nhỏ hơn nhiều so với tốc độ quay của trục gây rung, điều này tạo cho động cơ điện làm việc tốt hơn (do tần số dao động riêng nhỏ hơn so với điều kiện gắn trực tiếp với bộ gây rung). Truyền động từ động cơ điện xuống hộp truyền thông qua bộ truyền. Để có thể điều chỉnh được các đặc tính dao động của quả búa, người ta thay đổi khối lượng của bệ và cấu tạo khối lệch tâm thành hai phần : Tĩnh và động để thay đổi khối lệch tâm. Khởi động quả búa từ bảng điều khiển có cấu tạo giống như bảng điều khiển động cơ thông thường . Hình 17. Búa rung nối mềm Đĩa lệch tâm 3. Bệ gia trọng 5. Bộ truyền đai Lò xo 4. Động cơ III. Sự phát triển máy búa đóng cọc hoạt động theo nguyên tắc va rung Dựa trên những lý thuyết đã thực hiện từ chiến tranh thế giới thứ hai, tác giả S.A Tsaplin và các cộng sự của ông đã thực hiện loại búa hoạt đông theo nguyên tắc va rung đầu tiên ở nga năm 1949, ở đây có sự so sánh về hiệu quả của việc đóng bằng nguyên tắc va rung và rung. Các cuộc kiểm tra đã cho thấy tính hiệu quả của việc đóng bằng va rung thì cao hơn, về mặt độ sâu đóng tối đa và vận tốc đóng xuống của cọc.Tính hiệu quả của việc đóng cọc cũng gia tăng khi tăng biên độ dao động của cọc. Loại búa va rung đã được ứng dụng rộng rãi khi xây dựng nhà máy điện Stalingrad (bây giờ là Volgograd ), ở đây người ta đã xây dựng loại tường chống thấm bên dưới rạch nước, loại cọc “Larssen-5” được đóng xuống độ sâu 13 mét tới những lớp cuối của sa thạch có độ cứng trung bình. Trong công trình này cũng như một số công trình khác loại búa theo nguyên tắc va rung làm việc hữu hiệu hơn loại rung thông thường, hoặc những búa hoạt động bằng hơi nước - không khí hay búa diesel . Sự thành công của công trình này cũng như các công trình khác và các tình huống thí nghiệm đã dẫn đến việc sử dụng rộng rãi loại búa va rung, không chỉ ở Nga mà còn ở nước khác, đặc biệt là châu Âu nơi mà người ta đã đặt hàng cho các nhà sản xuất như Mench và PTC . Vào thời điểm hiện tại không có loại búa theo nguyên tắc va rung nào được sản xuất tại Mỹ . Việc đóng cọc bằng va rung không hoàn toàn chính xác giống búa rung hoặc búa va đập thuần tuý, mà trên thực tế nó là sự hỗn hợp của hai loại trên. Cách tốt nhất để xem xét vấn đề này là tìm hiểu quá trình đóng cọc bằng rung động thuần tuý. Như chúng ta đã biết việc đóng cọc bằng rung động thuần tuý thì ít hiệu quả khi trở lực tại mũi cọc lớn. Các búa va rung thì hiệu quả hơn trong những tình huống này bởi vì chúng sinh ra xung lực lớn cũng như tạo ra biên độ cao và tốc độ lớn để cọc thắng được trở lực lớn tại mũi cọc. Cũng chính vì lý do đó mà các loại búa va rung được sử dụng phổ biến để đóng loại cọc bê tông. Chúng có khả năng tạo ra các lực đóng cần thiết để khắc phục trở kháng cao . Sơ đồ nguyên lý cấu tạo như (hình.18). Khối lệch tâm gây rung được lắp trực tiết trên hai đầu của trục động cơ điện. Khi búa làm việc, cọc tiếp nhận lực rung cùng với lực va đập do vậy cọc thường hạ xuống nhanh hơn. Nhờ có lực va đập nên khối lượng búa có thể giảm đi. Búa va rung làm việc rất tốt trên nền đất pha sét. Số lần va đập trên một phút từ 400 đến 500 nhát/phút. Hình 18. Sơ đồ cấu tạo búa va rung Động cơ Khối lệch tâm 3,4. Bệ búa 5,6. Lò xo 7.ốc điều chỉnh Máy búa làm việc theo nguyên lý hỗn hợp : rung và va đập khác với quả búa thông thường, khi làm việc bộ dẫn động ngoài chức năng tạo dao động của bộ chuyển động của bộ gây rung còn gây xung lực va đập xuống đầu cọc trong trường hợp khe hở giữa đầu búa và đe nhỏ hơn biên độ dao động riêng của bộ gây rung. Tần số va đập có thể bằng tần số quay của trục gây rung hoặc nhỏ hơn 2, 3, 4 lần, ở các trường hợp này người ta gọi quả búa làm việc ở chế độ i=1, i=2, i=3, i= 4.. điều này có ý nghĩa quan trọng trong việc chế tạo máy búa. Cho phép sử dụng động cơ điện có tốc độ lớn, khối lượng nhỏ hơn so với động cơ điện tốc độ nhỏ. Ngoài ra cùng một công suất như nhau, năng lượng một va đập của quả búa tần số (va đập) thấp sẽ lớn hơn ở quả búa tần số cao. Ưu điểm cơ bản của búa va rung là khả năng tự điều chỉnh, năng lượng va đập sẽ tự thay đổi tuỳ thuộc vào lực cản của nền khi đóng cọc và điều này chứng tỏ tính hiệu quả khi sử dụng chúng. Có nhiều cách phân loại quả búa va rung theo dạng truyền động: Truyền động điện, thuỷ lực, khí nén, động cơ đốt trong . Theo dạng dẫn động từ động cơ đến trục gây rung có hoặc không có dẫn động Theo liên kết giữa bộ gây rung và mũ cọc: Qua hệ lò xo và không có hệ lò xo, phổ biến và hợp lý hơn là sử dụng hệ lò xo. Theo dạng mũ cọc : Tựa tự do hoặc liên kết chặt với đầu cọc. Quả búa va rung điện không có trục dẫn động, tựa tự do trên đầu cọc (hình.19) Hình 19. Sơ đồ cấu tạo quả búa va rung điện Bộ gây rung Lò xo Mũ cọc Cáp Thân mũ cọc Đoạn có thể thay thế được Đe IV. Các phương pháp tính toán khả năng hạ cọc bằng búa rung và va rung Khả năng hạ cọc bằng búa rung và va rung đã được thực tế chứng minh, tuy nhiên để có được nhiều phương pháp đưa ra tính toán hệ búa cọc đất, do đặc tính đa dạng của hệ nên những kết quả cũng rất khác nhau tuỳ theo loại cọc, đất và các miền thông số của máy, ở trong phần này sẽ giới thiệu một số phương pháp tính khả năng hạ cọc của búa rung và va rung cũng như sức chịu tải tới hạn của cọc khi đóng. Những phương pháp gần đây nhất được sử dụng để tính toán búa rung để hạ cọc cho những kết quả khá đa dạng. Dựa vào ưu nhược điểm của từng loại ta có thể chia chúng thành 5 nhóm chính : 1. Phương pháp thông số: Một số đặc tính của hệ đã được kiểm tra tương ứng với một số loại chuẩn để xác định khả năng hạ cọc của máy. + Phương pháp xác định lực kích động của Turkey: Cơ sở chính của phương pháp này là việc sử dụng công thức sau: Fdyn>>s.As Trong đó : s – Lực cản thân cọc trên một đơn vị diện tích, kPa As – Diện tích mặt cắt thân cọc trong đất, m2 Giá trị của (s) được trình bày ở bảng 1.2. Công thức này chỉ sử dụng khi biên độ dao động xmax > 2,38mm, diện tích mặt cắt thân cọc ván được xác định theo công thức sau: As=2,8.l.d1nter Trong đó : l – Chiều dài cọc,m dinter – Chiều rộng của cọc ván (tính từ mép đến mép) Bảng 1.2 Giá trị (s) theo phương pháp Turker Đất ít dính Đất dính Lực cản đất Kpa (s) 0-5 0-2 9,86 5-10 2-5 11,87 10-20 5-10 12,83 20-30 10-20 14,84 30-40 20-30 15,8 40 30 16,76 2. Phương pháp năng lượng: Khả năng hạ cọc được xác định dựa trên năng lượng truyền cho hệ có kể đến thành phần tương tác với hệ. 3. Phương pháp thực nghiệm và kiểm tra mô hình : Những phương pháp này được thực hiện bằng cách điều chỉnh những kết quả đo trong mô hình phòng thí nghiệm, thường là thông qua những cọc được đóng trong các bồn chứa đất trong phòng thí nghiệm. 4. Phương pháp phi tuyến phụ thuộc theo thời gian: Kết quả tính toán được tìm từ phương pháp tích phân số trực tiếp những phương trình vi phân chuyển động của hệ. Những phương pháp này bao gồm cả phương trình truyền sóng với búa va rung. 5.Phương pháp cho búa rung va: Phương pháp tính cho búa va rung của tác giả Tseitlin dựa trên những kết quả kinh nghiệm. Do đặc điểm cấu tạo của nguyên lý của búa hạ cọc bằng va rung mà việc phân tích, tính toán quá trình hạ cọc bằng búa va rung phức tạp hơn hạ cọc bằng rung. Hầu hết các phương pháp tính toán được trình bày dưới đây được trích dẫn từ tài liệu của tác giả Tseitlin (phương pháp thực nghiệm ). Để tính toán búa va rung, trong trường hợp tổng quát chúng ta cần xác định một số đại lượng không thứ nguyên chính . 5.1. Thông số đầu tiên cần chú ý đối với loại búa này là số lần va đập sau một vòng quay của búa, đó là tỉ số của tần số vòng quay bánh lệch tâm (chính là tần số của động cơ) trên tần số va đập : i=q/qI (1) Trong đó : i - Là tỉ số của số lần va trên tần số quay của đầu búa q - Là số va đập trong một giây (tần số va đập) qI - Tần số dao động của búa hay tần số quay của bánh lệch tâm (Hz). Với phần lớn các loại búa va rung thì các đầu tạo lực kích thường được treo trên khung thông qua hệ lò xo. Như vậy chúng ta cần xác định tỉ số của tần số dao động riêng trên tần số của va đập có nghĩa là cần xác định : i1 = qn/qI (2) Trong đó: i1 - Tỉ số của tần số dao động riêng của bộ phận tạo lực kích trên tần số của va đập . qn- Tần số dao động riêng của bộ phận tạo kích là số chu kỳ trong một giây, (Hz). 5.2. Lực cản lên cọc không thứ nguyên cũng được xác định như sau: f=F/Fdyn (3) và g=R/Fdyn Trongđó : f - Tỉ lệ ma sát thân cọc trên lực động do phần lệch tâm tạo ra. F – Là lực cản ma sát lên thân cọc , kN g - Là tỉ lệ lực cản lên mũi cọc trên lực động do phần lệch tâm tạo ra. R – Là lực cản mũi cọc, kN. 5.3. Cuối cùng là xác định góc lệch pha của va đập a: Thông thường nên lấy góc lệch pha nằm trong khoảng từ 170đến 300 5.4. Vận tốc không thứ nguyên của bộ phận tạo kích : Được xác định bằng thực nghiệm Y1’=1,204+6,841.x1-6,161.x12+(4,357-21,215x1+16,208x12).Sina - (6,188-15,434x1+10,616x12)sin2a Trong đó : Y1’ – Là vận tốc không thứ nguyên X1 - Độ lún một lần va chạm Xác định vận tốc va đập của phần va như sau : v = w. Trong đó : w - Là tốc độ góc của đĩa lệch tâm, rad/s m1 – Là khối lượng đầu búa, kg Y1’ – Là tốc độ không thứ nguyên K - Là hệ số xác định từ thực nghiệm. Theo Giáo Sư Bayman v Ê 2 m/s Độ lún không thứ nguyên của cọc được tính như sau: Yn=(0,137- 0,02.(f+g)2.Y1’ Trong đó : Yn - Độ lún không thứ nguyên Từ đây độ lún thực tế được xác định như sau: (Theo Tseilin) Xcọc = Trong đó : xcọc – Là độ lún của cọc ,m m1 - Là khối lượng đầu búa,kg Yn - Là độ lún không thứ nguyên của cọc Để đảm bảo cọc lún sâu vào trong đất, có nghĩa khi cọc lún làm đất bị nén và biến dạng đàn hồi cho tới một giá trị tới hạn gọi là độ chối, đất bị phá hỏng. Khi đó điều kiện để cọc lún vào trong đất là: D1<1000xpt Trong đó : D1- Giá trị dịch chuyển tới hạn của Perkov-Shaevich (mm) được cho ở bảng 1.10. Bảng 1.10. Dịch chuyển tới hạn của Perkov-Shaevich dùng cho búa va rung : Loại đất Giá trị dịch chuyển nhỏ nhất , mm Cát no nước có kích thước và độ chặt trung bình 1.6 Cát ít ẩm có kích thước và độ chặt trung bình 4.6 Cát ẩm có kích thước và độ chặt trung bình 2.2 á sét đặc sệt và dẻo quánh 3.2 á cát có kích thước cỡ cục lớn , độ cứng cao 2.8 V. Giới thiệu máy thiết kế 5.1. Giới thiệu cọc cần đóng . Cọc có rất nhiều loại nhưng trong đồ án này là loại cọc bê tông cốt thép (0,3x0,3x6,27) m3. Sản phẩm cọc bê tông cốt thép (0,3x0,3x6,27) m3 được sử dụng trong công tác gia cố nền móng các công trình xây dựng dân dụng và công nghiệp, các công trình giao thông . Nguyên vật liệu để sản xuất cột bê tông cốt thép là cát, đá dăm , xi măng, cốt thép và nước. Nguyên vật liệu cần đảm bảo tính chất theo yêu cầu kỹ thuật và chỉ tiêu kinh tế. Chỉ tiêu kỹ thuật: Cát : Sử dụng cát thạch anh, được kiểm tra về độ sạch và cấp phối hạt. Cát có: Khối lượng riêng gc = 2,6g/cm3 Khối lượng thể tích goc= 1,4 g/cm3. Lượng nước 7%. Đá dăm: Là loại cốt liệu lớn, trước khi nhập kho cũng như trong quá trình sản xuất đá phải được kiểm tra về tính chất cơ lý và cấu trúc cho phù hợp với yêu cầu thiết kế cấp phối bê tông. Đá có : Khối lượng riêng gađ= 2,7 g/cm3 Khối lương thể tích gođ= 1,45 g/cm3. Độ hút nước 1,5%. Do yêu cầu của sản phẩm nên chọn đường kính lớn nhất của cốt liệu (Dmax của đá ) D max = 20 mm. Tóm lại: Cốt liệu lớn và nhỏ là thành phần cơ bản chiếm thể tích và trọng lượng lớn nhất, có ảnh hưởng trực tiếp tới tính chất của hỗn hợp bê tông ( lượng cần nước, lượng dùng xi măng ..). Do đó việc lựa chọn loại cốt liệu, giá thành, đặc tính kỹ thuật có tác dụng quyết định tới chất lượng giá thành sản phẩm. c.Xi măng: Sử dụng xi măng pooc lăng, đáp ứng yêu cầu về các đặc trưng kỹ thuật như Rx, chỉ tiêu về thời hạn tồn kho cũng như hàm lượng tạp chất có hại (SO3,MgO). Căn cứ vào mác sản phẩm chọn: Xi măng có: Mác xi măng PC30 (Rx= 300 kg/cm2 ). Khối lượng riêng gã= 3,1 g/cm3. Khối lượng thể tích g 0x= 1,3 g/cm3. c. Cốt thép Chọn thép có cường độ cao. Hình dạng và kích thước sản phẩm cọc (0,3x0,3x6,27) m3 được minh hoạ như hình vẽ sau: Hình 20. Kết cấu cọc bê tông cốt thép (0,3x0,3x6,27)m3 5.2. Giới thiệu búa va rung thiết kế : Máy đóng, hạ cọc gồm máy cơ sở, giá búa và búa va rung. Sơ đồ nguyên lý cấu tạo như (hình 19). Khối lệch tâm gây rung được lắp trực tiếp trên hai đầu của trục động cơ điện. Khi búa làm việc, cọc tiếp nhận lực rung cùng với lực va đập do vậy cọc thường hạ xuống nhanh hơn. Nhờ có lực va đập nên khối lượng búa có thể giảm đi. Búa va rung làm việc rất tốt trên nền đất pha sét. Số lần va đập trên một phút từ 400-500 (nhát/phút). Máy búa làm việc theo nguyên lý hỗn hợp : rung và va đập khác với quả búa thông thường, khi làm việc bộ dẫn động ngoài chức năng tạo dao động của bộ chuyển động của bộ gây rung còn gây xung lực va đập xuống đầu cọc trong trường hợp khe hở giữa đầu búa và đe nhỏ hơn biên độ dao động riêng của bộ gây rung. Chương II Cơ sở lý thuyết và tính toán máy đóng cọc va rung Hình 2.1 Sơ đồ cấu tạo búa va rung và mũ cọc. 1. Cơ cấu gây rung; 2. Lò xo; 3. Đe; 4. Đuôi đầu cọc; 5. Mũ cọc; 6. Chi tiết rằng; 7. Ôm đầu cọc; Tính toán thiết kế máy va rung dùng để đóng, hạ cọc. Mô hình búa và cọc được vẽ như hình bên (Hình 2.2) Người ta coi cọc là tuyệt đối cứng và đứng im trong một chu kỳ làm việc: Phương trình vi phân chuyển động viết cho giữa hai lần va đập là: m+ Cx = Fa cos(wt + j) (1) Trong đó: Fa - Là biên độ lực Fa = m1r1w2 + m1r1- Là khối lượng và bán kính quả lệch tâm + w - Là vận tốc góc quả lệch tâm m - Khối lượng đầu búa C- Độ cứng lò xo j-Góc lệch pha ban đầu (giữa lực và dao động) Hình 2.2. Mô hình cơ học Người ta coi năng lượng chỉ mất mát trong lúc va đập, theo định luật va đập của niutơn ta có : = R Vl - Là vận tốc trước va đập V2 -Là vận tốc sau va đập Thời gian va đập là t ằ 0 R là hệ số phục hồi vận tốc ( 1 ³ R ³ 0) Chuyển phương trình (1) về dạng không thứ nguyên như sau : Đặt t = wt ; x = x (2) Trong đó : = - Là đạo hàm theo t, muốn tìm cần lấy đạo hàm của hàm hợp : |t = w đ |t = = Vậy x = đ t = = ( 3 ) |t = = đ = Thế (3) vào (1): + C = Facos(t + j) + ()2x = cos(t + j) với w0 = Ta có: + 2 x = cos ( t +j) với ( 4) Nghiệm của phương trình (4) là: x= acos(gt – y) - cos(t + j) ( 5 ) Trong đó acos(gt – y) là nghiệm tổng quát của phương trình thuần nhất : cos(t + j) nghiệm riêng của phương trình (4). Lấy đạo hàm của (5) theo t ta có: = - agsin(gt – y) + sin(t+ j) ( 6 ) Sử dụng phương pháp tương tự như Đuphinh đề xuất năm 1918 để giải phương trình (4) . Phương pháp khấu nghiệm. Cụ thể là tìm các hệ số a,j ,y. ở đây có các thông số chưa biết là a ,j,y, chúng tìm được nhờ điều kiện biên. Ta cần tìm nghiệm của phương trình (4) dưới dạng một đập tương ứng với vòng quay của quả văng là 1,2,3.... Người ta sử dụng phương pháp giải đúng có tên là phương pháp khâu nghiệm (lý thuyết dao động phi tuyến ). Chọn thời điểm t = 0 là sau va đập . Điều kiện ban đầu của chuyển động sẽ là: = = = mw2 ( 7 ) =+ = - R Các dấu (- trước va đập) (+ sau va đập ) Thế (7) vào (5) và (6) ta có acosy - cosj = (8) agsiny + sinj = -R (9) ở đây suất hiện thêm là đại lượng chưa biết sau thời gian t = 2pu thì lại suất hiện va đập . = = = Thay những điều kiện này vào (5) và (6) ta lại có : acos(2pug - y) - acosj = (10) - agcos(2pug - y) + sinj = - (11) Từ (8), (9), (10), (11), người ta tìm được a,j,y, =[.f+] (12) sinj = - (1 – R )( 1- g2) cosj = (1 - g2)[ - x0] Y = pgu ; a = f = -Là vận tốc đập ở dạng không thứ nguyên nó là một hàm phụ thuộc vào khe hở x0 người ta tìm được giá trị lớn nhất của như sau: Từ (12) ta thấy ngay biểu thức trong căn phải không âm: ³ 0 đ x02 Ê (13) Đó là điều kiện thứ nhất . Trong một chu kỳ 0 < t < 2pu thì x Ê x0 vì giải thiết đệm va đập cố định và tuyệt đối cứng. acos(gt – y) - cos(t + j) Ê x0 (14) Đó là điều kiện thứ hai. Nếu điều kiện (14) lấy dấu bằng có nghĩa đệm va đập và vận tốc phải qua không để đổi đấu, thời gian t = t* và : 0 < t* < 2pu = agsin(gt* –Y ) - sin(t*+ j) (15) Đây là điệu kiện thứ ba. Ta có điều kiện ràng buộc thứ tư như sau: (1 – R2) sin2pug + cos2pug - 2(1+R)2 ³ sin2pug (16) Xét tiếp bằng cách lấy đạo hàm ( )x0 và cho triệt tiêu : = [.f + ]’x0 = 0 (17) Triển khai (17) ta nhận được x0 = để = 0 (18) Thay (18) vào ở (12) ta được vận tốc va chạm lớn nhất là : max= khi x0 = Điều này có nghĩa là để vận tốc đập lớn nhất ta phải để khe hở. x0 = Muốn búa có khe hở bằng không có vận tốc đập lớn nhất thì. = 0 ú = 0 costgpgu = 0 pgu = p/2 +kp (k nguyên ) Với u = 2 (hai vòng quay một đập). 2pg = p/2 + kp 2g = 1/2 + k Với điều kiện 1> g >0 để x0 có nghĩa = > g = 1/4 với k = 0 g = 3/4 với k = 1 Từ biểu thức g = (19) Từ biểu thức (19) ta tính được c = mg2w2 Trong đó c- độ cứng lò xo ; w- tốc độ quay của động cơ; g đẵ biết chỉ còn chọn m ra sao ? Để tính được khối lượng m của phần đập của búa người ta dựa vào quan hệ giữa khối lượng và vận tốc như sau: Người ta giải thiết rằng trước lúc va đập vào cọc, cọc đứng im. Dựa theo lý thuyết của Niutơn ta có: mbvb + mcvc = ubmb + ucmc (20) Trong đó mb, mc là khối lượng của búa và cọc; vb, vc là vận tốc của búa và cọc trước lúc va chạm giữa chúng ; ub,uc là vận tốc của búa và cọc sau va chạm, có nghĩa là tại thời điểm đầu búa tách khỏi mũ cọc . Theo định luật va chạm của Niutơn: u = Rv trong đó R = 0 đ 1 là hệ số phục hồi vận tốc. vc = 0 (theo giải thiết cọc đứng im trước lúc va đập) mbvb = Rvb+ mcuc đ mbvb(1-R) = ucmc đ = (1- R) – 1 (21) Mặt khác theo Giáo Sư Bayman, nếu kể đến các lực cản khi đóng cọc và qua nghiên cứu, Giáo Sư đã đưa ra công thức tính vận tốc hạ cọc sau một lần đóng dưới đây: uc = (22) Trong đó: a1, a2 - Là các hệ số thực nghiệm phụ thuộc vào nền đất. s - Là tiết diện cọc Hp - Là chiều sâu đóng cọc. Qn – Là thành phần lực không đổi tác dụng lên cọc bao gồm trọng lượng cọc và trọng lượng búa không kể phần đập. tn -Là thời gian hạ cọc. l - Là một hệ số phụ thuộc vào thời gian hạ cọc. w1 - Được tính theo công thức sau: = k0. + Trong đó : v - Là vận tốc trước va đập k0 = 20000 (KG1/2.m-5/2) k1 = 100 (KG1/2.m-5/2) p - Chu vi tiết diện cọc, p =4.0,3=1,2 m s - Tiết diện cọc, s = 0,3.0,3 = 0,09 m2 mc - Khối lượng cọc, (kg) w - Là tốc độ quay của động cơ, w =2pn rad/s Thực tế cọc dịch chuyển với vận tốc uc. Sau khi đập vb : Là vận tốc búa trước va đập uc - Tìm được nhờ sự phụ thuộc của nó vào nền đất, thời gian hạ cọc cho trước . vb - Thường phải khống chế nhỏ hơn hoặc bằng 2m/s để đảm bảo cho độ bền và tuổi thọ của các chi tiết máy. Người ta thường lấy vmaxằ 2m/s để tính . Chọn trước w cùng với m tính được ở trên ta có thể xác định được độ cứng lò xo hợp lý nhất để vận tốc đập lớn nhất. Bằng mô hình tính toán trên chỉ cho phép ta chọn các thông số m,c,w, với khe hở bằng không, sao cho vận tốc, gia tốc trước va đập là lớn nhất có nghĩa là lực đóng cọc lớn nhất . Với những máy làm việc với khe hở khác không ta vẫn có thể hoàn toàn chọn được m,c,w hợp lý. Chương III Tính toán các thông số động lực học và chọn công suất động cơ: Ta tiến hành tính toán với các thông số chọn sơ bộ như sau: -Khối lượng cọc : 2000 kg -Chiều dài cọc : 6,27 m -Kích thước mặt cắt: 300x300 -Số vòng quay của quả lệch tâm: n =1410v/p -Thời gian hạ cọc : 8 phút 3.1. Xác định phần đập của búa . Khối lượng phần đập của búa và khối lượng cọc liên hệ với nhau qua biểu thức (21) như sau: = ( 1- R ) - 1 m c- Là khối lượng cọc, (kg) R - Là hệ số phục hồi vận tốc chọn sơ bộ, R=0,55 V - Là vận tốc phần đập của búa, v Ê 2m/s vc – Là vận tốc cọc, m/s Vc = x Trong đó S là tiết diện cọc S = 300.300 =90000 mm2 =0,09m2 Hp - Chiều sâu đóng cọc Hp=6 m Qn - Là thành phần lực không đổi tác dụng lên cọc bao gồm trọng lượng cọc và trọng lượng búa không kể phần đập : Qn =2.mc.g =2.200.9,81 = 3924 KG Tn thời gian hạ cọc: tn =8 phút l - Là một hệ số phụ thuộc vào thời gian hạ cọc cho ở bảng dưới đây: tn ( phút) đến 5 5 -10 10 - 15 > 15 l 0,6 0,7 0,75 0,8 Vậy ta lấy l =0,7 a1,a2 - Là các hệ số thực nghiệm phụ thuộc vận tốc cọc và nền đất a1=a01.e(-a1.w/2p.u)(1-b1.e-‏ﻻ1.Vc) a2=a02.e(-a2.w/2pu).(1-b2.e-‏ﻻ2.Vc) w =2.p.n =2.3,14. rad/s =147,6 rad/s Với nền đất pha cát, sét các hệ số trên lấy theo bảng sau (TCNM) Đại lượng Đơn vị Giá trị a1 = a2 s (giây) 0.02 b1= b2 0.3 g1 = g2 s/m 0.50 a01 KG/m2 500.000 a’02 m-2 0.004 a’’02 KG/m3 250 a02 =a01..a’02.s +a”02.p P chu vi tiết diện cọc = k0. + Trong đó : k0 = 20000 (KG1/2.m-5/2) k1 = 100 (KG1/2.m-5/2) Hp = 6 m là chiều sâu đóng cọc p - Chu vi tiết diện cọc, p =4.0,3=1,2 m s - Tiết diện cọc, s = 0,3.0,3 = 0,09 m2 mc - Khối lượng cọc, mc = 200 KG.s2/m w1 = ( 20000.0,09 + 100.1,2.6,27 ) = 180,5 rad/s a02 = 0,004.500000.0,09 + 250.1,2 = 180 + 300 = 480 a1= 500000.e(-0,02.147,6/2.2.1,6) .(1- 0,3.e- 0,5.1,808) a1 = 500000.0,55.0,145 = 39875 a2= 720.e(-0,02.147,6/2.2.1,6).(1-0,3.e – 0,5.1,808) a2 = 480.0,55.0,145 = 38,28 Vậy vận tốc đóng cọc là : Vc= x Vc =x x Vc = x Vc = x5,36= 0,011. 5,88 = 0,064 m/s Vậy ta có khối lượng phần đập của búa: mb = = =142 kg (hai động cơ, quả văng, đế đỡ hai động cơ) 3.2.Tính tổng độ cứng lò so. Ta dùng công thức sau : C = m.w2.‏ﻻ2 Trong đó: C - Độ cứng của các lò so w - Tốc độ quay của động cơ Để máy làm việc với khe hở e = 0 có vận tốc đập lớn nhất. Thì lấy ‏ﻻ = 0,25 (với 0< ‏ﻻ <1 ) (có nghĩa là hai vòng quay động cơ có một đập). m – Là khối lượng phần đập, kg C = 14,2.147,62.0,252 = 19334,86 KG/m =193348,6 N/m ở đây em chọn tám lò xo (bốn lò xo trên và bốn lò xo dưới). 3.3. Tính công suất động cơ. Công suất động cơ điện bị tiêu hao khi đập và mất mát do trọng lượng bản thân búa, trong các ổ trục lò so và trong các bộ phận khác trong đó 85% dùng để đập. Do đó công suất động cơ điện có thể tính qua công suất đập . công suất tính toán khi đập có thể tính qua năng lượng một lần đập : Nđ=.f (Kw) f - Là số lần va đập trong một s: f = ==11,75 V- Là vận tốc đập lấy, v = 1,5 m/s R’- Là sệ số phục hồi chuyển đổi. R’ = ==0,44 Công suất một lần đập: Nđ= x11,75 = 1,51 kw Nđ = 1,51 kw Vậy công suất toàn phần là: Nmax= x Nđ = x1,51= 1,8875 kw ở đây em dùng hai động cơ : Nên em chọn loại động cơ gây rung loại IB - 49 - K Động cơ không đồng bộ ba pha Trọng lượng của động cơ gây rung là : 90 kg ( hai động cơ ) Công suất một động cơ : 1,1Kw Số vòng quay của động cơ là: 1410 V/p 3.4. Tính mô men khối lệch tâm. Mô men khối lệch tâm được xác định theo công thức sau: K = Trong đó: v - Là vận tốc búa trước va đập ta chọn v =1.5 m/s R’- Là hệ số phục hồi vận tốc, R’= 0,44 m – Là khối lượng phần đập của búa, kg Để máy làm việc với khe hở e = 0 có vận tốc đập lớn nhất. là hệ số: Lấy g = 0,25 (với 0 < g< 1) w -Tốc độ quay của động cơ, rad/s K = = = 0,04 KG.s2 1 N = 1 kg.m/s2 đ 1N.s2 = 1kg.m 1KG = 10N đ 0,04 KG.s2 = 0,4 N.s2 = 0,4 kg.m = 40 kg.cm K = 0,4 kg.m = 40 kg.cm 3.5. Biên độ dao động : Biên độ dao động A được xác định theo công thức sau: A= Trong đó: a - Là hệ số lấy bằng thực nghiệm, =5 K - Là mômen khối lệch tâm, kg.m m - Là khối lượng phần đập của búa, kg A= = 0,014 m Chương IV Tính Toán thiết kế và tính bền các chi tiết của máy 4.1.Xác định kích thước qủa lệch tâm. Để có được mômen khối lệch tâm K ta phải thiết kế quả lệch, ở đây em dùng bốn quả lệch tâm lắp ở hai đầu hai trục động cơ điện. Như vậy mômen khối lệch tâm do một quả gây ra là K/4. Ta cần xác định các kích thước của quả lệch tâm này. Coi quả lệch tâm có dạng hình quạt tròn. - Góc ở tâm là 2a - Bán kính quạt R - Chiều dày d Những kích thước này sẽ được xác định trong quá trình tính toán sau đây. Gọi khối lượng của quả lệch tâm là m1 và bán kính là r1 thì ta có phương trình sau: m1r1 = K/4 (1) v.r1g1 = K/4 (2) Trong đó: v – Là thể tích quả lệch tâm. g1 - Khối lượng riêng của thép làm quả lệch têm. v = 2apR2 (3) Trọng tâm của quả lệch tâm nằm trên trục đối xứng ox. Tức là nó có toạ độ (xc; 0). Ta cần xác định xc (xc chính là r1 ). xc = sy = ũx dF = ũx dF + ũx dF F F1 F2 Rcosa R sy= ũx b x1dx + ũxb x2dx o Rcosa Rcosa R sy= ũx. x1.2tga. dx + ũx.2 dx Rcosa sy= + R3.sin3a sy = R3.sina (cos2a + sina) F = đ xc= (4) Thay (3) và r1= xc vào (2) ta có = (5) Ta chọn khối lượng riêng của thép làm quả lệch tâm là: g1 = 7000 kg/m3 Momen tổng các quả lệch tâm, K = 0,4 kg.m Ta tìm được bán kính quạt của quả lệch tâm: = Ta chọn a = 500 d = 0,06 m đ = đ R = 0,095m Hình 4.1. Sơ đồ cấu tạo quả lệch tâm 4.2.Thiết kế lò xo : a.Tính các lực tác dụng lên lò xo. ở phần trước ta đã tính được tổng độ cứng lò xo. Để thiết kế lò xo ta cần phân chia độ cứng cho các lò xo thành phần. Em chọn tổng số lò xo cần thiết kế trong đồ án này là tám lò xo (bốn lò xo trên cộng bốn lò xo dưới). Hình 4.2 Sơ đồ cấu tạo để thiết kế máy búa va rung. Động cơ Quả lệch tâm Lò xo trên Lò xo dưới Mũ cọc. Tổng độ cứng của lò xo trên được xác định theo công thức : Cb = KG/m Trong đó : C : Là độ cứng tổng các lò xo trên cộng lò xo dưới, C= 193348,6 N/m m : Là khối lượng phần đập, m = 142 kg g : Là gia tốc trọng trường, g = 9,81 m/s2 Trong đó a = K - Mômen khối lệch tâm, K = 0,4 kg.m m - Là khối lượng phần đập, m = 142 kg a = = = 0,0028 m Vậy tổng độ cứng lò xo trên là : Cb = = Cb = 13817,11 KG/m =138171,1N/m Tổng độ cứng của lò xo dưới là : CH = C – Cb CH = 193348,6 – 138171,1 =5517,5 N/m Biến dạng lớn nhất của lò xo trên là : lbmax = A = 0,014 m (bằng biên độ dao động của phận đập) Biến dạng lớn nhất của lò xo dưới là : lHmax = A + Trong đó b = 2a Lò xo trên và lò xo dưới được liên kết với nhau trên một bu lông dẫn hướng có chiều dài không đổi trong quá trình làm việc nên tổng biến dạng của lò xo trên và lò xo dưới là không đổi . Nên lHmax = A + = 0,014 + lHmax = 0,014 + đ lHmax = 0,014 + 0,0294 = 0,0434 m Khi đầu búa ở vị trí cao nhất, là lò xo dưới bị nén nhiều nhất ứng với biến dạng lớn nhất. Như vậy lực lớn nhất tác dụng vào lò xo dưới là : PH max = CH. lHmax = 5517,5.0,0434 = 239,46 KG Lực tác dụng nhỏ nhất vào lò xo dưới là : Pmin H = CH.(a+b). = (a +b).C Pmin H = 3a.C (do b = 2a ) Trong đó: CH – Là tổng độ cứng của các lò xo dưới C – Là tổng độ cứng của các lò xo trên cộng lò xo dưới. đ Pmin H = 3.0,0028.19334,86 = 162,41 KG Khi lò xo dưới bị nén nhiều nhất tức là lúc lò xo trên gần như không bị nén do vật . Pbmin = 0 Khi đầu búa ở vị trí thấp nhất, lò xo trên bị nén nhiều nhất ứng với biến dạng lớn nhất . lbmax = A = 0,014 m Như vậy lúc đó lực nén lớn nhất tác dụng vào lò xo trên là : Pb max = Cb. lbmax 13817,11.0,014 = 193,43 KG Khi lò xo trên bị nén lớn nhất thì lò xo dưới lại bị nén ít nhất : PHmin = CH.(a+b). = (a +b).C PHmin = 3a.C (do b = 2a ) đ PHmin = 3.0,0028.19334,86 = 162,41 KG Các lực tác dụng lên lò xo ở trên là được tính chung cho bốn lò xo trên và bốn lò xo dưới. Để tính thiết kế cho từng lò xo ta phải chia các lực trên cho bốn : Pbmax (I) = = = 48,3575 KG Pbmin (I) = 0 PH max = = = 59,865 KG Pbmin (I) = = = 40,6 KG b.Tính thiết kế lò xo Đường kính dây lò được xác định theo công thức . d ³ 1,6 K : Là hệ số điều chỉnh K = Hệ số K được dùng trong tính toán lò xo được cho ở bảng sau : c= D/d 4 5 6 8 10 12 K 1,37 1,29 1,24 1,17 1,14 1,11 c = ( D Là đường kính vòng lò xo ) c - Thường lấy ( 4 đ 12) như bảng trên [t] : ứng suất xoắn cho phép của lò xo [t] = 400 N/mm2 ứng với vật liệu 60C2 Đường kính vòng lò xo. D = c.d + Thiết kế lò xo trên. Đường kính dây lò xo được xác định theo công thức sau : d ³ 1,6 Pmax = 483,575 N ( lực nén lớn nhất tác dụng lên lò xo ) [t] ứng suất tiết cho phép đối với vật liệu 60C2 lấy [t] = 400N/mm2 Chọn c = 8 K = = = 1,17 Vậy d ³ 1,6 ³ 1,6 = 5,67 mm Chọn d = 8 mm Đường kính vòng lò xo là D = d.c = 8.8 = 64 mm Khoảng làm việc của lò xo là : x = A = 0,014 m Số vòng làm việc của lò xo là : i = G : Là momen chống trượt của vật liệu làm lò xo. G = 8.104 MPa = 8.104 N/m2 Pmax – Là lực lớn nhất tác dụng lên một lò xo. Pmax = 483,575 N Pmin – Là lực tác dụng bé nhất lên một lò xo. Pmin = 0 đ i = = 5,86 vòng Số vòng làm việc thực của lò xo là : i0 = i + 2 = 5,86 +2 = 7,86 vòng Bước của lò xo là: t = d + + ả Trong đó: l : Là biến dạng lớn nhất của lò xo khi chịu tải lớn nhất Pmax. l = A = 0,014 m ả : Là khe hở giửa các vòng lò xo khi chịu lực lớn nhất Pmax. ả = 0,1d = 0,1.8 = 0,8 mm đ t = d + + ả = 8 + + 0,8 = 11,12 mm Chiều cao của lò xo khi chưa chịu tải H0= Hs + i(t-d) Hs : Là chiều cao lò xo lúc các vòng xít nhau Hs = (i0 – 0,5 )d đ H0 = (i0 – 0,5)d + i(t-d) H0 = (7,86 – 0,5)8 + 5,86(11,12 –8 ) = 77,1632 mm Khiểm nghiệm lại tỷ số = = 1,2056 < 3 Như vậy lò xo không bị mất ổn định . + Thiết kế lò xo dưới Đường kính dây lò xo được xác định theo công thức sau : d ³ 1,6 Pmax = 598,65 N ( lực nén lớn nhất tác dụng lên lò xo ) [t] ứng suất tiết cho phép đối với vật liệu 60C2 lấy [t] = 400N/mm2 Chọn c = 9 K = = = 1,05 Vậy d ³ 1,6 ³ 1,6 = 5,87 mm Chọn d = 8 Đường kính vòng lò xo là. D = d.c = 8.9 = 72 mm Khoảng làm việc của lò xo là : x = lHmax lHmax = A = 0,014 m Số vòng làm việc của lò xo là : i = G : Là momen chống trượt của vật liệu làm lò xo. G = 8.104 MPa = 8.104 N/m2 Pmax- Là lực lớn nhất tác dụng lên một lò xo. Pmax = 598,65 N Pmin- Là lực bé nhất tác dụng len một lò xo. Pmin = 406 N đ i = = 8 vòng Số vòng làm việc thực của lò xo là : i0 = i + 2 = 8 +2 = 10 vòng Bước của lò xo là: t = d + + ả Trong đó: l : Là biến dạng lớn nhất của lò xo khi chịu tải lớn nhất Pmax : lmax = 0,014 m ả : Là khe hở giửa các vòng lò xo khi chịu lực lớn nhất Pmax. ả = 0,1d = 0,1.8= 0,8 mm đ t = d + + ả = 8 + + 0,8 = 10,55 mm Chiều cao của lò xo khi chưa chịu tải H0= Hs + i(t-d) Hs : Là chiều cao lò xo lúc các vòng xít nhau Hs = (i0 – 0,5 )d đ H0 = (i0 – 0,5)d + i(t-d) = (10– 0,5)8 + 8(10,55 -8) H0 = 76 + 20,4 = 96,4 Kiểm nghiệm lại tỷ số = = 1,33 < 3 Như vậy lò xo không bị mất ổn định . 4.3.Thiết kế bu lông dẫn hướng lò xo. Trong quá trình làm việc, các bu lông này chịu kéo dưới tác dụng của phản lực lò xo. TI : Phản lực lò xo trên TII : Phản lực lò xo dưới . Lực dọc trong bu lông có giá trị bằng TII, lò xo chịu lực nén khi TII lớn nhất tức là khi lò xo chịu lực nén lớn nhất . TII = PH max = CH. lHmax Biến dạng lớn nhất của lò xo dưới là : lHmax = A + Trong đó b = 2a Lò xo trên và lò xo dưới được liên kết với nhau trên một bu lông dẫn hướng có chiều dài không đổi trong quá trình làm việc nên tổng biến dạng của lò xo trên và lò xo dưới là không đổi . Nên lHmax = A + = 0,014 + lHmax = 0,014 + đ lHmax = 0,014 + 0,0294 = 0,0434 m CH – Là tổng độ cứng của các lò xo dưới Vậy TII = PH max = CH. lHmax = 5517,5.0,0434 = 239,46 KG Đường kính bu lông được xác định theo công thức : d ³ [s]k = 0,3sch = 0,3.200 Mpa =60Mpa = 60N/mm2 ứng với thép CT3 Từ điều kiện trên ta chọn bu lông theo bảng P6 (BTCTM). đ d ³ = = 25,32 mm Vậy ta chọn bu lông có đường kính d = 28 mm. Ký hiệu. M28 Hình a Hình b Hình 4.2. b. Sơ đồ nội lực của bu lông a. Cấu tạo bu lông 4.4. Thiết kế kẹp cọc . 4.4.1. Tính toán trọng lượng mũ cọc . Mũ cọc được làm theo kiểu đặt tự trên đầu cọc. Trọng lượng của nó được xác định theo công thức sau: GH = (C.A – GP).b’ Trong đó: C : Là độ cứng tổng của lò xo (trên cộng dưới), C = 19334,86 KG/m A : Là biên độ dao động của lò xo, A = 0,014 m GP : Là trọng lượng phần đập b’ : Là hệ số tính đến khả năng dịch chuyển của mũ cọc, b’ = 0,8 GP = m.g = 142.9,81 = 1393,02 N GH = (C.A – GP).b’ = (193348,6.0,014-1393,02).0,8 GH = (2706,88 – 1393,02).0,8 GH = 1051,088 N a – Là gia tốc phần đập . a = xxv Trong đó: t1 : Là thời gian đập, t1 = 2s R’: Là hệ số phục hồi của vận tốc chuyển đổi. R’ = 0,44 m : Là khối lượng phần đập, m = 142 kg v: Là vận tốc phần đập, v = 1,5 m/s mc : Khối lượng cọc, mc = 200 KG Vậy a = ..v = ..1,5 a = 78,5 .0,82 = 64,37 m/s Trong đó: Lực đập Pđ = m.a. m : Là khối lượng phần đập, m = 142 kg a : Là gia tốc đập, m/s2 đ Pđ = m.a = 142.64,37 = 9140,54 N Kiểm tra điều kiện thoã mãn : P ³ GH 4.4.2. Tính toán cơ cấu kẹp. Theo cách tính ở trên, mũ cọc được coi như đặt tự do trên đầu cọc. Do vậy cơ cấu kẹp cọc được làm thêm để có thể đóng được nhiều cọc khác nhau có tiết diện khác nhau. Để có thể đưa cọc vào mũ cọc một cách dễ dàng ta phải có : 2Nf < GH Trong đó: N : Là lực ép lò xo f : Là hệ số ma sát, ( f = 0,3 ) Chọn lò xo có D = 50 mm , d = 8 mm ; i = 6 Khoảng cách làm việc x = 50 mm để có thể dữ các cọc có tiết diện 200x200 đến 300x300. Hình 4.3. Mũ kẹp cọc Cọc Má ép Lò xo ép ốc điều chỉnh Lỗ liên kết giữa mũ cọc và phần đập Đe 7,8. Đệm đe 9. Đệm cọc 10. Tai nâng cọc 4.5. Kiểm tra bền đầu cọc Sức chịu nén theo phương dọc trục của cọc bê tông cốt thép có tiết diệt hình lăng trụ đặc . Pv = m.j(mR.RbFb + Ra.Fa) ³ Pđ Trong đó: m : Là hệ số điều kiện làm việc, m = 1,0 j : Là hệ số uốn dọc, j =0,77 mR : Hệ số điều kiện làm việc của bê tông, mR = 0,85 Rb : Là cường độ chịu nén tính toán của bê tông. Rb = 9000 Kpa = 9000000 N/m2 Fb: Là tiết diện của bê tông : 0,3x0,3 m2 Fa : Là tiết diện cốt thép dọc Fa = 4.p.0,0082 = 8,038.10-4 m2 Pđ : Là lực đập, Pđ = m.a Ra : Cường độ chịu nén cốt thép dọc, Ra = 210000 Kpa Pv = m.j(mR.RbFb + Ra.Fa) Pv = 1.0,77(0,85.9000000.0,09 + 8,038.10-4.21.107) ³ Pđ Pv = 660119 N > Pđ =9140,54 N Thoã mãn điều kiện bền đầu cọc. Kết luận Sau quá trình làm đồ án tốt nghiệp với nhiệm vụ : Nghiên cứu thiết kế máy đóng cọc va rung em đã hoàn thành nhiệm vụ được giao. + Về thuyết minh : Trình bày toàn bộ các phần tính toán thiết kế: - Các phươưng án đóng hạ cọc. Giới thiệu máy thiết kế. - Cơ sở lý thuyết tính toán máy đóng cọc va rung . - Tính toán các thông số động học và chọn công suất động cơ của máy va rung. - Thiết kế và tính bền các chi tiết chính của máy va rung đẵ chọn. + Về phần bản vẽ : Hoàn thiện các bản vẽ b1. Các đầu búa rung A1 b2. Hình chung búa va rung A1 b3. Sơ đồ nguyên lý và công thức A1 b4. Cụm gây rung A1 b5. Sơ đồ kẹp cọc A1 b6. Lò xo trên, lò xo dưới, quả lệch tâm, cốc lò xo trên A1. b7. Bu lông dẫn hướng lò xo, cốc van dưới, đế đầu rung, đế đặt bộ gây rung A1 Kết quả cuối cùng em đã thiết kế được máy đóng cọc va rung hợp lý làm việc trong vùng cộng hưỡng. Tuy nhiên vì công việc nhiều tời gian có hạn nên trong lúc làm trắc không tránh khỏi những thiếu sót mong các thầy thông cảm và góp ý để em nâng cao được kiến thức của mình . Một lần nữa em xin cảm ơn các thầy hướng dẫn . PGS. TS : Trần văn Tuấn ThS : Lưu Đức Thạch Đã nhiệt tình giúp đỡ em hoàn thành đồ án tốt nghiệp này . Sau cùng em xin cảm ơn tất cả các thầy cô giáo trong trường đặc biệt là trong khoa máy xây dựng không quản khoá khăn chắp cánh cho những ước mơ của chúng em từ những năm qua . Tài liệu tham khảo Nguyễn bá Dơng, Lê Đắc Phong, Phạm Văn Quang – Bài tập chi tiết máy, NXB Đại học và THCN – 1971. Đặng Thế Hiển, Phạm Hữu Đồng, Nguyễn Văn Hùng, Nguyễn Thị Mai, Hoa Văn Ngũ, Đặng Anh Tuấn - Máy xây dựng, NXBKH và KT Hoàng Công Khơng, Đoàn Tài Ngọ – Bản vẽ máy xây dựng, Trờng đại học xây dựng - 1977. Nguyễn Văn Quãng, Nguyễn Hữu Kháng - hớng dẫn đồ án nền móng, NXB xây dựng 1991. Trần Hữu Quế – Vẽ kỹ thuật cơ khí, NXB DDH và THCN – 1970 Hệ thống tài liệu thiết kế . Nguyễn Trâm, Nguyễn tiến Oanh, Lê Đình Tâm, Phạm Duy Hoà - Thi công móng trụ mố cầu. Sổ tay chọn máy thi công xây dựng – Trờng đại học kiến trúc Hà Nội – Nguyễn Tiến Thu Mục lục Lời nói đầu Chương 1 - Xây dựng phương án đóng, hạ cọc bằng rung động. Giới thiệu máy thiết kế. Giới thiệu về công tác đóng, hạ cọc. II. Sự phát triển máy búa theo phương pháp rung động III. Sự phát triển máy búa đóng cọc hoạt động theo nguyên tắc va rung IV. Các phương pháp tính toán khả năng hạ cọc bằng búa rung và va rung V. Giới thiệu máy thiết kế. Chương 2 - Cơ sở lý thuyết tính toán máy đóng cọc va rung. Chương 3 - Tính toán các thông số động lực học và chọn công suất động cơ. 3.1 Xác định phần đập của búa 3.2 Tính tổng độ cứng lò xo Tính công suất động cơ Tính mômen khối lệch tâm. Biên độ dao động. Chương 4 - Tính toán thiết kế và tính bền các chi tiết của máy. 4.1 Xác định kích thước quả lệch tâm. 4.2 Thiết kế lò xo. 4.3 Thiết kế bu lông dẫn hướng lò xo. Thiết kế kẹp cọc. Kiểm tra bền đầu cọc. Kết luận Tài liệu tham khảo Trang 1 3 4 33 38 42 46 49 57 58 61 61 62 63 64 65 69 78 80 83 84 85