Đánh giá các dao động có hại trong những công trình kĩ thuật ở Việt Nam
Hiện nay, công nghệ giảm dao động có hại (DĐCH) là một trong những quan tâm hàng
đầu của các cơ quan nghiên cứu và ứng dụng [1,2,6,7,9,23,29-39,67-72]. DĐCH xuất
hiện trong nhiều lĩnh vực: ph-ơng tiện giao thông chịu kích động mặt đ-ờng; tàu thuỷ
và các công trình ngoài khơi chịu tác động sóng gió; các tháp vô tuyến, cao ốc chịu tác
động gió và động đất; các cầu treo chịu tải trọng gió bão; các thiết bị, tuốc bin hoạt
động với tốc độ cao . Các DĐCH này ngày càng nguy hiểm và cần đ-ợc quan tâm
thích đáng vì 3 lý do:
-Sự tăng lên về quy mô kết cấu, tốc độ máy móc, c-ờng độ kích động ngoài.
-Sự cấp thiết về việc giảm giá thành các công trình lớn.
-Yêu cầu cao về an toàn cho các công trình quan trọng.
Ngoài ra, n-ớc ta đang phát triển công nghiệp đóng tàu biển, tự động hóa trong ngành
cơ khí, công nghiệp dầu khí, dàn khoan biển, cầu dây văng v.v . Tất cả các lĩnh vực
này đều có nhu cầu áp dụng các biện pháp dập tắt DĐCH. D-ới đây ta sẽ xem xét sâu
hơn một số lĩnh vực điển hình.
291 trang |
Chia sẻ: banmai | Lượt xem: 2176 | Lượt tải: 2
Bạn đang xem trước 20 trang tài liệu Nghiên cứu thiết kế, chế tạo thiết bị tiêu tán năng lượng chống dao động có hại phục vụ các công trình kỹ thuật - Nghiên cứu các giải pháp kỹ thuật chống dao động có hại bằng thiết bị, để xem tài liệu hoàn chỉnh bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên
ôc.
b. Thứ tự các nguyên công và biện pháp công nghệ chế tạo chi tiết dạng
trục trục của bộ tiêu tán năng lượng
Thứ tự gia công các bề mặt
ViÖc lËp tr×nh tù gia c«ng c¸c bÒ mÆt vµ chän thiÕt bÞ cho c¸c chi tiÕt d¹ng trôc phô
thuéc vµo c¸c yÕu tè c¬ b¶n nh− h×nh d¸ng, kÝch th−íc, ®é cøng v÷ng, yªu cÇu ®é
chÝnh x¸c ®¹t ®−îc còng nh− s¶n l−îng hµng n¨m. Khi chÕ t¹o c¸c chi tiÕt d¹ng trôc
tr¬n cã thÓ chia ra c¸c giai ®o¹n chÝnh sau:
Gia công chuẩn bị.
- C¾t ®øt ph«i theo kÝch th−íc dµi hoÆc béi sè cña chiÒu dµi trªn m¸y nhiÒu trôc hoÆc
m¸y c¾t ®øt tù ®éng chuyªn dïng, m¸y c−a, còng cã thÓ c¾t ®øt trªn m¸y tiÖn
- Kháa hai mÆt ®Çu vµ khoan hai lç t©m. NÕu trôc dµi ph¶i dïng luynet th× cÇn ph¶i
cã nguyªn c«ng gia c«ng cæ đỡ.
Gia công trước nhiệt luyện
TiÖn th« vµ b¸n tinh c¸c mÆt trô trªn m¸y tiÖn (th−êng dïng hai lÇn g¸ ®Ó gia c«ng
hai ®Çu).
- TiÖn tinh c¸c mÆt trô. NÕu lµ trôc rçng th× sau khi tiÖn th« vµ b¸n tinh ph¶i khoan
vµ doa lç råi míi gia c«ng tinh mÆt ngoµi.
- Mµi th« mét sè cæ trôc ®Ó ®ì chi tiÕt khi phay.
- N¾n th¼ng trục có Φ <100 và L
d
>10.
- Gia c«ng c¸c lç vu«ng gãc hoÆc lµm thµnh mét gãc ®−êng t©m trôc, gia c«ng c¸c
mÆt cã ren, mÆt kh«ng quan träng.
Nhiệt luyện
Nắn thẳng sau khi nhiệt luyện để khắc phục biến dạng
Gia công tinh sau nhiệt luyện
108
- Mµi th« vµ tinh c¸c cæ trôc.
- Mµi th« vµ tinh c¸c mÆt
- §¸nh bãng
- Tæng kiÓm tra.
Tiện thô và tiện tinh mặt trụ
C«ng viÖc tiÖn th« vµ tiÖn tinh ®−îc thùc hiÖn trªn m¸y tiÖn v¹n n¨ng. ViÖc gia c«ng
lç t©m trªn c¸c trôc ®−îc lµm theo dÊu. NÕu thùc hiÖn trªn m¸y tiÖn th× trôc ®−îc kÑp
mét ®Çu vµo m©m cÆp.
Nguyªn C«ng 4: ChÕ t¹o chi tiÕt n¾p xy lanh trªn m¸y tiÖn
H×nh 4.6: B¶n vÏ chÕ t¹o n¾p xy lanh
Nguyªn c«ng 5: ChÕ t¹o chi tiÕt xy lanh trªn m¸y tiÖn
H×nh 4.7: B¶n vÏ chÕ t¹o chi tiÕt xy lanh
Nguyªn c«ng 6: ChÕ t¹o chi tiÕt mÆt bÝch xy lanh trªn m¸y phay
Nguyªn c«ng 7: ChÕ t¹o chi tiÕt ®Çu piston trªn m¸y tiÖn
109
H×nh 4.8: B¶n vÏ chÕ t¹o chi tiÕt ®Çu piston
Nguyªn C«ng 8: ChÕ t¹o chi tiÕt èng nèi trªn m¸y tiÖn
H×nh 4.9: B¶n vÏ chi tiÕt èng nèi
Nguyªn c«ng 9: ChÕ t¹o chi tiÕt n¾p èng nèi trªn m¸y tiÖn
H×nh 4.10: B¶n vÏ chi tiÕt n¾p èng nèi
110
Nguyªn C«ng 10: ChÕ t¹o chi tiÕt kÕt nèi vµo d©y c¸p b»ng ph−¬ng ph¸p dËp
nãng (t=15000 C)
H×nh 4.11: B¶n vÏ chÕ t¹o chi tiÕt trôc nèi èp vµo d©y c¸p
50
0
75
10
0
25
0
75
75
1250
55
0
a) Nguyên công dập thô
111
01
02
03(x2)
04
05
06
07
08
07 DH SPRING Ø30 x 50
50
0
75
10
0
25
0
75
75
1250
55
0
b) Nguyên công dập tinh
H×nh 4.12: Khu«n dËp tai hång cña bé TTNL
Sau khi dËp ta chuyÓn c¸c chi tiÕt trªn sang nguyªn c«ng khoan, phay, lµm s¹ch bÒ
mÆt vµ nhuém mµu ®en.
Nguyªn c«ng 12: Khoan c¸c lç l¾p ghÐp bul«ng trªn c¸c mÆt cña chi tiÕt tai
hång, mÆt bÝch
- Chän mòi khoan, ta r«: ∅22, ∅11, M10 ®Ó khoan c¸c lç l¾p ghÐp bul«ng trªn bÒ
mÆt c¸c chi tiÕt kÕt nèi.
- M¸y khoan: Chän lo¹i m¸y khoan ®øng.
Nguyªn c«ng 13: Phay, mµi tinh c¸c mÆt ph¼ng cña c¸c chi tiÕt kÕt nèi bé tiªu
t¸n n¨ng l−îng vµo d©y c¸p vµ cÇu (tÊm 1, tÊm 2, tÊm 3)
112
H×nh 4.13: B¶n vÏ chÕ t¹o chi tiÕt tÊm 1
Nguyªn c«ng 14: Hµn c¸c mèi hµn theo b¶n vÏ chÕ t¹o tu©n thñ quy tr×nh hµn
C¸c ®Æc tÝnh kü thuËt c¬ b¶n cña mèi hµn ph¶i phï hîp víi vËt liÖu chñ thÓ nh− ®·
®−îc quy ®Þnh trong c¸c tiªu chuÈn t−¬ng øng.
TÊt c¶ c¸c mèi hµn nèi thÐp tÊm theo chiÒu øng suÊt chÝnh ph¶i ®−îc hµn ®¬n hoÆc
kÐp. C¸c tÊm kim lo¹i gÇn nhau chÞu øng suÊt cao ph¶i cã chiÒu dÇy chªnh nhau tèi
®a 3mm. NÕu sù chªnh lÖch lín h¬n th× tÊm kim lo¹i dµy h¬n ph¶i ®−îc v¸t mÐp víi
®é nghiªng tèi ®a lµ 1:4.
C¸c mèi hµn c¬ b¶n ph¶i ®−îc chÕ t¹o tõ ph¼ng theo quy ®inh trong quy tr×nh hµn ®·
®−îc phª duyÖt. Bªn c¹nh ®ã, tÊt c¶ c¸c mèi hµn tiÕp xóc víi chÊt láng nhít ph¶i
®−îc mµi nh½n. Tr−íc khi hµn, ph¶i lo¹i bá c¸c mèi hµn ®Ýnh cã khuyÕt tËt hoÆc r¹n
nøt. §èi víi c¸c mèi hµn nèi ®Çu kÐp, phÇn ch©n c¸c mèi hµn ph¶i ®−îc lo¹i bá hoµn
toµn b»ng c¸ch mµi hoÆc ®o l¹i tr−íc khi tiÕp tôc hµn trªn c¸c c¹nh kh¸c ®Ó tr¸nh
®ãng cÆn.
Xử lý vật liệu thép trước khi hàn
Chuẩn bị bề mặt làm sạch và sơn lớp đầu tiên
Chuẩn bị mép các chi tiết hàn
- Lµm s¹ch gØ, dÇu mì vµ c¸c chÊt bÈn kh¸c trªn mÐp hµn vµ hai bªn.
- V¸t mÐp b»ng m¸y (m¸y bµo t«n hoÆc b»ng m¸y c¾t khÝ kh«ng ®Ó l¹i vÕt c¾t
khấc).
Làm sạch mép hàn:
§èi víi mèi hµn gi¸p mèi: H×nh 4.14a
ChiÒu réng lµm s¹ch mÐp hµn L: L=b/2+(5÷10mm)
B: ChiÒu réng mèi hµn
§èi víi mèi hµn ch÷ - T (H×nh 4.6b)
113
L1=K+(5÷10mm)
L2=δ+2K+(5÷10mm)
L3=δ+2h+(5÷10mm)
b-chiÒu réng mèi hµn
k- c¹nh mèi hµn gãc
a)
b
L
Ph¹m vi lµm s¹ch
δ
Ph¹m vi lµm s¹chk
k
k
k
L2
L 1
b)
H×nh 4.14: ChuÈn bÞ mÐp c¸c chi tiÕt hµn
B¶ng 3. Tiªu chuÈn v¸t mÐp, l¾p ghÐp vµ hµn
Kiểu
môi
hàn
KẾT CẤU MỐI HÀN S S1
Không
nhỏ hơn
a k
2-2,5
3-4,5
5-6
7-9
10-15
16-21
No 1
k
k
k
k
a
S1
S
22-30
0,7S
0+1
0+2
0+3
3+2
2
14
+
−
2
15
+
−
2
16
+
−
27±
28±
2-2,5
3-4,5
No 2
5-6
0,7S 0+1
0+2
3+2
2
14
+
−
114
7-9
10-15
16-21
k
k
S
S1
a
22-30
0+3
2
15
+
−
2
16
+
−
27±
28±
S S1
a=e b
Không
lớn
hơn
c No 3 S
S1
e
50°±5°
b
ca
4
6
8
10
12
14
16
0,7S 0+1
1
22
+
−
10
14
16
20
22
26
28
1
33
+
−
3
34
+
−
S S1
e b
Không
lớn
hơn
3
3c
+
− N
o 4
48°
S
S1
a
e
b
c
12-
16
18-
22
24-
28
30-
34
36-
40
42-
46
0,7S 4-5
6-7
8-9
10-
11
12-
13
14-
15
16
20
22
26
28
30
3
5
6
6
8
S=S1 h b
Không
lớn
hơn
c
12-14 5-6 18
16-18 7-8 20
20-22 9-10 22
24-26 11-12 26
No 5 50°
S
S1
h
c
b
28-30 13-14 28
2
0,50,5
+
−
3
0,50,5
+
−
115
S S1 b k No 6
2±2
S
S1
40°±5°
k
3±
1
b
8
9
10
12
14
16
18
20
≥0,7S 13+3
15+3
3
320
+
−
4
425
+
−
4
5
6
Nguyªn C«ng 15: M¹ Cr«m, kÏm c¸c chi tiÕt cÇn piston, ®Çu piston, m¹ kÏm
c¸c chi tiÕt kÕt nèi víi rÇm cÇu, nhuém chi tiÕt tai hång kÕt nèi víi d©y c¸p
Nguyªn C«ng 16: S¬n mµu bé tiªu t¸n n¨ng l−îng b»ng c«ng nghÖ s¬n « t«.
- Lµm s¹ch bÒ mÆt bé tiªu t¸n n¨ng l−îng b»ng giÊy r¸p tinh.
- Dïng b¨ng dÝnh ®Ó cuèn che phÇn trôc piston
- S¬n líp thø nhÊt lµ líp s¬n lãt
- S¬n líp thø hai lµ líp s¬n chÝnh thøc
- S¬n líp thø ba lµ líp s¬n bãng
- SÊy ë nhiÖt ®é 500 C ®Ó lµm c¨ng bÒ mÆt líp s¬n bãng, t¨ng ®é bãng, ®Ñp trong 5
giê.
- Bao gãi b»ng v¶i, cho vµo hép giÊy.
Nguyªn c«ng 17: L¾p r¸p c¸c chi tiÕt chÕ t¹o thµnh bé tiªu t¸n n¨ng l−îng
C¸c khíp nèi b»ng bu-l«ng ph¶i ®−îc thiÕt kÕ vµ hoµn thiÖn phï hîp víi c¸c thùc tiÔn
kü thuËt vµ tu©n theo c¸c tiªu chuÈn ®· ®−îc chÊp thuËn. TÊt c¶ c¸c lç bu-l«ng ph¶i
®−îc khoan, ®ôc theo yªu cÇu sao cho khíp víi bu-l«ng víi ®é chÝnh x¸c thÝch hîp.
C¸c bu-l«ng ph¶i cã vßng ®Öm vµ kho¸ h·m nh− yªu cÇu. C¸c bé phËn ®Ó ghÐp chÝnh
x¸c ph¶i ®−îc l¾p víi c¸c chèt dÉn h−íng. Nãi chung, c¸c lç ®Ó b¾t bu-l«ng, ®ai èc
ph¶i cã cïng kh¶ n¨ng b¶o vÖ chèng han rØ nh− c¸c thiÕt bÞ cßn l¹i (chñ thÓ).
Bu-l«ng vµ ®ai èc ph¶i cã c¸c ®−êng ren tiªu chuÈn tÝnh theo hÖ mÐt vµ ph¶i ®−îc chÕ
t¹o tõ thÐp kh«ng gØ.
TÊt c¶ c¸c khíp nèi b»ng bu-l«ng vµ ®ai èc ph¶i ®−îc b¶o vÖ chèng han rØ thÝch hîp.
TÊt c¶ c¸c bu-l«ng, ®ai èc, ®inh vµ vÝt (bao gåm c¶ c¸c vßng ®Öm) ®Òu ph¶i ®−îc chÕ
t¹o tõ thÐp kh«ng gØ hoÆc ®−îc m¹ kÏm nãng víi chÊt l−îng. Bu-l«ng vµ vÝt cã ®Çu
kiÓu lôc gi¸c.
116
H×nh 4.8: B¶n vÏ l¾p thiÕt bÞ gi¶m dao ®éng
Nguyªn c«ng 18: KiÓm tra c¸c kÝch th−íc l¾p r¸p vµ kiÓm tra ho¹t ®éng cña bé
tiªu t¸n n¨ng l−îng kh«ng bÞ kÑt, rß rØ dÇu.
C¸c kÝch th−íc ph¶i ®¹t ®óng theo b¶n vÏ vµ yªu cÇu kü thuËt ghi trªn b¶n vÏ nh− ®é
bãng bÒ mÆt, c¸c mèi hµn ph¶i ngÊu, kh«ng rç, khuyÕt tËt. §Ó thùc hiÖn ®iÒu nµy ta
lµm theo tr×nh tù nh− sau:
- Mèi hµn ph¶i tu©n thñ theo yªu cÇu cña AWS D1.1. Mèi hµn thÐp kh«ng gØ
ph¶i ®−îc thùc hiÖn t¹i ph©n x−ëng trang bÞ cã sö dông ®iÖn cùc hµn b»ng thÐp kh«ng
gØ.
- C¸c thiÕt bÞ tiªu t¸n n¨ng l−îng ph¶i ®−îc ®¸nh sè cho tõng thiÕt bÞ. C¸c sè
ph¶i bao gåm l« cña s¶n phÈm, ngµy chÕ t¹o, lùc thiÕt kÕ, vµ sè cña thiÕt bÞ.
- C¸c thiÕt bÞ tiªu t¸n n¨ng l−îng ph¶i ®−îc l¾p r¸p t¹i nhµ m¸y. Nã còng ph¶i
cã thÓ th¸o rêi trong qu¸ tr×nh kiÓm ®Þnh bé phËn. Do ®ã c¸c bé phËn cã thÓ ph¶i ®−îc
®¸nh sè nh− trªn b¶n vÏ chÕ t¹o ®Ó cã thÓ l¾p l¹i hoµn chØnh nh− cò.
- Nhµ chÕ t¹o ph¶i cung cÊp toµn bé c¸c b¶n vÏ chÕ t¹o, vËt liÖu, yªu cÇu kü
thuËt chÊt l−îng.
5. ChÕ t¹o
Những chi tiết thành phần: Bộ cản nhớt của ViÖn C¬ Häc -ViÖn nghiªn cøu C¬
khÝ - (IM- NARIME)
117
B¶ng 5.1. Chi tiÕt thµnh phÇn cña bé c¶n nhít cña IM-NARIME
Chi tiết thí nghiệm
TÇn sè lùc(Hz) 1 2 3 1
NhiÖt ®é kiÓm tra (0C) 30 30 30
Sè chu kú 5 5 5 1000
Biªn ®é dÞch chuyÓn (mm) 5 5 5 10
Biªn ®é vËn tèc (mm/s) 30 60 90 60
B¶ng 5.2. Chi tiÕt thÝ nghiÖm cña IM- NARIME
Hình 5.1. B¶n vÏ bé TTNL cña IM-NARIME
C¸c chi tiÕt vÒ c¸c b¶n thiÕt hÕ xin xem trong “Hå s¬ thiÕt kÕ kü thuËt”.
Nhµ chÕ t¹o IM - NARIME
Kh¶ n¨ng dÞch chuyÓn (hµnh tr×nh) 150 mm
Lùc c¶n nhít thiÕt kÕ 100 kN
Khoang chøa/ bÓ chøa phô Kh«ng cÇn do c¸n piston ë 2 phÝa
ChÊt c¶n nhít DÇu Silicon 1000 cSt
118
H×nh 5.2. Bé TTNL do IM-NARIME chÕ t¹o
D−íi ®©y lµ mét sè kÕt qu¶ thÝ nghiÖm vÒ thiÕt bÞ TTNL thùc hiÖn t¹i ViÖn
KHCN X©y dùng.
Quan hÖ lùc c¶n-dÞch chuyÓn mÉu gi¶m xãc φ75
TÇn sè: 1Hz
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
-6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6
DÞch chuyÓn (mm)
L
ùc
c
¶n
(
kN
)
Đồ thị 5.1. Quan hÖ Lùc-dÞch chuyÓn víi tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 5 mm.
Quan hÖ lùc c¶n-vËn tèc mÉu gi¶m xãc φ75
TÇn sè: 1Hz, Damper 3
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4
VËn tèc (cm/s)
L
ùc
c
¶n
(k
N
)
Đồ thị 5.2. Quan hÖ Lùc-vËn tèc víi tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 5 mm.
119
Quan hÖ lùc c¶n-dÞch chuyÓn mÉu gi¶m xãc φ 75
TÇn sè: 2Hz
-30
-20
-10
0
10
20
30
-6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6
DÞch chuyÓn (mm)
L
ùc
c
¶n
(
kN
)
Đồ thị 5.3. Quan hÖ Lùc-dÞch chuyÓn víi tÇn sè 2 Hz, biªn ®é 5 mm.
Quan hÖ lùc c¶n-vËn tèc mÉu gi¶m xãc φ75
TÇn sè: 2Hz, Damper 3
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
25
30
-8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8
VËn tèc (cm/s)
L
ùc
c
¶n
(k
N
)
Đồ thị 5.4. Quan hÖ Lùc-vËn tèc víi tÇn sè 2 Hz, biªn ®é 5 mm
Quan hÖ lùc c¶n-dÞch chuyÓn mÉu gi¶m xãc φ75
TÇn sè: 3Hz
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
25
30
35
-6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6
DÞch chuyÓn (mm)
L
ùc
c
¶n
(
kN
)
Đồ thị 5.5. Quan hÖ Lùc-dÞch chuyÓn víi tÇn sè 3 Hz, biªn ®é 5 mm.
120
Quan hÖ lùc c¶n-vËn tèc mÉu gi¶m xãc φ75
TÇn sè: 3Hz, Damper 3
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
25
30
35
-12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12
VËn tèc (cm/s)
L
ù
c
c¶
n
(
k
N
)
Đồ thị 5.6. Quan hÖ Lùc-vËn tèc víi tÇn sè 3 Hz, biªn ®é 5 mm.
Đồ thị 5.7. Quan hÖ Lùc-dÞch chuyÓn víi tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 10 mm, 150 s
Đồ thị 5.8. Quan hÖ Lùc-vËn tèc tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 10 mm, 150 s
121
§å thÞ cña Lùc c¶n theo thêi gian DAMPER 3
(tõ chu kú 200 ®Õn 350)
-20
-10
0
10
20
-12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12
DÞch chuyÓn (mm)
L
ùc
c
¶n
(
kN
)
Đồ thị 5.9. Quan hÖ Lùc-dÞch chuyÓn víi tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 10 mm, 150 s
§å thÞ cña Lùc c¶n theo vËn tèc DAMPER 3
(tõ chu kú 200 ®Õn 350)
-12
-10
-8
-6
-4
-2
0
2
4
6
8
10
12
14
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
VËn tèc (cm/s)
L
ùc
c
¶n
(
kN
)
Đồ thị 5.10. Quan hÖ Lùc-vËn tèc tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 10 mm, 150 s
§å thÞ cña Lùc c¶n theo thêi gian DAMPER 3
(tõ chu kú 500 ®Õn 650)
-20
-10
0
10
20
-12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12
DÞch chuyÓn (mm)
L
ùc
c
¶n
(
kN
)
Đồ thị 5.11. Quan hÖ Lùc-dÞch chuyÓn víi tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 10 mm, 150 s
122
§å thÞ cña Lùc c¶n theo vËn tèc DAMPER 3
-12
-10
-8
-6
-4
-2
0
2
4
6
8
10
12
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
VËn tèc (cm/s)
L
ùc
c
¶n
(
kN
)
Đồ thị 5.12. Quan hÖ Lùc-vËn tèc tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 10 mm, 150 s
§å thÞ cña Lùc c¶n theo thêi gian DAMPER 3 (tõ
chu kú 850 ®Õn 1000)
-10
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
-12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12
DÞch chuyÓn (mm)
L
ùc
c
¶n
(
kN
)
Đồ thị 5.13. Quan hÖ Lùc-dÞch chuyÓn víi tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 10 mm, 150 s
§å thÞ cña Lùc c¶n theo vËn tèc DAMPER 3
(tõ chu kú 850 ®Õn 1000)
-10
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
VËn tèc (cm/s)
L
ùc
c
¶n
(
kN
)
Đồ thị 5.14. Quan hÖ Lùc-vËn tèc tÇn sè 1 Hz, biªn ®é 10 mm, 150 s
123
H×nh 5.15. Bè trÝ thÝ nghiÖm thÝ nghiÖm ®¸nh gi¸
chÊt l−îng thiÕt bÞ TTNL
C¸c thiÕt bÞ TTNL c¶n nhít ®Òu cã chÊt l−îng tho¶ m·n c¸c yªu cÇu vÒ kiÓm
tra. C¸c biªn b¶n kiÓm tra chÊt l−îng cña c¸c thiÕt bÞ TTNL c¶n nhít xin xem
chi tiÕt ë phÇn Phô Lôc “ C¸c biªn b¶n KiÓm tra kü thuËt thiÕt bÞ TTNL”.
123a
Kết luận
Trong trường hợp dßng chảy tầng và dừng, chất lỏng kh«ng nÐn được, c«ng thức
liªn hệ giữa lực và vận tốc là F=CV. ViÖc tÝnh to¸n dßng ch¶y qua lç khoan vµ qua
khe hë gi÷a piston vµ thµnh trong cña xy lanh lµ c¬ së ®Ó chÕ t¹o bé TTNL. C¸c c«ng
thøc thu ®−îc sÏ ®−îc lµm c¬ së ®Ó thiÕt kÕ vµ chÕ t¹o c¸c bé TTNL c¶n nhít. KÕt
qu¶ thÝ nghiÖm c¸c bé c¶n nhít thu ®−îc phï hîp sù tÝnh to¸n, b¶n vÏ thiÕt kÕ vµ cho
kÕt qu¶ sai lÖch gi÷a thùc nghiÖm vµ lÝ thuyÕt lµ ±5%.
TÝnh to¸n sè
Trªn h×nh 4.3 lµ s¬ ®å cña piston bé TTNL.
F
a
2R
l
V
H×nh 4.3. Piston bé TTNL
B»ng ph−¬ng ph¸p gÇn ®óng coi dßng ch¶y tÇng trong khe hë gi÷a piston vµ xy lanh
nh− dßng ch¶y gi÷a hai mÆt ph¼ng, c«ng thøc liªn hÖ gi÷a lùc t¸c dông lªn piston vµ
vËn tèc cña piston cña bé TTNL nh− sau:
CVF = (0.1)
Trong ®ã, -
1Π
= AC
- 2RA π=
-
)(6
3
1 aRl
a
+=Π µ
- a lµ khe hë gi÷a piston vµ xy lanh
- R lµ b¸n kÝnh trong cña xy lanh
- l lµ chiÒu dµi cña piston.
Víi c¸c gi¸ trÞ cho tr−íc cña bé TTNL nh− sau:
)/(5900),/(10*6
)//(10*980),(10*4.0),(10*5),(10*15.3
22
3322
cmkGsmV
smkgmamlmR
b ==
====
−
−−−−
σ
µ
Gi¸ trÞ tÝnh ®−îc cña F=27408 (N).
123b
- §iÒu kiÖn ch¶y tÇng cña bµi to¸n ®−îc kiÓm tra theo c«ng thøc sau:
( ) 58046.0
10*1000*10*)11.315.3(*2
10*6*10*11.3
)(2
v
62
222
21
2
2tb
<=+=
=+====
−−
−−
RR
VRAV
Q
R
Re πν
π
νχν
χ
ω
ω
ν
Trong ®ã, Re lµ hÖ sè Reynol <580 lµ ch¶y tÇng, R lµ b¸n kÝnh thuû lùc, vtb lµ vËn tèc
trung b×nh cña dßng ch¶y, ν lµ ®é nhít ®éng häc cña chÊt c¶n nhít, χ lµ chu vi −ít, ω
lµ tiÕt diÖn dßng ch¶y. Nh− vËy, gi¶ thiÕt ch¶y tÇng tõ ban ®Çu ®· ®−îc chøng minh lµ
®óng.
1
Mục lục
1. Lập quy trình công nghệ chế tạo bộ tiêu tán năng lượng 3
b. Phân tích và lựa chọn các mặt công nghệ, vật liệu, giá cả, hiệu quả, tuổi
thọ, cách lắp đặt… để quyết định phương án chế tạo thiết bị tiêu tán
năng lượng dùng nguyên lý cản nhớt
3
c Lập quy trình công nghệ chế tạo
4
Hình vẽ
1 Sơ đồ gia công mặt đầu trục trên máy phay ngang 7
2 Sơ đồ gia công đồng thời mặt đầu và lỗ tâm trụ trên máy chuyên dùng 8
3 Chi tiết ốp vào dây cáp 9
4 Khuôn dập 10
5 Chuẩn bị mép các chi tiết hàn 11
Bảng
1 Yêu cầu độ chính xác chế tạo thiết bị tiêu tán năng lượng 3
2 Dãy kích thước thẳng tiêu chuẩn dùng để chọn khi chế tạo các chi tiết
của bộ tiêu tán năng lượng
5
3 Tiêu chuẩn vát mép, lắp ghép và hàn 11
2
Qui trình công nghệ chế tạo thiÕt bÞ tiêu tán năng lượng (TTNL)
1. Các yêu cầu chế tạo của thiÕt bÞ TTNL phục vụ các công trình kỹ thuật
1.1 Yªu cÇu vật liệu và kỹ thuật của thiÕt bÞ tiêu tán năng lượng
Vật liệu dùng để chế tạo bộ tiêu tán năng lượng có độ bền tương đối cao:
- Khi áp suất đến 100kG/cm2 thì vật liệu có độ bền
215 60 /b kG mmσ = ÷
- Khi áp suất đến 100 - 200kG/cm2 thì vật liệu có độ bền
230 90 /b kG mmσ = ÷
- Khi áp suất > 200kG/cm2 thì vật liệu có độ bền
290 /b kG mmσ >
Yêu cầu vÒ độ chính xác khi chế tạo thiết bị tiêu tán năng lượng ®−îc cho trong B¶ng 1.
Bảng 1: Yêu cầu độ chính xác chế tạo thiết bị tiêu tán năng lượng
Vật liệu và
yêu cầu gia
công
Xi lanh Pittông Cần pittông Nắp Đồ gá lắp
ráp, phụ
kiện
Độ nhẵn bề
mặt
Không thấp hơn 8∇
Độ không
thẳng của chi
tiết trên 500
mm
Không lớn
hơn 0.03
- Không lớn
hơn 0.03
- Không lớn
hơn 0.03
Độ đảo mặt
mút
Không lớn
hơn 0.05
Không lớn
hơn 0.05
- Không lớn
hơn 0.05
Không lớn
hơn 0.05
Độ đảo bề
mặt so với
tâm xy lanh
Không quá dung sai của đường kính tương ứng
Độ chính xác
của ren
2 3 2-4 2 2
Độ không
vuông góc
trên chiều
dài 100mm
Không lớn
hơn 0.02
- Không lớn hơn 0.02 Không lớn
hơn 0.02
1.2. Yêu cầu của cơ cấu gá đặt lên công trình
Cơ cấu gá đặt dùng để kết nối thiết bị tiêu tán năng lượng lên công trình.
Cơ cấu gá đặt có các yêu cầu cơ bản:
- Lực kẹp phải đủ để thiết bị không bị xê dịch dưới tác dụng của tải trọng nhưng không
quá lớn so với các giá trị cần thiết để tránh sinh ra biến dạng.
- Không làm hỏng bề mặt do lực kẹp tác dụng vào.
- Thao tác nhanh, đỡ tốn sức.
- Kết cấu gọn, nhỏ, an toàn, thành một khối để dễ bảo quản, sửa chữa.
- Cố gắng làm cho phương, chiều của lực kẹp vuông góc và hướng vào mặt tiếp xúc.
2. Qui trình gia công chế tạo các chi tiết của bộ tiêu tán năng lượng
2.1. Yêu cầu về gia công
3
Gia công chi tiết phải chính xác và theo đúng với các kích thước quy định để có thể sẵn
sàng lắp đặt các chi tiết thay thế với các bản vẽ thiết kế. Các chi tiết tương tự nhau và các
chi tiết, bộ phận dự phòng phải có khả năng lắp lẫn.
Toàn bộ công tác gia công phải được thực hiện nhằm giữ cho các bề mặt liền kề khớp với
nhau. Các bề mặt chưa hoàn thiện phải được gia công đúng theo các đường nét và kích
thước thể hiện trên bản vẽ, và phải được làm nhẵn bề mặt không còn các vết gồ ghề, lồi
lõm.
Hoàn thiện các bề mặt của tất cả các chi tiết và bộ phận phải phù hợp với các yêu cầu phục
vụ tương ứng, và phải theo đúng với các bản vẽ được phê duyệt. Các bề mặt được gia công
hoàn thiện phải được thể hiện trong các bản vẽ chế tạo bằng các biểu tượng tiêu chuẩn hoá
tương ứng.
2.2. Các nguyên công chính
Nguyên công 1: Chuẩn bị phôi
Các chi tiết dạng trục là loại chi tiết xuất hiện chủ yếu trong bộ tiêu tán năng lượng bao
gồm xy lanh, trục piston và các chi tiết lắp ghép bộ tiêu tán năng lượng lên cầu. Chúng có
bề mặt cơ bản cần gia công là mặt tròn ngoài. Mặt này thường dùng làm mặt lắp ghép. Tuỳ
theo kết cấu mà có thể chia các chi tiết dạng trục ra các loại sau:
- Trục trơn: trục piston.
Trên suốt chiều dài của trục chỉ có một kích thước đường kính d. Khi L/d<4: trục trơn ngắn;
L/d = 4÷10: trục trơn thường; L/d>10: trục trơn dài.
- Trục rỗng: loại trục rỗng được dùng làm trục piston trong một số trường hợp.
a. Điều kiện kỹ thuật
Khi chế tạo các chi tiết của bộ tiêu tán năng lượng có dạng trục cần đảm bảo các điều kiện
kỹ thuật sau:
- Kích thước đường kính các cổ lắp ghép yêu cầu đạt cấp chính xác 7-10, trong một số
trường hợp cần đạt cấp 5.
- Độ chính xác về hình dáng hình học như độ côn, độ ô van của các trục nằm trong giới
hạn 0,25-0,5 dung sai đường kính cổ trục.
- Độ nhám của các cổ trục lắp ghép đạt Ra=1,25-1,16, của các mặt đầu Rz=40-20 và bề
mặt không lắp ghép Rz=80-40.
- Bề mặt trục piston được tôi cứng 30HRC và sau đó được mạ crôm đạt độ dày 30-50µm.
Về tính chất cơ lý của bề mặt trục như độ cứng bề mặt, độ thấm tôi tuỳ từng trường hợp cụ
thể mà đặt điều kiện kỹ thuật.
Ngoài ra đối với một số trục làm việc với tốc độ cao còn có yêu cầu cân bằng tĩnh và cân
bằng động.
b. Vật liệu và phôi dùng để chế tạo các chi tiết dạng trục của bộ TTNL
Vật liệu để chế tạo các chi tiết dạng trục của bộ tiêu tán năng lượng bao gồm thép cácbon
như thép 35, 40, 45; thép hợp kim như thép crôm, crôm-niken, 40X; 40Γ; 50Γ v.v…
Việc chọn phôi để chế tạo trục phụ thuộc vào hình dáng, kết cấu và sản lượng của loại trục
đó. Đối với chi tiết dạng trục của bộ tiêu tán năng lượng thì tốt nhất là dùng phôi thanh.
Xem B¶ng 2.
Bảng 2. Dãy kích thước thẳng tiêu chuẩn dùng để chọn khi chế tạo các chi tiết của bộ tiêu
tán năng lượng, [6]
Giá trị kích thước tiêu chuẩn
300 500 800 1000 1600 3000
c. Tính công nghệ trong kết cấu của chi tiết dạng trục trong bộ TTNL
Khi thiết kế chi tiết dạng trục cần phải chú ý đến các vấn đề sau:
4
- Các bề mặt trên trục có khả năng gia công được bằng các dao thông thường.
- Giảm đường kính trục đến mức có thể mà vẫn đảm bảo mọi chức năng làm việc của nó.
- Gia công trục trên các máy tiện, máy CNC.
Nguyên công 2: Khoả mặt đầu đạt kích thước dài, khoan lấy dấu tâm, tiện thô và tinh
Khả năng công nghệ của phương pháp tiện trong chế tạo bộ tiêu tán năng lượng
Tiện có thể tạo được nhiều hình dạng bề mặt khác nhau như các mặt trụ của xy lanh,
píttông, các mặt đầu, ren trong và ngoài.
a. Chuẩn định vị khi gia công chi tiết trục:
Đối với các chi tiết dạng trục yêu cầu về độ đồng tâm giữa các cổ trục là rất quan trọng. Để
đảm bảo yêu cầu này, khi gia công trục cần phải dùng chuẩn tinh thống nhất.
Chuẩn tinh thống nhất khi gia công các chi tiết dạng trục là hai lỗ tâm côn ở hai đầu của
trục. Dùng hai lỗ tâm côn làm chuẩn, có thể hoàn thành việc gia công thô và tinh hầu hết
các bề mặt của trục.
b. Thứ tự các nguyên công và biện pháp công nghệ chế tạo chi tiết dạng trục trục của bộ
tiêu tán năng lượng
Thứ tự gia công các bề mặt
Việc lập trình tự gia công các bề mặt và chọn thiết bị cho các chi tiết dạng trục phụ thuộc
vào các yếu tố cơ bản như hình dáng, kích thước, độ cứng vững, yêu cầu độ chính xác đạt
được cũng như sản lượng hàng năm. Khi chế tạo các chi tiết dạng trục trơn có thể chia ra
các giai đoạn chính sau:
b.1. Gia công chuẩn bị.
- Cắt đứt phôi theo kích thước dài hoặc bội số của chiều dài trên máy nhiều trục hoặc
máy cắt đứt tự động chuyên dùng, máy cưa, cũng có thể cắt đứt trên máy tiện
- Khỏa hai mặt đầu và khoan hai lỗ tâm. Nếu trục dài phải dùng luynet thì cần phải có
nguyên công gia công cổ đỡ.
b.2. Gia công trước nhiệt luyện
- Tiện thô và bán tinh các mặt trụ trên máy tiện (thường dùng hai lần gá để gia công hai
đầu).
- Tiện tinh các mặt trụ. Nếu là trục rỗng thì sau khi tiện thô và bán tinh phải khoan và
doa lỗ rồi mới gia công tinh mặt ngoài.
- Mài thô một số cổ trục để đỡ chi tiết khi phay.
- Nắn thẳng trục có Φ 10.
- Gia công các lỗ vuông góc hoặc làm thành một góc đường tâm trục, gia công các mặt
có ren, mặt không quan trọng.
b.3. Nhiệt luyện
b.4. Nắn thẳng sau khi nhiệt luyện để khắc phục biến dạng
b.5. Gia công tinh sau nhiệt luyện
- Mài thô và tinh các cổ trục.
- Mài thô và tinh các mặt
- Đánh bóng
- Tổng kiểm tra.
c. Biện pháp thực hiện các nguyên công chính
c.1. Khoả mặt đầu và khoan lỗ tâm
Khi chế tạo các trục có chiều dài L>120mm từ phôi thanh thì hai lỗ tâm được dùng làm
chuẩn định vị. Sau khi cắt đứt phôi thì khoả mặt đầu và khoan lỗ tâm phải được thực hiện
tiếp theo ngay. Công việc này được thực hiện theo các phương pháp sau:
Trong sản xuất đơn chiếc và loạt nhỏ thường phay hai mặt đầu của trục, sau đó lấy dấu rồi
khoan lỗ tâm theo dấu. Cũng có thể gá trục lên mâm cặp, tiện mặt đầu, khoan tâm, sau đó
đổi đầu để gia công phía còn lại.
Trong sản xuất loạt lớn và hàng khối, việc khoả mặt đầu và khoan lỗ tâm được thực hiện
5
theo một trong ba cách như sau:
+ Phay mặt đầu trên máy phay có tang quay, sau đó khoan lỗ tâm trên máy khoan hai phía.
+ Phay mặt đầu trên máy phay nằm ngang và gia công lỗ tâm trên máy chuyên dùng. Hình
1 là sơ đồ gia công mặt đầu của trục trên máy phay nằm ngang trong dạng sản xuất hàng
loạt. Sau mỗi lần chuyển dao tại vị trí II lấy ra được một trục đã gia công xong cả hai đầu,
trục ở vị trí I được chuyển sang vị trí II để cắt đầu thứ hai, còn trong vị trí I phôi mới được
đặt vào để cắt đầu thứ nhất. (Xem h×nh 1)
Theo hai cách trên đây, việc khoả mặt, khoan tâm được chia thành hai nguyên công.
1
2
II
I
4 3
5
Hình 1. Sơ đồ gia công mặt đầu trục trên máy phay ngang
1. Khối V định vị; 2- Khối V kẹp chặt
3- Chi tiết gia công; 4- Chốt tỳ; 5- Dao phay.
+ Cách thứ ba là trên một nguyên công đồng thời phay mặt đầu và khoan lỗ tâm ở cả hai
phía trên máy chuyên dùng. Cách này dùng trong dạng sản xuất hàng loạt lớn và hàng khối.
Sơ đồ gia công theo cách này được trình bày trên hình 2.
2
3
5
B1
B2
B1
B2
4
A1
A2
1
Hình 2. Sơ đồ gia công đồng thời mặt đầu và lỗ tâm trụ trên máy chuyên dùng
i. Xe dao; 2- Các khối V định vị và kẹp chặt
3- Chi tiết gia công; 4- Mũi khoan tâm; 5- Dao phay
Chi tiết gia công được định vị và kẹp bằng các khối V. Để phay xong cả hai mặt đầu bằng
hai dao, bàn máy mang vật dịch chuyển A1 rồi dừng lại ở vị trí khoan tâm. Lúc này các trục
chính mang mũi khoan tâm thực hiện chuyển động quay và B1 để dùng khoan tâm ở cả hai
đầu. Sau khi làm xong, trục chính thực hiện dịch ra B2 bàn máy thực hiện chuyển động A2
để về vị trí tháo chi tiết gá phôi mới. Máy dạng này là máy chuyên dùng, bán tự động.
c.2. Tiện thô và tiện tinh mặt trụ
Công việc tiện thô và tiện tinh được thực hiện trên máy tiện vạn năng. Việc gia công lỗ
6
tâm trên các trục được làm theo dấu. Nếu thực hiện trên máy tiện thì trục được kẹp một
đầu vào mâm cặp.
Nguyên Công 3: Chế tạo chi tiết kết nối vào dây cáp bằng phương pháp dập nóng
(t=1500oC) (H×nh 3)
100
180
10
R40
Hình 3: Chi tiết ốp vào dây cáp
50
0
75
10
0
25
0
75
75
1250
55
0
a) Nguyên công dập thô
7
01
02
03(x2)
04
05
06
07
08
07 DH SPRING Ø30 x 50
50
0
75
10
0
25
0
75
75
1250
55
0
b) Nguyên công dập tinh
Hình 4: Khuôn dập tai hồng của bộ TTNL
Sau khi dập ta chuyển các chi tiết trên sang nguyên công khoan, phay, làm sạch bề mặt và
nhuộm màu đen.
Nguyên công 4: Khoan các lỗ lắp ghép bulông trên các mặt của chi tiết tai hồng, mặt
bích, H×nh 4.
- Chọn mũi khoan, tarô: ∅22, ∅11, M10 để khoan các lỗ lắp ghép bulông trên bề mặt các
chi tiết kết nối.
- Máy khoan: Chọn loại máy khoan đứng.
Nguyên công 5: Phay, mài tinh các mặt phẳng của các chi tiết kết nối bộ TTNL vào
dây cáp và cầu
Nguyên công 6: Hàn các mối hàn theo bản vẽ chế tạo tuân thủ quy trình hàn
a. Các đặc tính kỹ thuật cơ bản của mối hàn phải phù hợp với vật liệu chủ thể như đã được
quy định trong các tiêu chuẩn tương ứng. Tất cả các mối hàn nối thép tấm theo chiều ứng
suất chính phải được hàn đơn hoặc kép. Các tấm kim loại gần nhau chịu ứng suất cao phải
có chiều dầy chênh nhau tối đa 3mm. Nếu sự chênh lệch lớn hơn thì tấm kim loại dày hơn
phải được vát mép với độ nghiêng tối đa là 1:4. Các mối hàn cơ bản phải được chế tạo từ
phẳng theo quy đinh trong quy trình hàn đã được phê duyệt. Bên cạnh đó, tất cả các mối
hàn tiếp xúc với chất lỏng nhớt phải được mài nhẵn. Trước khi hàn, phải loại bỏ các mối
hàn đính có khuyết tật hoặc rạn nứt. Đối với các mối hàn nối đầu kép, phần chân các mối
hàn phải được loại bỏ hoàn toàn bằng cách mài hoặc đo lại trước khi tiếp tục hàn trên các
cạnh khác để tránh đóng cặn.
b. Xử lý vật liệu thép trước khi hàn
b.1. Chuẩn bị bề mặt làm sạch và sơn lớp đầu tiên
8
Chuẩn bị mép các chi tiết hàn
- Làm sạch gỉ, dầu mỡ và các chất bẩn khác trên mép hàn và hai bên.
- Vát mép bằng máy (máy bào tôn hoặc bằng máy cắt khí không để lại vết cắt khấc).
Làm sạch mép hàn:
- Đối với mối hàn giáp mối: (Hình 5.a)
Chiều rộng làm sạch mép hàn L: L=b/2+(5÷10mm)
B: Chiều rộng mối hàn
- Đối với mối hàn chữ - T (Hình 5.b)
L1=K+(5÷10mm)
L2=δ+2K+(5÷10mm)
L3=δ+2h+(5÷10mm)
b-chiều rộng mối hàn
k- cạnh mối hàn góc
Tiªu chuÈn v¸t mÐp, lắp ghÐp và hàn ®−îc cho trong B¶ng 3.
a)
b
L
Ph¹m vi lµm s¹ch
δ
Ph¹m vi lµm s¹chk
k
k
k
L2
L 1
b)
Hình 5: Chuẩn bị mép các chi tiết hàn
Bảng 3. Tiêu chuẩn vát mép, lắp ghép và hàn, [4]
Kiểu
môi
hàn
KẾT CẤU MỐI HÀN S S1
Không nhỏ
hơn
a k
2-2,5
3-4,5
5-6
7-9
10-15
16-21
No 1
k
k
k
k
a
S1
S
22-30
0,7S
0+1
0+2
0+3
3+2
2
14
+
−
2
15
+
−
2
16
+
−
27±
28±
2-2,5 No 2
3-4,5
0,7S 0+1
0+2
3+2
9
5-6
7-9
10-15
16-21
k
k
S
S1
a
22-30
0+3
2
14
+
−
2
15
+
−
2
16
+
−
27±
28±
S S1
a=e b
Không
lớn hơn
c No 3 S
S1
e
50°±5°
b
ca
4
6
8
10
12
14
16
0,7S 0+1
1
22
+
−
10
14
16
20
22
26
28
1
33
+
−
3
34
+
−
S S1
e b
Không
lớn
hơn
3
3c
+
−
No 4
48°
S
S1
a
e
b
c
12-
16
18-
22
24-
28
30-
34
36-
40
42-
46
0,7S 4-5
6-7
8-9
10-
11
12-
13
14-
15
16
20
22
26
28
30
3
5
6
6
8
S=S1 h b
Không
lớn hơn
c
12-14 5-6 18
16-18 7-8 20
20-22 9-10 22
24-26 11-12 26
No 5 50°
S
S1
h
c
b
28-30 13-14 28
2
0,50,5
+
−
3
0,50,5
+
−
No 6 S S1 b k
10
2±2
S
S1
40°±5°
k
3±
1
b
8
9
10
12
14
16
18
20
≥0,7S 13+3
15+3
3
320
+
−
4
425
+
−
4
5
6
Nguyên Công 7: Mạ Crôm các chi tiết cần piston, đầu piston, mạ kẽm các chi tiết kết
nối với rầm cầu, nhuộm chi tiết tai hồng kết nối với dây cáp
Nguyên Công 8: Sơn màu bộ tiêu tán năng lượng bằng công nghệ sơn ô tô.
- Làm sạch bề mặt bộ tiêu tán năng lượng bằng giấy ráp tinh.
- Dùng băng dính để cuốn che phần trục piston
- Sơn lớp thứ nhất là lớp sơn lót
- Sơn lớp thứ hai là lớp sơn chính thức
- Sơn lớp thứ ba là lớp sơn bóng
- Sấy ở nhiệt độ 50oC để làm căng bề mặt lớp sơn bóng, tăng độ bóng, đẹp trong 5 giờ.
- Bao gói bằng vải, cho vào hộp giấy.
Nguyên công 9: Lắp ráp các chi tiết chế tạo thành bộ tiêu tán năng lượng
Các khớp nối bằng bu-lông và đai ốc
Các khớp nối bằng bu-lông phải được thiết kế và hoàn thiện phù hợp với các thực tiễn kỹ
thuật và tuân theo các tiêu chuẩn đã được chấp thuận. Tất cả các lỗ bu-lông phải được
khoan, đục theo yêu cầu sao cho khớp với bu-lông với độ chính xác thích hợp. Các bu-lông
phải có vòng đệm và khoá hãm như yêu cầu. Các bộ phận để ghép chính xác phải được lắp
với các chốt dẫn hướng. Nói chung, các lỗ để bắt bu-lông, đai ốc phải có cùng khả năng
bảo vệ chống han rỉ như các thiết bị còn lại (chủ thể).
Bu-lông và đai ốc phải có các đường ren tiêu chuẩn tính theo hệ mét và phải được chế tạo
từ thép không gỉ.
Tất cả các khớp nối bằng bu-lông và đai ốc phải được bảo vệ chống han rỉ thích hợp. Tất
cả các bu-lông, đai ốc, đinh và vít (bao gồm cả các vòng đệm) đều phải được chế tạo từ
thép không gỉ hoặc được mạ kẽm nóng với chất lượng. Bu-lông và vít có đầu kiểu lục giác.
Nguyên công 10: Kiểm tra các kích thước lắp ráp và kiểm tra hoạt động của bộ tiêu
tán năng lượng không bị kẹt, rò rỉ dầu.
Các kích thước phải đạt đúng theo bản vẽ và yêu cầu kỹ thuật ghi trên bản vẽ như độ bóng
bề mặt, các mối hàn phải ngấu, không rỗ, khuyết tật. Để thực hiện điều này ta làm theo
trình tự như sau:
- Mối hàn phải tuân thủ theo yêu cầu của AWS D1.1. Mối hàn thép không gỉ phải được thực
hiện tại phân xưởng trang bị có sử dụng điện cực hàn bằng thép không gỉ.
- Các thiết bị tiêu tán năng lượng phải được đánh số cho từng thiết bị. Các số phải bao gồm
lô của sản phẩm, ngày chế tạo, lực thiết kế, và số của thiết bị.
- Các thiết bị tiêu tán năng lượng phải được lắp ráp tại nhà máy. Nó cũng phải có thể tháo rời
trong quá trình kiểm định bộ phận. Do đó các bộ phận có thể phải được đánh số như trên bản
vẽ chế tạo để có thể lắp lại hoàn chỉnh như cũ.
- Nhà chế tạo phải cung cấp toàn bộ các bản vẽ chế tạo, vật liệu, yêu cầu kỹ thuật chất lượng.
11
Tài liệu tham khảo
1. Sổ tay thiết kế cơ khí, Tập I, II, III, IV, Viện nghiên cứu cơ khí, 1977.
2. Công nghệ chế tạo máy, Trường Đại học Bách khoa Hà Nội, Nhà xuất bản khoa học và
kỹ thuật, 1998, Tập 1,2.
3. Đồ gá, Cơ khí hoá & Tự động hoá, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật, 1999.
4. Tài liệu hướng dẫn thiết kế môn học chế tạo phôi, Trường Đại học Bách khoa Hà Nội,
1978.
5. ASAB, Welding Handbook, Filler material for manual and automatic welding.
6. Sổ tay Công nghệ chế tạo máy, tập 1, 2, Nhà xuất bản khoa học kỹ thuật, 2001.
7. Sổ tay thiết kế cơ khí, Nhà xuất bản khoa học kỹ thuật, 2004.
8. Vật liệu học, Trường Đại học Bách khoa Hà Nội, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật,
2001.
9. Công nghệ dập nguội, Trường Đại học Bách khoa Hà Nội, Nhà xuất bản khoa học và
kỹ thuật, 2000.
b¸o c¸o khoa häc t¹i héi th¶o
nagoya - NhËt B¶n
Proceedings of Japan-Korea Joint Seminar on Steel Bridges
Nagoya, Japan, August 2-4, 2005
VIBRATION CONTROL OF STAYED CABLES USING FLUID DAMPERS
N. D. Anh 1, P.X. Khang 1, T. X. Khiem 2, N. N. Long 3, N.C. Sang 4, P.X. Son 5, N.C. Thang 4, T.H.Vinh 1,
and H. Matsuhisa 6,
1 Institute of Mechanics, Vietnam
2 Department of inspection, Vietnam
3 Hanoi University of transportation, Vietnam
4 National Research Institute of Mechanical Engineering, Vietnam
5 TEDI Corporation, Vietnam
6 Department of Mechanical Engineering, Kyoto University, Japan
The purpose of this paper is to outline some principal steps in the problem of taut cable vibration mitigation by
using linear viscous damper. The structure and concept for fluid viscous damper are presented with numerical
analysis and experiments. The damper performance with respect to the cable vibration modes is of particular
interest. The dynamics of the cable-damper system depends on the frequency, the location of damper,
parameters of the damper. The modal damping ratios and optimal values of parameters of the damper are
investigated. The experiments with fluid dampers-cables system are carried out in the Laboratory and on Ben
Coc stayed cable bridge in Hatay province, Vietnam.
1. INTRODUCTION
In recent years, construction of cable-stayed bridges has been very active in the world. Vietnam
and Japan develops an intensive cooperation in cable bridges construction, namely Can Tho Bridge
funded by JBIC (Japan Bank of International Cooperation) with cost of 38 billion JY and Bai Chay
Bridge funded through ODA with an estimated cost of 70 million USD.
The problems of monitoring, maintenance and vibration control of cable bridges are of high
interest [1, 2]. Stayed cables used in long span bridges are flexible and hence they may lead to
large-amplitude cable vibrations induced by direct environmental loads such as those by moving
vehicles, wind or wind-rain combination. The significant influence of cable vibration on the
dynamics of cable-stayed bridges has been indicated by many authors [3, 4]. Thus, the cable
vibration control problem is a serious concern to engineers in the design of new bridges and retrofit
of existing bridges. Full-scale measurements show that vibrations of moderate amplitude can occur
over a wide range of modes of cable vibration [5]. Damping elements are efficient tools for
structures to achieve high performance at relatively low cost when the structures are subjected to
external disturbances. To suppress undesired cable vibrations subjected to dynamic loadings one
may install passive, active or semi-active energy dissipation devices close to the cable end at bridge
desk [6]. In recent years, serious efforts have been undertaken to investigate energy dissipation
systems, such as friction, viscous, tuning mass or liquid dampers, which are characterized by a
capacity to dissipate energy when subjected to deformation or motion [7]. The energy dissipation
may be achieved either by converting kinetic energy to heat or by transferring energy among
vibration modes. When a stayed cable is subjected to moderate external disturbance, a good
performance may be expected when connected to linear fluid viscous damper. A fluid viscous
damper dissipates energy by forcing a fluid through an orifice causing a damping force. In the linear
viscous dampers this force is proportional to the relative velocity between the damper ends. As it
was shown by Lee and Taylor [8] the addition of currently available dampers to a structure could
provide damping ratio as high as 35%. Fluid viscous dampers have been investigated and
numerically investigated by many authors [9-12]. Nonlinear viscous dampers design has recently
been addressed by Pekan et al. [13]. Some studies have been published regarding viscous dampers
design methodologies. Gluck et al. [14] suggested a design method for supplemental dampers in
multi-story structures, adapting the optimal control theory by using a linear quadratic regulator
(LQR).
The purpose of this paper is to outline some principal steps in the problem of taut cable
vibration mitigation by using linear viscous dampers. The structure and concept of fluid viscous
damper for cable vibration are presented with a comparison of theoretical calculation and
experiment for a fluid viscous damper. The damper performance in the cable vibration modes is of
particular interest. The dynamics of the cable-damper system depends on the frequency, the location
of damper, parameters of the damper. The modal damping ratios and optimal values of parameters
of the damper are investigated. The experiments with fluid dampers-cables system are carried out in
the Laboratory and on Ben Coc stayed cable bridge in Hatay province, Vietnam.
2. FLUID VISCOUS DAMPER
A prototype fluid viscous damper was manufactured as shown in Fig. 1. This damper has the
following parameters; stroke is 0.05m, diameter of cylinder is 0.04m and the designed damping
force is F=0.1939*V (kN/cm/s), where V is the velocity.
In order to check the designed damping force, a test in the laboratory was carried out as shown
in Fig. 2. The damper was tested at three frequencies and amplitudes of piston stroke, namely f 1, 2, 3
=1, 2, 3 (Hz) and A1,2,3 =1.0, 0.85, 0.75 (cm), respectively. The displacements of the piston are
X(t)=A1,2,3*sin(2πf1,2,3t). The experimental results in comparison with theoretical calculations
Fig. 1 Prototype damper for testing in laboratory.
Fig. 2: Test set up in the laboratory.
ragarding the relationship between damping force F and the displacement of damper at three
different frequencies are plotted in Fig. 3. According to these figures the closed loops of
displacement and damping force are ellipses. Fig. 4 also shows the experimental results in
comparison with theoretical results regarding the relationship between damping force F and velocity
V of the damper, where V(t) =A1,2,3*2πf1,2,3*cos (2πft). This shows that the theoretical and
experimental results are in good agreement.
3. DAMPER-CABLE SYSTEM
The free vibration of a taut cable with attached linear viscous damper near the end of the cable
was investigated [15] and extended by Krenk [16] who used a complex wave number to obtain an
asymptotic solution for the modal damping. A numerical investigation was carried out by Pachero et
al. [17] to obtain modal damping estimation curves. The effect of the damper depends on its
adequate damping coefficient, namely if the damper force is too large it will act as a support, and if
Frequence 1.0 Hz
-1,5
-1
-0,5
0
0,5
1
1,5
-15 -10 -5 0 5 10 15
Displacement, mm
D
am
pi
n
g
F
or
ce
,
k
N
Frequence 2 Hz
-2,5
-2
-1,5
-1
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
-10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10
Displacement, mm
D
am
pi
ng
F
or
ce
,
kN
FREQUENCE 3 Hz
-3
-2
-1
0
1
2
3
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
Displacement, mm
D
am
pi
n
g
F
or
ce
,
kN
Fig.3 Loops of damping force/ displacement in testing frequency of 1 Hz, 2 Hz, 3 Hz
(thick lines are theoretical results and thin lines are experimental results).
Frequence 1.0 Hz
-1,5
-1,2
-0,9
-0,6
-0,3
0
0,3
0,6
0,9
1,2
1,5
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
Velocity, cm/s
D
am
pi
ng
fo
rc
e,
k
N
Frequence 2 Hz
-2,5
-2,0
-1,5
-1,0
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
-16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14
Velocity, cm/s
D
am
pi
ng
F
or
ce
, k
N
FREQUENCE 3 Hz
-2,8
-2,4
-2
-1,6
-1,2
-0,8
-0,4
0
0,4
0,8
1,2
1,6
2
2,4
2,8
-20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20
Velocity, cm/s
D
am
pi
ng
F
or
ce
, k
N
Fig.4 Damping force – Velocity in testing frequency 1 Hz, 2 Hz, 3 Hz.
(thick lines are theoretical results and thin lines are experimental results).
Fig. 5 A model of taut cable with a viscous damper.
the damper force is too small it will fail to dissipate energy. Within two limits there would be an
intermediate optimal tuning of damper corresponding to a maximum modal damping.
3.1 Damping Characteristic of a Cable with a Damper
The problem of the taut cable vibration mitigation by using transverse linear viscous damper is
considered. The effect of sag and bending stiffness is neglected here because the linear taut-string
approximation is used. Thus, considering small free vibration of a cable-damper system assume that
the cable force is large compared to its weight, bending stiffness and internal damping are
negligible. A model of a simply supported taut cable with linear viscous damper is shown in Fig. 5.
The transverse vibration of the cable-damper system is described by the equation
)(),(2
2
2
2
lx
t
tluc
x
uH
t
um −∂
∂=
∂
∂−
∂
∂ δ ,
(1)
where u(x,t) is transverse deflection, m is mass per unit length, H is horizontal cable force, x is
coordinate along the cable chord axis, and δ(x) is the Dirac delta function. The solution can be given
by the form of separate variables as
)()(),( tTxXtxu = . (2)
sin , 0
( ) , ( )
sin ( ),
i t
mA x x l
HT t e X x
mB L x l x L
H
λ
λ
λ
⎧ ≤ ≤⎪⎪= = ⎨⎪ − ≤ ≤⎪⎩
(3)
Taking into account the continuity of displacement at the point of damper location yields
sin sin ( ) ( )m mA l B L l X l
H H
λ λ= − = .
(4)
The conditions of forces balance at the point of damper location is
t
tluc
x
u
x
uH
lxlx ∂
∂=⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛
∂
∂−∂
∂
−=+=
),( .
(5)
This gives the following equation [16]
( )cos cos ( )m m icX lA l B L l
H H mH
λ λ+ − = −
.
(6)
Eqs. (4) and (6) give the frequency equation which determines the eigenvalues iλ .
Here, the following dimensionless damping parameter is introduced.
.c
mH
θ =
(7)
The damped natural frequency iω and the modal damping ratio iξ are given by
Re( )i iω λ=
,
Im( )i
i
λξ θ= . (8)
The damped frequencies and damping ratios of each vibration mode are functions of Ll / and θ in
different.
Suppose the damper location is given. In order to investigate the behaviour of modal damping ratios,
iξ versus θ corresponding to the first three vibration modes (i=1, 2, and 3) are shown in the Fig.
6(a) for the interval θ = [0,100] and for .05.0/ =Ll Fig. 6(b) depicts three curves of ξ1
corresponding to three different damper locations: / 0.05, 0.1, and 0.3.l L = It is seen that the
modal damping ratios increase when θ is increasing. They reach almost the same maximal value but
at different values of θ, as shown in Table 1. Thus, the tuning effect of damper can be clearly seen
in the Fig. 6(a, b, c). Further, the damping effect is better when the relative distance of damper
location is larger. It is obtained in the Figure 6c that the maximum damping ratio is larger for higher
frequencies, see also Table 1. Plots of non-dimensional damped frequencies 01/iω ω versus θ are
shown in Fig.s 7(a,b) where 01ω is the undamped fundamental natural frequency.
Table 1: Maximum modal damping ratios.
Fig. 7(a) Plots of non-dimensional damped
frequencies 011 /ωω versus θ.
Fig. 7(b) Plots of non-dimensional damped
frequencies 01/iω ω versus θ.
θ 6.45 3.25 2.25
ξ
ξ1max
=0.0264
ξ2max
=0.0267
ξ3max
=0.0272
Fig. 6(a) Plots of ξ versus θ. Fig. 6(b) Plots of ξ1 with different Ll/ .
Fig. 6(c) Plots of ξ1 and ξ7 versus θ.
3.2 Cable-Damper Experiment in Laboratory
In order to check the theoretical
result, a experiment of damper-cable
system was carried out in Laboratory
for different parameters (damping
forces, cable tensions) of damper and
cable as shown in Fig. 9. The
theoretical and experimental results
were in reasonable agreement.
4. CABLE-DAMPER EXPERIMENT IN SITU
Ben Coc stayed cable bridge designed by Thang Long Consultant under Thang Long
Construction Corporation was built in 2002. The bridge has 3 spans, 4m-width, main girder is made
of shape steel I450, cross girder is of I400, cross bracing is of L100x10 and L75x8. Bridge deck is
concrete. Design load is H10 (means traffic flow with the trucks weigh 10T, distance 4 m/each, and
one heavy truck 13T). Piers are concrete columns, and two towers are steel frames. Cable
characteristic per a strand: Cross section area-140mm2, weight/1m-1,37 kg (see Fig.10). Cable
acceleration response without and with dampers are shown in Figs. 11 and 12, respectively.
Vibration reduction of cable acceleration is shown in Table 2. It is seen that the efficiency is about
30%.
Fig.9 Damper-cable experiment in the Laboratory
Fig. 10 Damper-cable experiment in Ben Coc Bridge.
Without damper With damper
First
measurement
m/s2
Second
measurement
m/s2
First
measurement
m/s2
Second
measurement
m/s2
Efficiency
(%)
Cable No.1 2.64 2.59 1.78 1.64 32.58
Cable No.2 2.12 2.08 1.25 1.51 28.77
5. CONCLUTION
Construction of cable-stayed bridges has been very active in the world, in particular, become
popular in Vietnam. Stay cables used in long span bridges are made of strands of high strength and
therefore have very low internal damping and are prone to vibrations. Thus, the cable vibration
control problem is a serious concern to engineers in the design of new bridges and for retrofit of
existing bridges. To suppress undesired cable vibrations subjected to dynamic loadings one may
install passive, active or semi-active energy dissipation devices close to the cable end at bridge desk.
In recent years, serious efforts have been undertaken to investigate energy dissipation systems, such
as friction, viscous, tuning mass or liquid dampers, which are characterized by a capacity to
dissipate energy when subjected to deformation or motion. In this paper some principal steps in the
problem of taut cable vibration mitigation by using a linear viscous damper are outlined. The
structure and concept for fluid viscous damper are presented with numerical and experimental
2.5 5.0 7.5 10.0 12.5
1.5
1.0
0.5
0.0
-0.5
-1.0
-1.5
1.5
1.0
0.5
0.0
-0.5
-1.0
-1.5
m/s2
Fig.12 Cable acceleration response
With damper.
Fig.11 Cable acceleration response
without damper.
Table 2 Maximum values of cable acceleration.
comparison for a fluid viscous damper. The damper performance in the cable vibration modes is of
particular interest. The modal damping ratios and optimal values of parameters of the damper are
investigated. The experiments with fluid dampers-cables system are carried out in the Laboratory
and on Ben Coc stayed cable bridge in Hatay province, Vietnam.
REFERENCES
1. D.L. Balageas (Ed.), Structural Health Monitoring 2002, Destech Publications, Lancaster, 2002.
2. Y. Fujino, Vibration, control and monitoring of long-span bridges-recent research, developments
and practice in Japan, Journal of Constructional Steel Research, Volume 58, Issue 1, January
2002, Pages 71-97.
3. Abdel-Ghaffar A.M., Khalifa M.A., Importance of cable vibration in dynamics of cable-stayed
bridges. ASCE J. of Engineering Mechanics, 1991, 117, 2571-2589.
4. Caetano E. et al., The role of stay cables in the seismic response of cable-stayed bridges, 16th Int.
Conf. on Modal Analysis, Santa Barbara, California, USA, 1998, vol.2, 1346-1352.
5. Main, J. A., and Jones, N. P., Full-scale measurements of stay cable vibration, 10th Int. Conf. on
Wind Engineering, Balkema, Rotterdam, The Netherlands, 1999, 963–970.
6. Premont, A. Vibration control of active structures, Second Edition, Kluwer, Dordrecht.
7. Soong T.T., Supplemental energy dissipation: State-of-the-art and state-of-the-practice, Int. Conf.
on Advances in Structural Dynamics, Eds. Ko J.M. and Xu Y.L., Elsevier, 2000, 109-120.
8. D. Lee and D.P. Taylor, Viscous damper development and future trends. Struct Des Tall Buil 10 5
(2002), pp. 311–320.
9. D.P. Taylor and M.C. Constantinou, Testing procedures for high-output fluid viscous dampers
used in building and bridge structures to dissipate seismic energy. Shock Vib 2 5 (1995), pp.
373–381.
10. Aiken, I.D. and Kelly, J.M., Cyclic Dynamic Testing of FVDs. Proceedings, Caltrans, Fourth
Seismic Research Workshop, Sacramento, California, July, 1996.
11. Fu, Y. and Kasai, K. (1998), Comparative Study of Frames Using Visco-elastic and Viscous
Damper, Journal of Structural Engineering, ASCE, 124(5), 513-522.
12. Constantinou, M.C., Tsopelas, P., Hammel, W. and Sigaher, A.N. (2000), “New Configurations
of Fluid Viscous Dampers for Improved Performance”, Symposium of Passive Control Structures
– 2000, Tokyo Institute of Technology, 261-272.
13. Pekan, G., Mander, J.B. and Chen, S.S. (1999), “Fundamental Considerations for The Design of
Nonlinear Viscous Damper”, Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 28, 1405-1425.
14. N. Gluck, A.M. Reinhorn, J. Gluck and R. Levy, Design of supplemental dampers for control of
structures. J Struct Eng 122 12 (1996), pp. 1394–1399.
15. Kovacs, Zur Frage der Seilschwingungen und der Seildampfung. Die Bautechnik 59 10 (1981),
325–332.
16. Krenk S., Nielsen R. K., Vibration of a shallow cable with a viscous damper. Proceedings of the
Royal Society, London, A 458 (2001), 339–357.
17. Pacheco, B. M., Fujino, Y., and Sulekh, A., Estimation curve for modal damping in stay cables
with viscous damper, J. Struct. Eng.,1993, 119, N6, 1961–1979.
Các file đính kèm theo tài liệu này:
- 1 103.pdf