Bài giảng - Thủy điện 2- chương 17

Chia sẻ: Sam Sara | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:27

Thêm vào BST

Báo xấu

310
lượt xem 101
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Chương XVII. TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH VÀ KẾT CẤU PHẦN DƯỚI NƯỚC CỦA NHÀ MÁY THUỶ ĐIỆN Chương này nghiên cứu về tính toán ổn định và kết cấu của nhà máy thuỷ điện, khác nhà công nghiệp thông thường; nhà máy thuỷ điện có kết cấu dạng khối rất phức tạp. Toàn bộ nhà máy và từng kết cấu riêng phải đảm bảo ổn định và đủ độ bền dưới tác dụng của mọi tổ hợp tải trọng tĩnh lẫn tải trọng động trong giai đoạn thi công lẫn giai đoạn vận hành, sửa chữa. Tính toán ổn định tiến hành...

Chủ đề:

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

Lưu

Nội dung Text: Bài giảng - Thủy điện 2- chương 17

Chương XVII. TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH VÀ KẾT CẤU PHẦN DƯỚI NƯỚC CỦA NHÀ MÁY THUỶ ĐIỆN Chương này nghiên cứu về tính toán ổn định và kết cấu của nhà máy thuỷ điện, khác nhà công nghiệp thông thường; nhà máy thuỷ điện có kết cấu dạng khối rất phức tạp. Toàn bộ nhà máy và từng kết cấu riêng phải đảm bảo ổn định và đủ độ bền dưới tác dụng của mọi tổ hợp tải trọng tĩnh lẫn tải trọng động trong giai đoạn thi công lẫn giai đoạn vận hành, sửa chữa. Tính toán ổn định tiến hành cho cả nhà máy; độ bền của mỗi phần tử nhà máy ngoài việc phải tính khi nó tham gia làm việc chung với toàn nhà máy còn phải tính khi nó chịu tải trọng cục bộ. XVII. 1. TÍNH ỔN ĐỊNH TRƯỢT VÀ ỨNG SUẤT DƯỚI BẢN ĐÁY N.M 1. Tính ổn định chống trượt nhà máy Việc tính toán ổn định chống trượt của nhà máy là điều cần thiết đối với nhà máy kiểu ngang đập vì nó trực tiếp chịu áp lực nước thượng lưu; ngoài ra chỉ tính kiểm tra trượt cho nhà máy sau đập và nhà máy kiểu đường dẫn khi có bố trí khe lún - co ngót giữ đập và nhà máy, hoặc ở phía thượng lưu hoặc bên hông nhà máy có gia tải lớn. Hình 17-1. Các mặt trượt và sơ đồ lực tác dụng lên nhà máy ngang đập Tính toán ổn định trượt của công trình thuỷ công với ba dạng trươt: - Trượt phẳng theo mặt tiếp xúc giữa công trình và nền (mặt trượt là mặt nằm ngang ở cao trình chôn sâu nhất của tấm móng (như hình 17-1,a - theo ABCD, ABCDEF, ABCDE hoặc theo lớp đất yếu nằm dưới tấm đáy); 279
- Trượt hỗn hợp: xảy ra khi dịch chuyển ngang có kéo theo một phần đất nền dưới đáy công trình (ép phì một phần đất nền); - Trượt sâu: xảy ra ép phì đất nền dưới toàn bộ đáy nền, thường xảy ra ở nền mềm ( như đất cát, sét, đất vụn thô ... ). Việc tính trượt của nhà maý thuỷ điện ngang đập trên nền đá cứng với H ≤ 50m, do tấm đáy có diện tích lớn nên phụ tải tác dụng không gây ra ứng suất có thể phát sinh biến dạng dẻo và ép phì, vì vậy thường chỉ tính ổn định theo trượt phẳng.Tiêu chuẩn tính ổn định là dạng trượt phẳng khi thoả mãn điều kiện sau: σ N = max ≤ K (17-1) γ ⋅B Trong đó: σ max là ứng suất pháp lớn nhất trên đất nền (T/m2); P P γ - trọng lượng riêng của đất (t/m3); P P B - chiều rộng tính toán của nhà máy, theo chiều dòng chảy (m); K - chỉ số mô hình không thứ nguyên phụ thuộc vào góc ma sát trong ϕ và lự dính C của đất. Đối với công trình cấp I, xác định K theo thí nghiệm mô hình; đối với các công trình cấp II, III, IV lấy K = 3 khi nền đất, lấy K = 1 khi nền cát. Nhà máy TĐ thường có N ≤ 3 nên phần lớn chỉ kiểm tra theo trượt phẳng. Điều kiện an toàn trượt phẳng xác định như sau (hình 17-1,b): f ( Σ G − Σ U) + CB + E pH k= > [k] (17-2) (T a + E aB ) − ( T H + E aH ) Trong đó: Σ G là tổng các tải trọng thẳng đứng; Σ U - tổng áp lực đẩy ngược; f - hệ số ma sát giữa nền và công trình.; C - lực dính đơn vị của đất; B- chiều rộng nền dọc theo dòng hảy; E pH - áp lực đất bị động hạ lưu khi đáy bị đẩy trượt về hạ lưu; E aB , E aH - áp lực đất chủ động ở thượng lưu và hạ lưu; Các ký hiệu tải trọng khác xem hình vẽ 17-1,b. Đối với nền là đá thì trong (17-2) bỏ hai thành phần C.B và E pH . Hệ số an toàn cho phép [k] tra theo cấp công trình, bảng sau: Bảng 17-2. Hệ số an toàn cho phép [k] Trường hợp tính toán Cấp công trình I II III IV Vận hành bình thường 1,3 1,2 1,15 1,1 Đặc biệt 1,1 1,1 1,05 1,05 Sửa chữa 1,17 1,1 1,05 1,05 Các trường hợp tính toán kiểm tra ổn định trượt:: - Trường hợp vận hành bình thường: Tính với mực nước thượng lưu là MNDBT, còn mực nước hạ lưu lấy ứng với lưu lượng tháo một tổ máy. Các tải trọng tác dụng lấy đầy đủ với trọng lượng kết cấu của nhà máy, trọng lượng các thiết bị đặt đúng vị trí của chúng, phần chảy có đủ trọng lượng nước, áp lực nước thượng hạ lưu, áp lực thấm, đẩy nổi, áp lực đất đá thượng hạ lưu, ...v..v... 280
- Trường hợp sửa chữa: mực nước thượng hạ lưu và các tải trọng cũng như trường hợp vận hành bình thường, nhưng các thiết bị dỡ đi sửa chữa và phần chảy đã tháo cạn nước. Đây là trường hợp nguy hiểm nhất đối với ổn định chống trượt. - Trường hợp đặc biệt: mực nước thượng lưu là MNGC, mực nước hạ là mực nước cao nhất. Ngoài ra còn kiểm tra các trường hợp có thể xảy ra nguy hiểm, như động đất, điều kiện thi công ... 2. Ứng suất dưới bản đáy nhà máy Việc xác định biểu phản lực ở dưới bản đáy nhà máy nhằm phục vụ cho việc tính kết cấu khi có phản lực dưới nền tác dụng và để tính lún, tính dịch chuyển ngang của công trình và đánh giá trạng thái giới hạn của nền. Trị số và quy luật phân bố ứng suất ở dưới bản đáy nhà máy phụ thuộc vào: đặc tính của tải trọng tác dụng bên trên, vào độ cứng và kích thước của mặt bằng móng, vào địa chất và tính cơ lý của đất nền cũng như ảnh hưởng của các công trình bên cạnh. Hình 17-2. Sơ đồ tính lún và phản lực nền Có thể tính phản lực dưới đáy nền theo hai phương pháp: nền là môi trường biến dạng tuyến tính hoặc theo phương pháp hệ số nền của Wincle. Trong đó tỷ số độ cứng của tấm đáy và nền có ý nghĩa quan trọng. Công trình tuyệt đối cứng thì biến dạng của nó không ảnh hưởng đến sự phân bố phản lực nền, còn công trình có độ cứng hữu hạn thì biến dạng của nó có ảnh hưởng đến sự phân bố phản lực nền. Có thể thông qua chỉ số độ dẻo t của hai ông Gorbunôp - Pôxađốp để đánh giá, có thể coi tấm đáy là tuyệt đối E0 l 2 cứng khi: t ≈ 10
móng cứng, nền đồng nhất và có bề dày hữu hạn hc không đổi hoặc có bề dày vô hạn thì B B hệ số nền có thể tính theo công thức: 1 − µ0 E0 k0 = (17-4) (1 + µ 0) (1 − 2 µ 0) h c Trong đó: hC = hằng số, bề dày của lớp nền chịu nén; B B µ 0 , E 0 là hệ số poát xông và môdun biến dạng đàn hồi của nền. Độ lún ω và phản lực σ theo phương pháp đường thẳng sau (hình 17-2,a): My P Mx ω ( x , y) = + x+ (17-5) y k 0 F k 0J y k0 Jx Trong đó: F - diện tích đáy móng; b.a 3 a. b 3 M y = P. e x ; M x = P. e y ; J y = ; Jx = (móng chữ nhật). 12 12 My P Mx σ ( x , y) = − ± x± (17-6) y F Jy Jx b - Công trình cứng trên nền biến dạng tuyến tính : Cơ sở của phương pháp này là dùng mô hình biến dạng tính theo phương pháp lý thuyết đàn hồi. Mô hình này tính đến lực ma sát tiếp xúc và sự ảnh hưởng của các công trình bên cạnh của công trình đang tính toán. Vì vậy phương pháp này phản ảnh được thực tế hơn. Theo mô hình biến dạng tuyến tính đối với nền đồng chất, phản lực nền phân bố theo đường cong và ứng suất tăng lên ở hai mép công trình tuyệt đối cứng. Khi bỏ qua lực ma sát theo tấm đáy, thì ứng suất pháp d đáy công trình chịu nén lệch tâm trong bài toán phẳng xác định là (hình 17-2,b): ⎛ ex⎞ P σx = ⎜ 1 + 2 2⎟ (17-7) π a2 − x2 ⎝ a⎠ Từ (17-7) ta nhận thấy σX = 0 ở viền, khi e = ± a/2, nghĩa là kích thước lỏi tiết B B diện bằng khoảng một nửa chiều dài móng mà không phải là 1/3 như đã nhận được ở nén lệch tâm hoặc như kết quả tính theo phương pháp hệ số nền khi nền đồng chất. Đối với nền móng phức tạp hơn (ví dụ lớp chịu nén hC ≠ hằng số thì kO sẽ thay B B B B đổi và có công thức tính riêng) cần tham khảo tài liệu cụ thể. XVII. 2. TÍNH TOÁN ĐỘ BỀN PHẦN DƯỚI NHÀ MÁY T.Đ Nhà máy TĐ là một kết cấu không gian phức tạp và chịu lực phức tạp, hiện nay chưa có phương pháp thống nhất để tính độ bền của nó. Tuy nhiên cũng có một số quan niệm gần đúng để tính. Người ta cho rằng mỗi phần tử kết cấu của nhà máy, ngoài việc chịu lực cục bộ còn tham gia làm việc chung với toàn thể nhà máy. Do đó người ta tiến hành tính toán độ bền nhà máy theo hai bước: - Tính toán độ bền chung của nhà máy; ở đây xác định ứng lực trong các phần tử kết cấu do biến dạng chung của nhà máy khi nhà máy làm việc với nền; - Tính toán độ bền cục bộ của phần tử nhà máy làm việc riêng lẻ dưới tác dụng của tải trong cục bộ tác dụng lên nó. Ứng suất trong của phần tử là tổng ứng suất của hai bước tính chung và cục bộ. XVII. 2. 1. Tính toán độ bền chung của nhà máy Thuỷ điện Việc tính toán độ bền chung phụ thuộc vào kết cấu và các khớp xuyên suốt. 282
1. Tính độ bền chung theo phương vuông góc với dòng chảy (dọc n.máy) Hình 17-3. Sơ đồ tính toán độ bền chung theo phương vuông góc với dòng chảy. Tính toán độ bền chung theo phương vuông góc với dòng chảy (dọc nhà máy) phụ thuộc vào độ cứng của tấm đáy, độ cứng tường áp lực (tường buồng xoắn, tường chắn nước, tường ống xả ... ) và của sàn mà quyết định. Quan niệm thứ nhất: coi nhà máy như một dầm trên nền đàn hồi có độ cứng không đổi và bằng độ cứng nhỏ nhất hY (hình 17-3,a). Quan niệm này dùng thích hợp B B dối với nhà máy TĐ không kết hợp xả lũ, nhà maý TĐ trong thân đập tràn, bơỉ vì những nhà máy này thường độ cứng phần trên rất nhỏ so với độ cứng của tấm đáy. Quan niệm thứ hai: coi nhà máy như một khung phẳng hay nhiều khung phẳng song song nhau (hình 17-3,b). Độ cứng của nhà máy do tấm đáy, các tường áp lực và một phần sàn tạo nên. Nhà máy dược phân thành các khu vực có c phần tử giống nhau và tạo được dạng khung, đó là các vùng: vùng tường áp lực, vùng tường buồng xoắn, vùng khuỷu ống xả cong, vùng tường chắn hạ lưu ... Sơ đồ quan niệm khung dùng thích hợp đối với: nhà máy kết hợp xả đáy, phân đoạn giữa hai tổ máy, các phần dẫn và tháo nước tạo nên dạng khung. Các khung cắt theo theo vùng đặc trưng có phần trên dày được coi như dầm ngang có EJ = ∞ đưa về sơ đồ khung để tính. Thường các mắc khung đối xứng nên chỉ tính một nửa khung. Để xét đến sự liên kết làm việc giữa các khung ta đưa về khung không gian phức tạp và dùng máy tính để tính. 2. Tính độ bền chung theo phương dòng chảy (ngang nhà máy) Theo phương dòng chảy thì độ cứng của nhà máy do trụ van chính và phụ của ống xả tạo nên (hình 17-4). Tính theo phương này cũng có hai quan niệm về sơ đồ: a - Quan niệm thứ nhất: Tách một phần tử tính toán vuông góc với trục nhà máy và coi nó như một dầm tỉnh định nằm trên dầm đàn hồi, chịu tải trọng chủ động (các tải trọng do trọng lượng kết cấu và thiết bị) và phản lực nền. Dầm tính toán có thể gồm một 283
hoặc nhiều trụ van (hình 17-4,a). Quan niệm này thường dùng cho nhà máy không kết hợp và nhà máy kết hợp xả đáy. b - Quan niệm thứ hai: Coi phần tử như một khung phẳng nối các góc tuyệt đối cứng (hình 17-4,b). Khung có thể là một trụ van tách riêng, cũng có thể riêng cho một phần tràn hoặc cũng có thể là một trụ van và hai phần tràn hai bên trụ. Quan niệm sơ đồ này thích hợp cho nhà máy nằm trong thân đập tràn với các cấu kiện có bề dày đều nhau Hình 17-4. Sơ đồ tính dộ bền chung của n/m đập tràn dọc dòng chảy. Các phương pháp tính độ bền chung chủ yếu áp dụng lý thuyết cơ học kết cấu hệ thanh để giải, các kết cấu của các phần tử thường dày nên dùng hệ thanh sẽ giảm độ chính xác, mặt khác cũng không xét đến sự làm việc không gian ràn buột chúng. Để nâng cao chính xác cần sử dụng máy tính để giải các kết cấu hệ không gian . XVII. 2. 2. Tính toán độ bền cục bộ phần dưới nhà máy TĐ Tính toán độ bền cục bộ của phần dưới nước của nhà máy trình bày ở đây gồm: tính toán bệ máy phát điện, tính toán kết cấu buồng xoắn, ống xả - theo khuôn khổ của chương trình ngành. Tính phần trên có thể xem cách giải ở các tài liệu về cơ học kết cấu. I. Tính toán kết cấu bệ máy phát điện trục đứng 1 - Cấu tạo bệ máy phát điện và các tải trọng tác dụng lên bệ máy - Bệ đỡ máy phát điện có các dạng: dầm sàn (hình 17-5,a), thường dùng cho nhà máy thuỷ điện trục ngang hoặc thuỷ điện nhỏ trục đứng; bệ đỡ dạng cột, trên cột có vành tròn để tăng ổn định cho bệ đỡ (hình 17-5,b), được dùng cho máy phát không lớn; - Bệ dỡ máy phát điện dạng trụ rỗng (hình 17-5,c).Trụ rỗng này bao quanh trục tổ máy tạo nên giếng turbine và có lỗ thông với gian turbine, trụ có dạng mặt cắt tròn hoặc bên ngoài dạng bát giác. Bệ đỡ loại này có độ cứng lớn, chịu lực tốt, chống xoắn và chịu chấn động tốt, do vậy loại này dùng cho máy phát trung bình và lớn. 284
Hình 17-5. Cấu tạo bệ đỡ máy phát điện. Tải trọng tác dụng lên bệ máy (hình 17-6) gồm có: Tải trọng tĩnh G gồm có : Trọng lượng bản thân bệ máy G1; trọng lượng sàn B B máy phát G2; tải trọng di động trên sàn máy phát G3; trọng lượng stator máy phát và B B B B thiết bị phụ của nó A1; trọng lượng giá đở dưới P1. B B B B Tải trọng động A' gồm có: Trọng lượng rotor máy ph + trục A3; trọng lượng B B γ BXCT + trục turbine A4; áp lực nước dọc trục A 2 = k π D1 H , ( k = 0,9 đối với 2 B B 4 turbine hướng trục; đối với turbine tâm trục tra quan hệ k ~ nS). Đưa tải trọng động về B B tải trọng tỉnh tương đương để tính là A' = kĐ ( A2 + A3 + A4), (hệ số động kĐ = 1,5 - 2). B B B B B B B B B B B Mômen tác dụng gồm: Mômen uốn M do phép dời lực thẳng đứng về tim bệ máy M ; mômen xoắn MK do cảm ứng điện từ giữa stator và rotor gây ra trên stator, trường hợp chập mạch là nguy hiểm nhất. Chúng được tính theo các công thức sau: M = ∑ G i e i + ∑ A i e 'i + P1 e p (xem hình 17-6) N cos ϕ 4 N N cos ϕ 4 N M k = 0,975 ' ≈ M k = 0,975 ' ≈ , với N (kVA) n n x sk n x sk n 2Mk Lực ngang do MK gây ra mà mỗi bulông phải chịu: PK = , (trong công mD thức m là số bulông, D là điường kính vòng tròn đi qua các bu lông). Lực sinh ra do nhiệt độ. Chú ý: lực động thẳng đứng tuỳ từng loại máy phát mà có vị trí đặt tải trọng khác nhau (kiểu treo thì truyền qua stator, còn loại ô thì truyền qua giá đỡ dưới hoặc nắp tbin) 285
Hình 17-7. Sơ đồ tính nội lực tỉnh của bệ máy phát điện. Có thể dùng phương pháp cơ học kết cấu để tính nội lực của bệ dỡ máy phát dạng trụ. Để tính ta tách một mãnh trụ bệ máy có cung tròn 1 m, đầu trên liên kết với sàn, để an toàn coi như đầu trên tự do, còn dầu dưới ngàm trong khối bêtông buồng t.bin G + A ' + P1 Đầu trên có lực tập trung P = và các mômen M và MK (hình 17-7,a). πD a- Tính nội lực do mômen M và tải trọng thẳng đứng P gây ra: Tại mặt cắt x - x cách đỉnh một đoạn x có ứng suất tính theo công thức sau: M x .c P σx = ± (17-8) δ J b δ3 δ3 = Trong đó: Mômen quán tính đối với trục trung hoà J = ; 12 12 Mômen ở mặt cắt x - x do M gây ra đối với ống rỗng đàn hồi là: 286
( ) M x = M e −βx cos β x + sin β x = MΦ β , (với Φ (β x ) là hàm của β x , x µ 2) 4 3 (1 − β= ; hệ số poatxông của bêtông lấy µ = (1/5÷1/6). Mỗi mặt cắt trong đó R 2δ 2 tính ra β.x rồi dùng bảng tra quan hệ hàm Φ (β x ) , rồi tính ra Mx, rồi vẽ đồ thị mômen. R Nếu σ max ≤ nen thì đặt thép cấu tạo; nếu không thì tính toán đặt cốt thép chịu lực. x k b - Tính nội lực do mômen xoắn MK gây ra: Dưới tác dụng của mômen xoắn sinh ra ứng suất tiếp và điều kiện không đặt cốt thép chịu lực (hình 17-7,b): [ σ] R nen [] Mk R ≤ τ= = τ max = (17-9) JR 3 k3 π Trong đó: mômen quán tính cực của bệ máy: J R = ( D 4 − d 4) . 32 c - Kiểm tra ứng suất cục bộ tại lổ vào giếng turbine: Tại lổ khoét diện tích chịu lực bị giảm (phần gạch gạch trên hình 17-7,b), cần kiểm tra có cần đặt cốt thép chịu lực thêm hay không dưới tác dụng của MK. Ta đổi MK ra lực dọc tương ứng: NK = MK/R và tính được: σ = NK/F. Nếu σ ≤ [σ] thì không cần đặt thêm thép, ngược lại thì cần đặt thép. Cũng có thể dùng công thức tính σmax = k0 σ0 (trong đó: σ0 là ứng suất kéo của tiết diện khi chưa khoét lổ, k0 là hệ số , đối với lổ tròn k0 = 3), và dặt thép theo σmax . d - Tính ứng suất sinh ra do nhiệt: - Khi nhiệt độ bên trong và bên ngoài trụ cùng có sự thay đổi nhiệt độ ∆t như nhau thì dưới chân bệ máy (ngàm) sẽ sịnh lực cắt Qt và mômen uốn Mt như sau: Eδ3 1 Mt = β2 R α ∆t (17-10); ( ) 1 − µ2 6 1 3 Eδ3 β Qt = R α ∆t (17-11). ( ) 1 − µ2 6 Trong đó: hệ số co giản của bêtông α = 0,00001; các ký hiệu khác như trước. - Khi nhiệt độ bên trong t1 khác nhiệt độ bên ngoài t2, (t1 > t2) thì bên ngoài bệ máy sẽ chịu kéo và bên trong chịu nén. Ứng suất do nhiệt sinh ra trường hợp này sẽ là: α E ( t1 − t 2) σ= (17-12) 2 (1 − µ ) Hai đầu bệ máy bị giới hạn nên tăng ứng suất lớn hơn vì vậy lấy σđ = 1,4σ. 3 - Tính toán kiểm tra động lực bệ máy: Khi tổ máy hoạt động, dới tác dụng của các tải trọng động bệ máy bị chấn động cưỡng bức và tự do, cần phải tính toán kiểm tra an toàn cộng hưởng của nó. a - Nội dung tính toán động lực bệ máy, gồm những phần sau: - Kiểm tra cộng hưởng bệ máy: để bảo đảm an toàn thì tần số giao động riêng (n0i) của bệ máy phải lớn hơn tần số giao động cưỡng bức (ni) từ (20 - 30)%, cụ thể là: n 01 − n 2 ≥ ( 20 ÷ 30)% ; + Điều kiện để không sinh cộng hưởng thẳng đứng: n2 287
n 02 − n1 ≥ ( 20 ÷ 30)% ; + Điều kiện để không sinh cộng hưởng xoắn: n1 n 03 − n 1 ≥ ( 20 ÷ 30)% ; + Điều kiện để không sinh cộng hưởng ngang: n1 - Kiểm tra biên độ chấn động của bệ máy, cụ thể: + Biên độ chấn động thẳng đứng, điều kiện an toàn khi: A 1 < (0,1 ÷ 0,15) mm; A θ < (0,15 ÷ 0,20) mm; + Biên độ chấn động xoắn, điều kiện an toàn khi: A p < (0,15 ÷ 0,20) mm. + Biên độ chấn động ngang, điều kiện an toàn khi: - Kiểm tra hệ số động lực: yêu cầu hệ số động lực tính ra phải ≤ hệ số k Đ =1,5 -2 - Kiểm tra sức chịu ứng suất của bulông định vị bệ máy và điều kiện an toàn: + Ứng suất lớn nhất khi chập mạch : σ ckeo = τ ρ + τ ϕ + τ θ < [σ ckeo] bulong σ ckeo = τ ρ + τ θ < [σ ckeo] bulong + Ứng suất lớn nhất khi vận hành : b - Cách tính toán cụ thể các thông số: - Tần số chấn động cưỡng bức n1 và n2: + Khi tổ máy quay, do lắp đặt không hoàn toàn đúng tâm dẫn đến tần số giao động ngang, lấy tần số này bằng vòng quay máy phát n, tức là n1 = n, (v/ph); + Do hồi chuyển giữa cánh tủbine và cánh hướng dòng, dẫn đến tần số giao động cưỡng bức thẳng đứng (đối với tổ máy trục đứng). Gọi Z1, Z2 tương ứng là số cánh hướng dòng và số cánh turbine, a là ước số chung của lớn nhất Z1 và Z2 thì tần số giao Z1 . Z 2 động cưỡng bức thẳng đứng là: n 2 = n , (v/ph). a - Tần số chấn động riêng (chân động tự do): n 01 ; n 02 , n 03 +Tần số chấn động riêng thẳng đứng n 01 : xác định dựa vào chuyển vị đứng và trọng lượng vật giao động, theo công thức sau (hình 17-8,a): 60 g 30 n 01 = = (17-13) 2π G1 δ1 G 1 δ1 Trong đó: G1 = ∑ P i + P 0 + P a là toàn bộ tải trọng thẳng đứng (ΣPi), trọng lượng bản thân bệ máy (PO) , và trọng lượng tấm đỉnh buồng xoắn (Pa); δ1 - biến vị thẳng đứng của kết cấu dưới tác dụng của lực đơn vị (bao gồm cả biến vị đứng của bệ máy bị nén và biến vị của tấm đỉnh buồng xoắn. Hình 17-8. Các sơ đồ tính toán tần số giao động tự do của bệ máy. 288
+ Tần số chấn động riêng ngang n 02 (hình 17-8,b): 60 g 30 n 02 = = (17-14) 2π G 2δ 2 G 2δ 2 Trong đó: G 2 = ∑ P i + 0,35 P 0 , (T) δ 2 là biến vị ngang bệ máy khi lực đơn vị tác dụng lên đầu bệ máy. + Tần số chấn động riêng xoắn n 03 (hình 17-8,c): 60 g 30 n 03 = = (17-15) 2π I ϕ .ϕ Iϕ .ϕ 2 2 P 0 . D0 Ds Trong đó: I ϕ = Q s + 0,35 là mômen quán tính của stator và bệ máy; 4 4 H H ϕ= = π ( ) G IR D4 − d 4 G 32 QS, D S tương ứng là trọng lượng và đường kính bình quân stator; PO, DO tương ứng là trọng lượng và đường kính bình quân bệ máy; ϕ là góc xoắn của kết cấu dưới tác dụng của mômen xoắn đơn vị; G là mômen đàn hồi chống cắt của bêtông G = 0,425 Ebt ; H - chiều cao bệ máy. - Biên độ giao động bệ máy A 1 , A 2 , A 3 : + Biên độ giao động thẳng đứng A 1 : P1 . g A1 = (17-16) ( ) 2 − ω 2 2 + 0,2 λ 2 ω 2 G1 λ1 1 11 trong đó: P1 - trọng lượng bộ phận động tác dụng lên bệ máy; G1 - trọng lượng bản thân bệ máy và toàn bộ tải trọng tác dụng lên bệ; π n 01 πn2 λ1 = = 0,104 n 01 ; và ω1 = = 0,104 n 2 . 30 30 + Biên độ giao động ngang A 2 : P 2. g A2 = (17-17) ( ) 2 − ω 2 2 + 0,2 λ 2 ω 2 G2 λ2 2 22 Trong đó: P 2 = e m1 ω 2 là tải trọng chấn động ngang, chính là lực li tâm tác 2 dụng lên bệ máy (e là độ lệch tâm của bộ phận quay, khi n ≤ 750 v/ph thì e = 0,035 - 0,08 cm; m1 = W1/g - W1 là trọng lượng phần quay của máy π n 02 phát; ω 2 = ω là góc quay của tổ máy khi vận hành bình thường; λ 2 = ) 30 + Biên độ xoắn ngang A 3 : M n . R. g A3 = (17-18) ( ) 2 − ω 2 2 + 0,2 λ 2 ω 2 Iϕ λ3 3 33 N cos ϕ Trong đó: M n = 0,975 là momên xoắn bình thường; R - bán kính ngoài n 289
πnp π n 03 ; ω3 = của bệ máy; λ 3 = với n p là vòng quay lồng. 30 30 - Tính hệ số động kĐ: trên kia ta lấy tạm hệ số này từ 1,5 - 2, bây giờ phải kiểm tra lại, nếu hệ số đã lấy để tính lớn hơn hay bằng kĐ tính theo công thức sau là được: 1 kĐ = (17-19) 2 ⎛n⎞ 1−⎜ ⎟ ⎝ n 0⎠ - Tính ứng suất cắt của bulông cố định bệ máy + Tính ứng suất căt bulông do chập mạch gây ra: u Mk R τϕ = (17-20) JR π Trong đó: R là bán kính qua lổ các bulông; J R = ( D 4 − d 4) ; 32 ⎡ t1 ⎞ ⎤ Ta ⎛ ⎜1 − e − T a ⎟ ⎥ 2 ⎢1 + t1 ⎝ ⎠⎦ ⎣ U= là hệ số xung kích 0,01 − 1 + e Ta 30 t1 = là thời gian tác dụng của lực xung kích , sec; n xt Ta = là hằng số quán tính máy phát (sec), do xưởng chế tạo cung cấp, 314 r t thường 0,05 sec; x t là điện kháng chập mạch; r t là điện trở mạch. + Tính ứng suất do lệch tâm của máy gây ra: Cρ A 2 τρ = 4 α (17-21) ( ) π D2 − d 2 3 E1 J1 Trong đó: α = 2 là hệ số mỏi của bulông; C ρ = . P H3 + Tính ứng suất cắt do biên độ giao động của mômen xoắn gây ra: Cθ . A 3 τθ = α (17-22) JR 1 Trong đó: α = 2 ; C θ = . ϕ 290
II. Tính toán kết cấu buồng xoắn 1. Tính toán kết cấu buồng xoắn đa giác bằng bêtông cốt thép Tính toán kết cấu buồng xoắn bêtông đa giác có thể theo hai phương pháp sau: a - Tính theo phương pháp tấm vỏ Hình 17-9. Cấu tạo buồng xoắn đa giác bêtông cốt thép. Về kết cấu có thể gần đúng chía buồng xoắn làm ba phần để tính: - Phần tấm sàn: là tấm có lổ khoét (vùng vòng bệ), quy ước là tấm vành; - Phần thượng lưu: là các trụ (tường áp lực nhà máy); - Phần tường xoắn hạ lưu, có hai dạng: tường phẳng dày và tường cong mỏng. a1. Tính kết cấu tấm sàn (hình 17-10,a) Thực tế tấm sàn có dạng vành khăn méo, để tiện tính toán người ta quy nó về hình tròn. Vành ngoài tấm sàn coi như được ngàm xung quanh, còn vành trong có thể coi như ngàm hoặc tự do tuỳ theo liên kết với vòng bệ. Tải trọng lên sàn gồm gồm có: - Trọng lượng bản thân sàn và áp lực nước phân phối đều (q); - Tải trọng tập trung do trọng lượng bệ máy phát và các tải trọng từ bệ máy truyền tới, chúng được đặt tại cạnh trong của vành khăn (P); - Mômen do bệ máy pháy ngăn cản chuyển vị xoay của mép trong tấm sàn (M). Hình 17-10. Các sơ đồ tính kết cấu các phần buồng xoắn đa giác bêtông. Theo lý thuyết tấm vành khăn có mép trong tự do hoặc tỳ đã được lập bảng tính sẵn. a2 - Tính kết cấu tường hạ lưu buồng xoắn : - Tính trường hợp tường phẳng dày (hình 17-9,a) có độ dày thay đổi và chiều cao cũng không giống nhau, chỉ cần tính phần mỏng nhất (abcd) và tính như tấm ngàm bốn cạnh, chịu tải trọng chịu tải trọng nước hình thang bên trong. Độ dài của tấm trên 291
mặt bằng do hai đường tiếp tuyến với đường cong buồng xoắn và tạo với sườn bên một góc 45O, cũng có thẻ lấy độ dài ab = 0,4 L. P P - Tính trường hợp tường hạ lưu cong có bề dày δ = const với bán kính R (hình 17-9,b). Điều kiện coi là tường mỏng khi δ/R < 0,2. Để tính tường này người ta đưa tường về kết câu nửa trụ tròn (hình 17-10,b) ngàm bôn phía, coi nó là tập hợp của nhiều thanh thẳng đứng có hai đầu ngàm. Để kể đến tính làm việc có ràng buộc nhau giữa các thanh người ta đưa vào vào một đai đàn hồi có bề rộng H/2 tạo nên lực kéo pK để liên kết chịu lực giữa các thanh đứng. Thanh đứng chịu áp lực nước bên trong q1 và q2 và pK ( 2 q1 + H) H 4 Người ta đã giải ra được lực kéo theo công thức: p k = và 64 R 2 δ 2 + 1,625 H 4 tính được các mômen uốn tại hai đầu ngàm A và B theo công thức sau: H2 11 2 MA = (5 q1 + 2H ) − H pk 60 192 H2 11 2 MB = (5 q1 + 3H ) − (17-23) H pk 60 192 H2 72 M g.nhip = ( 2 q1 + H ) − H pk 48 192 a3 - Tính kết cấu các tường bên thượng lưu: (hình 17-9,a và 17-10,c) Tường bên thượng lưu buồng xoắn chia hai đoạn (hình 17-9,a): - Đoạn từ tường áp lực hạ lưu buồng xoắn lấy ra 0,75 H (đoạn mnop) coi là tấm ngàm ba cạnh (với mặt trên là sàn, với mặt dưới là móng, vớí mặt phía tuờng hạ lưu buồng xoắn). - Đoạn từ mp trở về thượng lưu (là trụ van) được coi là tấm ngàm hai cạnh (cạnh trên và cạnh dưới). Tính tấm ngàm ba cạnh (hình 17-10,c), người ta đã lập công thức, hệ số tra bảng: 1 M x = (0,75H) 2 ( α x q1 + α 'x q 2 ) 9 1 M y = H 2 ( α y q1 + α 'y q 2 ) (17-24) 9 1 R = ( 0,75H) ( β q 1 + β ' q 2 ) 3 Các hệ số α, β trong các công thức là các hệ số mômen và lực cắt tra bảng. b - Tính theo phương pháp giá khung: Phương pháp tấm vỏ tính chính xác hơn, tuy nhiên nó được áp dụng khi đảm bảo là tấm mỏng, và do tấm sàn là kết cấu quy ước chứ thật ra nó không tròn, do vậy kết quả tính toán không tiết kiệm hơn phương pháp kết cấu là mấy. Do vậy vẫn có thê tính theo phương pháp giá khung bằng cách cắt qua tim tường buồng xoắn 1m dài và đưa về bài toán khung phẳng và dùng cơ học kết cấu để tính, có thiên an toàn nhưng đơn giản. 292
Hình 17-11. Sơ đồ tính buồng xoắn thép phương pháp giá khung. Buồng xoắn thường tỳ vào vòng bệ turbine nên có thể coi như gối tựa đơn, đáy buồng xoắn đúc với khối bêtông dưới nên coi như ngàm (hình 17-11,a,b). Khi tính giá khung ta cắt 1m dài trục buồng xoắn. Chiều dài thanh ngang và thanh đứng của khung được chọn theo độ dày tương đối của bêtông: - Khi H/δ > 4 coi là khung mỏng và chọn khung có kích thước: H x L; - Khi H/δ < 4 coi là khung dày và chọn khung có kích thước : h x l để tính. Tải trọng tác dụng lên giá khung gồm có: - Trọng lượng bản thân bệ máy bên trên truyền xuống: N = ΣGi, đưa về tim vòng bệ nên có mômen M do dịch vị trí dặt tải trọng; - Tải trọng truyền từ bệ máy phát (gồm: tải trọng đứng Ag và mômen do dời lực về tim vành bệ Mg, chú ý đưa tải trọng động về tỉnh tải bằng cách nhân với hệ số động). - Trọng luợng sàn buồng xoắn và người đi lại trên sàn: q; - Trọng lượng đứng của giá khung: Q; - Apa lực nước bên trong buồng xoắn, có kể nước va; - Ứng lực nhiệt độ và co ngót bêtông (tính riêng). Các trường hợp tính toán: - Trường hợp vận hành bình thường: với mực nước thượng lưu là MNDBT; - Trường hợp đặc biệt: khi buồng xoắn có nước nhưng thiết bị bên trên tháo đưa đi sửa chữa, gây kéo mép trong buồng xoắn; khi buồng xoắn tháo cạn nước đê sửa chữa. -Trường hợp có nước va thuỷ lực khi cắt bỏ toàn bộ phụ tải. 2. Tính kết cấu buồng xoắn kim loại mặt cắt tròn Khả năng sử dụng chịu lực của buồng xoắn kim loại tròn là: - Buồng thép chịu áp lực nước bên trong, bêtông bên ngoài chịu tải trọng ngoài; - Buồng thép không chịu áp lực nước (thép dầy 8-10 mm) mà do bêtông chịu cả; - Buồng thép và bêtông cùng tham gia chịu áp lực nước bên trong. 293
Hình 17-11*. Các sơ đồ tính két cấu buồng xoắn kim loại a - Tính buồng xoắn bêtông thông thường Do buồng xoắn thép chịu toàn bộ áp lực nước bên trong, nên phần bêtông chỉ chịu tải trọng bên ngoài. Giữa phần trên tiếp giáp giữa bêtông và thép người ta đặt lớp đàn hồi dày từ 2 đến 4cm để buồng xoắn thép tự do biến dạng không ảnh hưởng đến lớp bêtông bọc ngoài (hình 17-11,a). Chỉ cần tính toán ớp bêtông c thép từ tâm buồng xoắn trở lên, còn ớp dưới liên kết thành khối nên không cần tính. Ta chọn sơ đồ lực theo phương pháp giá khung và dùng phương pháp cơ học kết cấu để tính (hình 17-11,a). b - Tính buồng xoắn tròn vỏ không chịu áp lực nước mà do bêtông chịu: Trường hợp này vỏ thép chỉ lấy bề dày từ 8 đến 10 mm chỉ để chống thấm. Phần bêtông bao quanh mới là phần chịu áp lực nước bên trong. Để tính diện tích cốt thép cho vòng bêtông trước hết ta coi như vỏ thép chịu áp lực nước, dựa vào công thức tính ứng suất pháp và ứng suất tiếp cho vỏ thép chịu lực và tính ra chiều dày vỏ thép từng vùng ở ba điểm vùng đặc trưng là K, H và M (hình 17-11,b): p .ρ ( R + r ) δK = σ c 2.. r p .ρ ( 2 R + ρ ) δM = (17-24) σ c 2.( R + ρ ) p .ρ δH = σc Sau đó thay chiều dày vỏ thép bằng diện tích cốt thép vòng của vòng bêtông bên ngoài trên 1mét dài, ở các vùng tương ứng, ta có: 100. p . ρ ( R + r ) FK = σa 2.. r 100. p . ρ ( 2 R + ρ ) FM = (17-25) σ a 2.( R + ρ ) 100. p . ρ FH = σa Diện tích cốt thép dọc của vòng bêtông trên 1 mét chu vi chịu ứng suất tiếp: 100. p . ρ F doc = (17-26) 2. σ a Trong các công thức trên: p - áp lực nước bên trong có kể áp lực nước va; ρ - bán kính trong của mặt cắt ống; R - khoảng cách từ trục turbine đến trung tâm mặt cắt tính toán; r - bán kính vòng bệ; σ a - ứng suất cho phép của côt thép; σ c là ứng suất 294
phép của thép làm ống. c - Tính buồng xoắn áo thép và bêtông cùng tham gia chịu lực: Trường hợp này áp lực nước phân chia cho áo thép chịu áp lực nước pC còn lại bêtông chịu (p - pC). Trên cơ sở đó xác định chiều dày oá thép và tính ra diện tích cốt thép vòng bêtông. Dùng các công thức trong phần b nhưng thay p bởi (p - pC). Cần chú ý rằng cần tính kết cấu thêm với trọng lượng bản thân buồng xoắn, tải trọng ngoài (trường hợp thi công có ảnh hưởng dến độ bền của buồng xoắn). III. Tính toán kết cấu ống xả Tính toán kết cấu ống xả thường với bốn phần sau (hình 17-12,a) - Khối chóp dưới buồng xoắn (là đoạn nón cụt của ống xả); - Đoạn cong từ mặt cắt đi qua tim đoạn cong đến đầu trụ van giữa; - Dầm sâu (nằm bên dưới tường áp lực của buồng xoắn); - Đoạn khuếch tán của ống xả. 1. Tính toán kết cấu khối chóp Khối chóp của xả là kết cấu có độ dày thay đổi từ trên ( δ1 ) xuống dưới ( δ 2 ), mặt trên phẳng, mặt dưới xoáy ốc. Để đơn giản tính toán ta đưa chóp về dạng trụ (hình 17-12,b) có chiều cao H (lấy chỗ cao nhất) với bán kính trụ lấy trung bình giữa R1 và R2 và bề dày cũng lấy trung bình giữa δ1 và δ 2 . Để tính toán ta cắt 1 mét dài theo chu vi trụ và coi như một dầm có đầu dưới ngàm, đầu trên tựa (hoặc tự do) vào vòng bệ turbine. Sơ đồ lực và các tải trọng xem (hình 17-12,b). Hình 17-12. Các sơ đồ tính đoạn chóp và đoạn cong của ống xả. a - Các tải trọng tính toán gồm: - Tải trọng thẳng đứng P gồm: tải trọng bản thân, tải trọng tỉnh và động từ bệ máy truyền qua vòng bêh xuống chóp (tải trọng động nhân kĐ = 1,5 - 2 đưa về tỉnh); 295
- Mômen uốn M do dời lực P từ đỉnh chóp về trung tâm trụ quy ước với độ lệch tâm e = (R1 - R2) /2, vậy M = ΣPi.e; - Lực ngang do áp lực nước thượng lưu (tính từ mực nước thượng lưu đến đáy chóp; áp lực nước hạ lưu lấy ứng với mực nước hạ lưu lớn nhất. Trừ áp lực cho nhau còn lại biểu đồ áp lực nước hình thang với q1 và q2. b - Các trường hợp tính toán: - Trường hợp nhà máy vận hành bình thường, mực nước thượng lưu là MNDBT; - Trường hợp đang đầy tải ngắt sự cố , sinháp lực nước va lớn nhất; - Trường hợp sửa chữa ống xả: hạ lưu không có nước. 2. Tính kết cấu đoạn cong ống xả Đây là kết cấu phức tạp, có độ dày thay đổi, thường có dạng khối, chưa có phơng pháp tính hoàn chỉnh. Thường có thể tính như sau: - Phần trên (hình 17-12,a):có thể coi như bản hay dầm liên kết ngàm với tường buồn xoắn và gối lên chóp; hai hướng còn lại (song song với dòng chảy) có thể coi là ngàm hoặc tựa lên trụ ống xả. Đối với buồng xoắn kim loại, phần trên rất dày nên không cần tính mà chỉ đặt thép cấu tạo; - Phần dưới đoạn cong: hiện nay người ta coi nó như một tấm hình thang ngàm ba phía, riêng phía thứ tư (theo dòng chảy) có thể xem là tự do (nếu không có trụ giữa) hoặc tựa lên trụ giữa (hình 17-12,c) người chia nó thành những dãi dọc, ngang và tại các giao điểm các dãi đặt các lực bằng và ngược chiều nhau cùng tác dụng lẫn nhau và tại các giao điểm có độ võng cân bằng nhau. Từ đó tính ra c giá trị mômen. Nhà máy chế tạo kim khí Lenin (Liên Xô cũ) có lập sẵn bảng tính cho hai loại ống xả N4 và N5. 3. Tính kết cấu dầm sâu Dầm sâu là phần nằm dưới tường áp lực của buồng xoắn có tỷ số bề dày (H) và chiều dài nhịp (L) lớn hơn 1/2 (hình 17-13,a), nên ứng lực không phân bố theo quy luật đường thẳng nữa, vì vậy phải áp dụng lý luận dầm sâu để tính với dầm có thể là dầm đơn hay dầm liên tục. Do dầm rất cao nên tải trọng tập trung từ hàng trụ truyền qua đỉnh dầm đến đáy. Nếu theo đường khuếh tán 450 đến đáy phân bố đều đặn cho nên sơ đồ P P tính toán là một dầm sâu chịu lực phân bố đều. Hình 17-13. Sơ đồ tính kết cấu dầm sâu. a - Tải trọng tác dụng lên dầm sâu: - Tải trọng kết cấu bên trên nhà, cầu trục qua trụ và tường truyền xuống; - Tải trọng của bệ máy qua thành tường buồng xoắn truyền xuống; - Trọng lượng bản thân dầm sâu; - Lực đẩy lên của nước. b - Tính toán nội lực dầm sâu: Người ta đã lập sẵn bản tra các hệ số và tính toán theo các công thức: Hợp lực của ứng suất kéo Z, hoặc ứng suất nén D, gọi chung là Z: 296
Z = α. q. L Diện tích cốt thép: k .Z Fa = σT Khoảng cách từ đáy dầm đến hợp lực: Z0 = ξ .L Trong các công thức trên: k - hệ số an toán; σ T - ứng suất cho phép của thép; các hệ số: ξ; α tra bảng theo β = H / L và ε = C / H . Đặt cốt thép nơi đặt hợp lực Z và D, tuỳ điều kiện có thể xê dịch một ít. 4. Tính kết cấu đoạn khuếch tán của ống xả Đoạn khuếch tán ống xả là một dầm rỗng có chiều cao thay đổi (hình 17-14,b). Khi tính toán ta cắt các băng dài 1 mét theo hướng vuông góc với dòng nước. Đây cũng là phần ống xả có nhiều phương pháp tính toán nhất. Việc xác định đúng thực tế làm việc của các khung phụ thuộc nhiều yếu tố. Đối với nhà máy kiểu kết hợp, ngoài vấn đề trình tự thi công ảnh hưởng đến kết cấu thì các khớp xuyên vuông góc với chiều dọc nhà máy nhằm bảo đảm thi công và giảm ứng suất nhiệt, lún cũng ảnh hưởng lớn đến sơ đồ lực của chúng. Hình 17-14,a trình bày một số khớp xuyên vừa nêu ở trên. Hình 17-14. Các sơ đồ tính kết cấu đoạn khuếch tán ống xả. - Khớp xuyên suốt I, thường từ một hoặc hai đoạn tổ máy đặt một khớp, nói chung khoảng cách giữa hai khớp loại I không quá 40 - 50 m; 297
- Khớp xuyên loại II, chỉ cắt đến đỉnh sàn ống xả, thường dùng khi hai tổ máy đặt một khớp loại I; - Khớp xuyên loại III, cắt suốt đến tấm đáy, làm yếu khối dưới nước. Thường dùng khớp xuyên loại I để cắt cho một đoạn tổ máy hoặc hai đoạn tổ máy. Sau đây lấy trường hợp dùng khớp xuyên I để cắt cho một đoạn tổ máy để trình bày các tính (trường hợp cắt qua hai tổ máy sẽ tính tương tự). Để tính kết cấu đoạn khuếch tán thường tính một số chỗ đại diện sau đây:: - Mặt cắt II-II qua tường áp lực của buồng xoắn (hoặc tường sau nhà máy). Do tường quá dày có độ cứng tường rất lớn nên chọn sơ đồ khung hở ngàm phía trên (b); - Mặt cắt qua giữa (I-I). Ở đây dầm trên không quá dày, do vậy coi là khung kín. Nếu nền là đá cứng thì để giảm nhẹ bề dày tấm móng ta nên cắt tách tấm móng ra khỏi trụ. Ta có sơ đồ khung hai ngăn tựa bên dưới (d). Dùng c phương pháp tính sau đây: a - Phương pháp sơ đồ khung có nút cứng của Galerkin: Đây là quan niệm sơ đồ hay được dùng ở Liên Xô cũ. Coi đoạn khuếch tán là tập hợp c khung phẳng vuông góc dòng chảy, các khung làm việc độc lập nhau. Vì tải trong khung đối xứng và tải trọng tác dụng cũng đối xứng qua tim trụ giữa, do vậy coi như ngàm ở trụ giữa. Vì vậy chỉ cần cắt một nửa đối xứng để tính (hình 17-14,c và17-15,a). Hình 17-15. Các sơ đồ tính đoạn khuếch tán ống xả. Tính theo khung dày hay khung mỏng dựa vào H/δ (nếu H/δ < 4 thì là khung dày và chọn khung h x l; nếu H/δ > 4 thì là khung mỏng và chọn khung H x L). Viện sỹ 298