Bài giảng - Thủy điện 2- chương 17 docx

279

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 đ
oạn 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);
280
- 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:

N
B
=
⋅
max
σ
γ
≤ K (17-1)
Trong đó:
max
σ
là ứng suất pháp lớn nhất trên đất nền (T/mP
2
P
);
γ - trọng lượng riêng của đất (t/mP
3
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):

()
k
fG UCB
E
TE T E
pH
aaB HaH
=
−++
+−+
ΣΣ
()( )
> [k] (17-2)
Trong đó:
ΣG
là tổng các tải trọng thẳng đứng;

ΣU
- 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;

pH
E
- áp lực đất bị động hạ lưu khi đáy bị đẩy trượt về hạ lưu;

aB aH
EE
,
- 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
pH
E
.
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 thượ
ng hạ lưu, áp lực thấm, đẩy
nổi, áp lực đất đá thượng hạ lưu, v v
281
- 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, mự
c 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 c
ứng 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
cứng khi:
t
E
E

l
h
≈ 10
0
1
2
3
< 1 (17-3)
Trong đó: EB
0
B, EB
1
B tương ứng là: môđun đàn hối của vật liệu làm công trình và
nền;
l, h - chiều dài, chiều cao của dầm (bài toán phẳng nên bề rộng b =1).
Phần lớn phần dưới nước nhà máy TĐ trục đứng có kích thước lớn và dạng khối
nên thường có thể coi là công trình cứng (thoả mãn t < 1).
a - Công trình cứng trên nền theo phương pháp hệ số nền (Vincle):
Cơ sở của phương pháp hệ số nền là: tại các điểm tiếp xúc giữa móng và nền thì
độ lún (ω) tỷ lệ tuyến tính với cường độ tải trọng (σ): σ = k
B
0
B ω (trong đó kB
0
B là hệ số
nền). Phương pháp nầy không kể ảnh hưởng của các tải trọng bên cạnh, nó đợc áp dụng
thích hợp với đất bảo hoà nước và đất không dính, khả năng chống trượt nhỏ. Đối với
282
móng cứng, nền đồng nhất và có bề dày hữu hạn hB
c

Bkhông đổi hoặc có bề dày vô hạn thì
hệ số nền có thể tính theo công thức:

0
0
00
0
1
112
k
E
h
c
=
−
+−
µ
µµ
()( )
(17-4)
Trong đó: h
B
C
B= hằng số, bề dày của lớp nền chịu nén;

0
0
µ
,
E

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):

(,)xy
y
y
x
x
P
k
F
M
kJ
x
M
kJ
y
ω
=+ +
00 0
(17-5)
Trong đó: F - diện tích đáy móng;

yxxyy x
M
P
eM
P
eJ
b

a
J
a
b
====.; .;
.
;
.
33
12 12
(móng chữ nhật).

(,)xy
y
y
x
x
P
F
M
J
x
M
J
y
σ
=− ± ± (17-6)
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 b
ỏ 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):

x
P
ax
e
x
a
σ
π
=
−
+
⎛
⎝
⎜
⎞
⎠
⎟
22
2
12
(17-7)
Từ (17-7) ta nhận thấy σ
B

X
B = 0 ở viền, khi e = ± a/2, nghĩa là kích thước lỏi tiết
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 h
B
C
B ≠ hằng số thì kB
O
B sẽ thay
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.

283
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 h
B
Y
B (hình 17-3,a). Quan niệm này dùng thích hợp
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 đoạ
n 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
284
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 m
ặt 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.
285

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 GB
1
B; trọng lượng sàn
máy phát G
B
2
B; tải trọng di động trên sàn máy phát GB
3
B; trọng lượng stator máy phát và
thiết bị phụ của nó A
B
1
B; trọng lượng giá đở dưới PB
1
B.

Tải trọng động A' gồm có: Trọng lượng rotor máy ph + trục AB

3
B; trọng lượng
BXCT + trục turbine A
B
4
B; áp lực nước dọc trục
2
1
2
4
A
k
D
H=
γ
π
, ( k = 0,9 đối với
turbine hướng trục; đối với turbine tâm trục tra quan hệ k ~ n
B
S
B). Đưa tải trọng động về
tải trọng tỉnh tương đương để tính là A' = k
B
Đ
B ( AB
2
B + AB
3
B + AB
4

B), (hệ số động kB
Đ
B = 1,5 - 2).B

Mômen tác dụng gồm: Mômen uốn M do phép dời lực thẳng đứng về tim bệ
máy M ; mômen xoắn M
K
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
Ge Ae Pe
ii ii p
=
∑
++
∑
'
1
(xem hình 17-6)

k
sk
M
N
x
n
N
n
=≈0975

4
,
cos
'
ϕ
k
sk
M
N
x
n
N
n
=≈0975
4
,
cos
'
ϕ
, với N (kVA)
Lực ngang do M
K
gây ra mà mỗi bulông phải chịu: P
K
=
2
k
M
mD
, (trong công

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)
286


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
Đầu trên có lực tập trung P =
G
AP
D
++
'
1
π
và các mômen M và M
K
(hình 17-7,a).
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:

x
x
P

M
c
J
σ
δ
=±
.
(17-8)
Trong đó: Mômen quán tính đối với trục trung hoà J =
b
3
3
12 12
δ
δ
=
;
Mômen ở mặt cắt x - x do M gây ra đối với ống rỗng đàn hồi là:
287

()
x
x
xx
M
M
e
M
x
=+=

−β
β
ββ
cos sin Φ
, (với
Φ
x
(
)
β
là hàm của
x
β
,
trong đó
β
=
−
31
2
2
2
4
()
µ
δ
R
; hệ số poatxông của bêtông lấy
µ
= (1/5÷1/6). Mỗi mặt cắt

tính ra
β.x rồi dùng bảng tra quan hệ hàm
Φ
x
(
)
β
, rồi tính ra Mx, rồi vẽ đồ thị mômen.
Nếu
x
nen
R
k
max
σ
≤
thì đặt thép cấu tạo; nếu không thì tính toán đặt cốt thép chịu lực.
b - Tính nội lực do mômen xoắn M
K
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):

max
τ
=≤
k
R
M
R

J
[]
[]
τ
σ
==
33
nen
R
k
(17-9)
Trong đó: mômen quán tính cực của bệ máy:
()
R
JDd
=−
π
32
44
.
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 M
K
. Ta đổi M
K

ra lực dọc tương ứng: N
K
= M

K
/R và tính được: σ = N
K
/F. Nếu σ ≤ [σ] thì không cần
đặt thêm thép, ngược lại thì cần đặt thép. Cũng có thể dùng công thức tính
σ
max =
k
0
σ
0

(trong đó:
σ
0
là ứng suất kéo của tiết diện khi chưa khoét lổ, k
0
là hệ số , đối với lổ tròn
k
0
= 3), và dặt thép theo σ
max
.
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 Q
t
và mômen uốn M
t
như sau:

()
t
M
E
Rt
=
−
1
6
1
2
3
2
β
δ
µ
α∆
(17-10);

()
t
Q
E
Rt
=
−
1
6
1

3
3
2
β
δ
µ
α∆
(17-11).
Trong đó: hệ số co giản của bêtông
α = 0,00001; các ký hiệu khác như trước.
- Khi nhiệt độ bên trong t
1
khác nhiệt độ bên ngoài t
2
, (t
1
> t
2
) thì bên ngoài bệ
máy sẽ chịu kéo và bên trong chịu nén. Ứng suất do nhiệt sinh ra trường hợp này sẽ là:

σ
α
µ
=
−
−
E
tt
()

()
12
21
(17-12)
Hai đầu bệ máy bị giới hạn nên tăng ứng suất lớn hơn vì vậy lấy
σ
đ
= 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
(n
0i
) của bệ máy phải lớn hơn tần số giao động cưỡng bức (n
i
) từ (20 - 30)%, cụ thể là:
+ Điều kiện để không sinh cộng hưởng thẳng đứng:
01 2
2
20 30
nn
n
−
≥÷()%
;
288
+ Điều kiện để không sinh cộng hưởng xoắn:
02 1

1
20 30
nn
n
−
≥÷()%
;
+ Điều kiện để không sinh cộng hưởng ngang:
03 1
1
20 30
nn
n
−
≥÷()%
;
- Kiểm tra biên độ chấn động của bệ máy, cụ thể:
+ Biên độ chấn động thẳng đứng, điều kiện an toàn khi:
1
A
< (0,1 ÷ 0,15) mm;
+ Biên độ chấn động xoắn, điều kiện an toàn khi:
θ
A
< (0,15 ÷ 0,20) mm;
+ Biên độ chấn động ngang, điều kiện an toàn khi:
p
A
< (0,15 ÷ 0,20) mm.
- 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 :
[]
ckeo
bulong
ckeo
στττσ
ρϕθ
=++<

+ Ứng suất lớn nhất khi vận hành :
[]
ckeo
bulong
ckeo
σττσ
ρθ
=+<

b - Cách tính toán cụ thể các thông số:
- Tần số chấn động cưỡng bức n
1
và n
2
:
+ 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 n

1
= 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 Z
1
, Z
2
tương ứng là số cánh
hướng dòng và số cánh turbine, a là ước số chung của lớn nhất Z
1
và Z
2
thì tần số giao
động cưỡng bức thẳng đứng là:
2
12
n
n
ZZ
a
=
.
, (v/ph).

- Tần số chấn động riêng (chân động tự do):
01
n
;
02
n

,
03
n

+Tần số chấn động riêng thẳng đứng
01
n
: xác định dựa vào chuyển vị đứng
và trọng lượng vật giao động, theo công thức sau (hình 17-8,a):

01
1
1
1
1
60
2
30
n
g
G
G
==
π
δ
δ
(17-13)
Trong đó:
10
GPPP

ia
=+
+
∑
là toàn bộ tải trọng thẳng đứng (ΣPi), trọng
lượng bản thân bệ máy (P
O
) , và trọng lượng tấm đỉnh buồng xoắn (P
a
);

δ
1
- 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.

289
+ Tần số chấn động riêng ngang
02
n
(hình 17-8,b):

02
2
2
2
2
60

2
30
n
g
G
G
==
π
δ
δ
(17-14)
Trong đó:
20
035
GP P
i
=+
∑
,
, (T)

2
δ
là biến vị ngang bệ máy khi lực đơn vị tác dụng lên đầu bệ máy.
+ Tần số chấn động riêng xoắn
03
n
(hình 17-8,c):

03

60
2
30
n
g
I
I
==
πϕ
ϕ
ϕ
ϕ
.
.
(17-15)
Trong đó:
ϕ
I
Q
D
PD
s
s
=+
2
0
0
2
4
035

4
,
.
là mômen quán tính của stator và bệ máy;

()
ϕ
π
==
−
H
G
I
H
G
Dd
R
32
44

Q
S
, D
S
tương ứng là trọng lượng và đường kính bình quân stator;
P
O
, D
O
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 E
bt
;
H - chiều cao bệ máy.
- Biên độ giao động bệ máy
123
A
A
A
,,
:
+ Biên độ giao động thẳng đứng
1
A
:

()
1
1
1
1
2
1
2
2
1
2
1

2
02
A
P
g
G
=
−+
.
,
λω λω
(17-16)
trong đó: P
1
- trọng lượng bộ phận động tác dụng lên bệ máy;
G
1
- trọng lượng bản thân bệ máy và toàn bộ tải trọng tác dụng lên bệ;

1
01
30
λ
π
=
n
= 0,104
01
n
; và

1
2
2
30
0 104
ω
π
==
n
n
,
.
+ Biên độ giao động ngang
2
A
:

()
2
2
2
2
2
2
2
2
2
2
2
2

02
A
P
g
G
=
−+
.
,
λω λω
(17-17)
Trong đó:
21
2
2
P
e
m
=
ω
là tải trọng chấn động ngang, chính là lực li tâm tác
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; m
1
= W
1
/g - W
1
là trọng lượng phần quay của máy

phát;
2
ω
ω
=
là góc quay của tổ máy khi vận hành bình thường;
2
λ
=
π
02
30
n
)
+ Biên độ xoắn ngang
3
A
:

()
3
3
2
3
2
2
3
2
3
2

02
A
M
R
g
I
n
=
−+

,
ϕ
λω λω
(17-18)
Trong đó:
n
M
N
n
= 0975,
cos
ϕ
là momên xoắn bình thường; R - bán kính ngoài
290
của bệ máy;
3
03
30
λ
π

=
n
;
3
30
ω
π
=
p
n
với
p
n
là vòng quay lồng.
-
Tính hệ số động k
Đ
: 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 k
Đ
tính theo công thức sau là được:
k
Đ
=
1
1
0
2
−
⎛

⎝
⎜
⎞
⎠
⎟
n
n
(17-19)
- Tính ứng suất cắt của bulông cố định bệ máy
+ Tính ứng suất căt bulông do chập mạch gây ra:

ϕ
τ
=
u
M
R
J
k
R
(17-20)
Trong đó: R là bán kính qua lổ các bulông;
()
R
JDd
=−
π
32
44
;

U
T
t
e
e
a
t
T
T
a
a
=
+−
⎛
⎝
⎜
⎞
⎠
⎟
⎡
⎣
⎢
⎤
⎦
⎥
+
−
−
21 1

1
1
001
1
,
là hệ số xung kích

1
30
t
n
=
là thời gian tác dụng của lực xung kích , sec;

a
t
t
T
x
r
=
314
là hằng số quán tính máy phát (sec), do xưởng chế tạo cung cấp,
thường 0,05 sec;
t
x
là điện kháng chập mạch;
t
r
là điện trở mạch.

+ Tính ứng suất do lệch tâm của máy gây ra:

()
ρ
ρ
τ
α
π
=
−
4
2
22
C
A
Dd
(17-21)
Trong đó:
α = 2 là hệ số mỏi của bulông;
ρ
C
EJ
P
H
=
3
11
3
.
+ Tính ứng suất cắt do biên độ giao động của mômen xoắn gây ra:

θ
θ
τ
α=
C
A
J
R
.
3
(17-22)
Trong đó:
α = 2 ;
θ
ϕ
C
=
1
.

291
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 củ
a 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
292
mặt bằng do hai đường tiếp tuyến với đường cong buồng xoắn và tạo với sườn bên một
góc 45
P
O
P
, cũng có thẻ lấy độ dài ab = 0,4 L.
- 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 p
K
để liên
kết chịu lực giữa các thanh đứng. Thanh đứng chịu áp lực nước bên trong q
1
và q
2
và p
K

Người ta đã giải ra được lực kéo theo công thức:
k
p
q
H
H

RH
=
+
+
()
,
2
64 1 625
1
4
2
2
4
δ
và
tính được các mômen uốn tại hai đầu ngàm A và B theo công thức sau:

A
k
M
H
q
H
H
p
=+−
2
1
2
60

52
11
192
()


B
k
M
H
q
H
H
p
=+−
2
1
2
60
53
11
192
()
(17-23)

g.nhip
k
M
H
q

H
H
p
=+−
2
1
2
48
2
7
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:
x
xx
M
H
qq
=+

1
9
075
2
12
(, ) ( )
'
αα

y
yy
M
H
qq
=+
1
9
2
12
()
'
αα
(17-24)
RH
qq
=+
1
3
075
12

(, )( )
'
β
β

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.

293

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 xo
ắn, 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.

294

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 lự
c 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):

K
c
pRr
r
δ
ρ
σ
=
+
.( )
2


M
c
p
R
R
δ
ρ

σ
ρ
ρ
=
+
+
.( )
.( )
2
2
(17-24)

H
c
p
δ
ρ
σ
=
.

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:

K
a
F
pRr
r
=

+
100
2
( )

ρ
σ


M
a
F
p
R
R
=
+
+
100 2
2
( )
.( )
ρ
σ
ρ
ρ
(17-25)

H
a

F
p
=
100. .
ρ
σ

Diện tích cốt thép dọc của vòng bêtông trên 1 mét chu vi chịu ứng suất tiếp:

doc
a
F
p
=
100
2

.
ρ
σ
(17-26)
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;
a
σ
- ứng suất cho phép của côt thép;
c

σ
là ứng suất
295
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 p
C
còn lại
bêtông chịu (p - p
C
). 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 - p
C
).
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 (
1
δ
) xuống dưới (
2
δ

),
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 R
1
và R
2

và bề dày cũng lấy trung bình giữa
1
δ
và
2
δ
. 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 k
Đ
= 1,5 - 2 đưa về tỉnh);
296
- Mômen uốn M do dời lực P từ đỉnh chóp về trung tâm trụ quy ước với độ lệch
tâm e = (R

1
- R
2
) /2, vậy M = ΣP
i
.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 q
1
và q
2
.

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 cấ
u 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 s
ẵn 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 45P
0
P
đến đáy phân bố đều đặn cho nên sơ đồ
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:

297

ZqL=α

Diện tích cốt thép:

a
T
F
kZ
=
.
σ

Khoảng cách từ đáy dầm đến hợp lực:

0
Z
L
=ξ.

Trong các công thức trên: k - hệ số an toán;
T
σ
- ứng suất cho phép của thép;
các hệ số:
ξα;
tra bảng theo
β
=

HL
/
và
ε
=
CH
/
.
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 khớ
p 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;
298
- 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.
Nế
u 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
299
Galerkin coi các nút khung là tuyệt đối cứng (phần gạch gạch trong I-I trên) nó không
bị biến dạng và I =
∞, kích thước nút cứng lấy bằng nửa bề dày thanh. Mặt khác các trụ
dịch chuyển theo phương đứng của nút là như nhau. Việc giải khung có nút cứng theo
bảng tra của phương pháp chuyển vị và phương pháp phân phối mômen giữa các nút.
b - Phương pháp sơ đồ khung và giải theo cơ học kết cấu:

Quan niệm tính đoạn khuếch tán theo sơ đồ khung tuy không chính xác như
phương pháp nút cứng nhưng đơn giản và sử dụng phương pháp cơ học kết cấu thông
thường để tính. Để tính, ta cũng cắt một băng theo chiều vuông góc với dòng chảy và
cũng có khung kín (đối với nền mềm), khung hở (đối với nền đá cứng). Sơ đồ kết cấu
như hình (17-15,b,c) tương ứng với các t
ải trọng trong trường hợp làm việc bình
thường.
Tải trọng tính toán gồm:
- Trọng lượng bản thân giá khung;
- Trọng lượng thiết bị ở sàn ống xả (nếu có) truyền xuống như : động cơ, thùng
dầu, máy bơm nước v.v ;
- Áp lực nước đây lên từ dưới tấm đáy;
- Áp lực nước ở ống xả;
- Phản lực nền do tác dụng của tải trọng bên trên gây ra và coi như ngoại lực;
- Các tải trọng khác, nếu có.
Các trường hợp tính toán:
- Trường hợp sửa chữa ống xả: bên trong ống xả không có nước, tải trọng bên
ngoài vẫn đầy đủ;
- Trường hợp bên trên thiết bị đã tháo đưa đi sửa chữa, nhà máy vẫn làm việc
với mực nước hạ lưu sau nhà máy là lớn nhất.
Trên đây khái quát một số cách tính toán kết cấu một số phần tử của nhà máy
thuỷ điện đã được dùng trong thự
c tế thiết kế nhằm giúp cho anh chị sinh viên phần nào
có phương hướng khi thiết kế nhà máy. Đi vào tính toán cụ thể còn gặp nhiều vấn đề
cần phải tìm hiểu cụ thể hơn để hoàn chỉnh hơn.

300
TÀI LIỆU THAM KHẢO

TÀI LIỆU TIẾNG VIỆT:

1 - Bộ môn thiết bị thuỷ điện - Trường ĐHTL - Giâo trình Turbine Thuỷ lực,
năm 1982;
2 - Võ Sỹ Huỳnh, Ng. Thị Xuân Thu - ĐHBK Hà Nội - Turbin nước, xuất bản
năm 2005;
3 - Lê Phu - Tủ sách ĐHXD Hà Nội - Turbin nước, xuất bản năm 1971;
4 - Bộ môn Thuỷ điện - ĐHTL Hà Nội - Công trnh Trạm Thuỷ điện
, xuất bản
năm 2003;
5 - Khoa XDTL - TĐ Trường ĐHXD - Trạm Thuỷ điện (Các công trình trên
tuyến năng lượng), xuất bản năm 1991;
6 - Khoa XDTL - TĐ Trường ĐHXD - Nhà máy của Trạm Thuỷ điện, xuất bản

năm 1991;
7 -Bộ môn Kỹ thuật điện, ĐHTL - Phần điện trong nhà máy điện và trạm biến
áp, 1976;
8 - Bộ môn thiết bị Thu
ỷ điện, ĐHTL - Thiết bị phụ trong trạm thuỷ điện, 1971 ;
9 - Nguyễn duy Thiện và Nguyễn duy Hạnh - Khảo sát thiết kế trạm TĐ nhỏ,
1971.

TĂI LIỆU TIẾNG NGA:
1 - P.P. Gubin - Trạm Thuỷ điện; xuất bản năm 1972;
2 - Đ. C. Savelep - Nhà máy Thuỷ điện, xuất bản năm 1967;
3 - A. A. Bererơnôi - Nhà động lực của Trạm Thuỷ
điện, xuất bản năm 1964;
4 - L. A. Vơladislavơlev - Rung động của tổ máy thuỷ lực, xuất bản năm 1972;
5 - A. A. Umansky - Cẩm nan thiết kế công trình và nhà công nghiệp, nhà ở, nhà
công cộng , xuất bản năm 1972;
6 - V. X. Golisman - Tính toán nhà máy thuỷ điện và đập tràn, xuất bản năm
1968;
7 - I. I. Ulisky - Kết cấu bê tông cốt thép ;
8 - N. N. Kvalĩp - Cẩm nan kết cấu turbine thuỷ lực, xuất b
ản năm 1971;
9 - V. A. Orơlốp - Buồng điều áp của Trạm thuỷ điện, xuất bản năm 1968;
10 - Tiêu chuẩn và định mức thiết kế đường ống thép của Trạm thuỷ điện TY-9-
51 ;
11 - Tài liệu Liên Xô dịch từ Mỹ năm 1960 - Cẩm nan Trạm thuỷ điện ;
12 - G. A. Plonsky - Thiết bị cơ khí thuỷ công, xuất bản năm 1959 .

301
MỤC LỤC
Trang
LỜI NÓI ĐẦU
Phần I. TURBINE THỦY LỰC VÀ CÁC THIẾT BỊ T.LỰC CỦA TTĐ 1
Chương I. KHÁI NIỆM CHUNG VỀ TURBINE THUỶ LỰC

I. 1. Phân loại turbine thuỷ lực của TTĐ 3
I. 2. Turbine xung kích 4
I. 2. 1. Turbine xung kích gáo
I. 2. 2. Turbine xung kích hai lần
I. 2. 3. Turbine xung kích phun xiên
I. 3. Turbine phản kích 8
I. 3. 1. BXCT của turbine tâm trục
I. 3. 2. BXCT của turbine hướng trục
I. 3. 3. BXCT của turbine hướng chéo
I. 3. 4. Turbine dòng
I. 3. 5. Turbine thuận nghịch
Chương II. CÁC BỘ PHẬN CHÍNH CỦA TURBINE THUỶ L
ỰC 17

II. 1. Vòng bệ, cơ cấu hướng dòng, trục của turbine phản kích 17
II. 2. Thiết bị dẫn nước của turbine 20
II. 2. 1. Loại buồng hở
II. 2. 2. Buồng hình ống
II. 2. 3. Buồng xoắn ốc
II. 3. Thiết bị tháo nước của turbine 31

II. 3. 1. Ống xả hình nón cụt
II. 3. 2. Ống xả hình cong
II. 3. 3. Ống xả khuỷu cong
Chương III. HIỆN TƯỢNG KHÍ THỰC TRONG TURBINE THUỶ LỰC
III. 1. Hiện tượng khí thực và tác hại 37
III. 2. Nh
ững biện pháp phòng chống khí thực 37
III. 3. Điều kiện xảy ra khí thực và hệ số khí thực 38
III. 4. Xác định cao trình đặt turbine 39
Chương IV. NGUYÊN LÝ CÔNG TÁC VÀ LUẬT TƯƠNG TỰ CỦA TB
IV. 1. Dòng chảy trong turbine thuỷ lực 41
IV. 2. Phương trình cơ bản của turbine thuỷ lực 42
IV. 3. Luật tương tự và các đại lượng quy dẫn của turbine 44
IV. 3. 1. Các điều kiện tương tự
IV. 3. 2. Các quan hệ của hai turbine tương tự
IV. 3. 3. Các đại l
ượng quy dẫn
IV. 3. 4. Vòng quay đặc trưng (tỷ tốc)
IV. 3. 5. Tính toán hiệu suất của turbine thực từ mô hình

302
Chương V. THÍ NGHIỆM MÔ HÌNH VĂ ĐẶC TÍNH TURBINE

V. 1. Mô hình vật lý và hệ thống thí nghiệm 50
V. 1. 1. Hệ thống thí nghiệm hở
V. 1. 2. Hệ thống thí nghiệm kín
V. 2. Đường đặc tính của turbine 53
V. 2. 1. Đường đặc tính đơn
V. 2. 2. Đường đặc tính tổng hợp
V. 2. 3. Đường đặc tính tổng hợp của nhóm tổ máy

V. 3. Xây dựng đường đặc tính tổng hợp vận hành 59
Chương VI. CHỌN KIỂU LOẠI VÀ CÁC THÔNG SỐ CỦA TBTL

VI. 1. Vấ
n đề chuẩn hoá TB và phạm vi sử dụng cột nước của TB 65
VI. 1. 1. Vấn đề chuẩn hoá
VI. 1. 2. Phạm vi sử dụng cột nước của các loại turbine
VI. 2. Những vấn đề chung khi chọn turbine 71
VI. 3. Lựa chọn turbine phản kích 73
VI. 3. 1. Chọn theo quy cách sản phẩm
VI. 3. 2.Chọn theo bảng, biểu hệ loại và đường đặc tính tổng hợp
VI. 3. 3. Các kích thước khác của BXCT turbine phản kích
VI. 4. Chọn các thông số cơ bản của turbine xung kích 81
VI. 4. 1. Ch
ọn thông số cơ bản của turbine gáo
VI. 4. 2. Xác định kích thước của tủbine xung kích hai lần

Chương VII. THIẾT BỊ ĐIỀU TỐC CỦA TURBINE THUỶ LỰC
VII. 1. Nhiệm vụ của thiết bị điều tốc turbine 86
VII. 2. Các loại thiết bị điều tốc thủ công 87
VII. 3. Thiết bị điều tốc tự động 88
VII. 3. 1. Sơ đồ nguyên lý điều tốc trự
c tiếp
VII. 3. 2. Các sơ đồ nguyên lý điều tốc đơn gián tiếp
VII. 3. 3. Các sơ đồ điều tốc kép gián tiếp
VII. 3. 4. Một số cơ cấu điều khiển của máy điều tốc
VII. 3. 5 Thiết bị dầu áp lực của máy điều tốc
VII. 4. Lựa chọn thiết bị điều tốc 95
VII. 4. 1. Chọn điều tôc loại nhỏ
VII. 4. 2. Chọn đ

iều tiết trung bình van lớn
Chương VIII. MỘT SỐ THIẾT BỊ KHÁC CỦA TTĐ

VIII. 1. Cửa van trên đường ống áp lực 102
VIII. 2. Các hệ thống thiết bị phụ thuỷ lực của TTĐ 105
VIII. 2. 1. Hệ thống thiết bị dầu
VIII. 2. 2. Hệ thống cấp nước kỹ thuật
VIII. 2. 3. Hệ thống khí nén
VIII. 2. 4. Hệ thống tháo nước tổ máy
303
VIII. 2. 5. Hệ thống cứu hoả trong nhà máy
Phần II,a. CÁC CÔNG TRÌNH TRÊN TUYẾN NĂNG LƯỢNG TTĐ
Chương IX. KHÁI QUÁT VỀ THÀNH PHẦN VÀ BỐ TRÍ TTĐ
IX. 1. Các thành phần của trạm thuỷ điện 111
IX. 2. Các sơ đồ bố trí TTĐ kiểu đập 112
IX. 3. Các sơ đồ bố trí TTĐ kiểu đường dẫn 115
Chương X. CÔNG TRÌNH LẤY NƯỚC CỦA TRẠM THUỶ ĐIỆN

X. 1. Phân loại các công trình lấy nước củ
a TTĐ 120
X. 2. Các thành phần của công trình lấy nước 121
X. 2. 1. Lưới chắn rác và thiết bị dọn rác
X. 2. 2. Cửa van
X. 2. 3. Thiết bị nâng hạ, vận chuyển
X. 3. Công trình lấy nước mặt 127
X. 4. Công trình lấy nước dưới sâu 131
Chương XI. BỂ LẮNG CÁT CỦA TRẠM THUỶ ĐIỆN
XI. 1. Công dụng và phân loại bể lắng cát 140
XI. 2. Tính toán thuỷ lực bể lắng cát 144
Chương XII. CÔNG TRÌNH DẪN NƯỚC CỦA TTĐ

XII. 1. Khái niệm về công trình dẫn nước của TTĐ 150
XII. 2. Đường dẫn nước của trạm thuỷ điện 150
XII. 2. 1. Chọn tuyến đường dẫn và hình dạng đường dẫn
XII. 2. 2. Tính toán kết cấu đường hầm dẫn nước của TTĐ
XII. 3. Kênh dẫn của trạm thuỷ điện 154
XII. 3. 1. Chọn tuyến kính vă hình thức tuyến kính
XII. 3. 2. Cấu tạo mặt cắt kính
XII. 3. 3. Kênh tự động và không t
ự động điều tiết
XII. 4. Tính toán thuỷ lực đường dẫn 159
XII. 4. 1. Tính thuỷ lực đường dẫn không áp
XII. 4. 2. Tính thuỷ lực đường dẫn có áp
XII. 4. 3. Tính tổn thất thuỷ lực và năng lượng của đường dẫn TTĐ
XII. 5. Lựa chọn mặt cắt kinh tế đường dẫn TTĐ 163
XII. 6. Bể áp lực của Trạm thuỷ điện 165
XII. 6. 1. Cấu tạo và các phần của bể áp l
ực
XII. 6. 2. Các sơ đồ bố trí tổng thể bể áp lực
XII. 6. 3. Tính toán xác định kích thước và ổn định bể áp lực

Chương XIII. ĐƯỜNG ỐNG TURBINE

XIII. 1. Khái quát đường ống turbine 171
XIII. 1. 1. Phân loại đường ống turbine
XIII. 1. 2. Chọn tuyến và bố trí đường ống turbine
XIII. 2. Đường ống thép 174