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. [...]... 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... 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 Thuỷ 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... 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... 8 - N N Kvalĩp - Cẩm nan kết cấu turbine thuỷ lực, xuất bản 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-951 ; 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 300 MỤC LỤC Trang LỜI NÓI ĐẦU Phần I TURBINE THỦY... q1 + 3H ) − (1 7-2 3) MB = H pk 60 192 7 2 H2 ( 2 q1 + H ) − M g.nhip = H pk 48 192 P P a3 - Tính kết cấu các tường bên thượng lưu: (hình 1 7-9 ,a và 1 7-1 0,c) Tường bên thượng lưu buồng xoắn chia hai đoạn (hình 1 7-9 ,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... TRẠM THUỶ ĐIỆN Chương XVI NHÀ MÁY THUỶ ĐIỆN VÀ CÁC THIẾT BỊ TRONG NM XVI 1 Khái quát về thành phần nhà máy thuỷ điện XVI 1 1 Nhà máy thuỷ điện và bố trí thiết bị trong nhă mây XVI 1 2 Phân loại nhà máy thuỷ điện 304 248 XVI 2 Đặc điểm và cấu tạo của các loại nhà máy thuỷ điện XVI 3 Các thiết bị trong nhà máy thuỷ điện XVI 3 1 Máy phát điện của trạm thuỷ điện XVI 3 2 Cầu trục trong nhà máy thuỷ điện XVI... xem (hình 1 7-1 2,b) Hình 1 7-1 2 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... 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 (1 7-1 6) A1 = 2 − ω 2 2 + 0,2 λ 2 ω 2 G1 λ1 1 1 1 ( ( ) ) 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; πn2 π n 01 = 0,104 n 01 ; và ω1 = = 0,104 n 2 λ1 = 30 30 + Biên độ giao động ngang A 2 : P 2 g (1 7-1 7)...+ Tần số chấn động riêng ngang n 02 (hình 1 7-8 ,b): n 02 = 60 2π g = G 2δ 2 30 (1 7-1 4) 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 1 7-8 ,c): n 03 = 60 2π g = I ϕ ϕ 30 Iϕ ϕ (1 7-1 5) 2 2 P 0 D0 Ds + 0,35 Trong đó: I ϕ = Q s là mômen quán tính của stator và... bêtông trên 1 mét chu vi chịu ứng suất tiếp: 100 p ρ (1 7-2 6) F doc = 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 . B k M H q H H p =+− 2 1 2 60 53 11 192 () (1 7-2 3) 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 1 7-9 ,a và 1 7-1 0,c) Tường bên thượng lưu buồng xoắn chia hai đoạn (hình 1 7-9 ,a):. 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 1 7-5 ,a), thường dùng cho nhà máy thuỷ điện trục. thuỷ điện nhỏ trục đứng; bệ đỡ dạng cột, trên cột có vành tròn để tăng ổn định cho bệ đỡ (hình 1 7-5 ,b), được dùng cho máy phát không lớn; - Bệ dỡ máy phát điện dạng trụ rỗng (hình 1 7-5 ,c).Trụ