Zalo QR
Zalo QR
Nhà máy thuỷ điện là một kết cấu hình khối lớn, hình dạng khá phức tạp với nhiều khoảng trống bên trong. Toàn bộ nhà máy nói chung và từng phần nói riêng phải đảm bảo đủ ổn định và đủ độ bền dưới tác động của mọi tổ hợp tải trọng tĩnh và tải trọng động trong các giai đoạn xây dựng, vận hành, sửa chữa.
Các sơ đồ tính toán ổn định và độ bền của nhà máy phải phản ánh hợp lí các giai đoạn xây dựng nhà máy và phải xét đến trạng thái ứng suất thay đổi khi nhà máy bị lún.
Sau khi đã chọn xong kết cấu nhà máy, việc đầu tiên là phải tính toán ổn định chống trượt. Khi tính toán ổn định chống trượt nên tính cho một khối tổ máy nhưng cũng có thể tính cho 1 m. Chỉ cần tính toán ổn định chống trượt cho các nhà máy thuỷ điện chịu áp lực, tức là các nhà máy thuỷ điện ngang đập. Các nhà máy thuỷ điện sau đập và đường dẫn không chịu áp lực nằm ngang của nước từ thượng lưu và các lực nằm ngang khác nên không cần tính toán ổn định chống trượt. Chỉ kiểm tra ổn định chống trượt cho nhà máy thuỷ điện sau đập và đường dẫn khi giữa nhà máy và đập có khe co lún hoặc khi có đổ đất phía thượng lưu nhà máy hoặc hai bên hông nhà máy.
Ý nghĩa quyết định trong tính toán ổn định chống trượt là việc chọn đúng các tổ hợp tải trọng cho các trường hợp tính toán khác nhau
Sự ổn định của nhà máy chủ yếu phụ thuộc vào áp lực chủ động nằm ngang, trọng lượng bê tông và nước, áp lực đẩy nổi và thấm cũng như hệ số ma sát theo mặt trượt.
Ngoài những yếu tố trên còn có thể có tác động của lực dính của đất, phản lực đất, lực tì vào sân tiêu năng hay đá và kháng của néo.
Phương pháp tính toán ổn định nhà máy là dựa vào lí thuyết cơ học đất - nền móng. Phương pháp này đơn giản song phản ảnh tương đối đầy đủ quá trình làm việc của công trình chịu tải trọng nằm ngang.
Hình 4-1. Các mặt trượt tính toán cho sơ đồ trượt phẳng ABCD, ABCDEF, ABCDE
Các công trình bê tông tính chống trượt theo mặt tiếp xúc của tấm đáy với nền - sơ đồ trượt phẳng và chỉ tính theo sơ đồ trượt sâu cùng với lớp đất bị ép phì khi tấm đáy nhà máy không chôn sâu và chiều rộng tấm đáy theo phương trượt nhỏ. Nhà máy thuỷ điện thường có chiều rộng tấm đáy lớn theo phương trượt và đặt sâu nên thường được tính ổn định theo sơ đồ trượt phẳng.
Trong sơ đồ trượt phẳng, mặt trượt tính toán là mặt nằm ngang ở cao trình chôn sâu nhất của tấm đáy (hình 4-1). Khi tính toán phải kể đến trọng lượng đất nằm trên mặt trượt. Trường hợp nền có những lớp đất yếu nằm dưới tấm đáy thì phải kiểm tra ổn định theo mặt phẳng trùng với mặt của lớp đất đó, vì ở đó khá năng bị trượt rất lớn.
Thường người ta tính toán ổn định cho các trường hợp sau đây:
1- Vận hành bình thường:
Mực nước thượng lưu là MNDBT, mực nước hạ lưu nhà máy ứng với lưu lượng vận hành một tổ máy. Lực tác dụng thẳng đứng gồm có: Trọng lượng kết cấu bê tông nhà máy ; trọng lượng nước của các bộ phận qua nước (buồng xoắn, ống hút, ống dẫn nước) ; trọng lượng các thiết bị chủ yếu (tua bin, máy phát) ; áp lực thấm đẩy nổi. áp lực nằm ngang gồm có: áp lực nước thượng hạ lưu nhà máy ; áp lực đất chủ động thượng hạ lưu.
2- Sửa chữa:
Thượng hạ lưu nhà máy có áp lực nước ; thiết bị dỡ đem đi sửa chữa ; phần qua nước bơm cạn ; các tải trọng khác giống trường hợp 1.
3- Xả lũ đặc biệt:
Thượng lưu MNDBT , hạ lưu mực nước cao nhất.
Trong các trường hợp trên trường hợp thứ hai là bất lợi nhất khi tính toán ổn định chống trượt.
Trước khi tính toán ổn định phải chọn sơ đồ tính toán. Phần lớn nhà máy thuỷ điện có thể tính ổn định theo sơ đồ trượt phẳng, nhưng cũng có trường hợp tính theo sơ đồ trượt sâu. Có thể dựa vào tiêu chuẩn về chỉ số mô hình dưới đây để chọn sơ đồ tính theo mặt trượt phẳng:
Trong đó :
smax- ứng suất pháp lớn nhất trên đất nền (T/m2)
g - Trọng lượng riêng của đất (T/m3)
B - chiều rộng tính toán của nhà máy theo chiều dòng chảy (m).
K- trị số không thứ nguyên phụ thuộc vào góc ma sát trong j và lực dính của đất C. Đối với công trình cấp I, K xác định theo kết quả thí nghiệm mô hình, còn đối với công trình cấp II, III, IV đất nền là đất có thể lấy K =3, còn nền cát thì K=1.
Đối với nhà máy thuỷ điện thông thường chỉ số mô hình chỉ kiểm tra theo sơ đồ trượt phẳng.
Như ở trên đã nói, trường hợp nguy hiểm nhất cho ổn định chống trượt của nhà máy thường là trường hợp sửa chữa.
Theo trạng thái giới hạn, ổn định chống trượt của nhà máy thuỷ điện tính theo điều kiện: N < F
N : hợp lực của tất cả các tải trọng tính toán trên nền trong tổ hợp bất lợi nhất.
F: khả năng chịu lực của nền.
Với sơ đồ trượt phẳng các lực N và F tính theo các công thức dưới đây:
ở đây :
P=SG - tổng hợp các tải trọng thẳng đứng
mkc- hệ số điều kiện làm việc phụ thuộc vào cấp công trình khi tính dựa theo quy phạm
mp-hệ số điều kiện làm việc xét đến mức độ chuẩn xác của phương pháp tính lấy theo quy phạm.
tgj =f : hệ số ma sát giữa bê tông với nền hoặc giữa đất với nền tuỳ theo mặt trượt.
C - lực dính đơn vị của đất.
Bn - hình chiếu của chiều rộng tấm đáy trên mặt nằm ngang.
l - chiều dài công trình ngang chiều dòng chảy, trong tính toán ổn định nhà máy thuỷ điện l thường lấy 1 m dài hoặc chiều dài một đoạn tổ máy.
Hình 4-2. Sơ đồ các lực tác dụng lên nhà máy thủy điện lòng sông trong tính toán ổn định chống trượt cho trường hợp sửa chữa
TB ,TH: áp lực nước thượng lưu và hạ lưu nhà máy
SG: trọng lượng bản thân nhà máy, trọng lượng thiết bị và trọng lượng nước. u0: áp lực đẩy nổi.
u1: áp lực thấm.
EaB , EaH: áp lực chủ động của đất (nếu móng chôn sâu) EnH: phản lực đất hạ lưu.
Các kí hiệu khác thể hiện trên hình 4-2.
Trong tính toán thường giảm trị số EnH xuống bằng cách nhân với hệ số
Các lực chủ động tác động lên nhà máy gây ra phản lực ứng suất pháp và ứng suất tiếp trong đất nền nàm dưới tấm đáy. Phản lực nền xác định từ điều kiện cân bằng của công trình. Biểu đồ phản lực nền cần để tính độ lún, độ bền, biến vị ngang của nhà máy và để đánh giá trạng thái giới hạn của nền.
Biểu đồ phản lực nền có thể xác định theo giả thiết nền là một môi trường biến dạng tuyến tính hoặc theo phương pháp hệ số nền.
Trong sơ đồ tính toán nền với trị số phản lực nhất định, tỷ số độ cứng của tấm đáy và nền có một ý nghĩa quan trọng. Biến dạng của bản thân tấm đáy có thể có ảnh hưởng nhiều hay ít đến tính chất của biểu đồ phản lực nền tuỳ theo tỷ số giữa độ cứng của tấm đáy và nền.
Người ta phân biệt hai loại: công trình tuyệt đối cứng (biến dạng của công trình không ảnh hưởng đến sự phân bố phản lực nền) và công trình có độ cứng hữu hạn (biến dạng công trình có ảnh hưởng đến sự phân bố phản lực nền).
Độ cứng của nhà máy có thể xác định theo tiêu chuẩn Gorlunốp - Paxađốp.
hoặc theo chiều dài quy đổi l =l/L Trong đó :
m1, E1: hệ số poat xông và môduyn đàn hồi của vật liệu làm công trình.
m0, E0: hệ số poat xông và môduyn đàn hồi của nền đất.
l,h,b: chiều dài, cao và rộng của dầm (đối với bài toán phẳng b =1m) J: mô men quán tính.
L: đặc trưng đàn hồi của dầm.
với t<1 hoặc l<1,72 biến dạng của dầm hoặc công trình thực tế không ảnh hưởng đến tính chất phân bố phản lực nền và có thể coi như tuyệt đối cứng. Phần lớn các nhà máy thuỷ điện lòng sông hoặc các phân đoạn có 2 tổ máy trở xuống có chiều rộng và chiều cao lớn (tỷ số kích thước mặt bằng thường gần bằng 1) và độ cứng khá lớn nên thường có thể coi là một kết cấu tuyệt đối cứng.
Theo phương pháp hệ số nền, nếu hệ số nền k0=const và tính chất của đất nền trong phạm vi công trình không thay đổi, biểu đồ phản lực nền dưới công trình tuyệt đối cứng phân bố theo đường thẳng và xác định theo công thức nén lệch tâm:
Nếu hệ số nền và tính chất nền thay đổi thì biểu đồ phản lực nền phân bố theo đường cong.
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. Nếu bỏ qua lực ma sát theo tấm đáy, ứng suất pháp dưới công trình chịu nén lệch tâm trong bài toán phẳng có thể xác định theo công thức:
Như phần đầu đã đề cập, nhà máy thuỷ điện là một kết cấu không gian gồm nhiều cấu kiện có hình dạng phức tạp, độ cứng khác nhau nối liền thành một khối. Với kết cấu nặng và hình dạng phức tạp, thêm vào đó sơ đồ tải trọng tác động lên nhà máy cũng rất phức tạp nên hiện nay người ta chưa thể tính độ bền nhà máy như một kết cấu thống nhất bằng lí thuyết cơ kết cấu hoặc lí thuyết đàn hồi. Bởi vì phải xét đến trình tự gia tải, cường độ tăng dần độ cứng nhà máy, quá trình lún đang tiếp diễn, tính đàn hồi của bê tông cũng như đất không đồng nhất..vv..
Cho đến nay có rất nhiều phương pháp và sơ đồ tính toán độ bền nhà máy khác nhau phản ánh tính đa dạng củnahà máy thu ỷ điện. Theo quan niệm mới gần đây người ta cho rằng trạng thái ứng suất trong mỗi phần tử của nhà máy gồm trạng thái ứng suất mà phần tử tham gia làm việc chung với toàn thể nhà máy và trạng thái ứng suất mà phần tử làm việc dưới tác động của tải trọng cục bộ. Do đó người ta phải tính toán độ bền chung và độ bền cục bộ.
Trong bước tính toán độ bền chung xác định ứng lực trong các phần tử của nhà máy do biến dạng chung của nhà máy cùng làm việc với nền. Độ bền chung tính theo hai phương : ngang chiều dòng chảy (dọc theo nhà máy) và theo chiều dòng chảy (ngang nhà máy). Trong bước tính toán độ bền cục bộ xét sự
Hình 4-4. Sơ đồ tính toán độ bền chung theo phương ngang chiều dòng chảy như là một dầm trên nền đàn hồi
làm việc riêng rẽ của từng phần tử nhà máy dưới tải trọng tại chỗ. ứng suất trong các phần tử là tổng ứng suất trong bước tính toán độ bện chung và độ bền cục bộ.
Khi tính toán độ bền chung theo phương nằm ngang chiều dòng chảy trên cơ sở sơ đồ tính toán kết cấu nhà máy đã chọn cũng như số lượng tổ máy trong phân đoạn.
Độ cứng nhà máy theo phương ngang chiều dòng chảy do kích thước tấm đáy,
Hình 4-5. Sơ đồ tính toán độ bền chung theo phương ngang chiều dòng chảy như là một khung phẳng
tường áp lực và các sàn quyết định. Đối với nhà máy lòng sông có thể có hai sơ đồ tính toán:
Sơ đồ thứ nhất xem nhà máy như một dầm nằm trên nền đàn hồi có độ cứng không
đổi và bằng độ cứng nhỏ nhất của tiết diện cắt ngang (hình 4-4).
Sơ đồ thứ hai xem nhà máy như một khung phẳng hoặc một hệ khung phẳng song song cùng làm việc (hình 4-5)
Sơ đồ thứ nhất thường dùng cho các nhà máy thuỷ điện không kết hợp, nhà máy trong thân đập tràn thường phần trên có độ cứng rất nhỏ so với tấm đáy, kết cấu của nó theo chiều dọc không thể xem như là một khung hoặc cắt thành nhiều khung.
Sơ đồ thứ hai thường dùng cho nhà máy thuỷ điện kết hợp xả đáy và một số loại nhà máy khác. Tính toán theo sơ đồ này thường phân nhà máy ra một số vùng như vùng thượng lưu, vùng buồng xoắn, vùng khuỷu ống hút cong và vùng hạ lưu trong đó có các phần tử giống nhau và có thể coi như các khung.
Độ cứng nhà máy theo phương dòng chảy chủ yếu do mố trụ chính và trung gian đảm bảo. Ở đây cũng có thể có hai loại sơ đồ tính toán:
+ Sơ đồ thứ nhất: tách một phần tử tính toán như một dầm tĩnh định nằm trên nền đàn hồi chịu tải trọng chủ động và phản lực. Dầm tính toán có thể gồm một hoặc nhiều mố trụ. Sơ đồ này thường dùng cho nhà máy không kết hợp và nhà máy kết hợp xả đáy (hình 4- 6a)
Hình 4-6. Sơ đồ tính toán độ bền chung theo phương dòng chảy như là một khung phẳng.
a, Sơ đồ tách một phần tử dầm tĩnh định;
b, Sơ đồ tách phần tử tính như một khung với các góc tuyệt đối cứng.
+ Sơ đồ thứ hai: coi phần tử tính toán là một khung phẳng nối với các góc tuyệt đối cứng (hình 4-6b). Khung có thể là một mố trụ tách riêng, có thể là riêng phần tràn hoặc cũng có thể là một mố trụ và hai phần tràn bên cạnh. Sơ đồ này dùng cho nhà máy trong thân đập.
Các phương pháp tính độ bền chung nhà máy ở trên chủ yếu là áp dụng lí thuyết cơ kết cấu hệ thanh cắt với phần tử có độ dày lớn làm giảm độ chính xác và cũng không xét đến trạng thái làm việc không gian nhà máy. Để khắc phục nhược điểm đó khi tính toán độ bền chung nhà máy nên tính theo sơ đồ các hệ dầm đặt vuông góc với nhau (hệ dầm trực giao). Sơ đồ này có thể giải dễ dàng bằng máy tính điện tử.
Độ bền cục bộ của các phần tử nhà máy tính toán với các tải trọng tác động trực tiếp lên các phần tử đó các phần tử của nhà máy có thể tính như các dầm, khung, các tấm có độ ngàm khác nhau.
Thường phải tính toán độ bền cục bộ cho các phần tử của nhà máy thuỷ điện như : bệ máy phát điện, buồng xoắn tua bin, ống hút, cửa lấy nước..vv..
1. Kiểu bệ máy và tải trọng
Bệ máy phát là kết cấu đỡ máy phát, có thể là hình ống tròn hoặc khung. Đối với trạm thuỷ điện loại vừa và lớn thường là ống tròn, nó có đặc điểm độ cứng lớn, khả năng chống xoắn và chống chấn động tốt.
Các tải trọng tác động lên bệ máy gồm có:
- Tải trọng tĩnh tác động thẳng đứng: trọng lượng bản thân ; trọng lượng sàn máy phát ; trọng lượng stato máy phát ; stato máy kích từ và các thiết bị phụ ; trọng lượng giá đỡ trên và giá đỡ dưới máy phát.
- Tải trọng động tác dụng thẳng đứng: Rô to máy phát và trục ; rô to máy kích từ ; turbin và trục ; áp lực nước hướng trục.
- Mô men xoắn bình thường. Máy phát khi vận hành bình thường do cảm ứng điện từ giữa rô to và stato nên ở stato máy phát sinh mô men xoắn tác dụng lên bệ máy tính toán như sau:
Trong công thức: N- công suất biểu kiến của máy phát điện (KVA); n- số vòng quay bình thường (v/f); cosj - hệ số công suất máy phát điện.
- Mô men xoắn khi chập mạch: Khi chập mạch sinh ra mô men xoắn rất lớn tác dụng lên bệ máy, thường gấp 5-7 lần mô men xoắn bình thường và bằng công thức:
xk: điện kháng tức thời của máy phát, nó biến đổi trong phạm vi 0,18-0,33. Trị số này thường ghi trong tài liệu của xưởng chế tạo máy phát điện.
- Ứng suất do sự thay đổi nhiệt độ và sự co ngót của bê tông
2. Tính toán kết cấu bệ máy phát điện hình trụ
Sơ đồ tính toán: Bệ máy phát dạng hình trụ đỉnh liên kết với sàn máy phát, song khi tính toán xem như tự do không xét đến sự liên kết đó, đáy bệ máy tựa trên ống hút xem như ngàm chặt không xét đến biến dạng của ống hút. Các thành phần lực tác động lên bệ máy được phân bố đều trên chu vi của nó.
Hình 4-7. Sơ đồ tính toán bệ máy phất điện hình trụ
Các tải trọng tác động lên bệ máy:
- Tải trọng tĩnh : trọng lượng bản thân bệ máy P1, P2, P3, P4 (Hình 4- 7a), trọng lượng sàn máy phát P5 ; trọng lượng các bộ phận cố định máy phát P6.
- Tải trọng động: gồm các bộ phận quay của máy phát P7 và áp lực nước dọc trục P8. Tất cả các tải trọng này nhân với hệ số động.
Điểm tác động của các lực trên tính đến trung tâm tổ máy với khoảng cách ri, khi chuyển về đường trung tâm mặt cắt bệ máy có độ lêch tâm ei (hình 4-7b).
Các tải trọng Pi chuyển đổi vị trí tác động để phù hợp với tải trọng tính toán ứng với mặt cắt bệ máy Pi'.
Pi' tính theo công thức dưới đây:
Trong công thức
Pi': tải trọng tác động trên một cung đơn vị bệ máy.
ri: khoảng cách từ trung tâm tổ máy đến các lực tác động.
r0: khoảng cách từ trung tâm tổ máy đến mặt cắt tính toán bệ máy.
Tải trọng Po=SPi' tác động lên trung tâm mặt cắt của bệ máy đồng thời sinh ra mô men uốn Mo
Mo = SPi.ei (4-9)
Sơ đồ tính toán hình 4-7 (c) biểu thị mặt cắt tính toán bệ máy, lực tác động Mo, Po và các kích thước khác.
Tính ứng suất chính:
1)Khi chiều cao bệ máy H<p
Trong đó
r0: bán kính tính từ trung tâm tổ máy đến mặt cắt bệ máy. h: chiều dày bệ máy.
m: hệ số poát xông.
Trong trường hợp này lấy một cung đơn vị của bệ máy để tính toán, đầu trên tự do, đầu dưới ngàm chặt tính theo cấu kiện nén lệch tâm. Lực tác động gồm lực hướng trục và mô men uốn.
T = Po; M = Mo
2, Khi chiều cao bệ máy H > pS
Trong trường hợp này tính theo kết cấu ống vỏ mỏng (hình 4-7, c). Tại đỉnh bệ máy mô men uốn tác động Mo, từ đỉnh xuống đáy bệ máy theo phương trục x Mô men uốn Mx tính theo công thức dưới đây:
Mx=Mo.f(bx) (4-11)
trong công thức trên:
Căn cứ vào giá trị b dựa vào bảng 4-1. ta tính tìm được f(bx) r0: bán kính trung tâm bệ máy(m).
h: chiều dày bệ máy(m).
m: hệ số poát xông của bê tông, có thể lấy 1/5 hoặc 1/6.
Sau khi đã có nội lực M và T tiến hành tính toán ứng suất chính ở các mặt cắt tính từ đỉnh bệ máy cho đến đáy theo phương x:
Trong đó :
T: lực hướng trục Po tác dụng lên mặt cắt tính toán F: mặt cắt tính toán F=lxh (h chiều dày bệ máy phát)
M: mô men uốn tác động lên bệ máy
y: khoảng cách từ điểm tính toán ứng suất đến trục mặt cắt y=0 - h/2. J: mô men quán tính của tiết diện.
Bảng 4-1. Quan hệ hàm số f(bx)
|
b x |
f (b x) |
b x |
f (b x) |
b x |
f (b x) |
b x |
f (b x) |
|
0 |
1.000 |
1.8 |
0.1234 |
3.6 |
-0.0366 |
5.4 |
-0.0006 |
|
0.1 |
0.9906 |
1.9 |
0.0932 |
3.7 |
-0.0341 |
5.5 |
0.000 |
|
0.2 |
0.9651 |
2.0 |
0.0667 |
3.8 |
-0.0314 |
5.6 |
0.0005 |
|
0.3 |
0.267 |
2.1 |
0.0438 |
3.9 |
-0.0286 |
5.7 |
0.0009 |
|
0.4 |
0.8784 |
2.2 |
0.0244 |
4.0 |
-0.2558 |
5.8 |
0.0013 |
|
0.5 |
0.8231 |
2.3 |
0.0080 |
4.1 |
-0.0231 |
5.9 |
0.0015 |
|
0.6 |
0.7628 |
2.4 |
-0.0056 |
4.2 |
-0.0204 |
6.0 |
0.0017 |
|
0.7 |
0.6997 |
2.5 |
-0.0166 |
4.3 |
-0.0179 |
6.1 |
0.0018 |
|
0.8 |
0.6353 |
2.6 |
-0.0254 |
4.4 |
-0.0155 |
6.2 |
0.0019 |
|
0.9 |
0.5712 |
2.7 |
-0.0320 |
4.5 |
-0.0132 |
6.3 |
0.0019 |
|
1.0 |
0.5083 |
2.8 |
-0.0369 |
4.6 |
-0.0111 |
6.4 |
0.0018 |
|
1.1 |
0.4476 |
2.9 |
-0.0403 |
4.7 |
-0.0092 |
6.5 |
0.0018 |
|
1.2 |
0.3898 |
3.0 |
-0.0422 |
4.8 |
-0.0075 |
6.6 |
0.0017 |
|
1.3 |
0.3355 |
3.1 |
-0.0431 |
4.9 |
-0.0059 |
6.7 |
0.0016 |
|
1.4 |
0.2849 |
3.2 |
-0.0431 |
5.0 |
-0.0046 |
6.8 |
0.0015 |
|
1.5 |
0.2384 |
3.3 |
-0.0422 |
5.1 |
-0.0033 |
6.9 |
0.0014 |
|
1.6 |
0.1960 |
3.4 |
-0.0408 |
5.2 |
-0.0023 |
7.0 |
0.0013 |
|
1.7 |
0.1576 |
3.5 |
-0.0388 |
5.3 |
-0.0014 |
|
|
Nếu bệ máy phát có lỗ đi vào giếng tua bin với bán kính là a thì:
SP: toàn bộ tải trọng tác động thẳng đứng.
Tính ứng suất cắt cho bệ máy trong các trường hợp sau đây:
- Ứng suất cắt xảy ra khi chập mạch tn'.
a - hệ số mỏi của bê tông cốt thép thường bằng 2. Cp = 1/d2
d2 - biến vị ngang của đầu bệ máy dưới tác dụng của lực đơn vị tác dụng ngang . A2 - biên độ chấn động ngang do lực li tâm sinh ra.
- Ứng suất cắt do biên độ mô men xoắn sinh ra
A3 - biên độ xoắn; C q =1 /ji; ji - góc xoắn dưới tác dụng mo men xoắn đơn vị.
Ứng suất cắt trong các trường hợp tính toán trên thì trường hợp chập mạch là trường hợp nguy hiểm thường để kiểm tra. Tổng ứng suất cắt:
t= tn'+ tp+ tq (4-18)
Nếu bệ máy có cửa đi vào giếng tua bin thì ứng suất cắt tn'và tp có thể dùng công thức ống tròn có lỗ để tính:
trong đó : l: chu vi tâm bệ máy; h: chiều dày bệ máy; f: diện tích cửa vào giếng tua bin Sau khi đã tính được ứng suất chính s và ứng suất cắt t tiến hành tính toán ứng suất kéo của bệ máy theo công thức:
Trị số ứng suất kéo không được vượt quá giá trị cho phép của bê tông tức là [sze]<Re/kz. Nếu không phải đặt nhiều cốt thép ngang và cốt thép đứng để chống lại ứng suất kéo.
3. Tính toán ứng suất cục bộ của lỗ (cửa vào giếng tua bin)
Bệ máy phát hình viên trụ với tổ máy công suất lớn thường chừa cửa đi vào giếng tua bin. Ta có thể xem như ống tròn có khoét lỗ, dưới tác dụng của lực xung quanh lỗ sinh ứng suất tập trung. Khi thiết kế dựa vào ứng suất lớn hoặc nhỏ để đặt cốt thép gia cường. Khi tính toán có thể khai triển ống có lỗ nằm trong mặt phẳng vô hạn để tính.
Hình 4-8. Sơ đồ tính toán ứng suất cục bộ cửa vào giếng tua bin
Nếu lỗ là hình tròn có bán kính a dưới tác dụng của ứng suất nén s xung quanh lỗ sinh ứng suất được tính như sau (hình 4-8a)
Trên đường n-n ứng suất nén cách tâm lỗ theo khoảng cách x và trêm đường m-m ứng suất kéo cách tâm lỗ khoảng cách y
Tại điểm A', C', B', D' ; q = 450, r = a ứng suất kéo, nén có giá trị lớn nhất sq= 4.tq Nếu ứng suất kéo vượt quá ứng suất kéo cho phép của bê tông Re/kz thì bố trí cốt thép vòng xung quanh lỗ
4. Ứng suất nhiệt
Khi nhiệt độ thay đổi, trong bệ máy cũng có thể phát sinh ứng suất nhiệt. ứng suất này chia làm hai loại
Khi nhiệt độ tăng hoặc hạ nhưng ở bên trong bệ máy và bên ngoài đều như nhau thì đối với nhiệt độ thay đổi là toC, dưới chân bệ máy sẽ sinh ra lực cắt Qt và mô men uốn Mt tính theo công thức sau:
trong công thức:
a: hệ số nở của bê tông (a=0,00001) các kí hiệu khác giống trên.
Khi nhiệt độ bên trong và bên ngoài bệ máy khác nhau thì sẽ phát sinh ứng suất nhiệt không đều. Gọi Ät = t1 - t2 là độ chênh nhiệt độ, giả thiết t1 là nhiệt độ bên trong bệ máy ; t2 là nhiệt độ bên ngoài bệ máy. t1 > t2 bên ngoài bệ máy chịu kéo, trong bệ máy chịu nén
Ở hai đầu bệ máy vì bị ảnh hưởng của điều kiện giới han nên ứng suất phải tăng thêm 40%.
5. Tính toán động lực bệ máy
Khi tổ máy truyền động, dưới tác dụng của tải trọng động bệ máy sinh ra chấn động cưỡng bức và chấn động tự do. Do đó cần phải tính toán tần số chấn động cưỡng bức và tần số chấn động tự do, kiểm tra bệ máy có phát sinh dao động cộng hưởng không. Đồng thời phải tính toán biên độ dao động lớn nhất có vượt quá giá trị cho phép không. Ngoài ra khi tính toán nội lực, sơ bộ dùng hệ số động lực từ 1,5 - 2,0 để tính toán, sau đó cần phải tính toán hệ số động lực thực tế là bao nhiêu để thoả mãn điều kiện an toàn và kinh tế.
a, Tần số chấn động cưỡng bức:
Khi tổ máy vận hành, có hai loại lực tác động có tính chất chu kì sau đây tác động lên bệ máy
- Chấn động sinh ra do phần quay tổ máy
Vì rô to máy phát điện không thể lắp tuyệt đối cân bằng, vì vậy khi chuyển động phát sinh dao động cưỡng bức có tần số n1 bằng với số vòng quay bình thường tổ máy n.
n1= n (7-30)
- Chấn động do sự xung kích thuỷ lực
Khi cánh của bánh xe turin quay qua đầu cánh hướng nước thì áp lực nước thay đổi một lần, sự thay đổi đó sinh ra chấn động bệ máy. Gọi số cánh bánh xe turbin là z1, số cánh hướng nước là z2 thì tần số chấn động là
Trong công thức a là ước số chung lớn nhất của z1và z2.
Chấn động này chủ yếu thẳng đứng đối với bệ máy. Ngoài ra còn có chấn động do áp lực mạch động của dòng chảy và khí thực sinh ra. Các lực này đều không có tính chất chu kì, thay đổi tương đối phức tạp.
b, Tần số chấn động tự do của bệ máy
Tần số chấn động tự do của bệ máy gồm 3 hướng: chấn động thẳng đứng, chấn
động ngang và chấn động xoắn.
- Tần số chấn động thẳng đứng n01
Trong đó :
G1- Tác dụng lên bệ máy toàn bộ tải trọngthẳng đứng; SPi cộng với trọng lượng bản thân bệ máy Po và trọng lượng tấm đỉnh buồng xoắn Pa; G1= SPi + Po + Pa (tấn)
d1: biến vị thẳng đứng của kết cấu dưới tác dụng lực đơn vị (bao gồm biến vị thẳng đứng của bệ máy bị nén và đỉnh của của buồng xoắn)
- Tần số chấn động ngang n02
Trong đó :
G2 - tải trọng tác dụng lên bệ máy G2= SPi + 0.35Po (tấn)
d2 - biến vị ngang bệ máy khi lực đơn vị tác dụng lên đầu bệ máy (loại bỏ sự ảnh hưởng của sàn máy phát đối vơí đỉnh bệ máy)
- Tần số chấn động xoắn n03
Qs, Ds - trọng lượng và đường kính bình quân stato. P0, D0- trọng lượng và đường kính bình quân bệ máy
j1 - góc xoắn kết cấu dưới tác dụng mô men xoắn đơn vị
G - mô men đàn hồi chống cắt bê tông (G=0,425 Eb); l - chiều cao bệ máy
c, Kiểm tra cộng hưởng
Sau khi tính toán được tần số chấn động cưỡng bức và tần số tự do của bệ máy ; có thể tiến hành kiểm tra cộng hưởng. Khi n»n0 (n gần bằng n0) phát sinh cộng hưởng, lúc này biến dạng và ứng suất của kết cấu bệ máy gia tăng một cách kích liệt, dẫn đến sự nguy hiểm an toàn cho bệ máy . Vì vậy giữa n và n0 có độ chênh lệch nhất định, đồng thời để tránh phát sinh cộng hưởng tức thời khi ngừng máy n phải nhỏ hơn n0. Để không phát sinh cộng hưởng phải thoả mãn hai điều kiện dưới đây:
n < n0
n và n0 chênh lệch từ 20 - 30% tức là
(n0-n)/n0 >20-30 % (4-35)
Nếu không thoả mãn điều kiện trên, phải tăng kích thước bệ máy để tăng tần số chấn động tự do bệ máy.
4. Kiểm tra biên độ dao động
Trong tính toán động lực, ngoài kiểm tra cộng hưởng còn cần phải tiến hành tính toán kiểm tra biên độ dao động bệ máy.
a, Biên độ dao động thẳng đứng
Trong đó:
P1 : tải trọng động tác dụng lên bệ máy
G1: trọng lượng bản thânh bệ máy và toàn bộ tải trọng tác dụng lên bệ máy
b, Biên độ dao động ngang
trong công thức
P2: tải trọng chấn động ngang tác dụng lên bệ máy chính là lực li tâm P2=em.w 2. e là độ lệch tâm của bộ phận quay. Khi số vòng quay tổ máy n£750 v/ph ; e=0,035-0,080 cm ; m1 là chất lượng bộ phận quay, m1=W1/g ; W1 là trọng lượng bộ phận quay của máy phát ; w2= w góc quay tổ máy khi vận hành bình thường
d, Kiểm tra biên độ dao động
Biên độ dao động tính toán ở trên không được vượt quá quy định dưới đây:
- Biên độ thẳng đứng: A1<0,1 - 0,15 mm
- Biên độ ngang: A2 và A3<0,15 - 0,20 mm
Buồng xoắn là kết cấu dẫn nước vào tua bin chủ yếu chịu áp lực nước bên trong, cho nên vỏ buồng xoắn sinh ứng suất kéo rất lớn. Kích thước, hình dạng buồng xoắn mặt cắt tròn hoặc hình thang phụ thuộc vào rất nhiều yếu tố và được tính toán lựa chọn cho từng loại tua bin và nhà máy, như đã trình bày trong phần tua bin nước.
Hình 4-9. Tính toán buồng xoắn theo sơ đồ khung hình chữ G
1. Tính toán kết cấu buồng xoắn bê tông tiết diện hình thang
Trong tính toán kết cấu buồng xoắn có hai phương pháp: phương pháp thứ nhất xem tường và trần là một khối thống nhất và tính theo sơ đồ khung hình chữ G (hình 4-; phương pháp thứ hai tách riêng trần và tường buồng xoắn theo các tấm ngàm. Phương pháp này được sử dụng rộng rãi vì trong nhiều trường hợp có kể đến điều kiện cùng làm việc của các phần tử trong buồng xoắn.
Hình 4-10. Buồng xoắn bê tông nhà máy thuỷ điện
a, Tường hạ lưu phẳng có chiều dày thay đổi
b, Tường hạ lưu mặt hình trụ chiều dày không thay đổi.
Theo phương pháp thứ hai người ta phân buồng xoắn ra các phần tử sau đây: trần là tấm khoét lỗ tròn giữa, thượng lưu giới hạn bởi tường áp lực của nhà máy ; hạ lưu giới hạn bởi tường cong áp lực của buồng xoắn; tường buồng xoắn ở hai bên do các mố trụ làm thành ; tường cong áp lực buồng xoắn ở phía hạ lưu có chiều dày thay đổi hoặc không thay đổi (hình 4-; phần chóp cụt stato
Tải trọng tác động lên buồng xoắn là trọng lượng bản thân, áp lực thuỷ tĩnh, áp lực động, ứng lực nhiệt, trọng lượng thiết bị truyền từ bệ máy xuống.
Qua phân tích sự làm việc của buồng xoắn người ta thấy rằng khi tính toán độ bền cục bộ có thể tính riêng từng phần tử một không phụ thuộc nhau.
a, Tính toán trần buồng xoắn
Trần buồng xoắn có dạng hình vành khăn vòng ngoaì ngàm, độ võng của trần theo đường a-a hình 4-12 không phát triển được và rất nhỏ nên trong tính toán có thể tính theo sơ đồ tấm vành khăn ngàm vòng ngoài ; vòng trong tuỳ thuộc vào kết cấu của cánh hướng nước và kết cấu bệ máy phát điện có thể là tựa tự do hoặc ngàm hoàn toàn (hình 4-11).
Hình 4-11. Sơ đồ tính toán buồng xoắn có dạng tấm tròn.
a- Vòng trong tấm trần treo tự do; b- Vòng trong tấm trần tựa tự do ; c- Vòng trong tấm trần ngàm
Trong các tấm tròn dưới tác động của tải trọng phân bố đều q trên tấm tròn, tải trọng tập trung xung quanh vòng trong P và mô men M (hình 4-12) xuất hiện mô men uốn theo hai hướng: hướng tâm Mr và hướng tiếp tuyến Mt. Trị số của chúng có thể tính từ công thức chung của tấm tròn theo lí thuyết tấm vành khăn vòng trong treo tự do.
Hình 4-12. Sơ đồ tải trọng tác dụng lên tấm trần
Trong công thức:
Mr: mô men uốn hướng tâm
Mt: mô men uốn hướng tiếp tuyến Qr: lực cắt hướng bán kính
w=f(r): độ võng
m: hệ số poát xông
D: Độ cứng của tấm trần
Để tiện tính toán người ta đã lập sẵn các bảng tính tấm vành khăn cho các trường hợp tải trọng khác nhau (như tải trọng phân bố đều theo bề mặt ; trọng lượng bản thân và trọng lượng nước ; lực tập trung phân bố theo vòng trong ; mô men phân bố theo vòng trong khi vòng trong bị ngàm).
2. Tính toán tường buồng xoắn
Hình 4-13. Thể hiện cách tính tường áp lực hạ lưu buồng xoắn
Tường buồng xoắn gồm hai tường bên và tường hạ lưu. Tường hạ lưu có thể có tiết diện ngang thay đổi (tường mặt hạ lưu phẳng hình 4-10a) hoặc có tiết diện không đổi (mặt tường hạ lưu cong (hình 4-10b). Do hình dạng kết cấu hai loại không giống nhau, nên phương pháp tính cũng khác nhau.
a, Tường hạ lưu phẳng
Tường buồng xoắn áp lực ở phía hạ lưu có độ dày thay đổi, chiều cao cũng không giống nhau, chỉ cần tính cho phần mỏng nhất và tính như một tấm ngàm 4 cạnh chịu tải trọng hình thang theo các bảng lập sẵn.
Độ dài của tấm bảng trên mặt bằng do hai đường tiếp tuyến với đường cong buồng xoắn và tạo thành một góc 450 với tường bên (hình 4-13) cũng có thể lấy độ dài AC = 0,4L.
b, Tường hạ lưu cong
- Tường hạ lưu là kết cấu hình cong có chiều dày không đổi, khi tính toán người ta coi tường như một nửa vòng tròn ngàm 4 cạnh và cho rằng :
- Tường là một hệ giải đứng tạo thành bị ngàm hai đầu và bên ngoài các giải đứng đó bị bao bởi một vành đai đàn hồi.
- áp lực nước tác động hoàn toàn lên các giải đứng dưới dạng hình thang làm cho chúng bị uốn và vành đai đàn hồi cản trở việc uốn đó. Như vậy, trên nhịp đứng đó có hai tải trọng tác động ngược chiều nhau, tải trọng hình thang với tung độ ở hai đầu q1 và q2 và tải trọng hình chữ nhật với cường độ Pk (hình 4-14)
- Độ uốn thấy rõ ở giữa nhịp nên chỉ tính chống uốn của vành đai nửa đoạn ở giữa nhịp đứng và biểu thị bằng phản lực phân bố đều Pk. Rõ ràng, phản lực Pk chính là lực của vành đai đàn hồi chịu tác động áp lực nước, vì vậy biến dạng điểm giữa của giải đứng bằng trị số bán kính tăng thêm của vành đai đàn hồi. Nếu gọi d là độ tăng của vành đai dưới tác dụng của tải trọng Pk ta có
trong công thức:
R: bán kính vành đai
E: mô đuyn đàn hồi bê tông cốt thép l: độ dài tính toán của vành đai l =p.R
F: tiết diện của vành đai F =1xh (h: chiều dày tường áp lực)
Hình 4-14. Sơ đồ tính toán tường hạ lưu hình trụ
a- Sơ đồ lực tác dụng; b- Sơ đồ tính toán; c- Sơ đồ xác định áp lực ở nửa vòng do áp lực bên trong; d- Biểu đồ tải trọng qx và phản lực Pk trên dầm thẳng đứng; 1- Dầm đứng; 2- Nửa vòng nằm ngang
Đồng thời độ tăng thêm của bán kính vành đai
Căn cứ vào điều kiện biến dạng điểm giữa của giải đứng bằng trị số tăng thêm của bán kính vành đai (ÄR=yH/2) ta được:
Mô men uốn tại hai gối đầu ngàm A, B và điểm giữa:
Biết tải trọng và mô men gối tựa có thể dễ dàng xác định lực cắt trong từng thanh đứng
c, Tường bên của buồng xoắn
Tường bên của buồng xoắn là các mố trụ của nhà máy thuỷ điện. Có thể phân tường bên buồng xoắn làm hai phần: phần kề với tường áp lực hạ lưu trong phạm vi 0,75.H (hình 4-13 EFGH) là tấm ngàm ba cạnh chịu tải trọng hình thang, còn đoạn từ EH trở ra (trụ chính) coi như tấm ngàm hai cạnh trên và dưới.
Đối với tấm ngàm ba cạnh chịu tải trọng hình thang thì mô men và phản lực có thể tính theo công thức dưới đây:
trong đó :
lx, ly: cạnh dài của bảng bằng 0,75H và H q1,q2: cường độ tải trọng
ax, ax', ay, ay', b, b': hệ số mô men và lực cắt cho trong bảng tra
2. Tính toán kết cấu buồng xoắn kim loại tiết diện tròn ngoài bọc một lớp bê tông cốt thép
Loại buồng xoắn này chịu áp lực nước bên trong là chủ yếu, còn tải trọng bên ngoài do lớp bê tông cốt thép đảm nhận. Nửa bên trên buồng xoắn kim loại và lớp bê tông cốt thép có lót một lớp đệm đàn hồi dày từ 2 đến 4 cm với mục đích để buồng
Hình 4-15. Sơ đồ tính toán buồng xoắn kim loại ngoài bọc bê tông cốt thép
1- Bệ máy phát; 2- Vòng bệ; 3- Lớp đàn hồi, 4- Tường ngoài; 5- Bê tông đợt II; 6- Bê tông đợt I; 7- Góc cứng; 8- Cung tròn
xoắn tự do biến dạng khi chịu áp lực bên trong không ảnh hưởng đến lớp bê tông cốt thép bọc ngoài (Hình 7-15)
Khi tính toán chủ yếu tính cho lớp bê tông từ tâm buồng xoắn trở lên, còn lớp bê tông từ tâm buồng xoắn trở xuống liên kết chặt thành một khối nên không tính.
Khi cột nước trạm thuỷ điện lớn, nếu dùng tấm đệm đàn hồi thì vỏ thép buồng xoắn rất dày, nếu độ dày d > 60 mm không bảo đảm chất lượng gia công. Vì vậy, để giảm độ dày vỏ buồng xoắn thì phải liên kết chặt giữa vỏ buồng xoắn và bê tông cốt thép bên ngoài để cùng chịu lực.
Tải trọng tính toán
- Trọng lượng bản thân cấu kiện
- Tải trọng từ bệ máy chuyển đến. Trong tính toán tĩnh lực ứng suất mặt cắt đáy của bệ máy giả thiết phân bổ theo đường thẳng.
- Hoạt tải của tầng tua bin
- áp lực nước bên trong (kể cả áp lực nước va)
- áp lực nước bên ngoài.
- Lực do ảnh hưởng nhiệt độ.
Sơ đồ tính toán
Buồng xoắn kim loại bên ngoài bọc lớp bê tông cốt thép là một kết cấu tổng thể không gian, để đơn giản khi tính toán người ta đưa về mặt phẳng. Từ tường buồng xoắn theo hướng bán kính cắt một dải thành một đơn vị chiều rộng có dạng khung chữ
G, thực chất nó là một hình rẻ quạt, một đầu liên kết với vòng bệ tua bin một đầu ngàm chặt ở phần dưới buồng xoắn như hình (b). Trong một số trường hợp tường buồng xoắn tương đối dày hoặc giữa hai tổ máy không có khớp lún thì có thể tính theo sơ đồ nửa cung tròn như hình (c).
Vì khi cắt một dải theo hướng bán kính nó là một khung phẳng hình rẻ quạt có chiều rộng đơn vị là 1 M tải trọng phân bố trên cung AB là qo phải chuyển đổi thành tải trọng phân bố trên chiều rộng đơn vị 1 M là q như hình (a)
Tải trọng bản thân cấu kiện và tải trọng từ tầng tua bin chuyển đến cũng chuyển
đổi thành tải trọng phân bổ đều trên chiều rộng đơn vị 1m của khung chữ G hình (b)
Hình 4-16. Sơ đồ chuyển đổi tải trọng để tính toán
1- Trọng lượng đơn vị 1M của tấm đỉnh; 2- Hoạt tải của tầng tua bin; 3- Tải trọng bệ máy phát truyền đến
Ống hút của nhà máy thủy điện khi tính toán thường phân làm 3 phần
: phần chóp cụt, khuỷu và phần loe.
1) Tính toán phần chóp cụt
Phần chóp cụt được tính toán coi như là một vỏ hình trụ có chiều dày và chiều cao thay đổi, đầu trên phẳng, đầu dưới hình xoắn (hình 4- 17a).
Hình 4-17. Sơ đồ Tính toán phần chóp cụt
Để lập sơ đồ tính toán người ta lấy đường kính tính toán bằng đường kính tiết diện trung bình của phần chóp cụt, chiều cao phần chóp cụt coi như không đổi và lấy bằng chiều cao lớn nhất H ở tiết diện vào buồng xoắn, chiều dày cũng lấy không đổi bằng chiều dày trung bình của phần chóp cụt, đầu dưới được ngàm vào đoạn khuỷu của buồng xoắn, đầu trên tựa tự do. Tải trọng tác động lên phần chóp cụt gồm : tải trọng thẳng đứng truyền từ buồng xoắn xuống qua vòng tựa stato của tua bin và áp lực thuỷ tĩnh tác dụng ngang (Hình vẽ 4-17b)
- Áp lực tác động ngang
Áp lực tác động bên ngoài chóp cụt bằng áp lực tĩnh cộng với áp lực nước va tính cho trường hợp trạm thủy điện vận hành đầy tải với mực nước thượng lưu hồ cao nhất. áp lực tác động bên trong chóp cụt bằng áp lực tĩnh hạ lưu. Hiệu số áp lực trong và ngoài chính là áp lực nước tác động theo phương ngang lên chóp cụt. Khi tính toán lấy trị số trung bình q =(q1+q2)/2, giải theo lí thuyết đàn hồi và sử dụng hàm Crưlốp ta dễ dàng tìm được mô men uốn và lực cắt.
Biểu thị quan hệ hàm Crưlốp với
Các hàm Crưlốp lấy y1,y2,y3, y4 là hàm của (bH) ; tra bảng
r0 - bán kính trng bình hình trụ
h - chiều dày hình trụ H - chiều cao
m - hệ số Poát xông
y1, y2 , y3 , y4 là hàm của (bx)
- Tải trọng tác động thẳng đứng
Giả thiết P là lực tác động thẳng đứng truyền từ vòng tựa stato tua bin xuống đỉnh chóp cụt trên độ dài cung đơn vị. Lực này là lực nén tâm song do kết cấu hình chóp cụt, lực P đối với các mặt cắt từ đỉnh đến đáy tác dụng lệch tâm. Độ lệch tâm càng xuống càng lớn, đến đáy chóp cụt có độ lêch tâm là r2 - r1 (hình 4-16c).
Như trên đã trình bày, để tiện tính toán người ta lấy đường kính tính toán bằng đườg kính tiết diện trung bình và chiều dày lấy bằng chiều dày trung bình của phần chóp cụt để tính. Như vậy, hình chóp cụt được biến thành hình trụ có chiều dày không đổi, lực P tác động lên vành hình chóp cụt chuyển đến tâm vành hình trụ có bán kính trung bình r0, đồng thời sinh ra mô men M’ tác động lên đỉnh hình trụ (hình 4-17c).
M'=P(r0 - r 1) ; r0 =0,5 (r1+r2)
Vì lực P tác động lệch tâm đối với mỗi mặt cắt của chóp cụt, cho nên xét sự ảnh hưởng của nó có thể biểu thị bằng lực tác động nằm ngang q’ lên độ dài cung đơn vị ở đỉnh chóp cụt bằng công thức:
q' = P(r2 - r1)/H
r1, r2 - là bán kính mặt cắt đáy và bán kính mặt cắt đỉnh chóp cụt; H- chiều cao chóp cụt
Sau khi đã chuyển đổi tải trọng tác động thẳng trên đỉnh chóp cụt thành lực nén tâm P, mô men M’ và lực hướng ngang q’ lên đỉnh hình trụ tiến hành tính toán nội lực. Đối với lực nén tâm P có thể dùng công thức trong cơ học kết cấu tính ứng suất nén. Mô men M’ và lực q’ dùng phương trình vi phân cơ bản của ống vỏ mỏng để tính nội lực. Nếu sử dụng hàm Crưlốp, giải phương trình vi phân ta có:
Trong công thức w 0, q0, M0, Q0 tham số ban đầu, tương ứng với độ võng, góc quay, mô men và lực cắt tại toạ độ gốc (x=0)
Điều kiện biên: khi x=0 (đầu ngàm) w 0 =0 ; q0 =0
Ta được
Thay Qo, Mo vào công thức có thể tìm nội lực và biến dạng các mặt cắt. Khi tính toán cần phải xem xét tổ hợp tải trọng các trường hợp sau đây:
- Trạm thuỷ điện vận hành bình thường gồm tải trọng tác động thẳng đứng và áp lực thuỷ tĩnh có xét đến áp lực nước
- Trường hợp sửa chữa, lúc này cơ cấu tua bin đóng kín nước trong ống hút bơm cạn, phần chóp cụt không chịu áp lực nước, chỉ có tải trọng tác động thẳng đứng.
Dựa vào tổ hợp tải trọng tính toán nội lực phần chóp cụt, tính toán cấu kiện chịu nén lệch tâm để đặt cốt thép.
2. Phần khuỷu ống hút
Phần khuỷ ống hút có tấm đấy thường là hình thang ngàm 3 cạnh vào khối bê tông tổ máy, cạnh thứ tư có 1 hoặc hai mố trụ bin (hình 4-18a)
Hình 4-18.
Sơ đồ tính toán tấm đáy ống hút
Tải trọng trên tấm đáy phân bố đều là tổng đại số trọng lượng bản thân công trình, trọng lượng nước trong ống hút, áp lực đẩy nổi và thấm, phản lực nền. Thường phản lực nền có trị số lớn nhất vì thế tải trọng hướng từ dưới lên trên. Vì tấm đấy có dạng không đối xứng nên tốt nhất là tính theo phương pháp hệ dầm chữ thập (hệ dầm trực giao). Có nghĩa là chia tấm đáy thành các hệ dầm ngang dọc giao nhau vuông góc (hình 4-17b). Dựa vào điều kiện độ võng bằng nhau tại điểm cắt y ng = y dọc (y ng ,y dọc là độ võng tại điểm cắt theo hướng ngang và theo hướng dọc), tìm được lực tác dụng tương ứng Xi, trên cơ sở đó xác định được nội lực của dầm.
Ví dụ dầm AB (hình 4-17c) do tải trọng p(p=q.b2) và các lực tác dụng X1, X2, X3 tại các điểm 1 sinh ra độ võng y1p và y11 ,y12 , y13 . Tổng độ võng tại điểm 1 theo hướng ngang y AB = y + y + y + y . Tương tự độ võng tại các điểm 2 và 3, y AB , 2 y AB và các dầm CD, EF, GH cũng tìm như vậy. Sau đó tìm độ võng của các dầm dọc E-12, A-13, L-14, K-15. Dựa vào các điều kiện độ võng bằng nhau tại điểm cắt thành lập hệ phương trình (với sơ đồ trên gồm 15 phương trình) tìm được lực tác dụng tương ứng Xi (15 lực). Sau đó tìm nội lực của dầm. Để tiện tính toán đã có các bảng lập sẵn trong các sách kết cấu.
3. Phần loe của ống hút
Phần loe của ống hút là một kết cấu không gian hình hộp, gồm tấm đỉnh, bảng đáy, trụ bên (trụ chính) và trụ giữa của ống hút. Có chiều cao thay đổi và tiết diện ngang có dạng khung với các ô vuông (hình 4-19).
Hình 4-19. Sơ đồ tính toán phần loe ống hút
Chịu tác động của tải trọng truyền từ trên xuống, trọng lượng bản thân và áp lực nước thuỷ tĩnh, phản lực nền, áp lực thấm và lực đẩy nổi.
Có hai phương pháp tính toán phần loe ống hút: Phương pháp thứ nhất là cắt ngang phần loe ống hút thành các khung có chiều cao thay đổi và tính như một khung phẳng không xét đến sự ảnh hưởng của khung nằm bên, tức là không kể đến sự ảnh hưởng của lực cắt giữa các khung. Đây là bài toán phẳng, giải các khung này có thể dùng các bảng đã lập sẵn cho trong sách kết cấu.
Phương pháp thứ hai có xét đến tác dụng liên kết không gian giữa các khung, tức là xét đến sự ảnh hưởng của lực cắt giữa các khung lân cận và có tính đến tác dụng của góc cứng .
Để kết quả tính toán sát với thực trạng, khi tính phần loe ống hút theo sơ đồ khung cắt cần phải xác định độ cứng dầm trên như khung G1 , G5 có kể đến độ cứng của các tường thẳng đứng nằm trên tầng ống hút, còn các khung cắt G2 , G3, G4 do kết cấu dầm trên có độ dày mỏng. Do đó, sơ đồ tính toán các dạng khung cắt cũng khác nhau (hình 4-19) khi tính toán xem các góc khung không thể có biến vị thẳng đứng và nằm ngang mà chỉ có khả năng bị quay. Đoạn ở góc khung là tuyệt đối cứng, đoạn nhịp không gian là dễ uốn (hình 4-18c)
Phương pháp tính theo khung không gian cho kết quả chính xác hơn, song đòi hỏi khối lượng tính toán lớn và phức tạp thường dùng công cụ máy tính. Ống hút của nhà máy thuỷ điện thường tính toán cho 2 trường hợp vận hành đầy tải và sửa chữa. Với việc tính toán độ bền chung của nhà máy theo phương dọc và phương ngang và tính độ bền cục bộ ta giải quyết toàn bộ bài toán xác định ứng lực trong các phần tử của nhà máy ở từng giai đoạn xây dựng và vận hành.
Hình 4-20. Biểu đồ phân bố nhiệt độ và ứng suất trong tiết diện bê tông
a- Nhiệt độ môi trường xung quanh giống nhau; b- Nhiệt độ môi trường xung quanh khác nhau
Ứng suất nhiệt sinh ra do nhiệt độ của môi trường xung quanh thay đổi (nước hoặc không khí) và do sự toả nhiệt của bê tông trong các phần tử của nhà máy. Ngoài ra trong bê tông còn có hiện tượng biến dạng co ngót khi bắt đầu đông cứng. ứng suất trong các phần tử kết cấu do biến dạng về nhiệt và co ngót không giống nhau, nó phụ thuộc vào kết cấu công trình và thời kì xây dựng. Xác định ứng suất nhiệt có ý nghĩa rất quan trọng trong việc tính toán độ bền của kết cấu. Nói chung nhiệt độ do toả nhiệt và do môi trường thay đổi trong các tiết diện bê tông phân bố theo đường cong (hình 4-20)
Biểu đồ nhiệt có thể biểu thị bằng đường trung bình (đường thẳng aibi) và đường cong (đường ab). Tung độ của nó là hiệu số của đường cong fx và đường trung bình. ứng suất nhiệt trong các khối lớn không bị ngàm theo đường viền và trong các kết cấu tĩnh định do biểu đồ nhiệt không đều gây ra gọi là ứng suất nhiệt ''bản thân''. Còn trong các khối lớn bị ngàm giữ theo đường viền và trong các hệ siêu tĩnh với bất kì sự phân bố nhiệt độ nào cũng gây ra ứng suất nhiệt gọi là ứng suất nhiệt cưỡng bức.
Trong thời kì xây dựng nhà máy thủy điện có thể có hai loại ứng suất nhiệt kể trên.
Song khi chia khối đỡ và đỡ liền khối người ta cố gắng làm giảm trị số ứng suất cưỡng bức. Vì vậy việc lựa chọn kích thước khối đỡ và xác định sơ đồ tối ưu xây dựng là một nhiệm vụ quan trọng trong giai đoạn thiết kế. Trong giai đoạn xây dựng ở nhà máy thủy điện chủ yếu sẽ có ứng suất nhiệt bản thân trong những tháng đầu sau khi đổ bê tông. Nhà máy thuỷ điện là một kết cấu siêu tĩnh nên trong thời kì vận hành sẽ có ứng suất nhiệt cưỡng bức. Đối với nhà máy thuỷ điện cần tính toán ứng suất nhiệt cho những trường hợp sau đây:
+ Giai đoạn xây dựng I: Xác định ứng suất nhiệt co ngót nếu sinh ra trong khoảng thời gian từ 1 đến 3 tháng đầu sau khi đổ bê tông trong các khối tĩnh định, tức là ứng suất nhiệt bản thân. Tính toán này nhằm phục vụ cho việc xác định kích thước khối đỡ và chọn quy trình xây dựng công trình.
+ Giai đoạn xây dựng II: Xác định ứng suất nhiệt cưỡng bức trong kết cấu siêu tĩnh ở giai đoạn liền khối. Tính toán này nhằm phục vụ cho việc xác định nhiệt độ tối ưu cho việc đổ liền khối của thành phần công trình. Hiệu số của nhiệt độ đỡ liền khối và nhiệt độ bình quân nhiều năm là nhiệt độ tính toán. Nếu nhiệt độ đổ liền khối gần bằng nhiệt độ bình quân nhiều năm thì ứng suất nhiệt này gần như không có.
+ Giai đoạn vận hành: Xác định ứng suất nhiệt cưỡng bức trong các kết cấu siêu tĩnh của nhà máy thuỷ điện trong điều kiện tính toán bê tông đã ổn định. Tính toán này phục vụ cho việc xác định độ bền của nhà máy dưới tác động của ứng suất nhiệt, đồng thời phải kiểm tra việc đặt cốt thép với ứng suất này. ứng suất nhiệt của các trường hợp xây dựng không quyết định việc đặt cốt thép mà chỉ quyết định kích thước khối đỡ.
Dầm cầu trục có thể bằng thép hoặc bằng bê tông cốt thép dự ứng lực. Nhưng xu hướng dùng bê tông cốt thép dự ứng lực được dùng rộng rãi. Khi thiết kế dầm cầu trục phải đề cập đến các yếu tố của quá trình thao tác bất lợi nhất. Dầm cầu trục có thể là dầm đơn nhiều nhịp hoặc dầm liên kết với cột tạo thành khung.
1. Trọng lượng bản thân
Trọng lượng bản thân căn cứ vào mặt cắt của dầm để tính toán, ray đặt trên dầm và các linh kiện khác do xưởng cung cấp. Thường bước đầu tính toán sơ bộ lấy từ 150- 200 kg/m.
2. Áp lực thẳng đứng của bánh xe
Như hình 4-21. Tuỳ theo kiểu loại và số bánh xe con m của mỗi hướng (thường m=2). áp lực thẳng đứng lớn nhất của mỗi bánh xe tính theo công thức sau:
G1, G2 do xưởng chế tạo cung cấp ; G3 trọng lượng vật nâng căn cứ vào trọng lượng thiết bị nâng nặng nhất (rô to máy phát hoặc tua bin cùng với trục)
Công thức trên khi tính toán cần phải nhân thêm hệ số động lực h : P = hPo với móc nhỏ loại nhẹ và vừa h =1,2 với móc loại nặng h =1,3.
3. Lực tác dụng ngang
Khi xe con di động ngang nhà máy đột nhiên hãm sinh ra lực ngang tác dụng vuông góc với dầm cầu trục. Lúc này làm cho dầm cầu trục bị uốn cong. Lực hướng ngang tính theo công thức sau:
Đối với móc nhỏ:
Trong đó : G2 , G3 - trọng lượng xe con và trọng lượng vật nâng; m - số bánh xe một bên; 1,3- hệ số vượt tải
1. Dầm đơn chịu áp lực thẳng đứng
Tính toán nội lực của dầm theo phương pháp cơ học kết cấu
Từ sơ đồ hình 4-22, dưới tác dụng của lực thẳng đứng, mô men ở điểm giữa và lực cắt ở đoạn 0,4.l và 0,6.l và ở đầu dầm tính theo công thức sau:
M1/2 =k1. P.l
Qo = k0.P
Q0,6 l= - Q0,4 l = k6.P
Hình 4-22.
Sơ đồ dầm liên tục
Trong đó :
P: áp lực bánh xe lớn nhất tác dụng lên dầm (có tính đến hệ số vượt tải)
l: khẩu độ dầm
k1, k0, k6 : hệ số mô men và hệ số lực cắt dựa vào tỷ số a/l tìm được trong các bảng tra kết cấu.
2. Dầm liên tục chịu áp lực thẳng đứng
Dầm liên tục do vị trí áp lực bánh xe tác động không giống nhau nên nội lực cũng không giống nhau. Vì vậy, cần phải tìm sơ đồ nội lực bất lợi nhất để tính. Như dầm liên tục 5 nhịp, khi trên dầm tác dụng một lực xe nâng hoặc hai bọ xe nâng giống nhau (mỗi bộ xe mỗi bên hai bánh). Có thể dùng công thức dưới đây để tìm mô men lớn nhất và mô men nhỏ nhất ở các điểm trong nhịp
P - áp lực bánh xe
L - khẩu độ nhịp
k1- hệ số mô men dựa vào tỷ số a/l tra ở bảng tra kết cấu
Đối với mô men uốn chịu tải trọng phân bổ đều và lực cắt trong trường hợp tác dụng một bộ xe nâng hoặc hai bộ xe nâng có thể dựa vào các bảng tra kết cấu để tìm.
3. Tính mô men xoắn cho dầm cầu trục.
Mô men xoắn phát sinh do độ lệch tâm e1 của áp lực thẳng đứng P đối với tâm của dầm và độ lệch tâm e2 của áp lực tác dụng ngang tính từ trọng tâm của mặt cắt dầm đến đỉnh ray như trên hình vẽ 4-23. Tính theo công thức dưới đây:
M = 0,9 (P.e1+T0.e2)
Hình 4-23.
Mặt cắt dầm cầu trục
Trong công thức:
P- áp lực nén của bánh xe hướng thẳng đứng T0 - áp lực tác dụng ngang của lực P thường e1 = 2 cm
Hình 4-24.
Gối đỡ dầm cẩu trục
e1- độ lệch tâm
e2 - khoảng cách lệch tâm của lực T0
0,9- hệ số tổ hợp tải trọng đồng thời của lực ngang và mô men.
4. Sơ bộ xác định kích thước dầm cầu trục
Mặt cắt dầm cầu trục tính cho trạng thái giới hạn. Nội dung tính toán bao gồm sức chịu tải, độ võng và độ nứt nẻ cho phép.
Mặt cắt dầm cầu trục thường hình chữ T, chiều cao dầm thường bằng 1/7 - 1/10 chiều dài nhịp, chiều rộng thân dầm bằng 1/2-1/4, chiều cao thường từ 25- 40 cm. Chiều dày của cánh 1/6-1/10 chiều cao, nhưng không được nhỏ hơn 10 cm. Chiều rộng cánh ngoài tác dụng chịu lực còn phải xét đến việc đặt đường ray và các thiết bị gia cố ray.
5. Một số kích thước có bản của khung nhà máy
Mặt cắt cột đỡ dầm cầu trục thường hình chữ nhật
+ Khi sức nâng dầm cầu trục dưới 10 tấn
h/Hd ³ 1/12 - 1/14
+ Khi sức nâng dầm cầu trục trên 10 tấn
h/Hd ³ 1/10 - 1/12
h- chiều dài mặt cắt cột
còn chiều rộng b của cột thường b/Hd ³ 1/25
Hd- chiều cao cột tính từ đáy dầm cầu trục trở xuống.
Để bảo đảm mặt cắt cần thiết đỡ dầm cầu trục yêu cầu b ³ 45 cm. Khi tải trọng dầm cầu trục trên dưới 100T mặt cắt cột thường dài 100 -120 cm rộng 50-60 cm.
Gối đỡ dầm cầu trục theo mặt cắt ngang là hình thang vuông (hình 4-24) cạnh xiên hợp với biên cột một góc 450. Chiều cao gối h0 thường bằng 1/2-2/3 chiều dài mặt cắt cột, nhưng phải lớn hơn 1/3 chiều cao gối sát mặt cột là h0. Lực tập trung lớn nhất tác dụng vào gối đỡ và truyền xuống cột nhà máy, vì vậy kích thước mặt cắt và lượng cốt thép phải đủ để đảm bảo cường độ chịu tải.
Gối đỡ chịu lực như một dầm công xôn ngắn lực cắt lớn nhưng mô men nhỏ. Do đó kích thước mặt cắt của gối do lực cắt quyết định. Khi thiết kế thường do các điều kiện dưới đây quyết định
Đối với xe nâng loại vừa xác định theo điều kiện:
Q£ 2.b.h0.Rp
Đối với xe nâng loại lớn xác định theo điều kiện:
Q£b.h0.Rp
Trong đó:
Q - lực cắt tính toán bằng lực P B - Chiều rộng gối đỡ
h0 - chiều cao tính toán của gối đỡ
Rp - cường độ tính toán bê tông
Sưu tầm và biên soạn bởi: Valve Men Team
