BẢO TRÌ CÔNG NGHIỆP VIỆT NAM

Vinamain.com

----- ˜ - & - ™-----

GIÁO TRÌNH TUABIN THỦY LỰC

Tháng 11-2010

1

LỜI NÓI ĐẦU

Để đáp ứng nhu cầu học tập Thuỷ điện của sinh viên khoa Xây dựng Thuỷ lợi - Thuỷ điện thuộc Trường Đại học Bách khoa Đà Nẵng trong giai đoạn mới, chúng tôi biên soạn giáo trình "Turbine thuỷ lực - các thiết bị thuỷ lực và Công trình trạm Thuỷ điện" (là giáo trình môn học Thuỷ điện 2). Giáo trình này được biên soạn theo nội dung "Đề cương môn học Thuỷ điện" đã được nhà trường phê duyệt năm 2005. Giáo trình Thuỷ điện 2 gồm 17 chương, được trình bày trong hai phần lớn: phần I (thiết bị thuỷ điện) và phần II (công trình Thuỷ điện): Phần I - "Turbine thuỷ lực - các thiết bị thuỷ lực" của trạm thuỷ điện, gồm 8 chương (từ chương I đến chương VIII). Phần này dùng để giảng với 20 tiết trên lớp, nội dung tìm hiểu: turbine thuỷ lực, thiết bị điều tốc, các thiết bị phụ và các hệ thống thiết bị phụ thuỷ lực ... về cấu tạo, tính năng hoạt động cũng như lựa chọn, tính toán xác định các thông số cơ bản và kích thước của thiết bị đủ phục vụ cho thiết kế trạm thuỷ điện. Phần II - "Công trình trạm thuỷ điện", gồm 9 chương dùng để giảng 40 tiết trên lớp, thuộc hai phần: Phần IIa -"Các công trình thuộc tuyến năng lượng" với 7 chương (từ chương IX đến chương XV), bao gồm các công trình thuộc tuyến năng lượng: cửa lấy nước, bể lắng cát, công trình dẫn nước, bể áp lực, đường ống turbine, buồng điều áp. Nội dung trình bày về cấu tạo cũng như tính toán xác định kích thước các công trình thông qua tính toán thuỷ lực và tính toán dòng không ổn định của chúng. Phần IIb - "Nhà máy thuỷ điện", gồm 2 chương XVI và XVII, nội dung trình bày các loại nhà máy thuỷ điện và một số thiết bị cơ điện của chúng, cách bố trí, xác định kích thước nhà máy, tính toán ổn định và tính kết cấu các phần dưới nước của nhà máy. Giáo trình này đề cập khá đầy đủ nội dung chuyên môn của môn học Thủy điện 2, đáp ứng 60 tiết giảng trên lớp và còn có thể dùng tham khảo thêm sau này khi sinh viên ra trường tham gia vào lĩnh vực thiết kế công trình thuỷ điện sẽ gặp phải. Trong quá trình biên soạn giáo trình, do khả năng có hạn do vậy không tránh khỏi thiếu sót, mong nhận được nhiều ý kiến đóng góp của đồng nghiệp và bạn đọc để sửa chữa cho tốt hơn. Tháng 5 - 2006 Tác giả

2

Phần I TURBINE THỦY LỰC & CÁC THIẾT BỊ THỦY LỰC CỦA TTĐ

Turbine thủy lực là loại động cơ chạy bằng sức nước, nó nhận năng lượng dòng

nước để quay và kéo rô to máy phát điện quay theo để tạo ra dòng điện. Tổ hợp turbine thủy lực và máy phát điện gọi là "Tổ máy phát điện thủy lực". Ở phần này chúng ta chỉ nghiên cứu về turbine thủy lực, thiết bị điều tốc và giới thiệu một số hệ thống thiết bị thủy lực có liên quan .

Chương I. KHÁI NIỆM CHUNG VỀ TURBINE THỦY LỰC

I. 1. PHÂN LOẠI TURBINE THỦY LỰC CỦA TRẠM THỦY ĐIỆN

Trong quá trình đấu tranh sinh tồn và cải tạo thế giới tự nhiên, loài người đã sớm biết sử dụng các động cơ thủy lực: từ những bánh xe nước dùng vào việc kéo máy xay xát nông sản đến phát triển chúng lên thành những turbin thuỷ lực hiện đại kéo máy phát điện để sản xuất ra điện năng ngày nay. Để sử dụng một cách có hiệu quả năng lượng dòng nước đặc trưng bởi tổ hợp cột nước và lưu lượng khác nhau cần phải có đủ những loại turbine khác nhau về cấu tạo, kích thước cũng như quá trình làm việc của chúng.

Dựa vào việc sử dụng dạng năng lượng trong cơ cấu bánh xe công tác (BXCT) của turbine người ta chia turbine thủy lực ra làm hai loại: turbine xung kích và turbine phản kích. Trong các loại lại chia ra các hệ và các kiểu turbine.

Viết phương trình Becnully cho cửa vào (chỉ số1) cửa ra (chỉ số2) của bánh xe công tác turbine, ta có năng lượng viết cho một đơn vị trọng lượng nước như sau:

H = (Z1 - Z2) + p p1 2−

γ +

α α1 12

2 22

2V V

g−

Z1-Z2 : là thành phần năng lượng do chênh lệch vị trí tạo ra, gọi là vị năng;

p p1 2−

γ: là áp năng; gộp vị năng và áp năng thành thế năng ( T ).

α α1 12

2 22V V−

2g: là động năng ( Đ ).

Từ những thành phần năng lượng trên ta có những loại turbine thuỷ lực sau: * Turbine chỉ sử dụng phần động năng để làm quay BXCT gọi là loại turbine xung kích. Loại này còn gọi là turbine dòng chảy không áp vì dòng chảy trong môi trường khí quyển nên chuyển động của dòng tia trên cánh BXCT là chuyển động không áp, áp suất ở cửa vào và cửa ra như nhau và bằng áp suất khí tr

ệ sau: ời. Turbine xung kích đuợc chia

ra các h+ Hệ turbine xung kích gáo (turbine Penton); + Hệ turbine xung kích kiểu phun xiên; + Hệ turbine xung kích hai lần (turbine Banki).

3

4

ảy òng

ệ sau: ục ( gọi tắt là là turbine tâm trục, hay Franxis);

+ Hệ TB dòng ( gồm turbine dòng nửa thẳng và turbine dòng thẳng ); m việc theo hai chế độ: máy bơm và turbine).

dòng tia trên các cánh bánh xe công tác (BXCT) là chúng ta nghiên cứu cụ

thể các

rbine, làm uay BXCT kéo theo trục turbine 5 quay, nước đập vào cánh gáo bị bắn ra hai phía và được vỏ 6 của turbine gom lại dẫn về hầm xả để tháo về hạ lưu của nhà máy.

* Turbine sử dụng cả thế năng và động năng, trong đó phần thế năng là chủ yếu gọi là loại turbine phản kích . Loại này còn gọi là turbine dòng chảy có áp, áp lực dòng chở cửa vào của BXCT luôn lớn hơn áp lực ở cửa ra của nó. Dòng chảy qua TB là dliên tục điền đầy nước trong toàn bộ máng cánh. Loại này được chia ra các h + Hệ TB xuyên tâm hướng tr + Hệ TB hướng trục ( gồm turbine cánh quạt và turbine cánh quay ); + Hệ TB hướng chéo; + Hệ TB thuận nghịch ( là

I . 2. TURBINE XUNG KÍCH Như trên đã nói, turbine xung kích là loại chỉ sử dụng phần động năng của dòng

chảy. Ở loại turbine này, dòng nước sau khi ra khỏi vòi phun thì toàn bộ năng lượng dòng chảy đều biến thành động năng để đẩy bánh xe công tác. Vì chảy trong môi trường khí quyển nên chuyển động của chuyển động không áp hay còn gọi là dòng tia tự do. Sau đây

hệ của turbine xung kích: I . 2 .1. Turbine xung kích gáo ( còn gọi là turbine Penton )

Turbine này do người Mỹ tên là Penton đưa ra năm 1880 nên còn gọi là turbine Penton. Quá trình hoạt động của turbine gáo như sau (xem hình 1-1): nước từ thượng lưu theo ống áp lực 1 chảy qua vòi phun 2 (ở đây lưu lượng được điều chỉnh trước khi phóng vào cánh BXCT nhờ van kim 7), rồi phóng vào cánh dạng gáo 4 của tuq

Hình 1-1. Turbine xung kích gáo Sau đây chúng ta xem xét cấu tạo và tác dụng các bộ phận chính của turbine gáo

(hình 1-2). Vòi phun 1 nhận nước từ ống áp lực biến toàn bộ năng lượng dòng nước thành động năng trước khi đưa vào BXCT và điều chỉnh lưu lượng vào turbine nhờ dịch

5

. Sự phố hợp dịch chuyển van kim và thiết bị tách dòng liên hợp với nhau nhờ cơ cấu liên hợp trong máy điều tốc (xem chương VII -Thiết bị điều tốc của turbine thuỷ lực).

chuyển qua lại của van kim 3 đặt bên trong (hình 1-2,a). Turbine gáo cột nước cao và ống áp lực dài còn có bộ phận tách dòng 5 để hướng một phần hay toàn bộ tia nước không cho vào BXCT để tránh hiện tượng nước va xảy ra quá lớn khi đóng nhanh van kim của nó. Bộ phận này chỉ làm việc khi cắt giảm phụ tải máy phát điện. Khi phụ tải giảm, van kim cần phải nhanh chóng đóng bớt độ mở để giảm lưu lượng thich hợp, tuy nhiên nếu van đóng quá nhanh trong vòi phun sẽ xuất hiện áp lực nước va quá lớn làm bể vòi phun. Để giảm trị số áp lực nước va, lúc này máy điều tốc sẽ nhanh chóng nhấc thiết bị tách dòng 5 lên ngắt bớt phần lưu lượng thừa ra khỏi cánh gáo. Nhờ vậy lưu lượng vào BXCT vẫn giảm ngay theo yêu cầu giảm tải mà van kim chỉ phải đóng từ từ

i

Hình 1-2. Các bộ phận chính của turbine gáo

Bánh xe công tác của turbine gáo ( hình 1-1 và 1-2b,c ) gồm có đĩa 1 trên chu vi đĩa có gắn các cánh dạng gáo 2 (nên gọi là gáo). Phụ thuộc vào cột nước mà số gáo có từ 14÷60 cánh. BXCT có thể là một khối liền khi các cánh gáo và đĩa được đúc thành một khối, và không phải là khối liền khi cánh gáo được đúc riêng và được gắn lên đĩa bằng bu lông hoặc hàn. Chính giữa cánh gáo có gân 3 chia gáo làm hai phần bằng nhau để chia tia nước tác động vào gáo thành hai phần đi về hai hướng bắn ra hai bên. Đuôi dưới của cánh gáo được khoét hõm 4 để cho tia nước xuyên qua hõm của cánh trước

6

đập thẳ óc (th o chiề ay đòn của mômen quay và tránh mômen ng c.

Vỏ turbine có n ra ngoài gian máy. V

được bố trí đều chung

ng vào cánh gáo thẳng g e u quay) làm tăng cánh tược của tia nước vào phía sau gáo nằm phía trướ

hiệm vụ không cho nước từ buồng BXCT bắn ỏ phải có kích thước và hình dáng thế nào để hứng nước từ gáo xuống hầm xả

mà không rơi ngược trở lại phía sau gáo làm cản trở việc quay của BXCT. Điều này rất quan trọng đối với turbine gáo trục đứng có nhiều vòi phun.

Hầm xả có nhiệm vụ tập trung nước sau khi đi khỏi BXCT lại để dẫn về hạ lưu. Mực nước trong hầm xả phải bảo đảm thấp hơn cao trình thấp nhất của BXCT một khoảng nào đó, thường là bằng đường kính D1 và đặt cao hơn mức nước trong hầm xả.

Loại trục ngang thường có công suất bé và có từ một đến hai vòi phun cho mỗi BXCT (hình 1-1,b), số lượng bánh xe công tác trên một trục thường nhỏ hơn ba. Loại trục đứng có số vòi phun nhiều hơn, thường hai đến sáu vòi, quanh BXCT. Hình 1-3 là biểu thị turbine gáo trục đứng có sáu vòi phun.

Mặt bằng Mặt đứng

Hình 1-3. Turbine gáo trục đứng nhiều vòi phun

Turbine gáo sử dụng động năng để quay do vậy cần tạo nên vận tốc dòng phun lớn để tăng công suất turbine, măt khác kết cấu BXCT rất vững chắc do vậy turbine này được sử dụng với cột nước cao lưu lượng nhỏ. Turbine gáo loại lớn có phạm vi sử dụng cột nước từ 200÷2000m hoặc hơn nữa, turbine gáo loại nhỏ thì từ 40÷250m. Trục turbine gáo có thể đứng (hình 1-3) hoặc ngang. Trạm TĐ Bôgôta ở Côlombia đã đạt đến cột nước rất cao H = 2000m, công suất lắp máy N = 500 MW. Trạm Raisec ở Úc có cột nước H = 1767m. Nước ta có các trạm H = 500÷800m như Vĩnh Sơn và Đa Nhim, sử dụng hệ turbine xung kích gáo. I. 2. 2. Turbine xung kích hai lần ( turbine Banki )

Turbine xung kích hai lần có phạm vi sử dụng cột nước từ 6÷150m, thường từ 10÷60m. Kết cấu của nó rất đơn giản (hình1-4), dễ chế tạo nên được sử dụng rộng rãi ở

, ccác trạm thủy điện nhỏ có lưu lượng bé ột nước vừa, trục thường nằm ngang.

Hình 1-4. Turbine xung kích 2 lần

Turbine gồm có vòi phun tiết diện hình chữ nhật 4 được nối liền với đoạn ống chuyển tiếp 8. Vòi có cơ cấu điều chỉnh lưu lượng gồm van phẳng 3 gắn với trục điều khiển 2 có tay quay vô lăng. Khi vô lăng quay, trục điều chỉnh sẽ tịnh tiến về phía trước hoặc phía sau làm cho tiết diện ra của vòi phun thay đổi, nên lưu lượng vào turbine cũng được thay đổi theo. Bánh xe công tác gồm các cánh cong 7 được gắn giữa các đĩa 6, số cánh từ 12÷48. Trục turbine xuyên qua giữa bánh xe công tác gắn chặt với các đĩa bằng then. Vỏ (buồng) 9 dùng để chắn không cho nước từ BXCT bắn ra ngoài. Hầm xả 5 có nhiệm vụ dẫn nước về hạ lưu.

Hình dáng BXC ồng sóc. Dòng nước t vòi phun tác dụng vào các cánh phía trên (nhận khoảng chừng 80% năng lượng của

hất, xong lại đi vào khoảng trống giữa BXCT rồi lại tác dụng lầ

ư ậy có thể chế tạo turbine với đường kính bé để có vòng quay lớn, do vậy giảm giá

thành chế tạo turbine và tổ máy thủy lực. I. 2. 3 Turbine xung kích phun xiên Turbine xung gáo chỉ khác

T turbine xung kích hai lần gần giống l ừ

dòng nước) đẩy BXCT lần thứ nn thứ hai vào cánh trước khi ra khỏi bánh xe công tác (nhận thêm 20÷30% phần

năng lượng còn lại). Cũng chính vì thế ta gọi nó là turbine xung kích hai lần. Hiệu suất của loại turbine này tùy thuộc vào số cánh của BXCT và vào khoảng 80÷85%. Ưu điểm cơ bản của turbine xung kích hai lần là có thể chọn đường kính BXCT và số vòng quay turbine trong một phạm vi rộng mà không phụ thuộc vào lưu lượng, bởi vì lưu lượng không chỉ phụ thuộc vào đường kính mà còn phụ thuộc vào chiều rộng BXCT nữa. Nhv

kích phun xiên (hình 1-5) có hình dạng giống turbineở kết cấu BXCT và hướng của tia nước vào BXCT. Tia nước bắn vào BXCT không trực giao với cánh mà làm với cánh một góc α, nhờ thế có thể làm vành ghép mép ngoài của BXCT nên đơn giản hóa được cách ghép cánh vào đĩa. Hình dạng cánh loại này cũng dễ chế tạo hơn. Nó cho phép gia công hàng loạt bằng cách đập. Turbine tia nghiêng ít được sử dụng rộng rãi, nó chỉ được sử dụng ở TTĐ nhỏ có cột nước vào khoảng H = 30÷400m.

7

Hình 1-5. Turbine xung kích phun xiên

I . 3. TURBINE PHẢN KÍCH

Turbine phản kích là loại sử dụng phần thế năng và một phần động năng của dòng nước. Bánh xe công tác của nó làm việc trong môi trường chất lỏng liên tục và áp lực nước ở phía trước bánh xe công tác lớn hơn phía sau của nó. Khi chảy qua rãnh tạo bởi bề mặt cong của các cánh, dòng nước sẽ thay đổi hướng tác dụng lên cánh và làm quay BXCT. Dựa vào hướng của dòng nước ở cửa vào và cửa ra BXCT người ta chia turbine làm các hệ: tâm trục, hướng trục, cánh chéo, turbine dòng, thuận nghịch.

Hình 1-6. Các bộ phận chính của turbine phản kích.

Xét về mặt cấu tạo, bất cứ hệ turbine phản kích nào cũng gồm các bộ phận chính sau: buồng turbine 1, vòng bệ 2, cơ cấu hướng dòng 3, BXCT 4, buồng BXCT 5, ống xả 6, trục và ổ trục 7 và các thiết bị phụ của chúng (hình 1-6).

Sáu bộ phận đầu hình thành bộ phận qua nước của turbine, còn ổ trục và trục là bộ phận kết cấu có nhiệm vụ tiếp nhận và truyền mô men quay từ BXCT đến rôto của 8

9

máy ph

I. 3. 1.

theo hướng dọc trục. Do vậy gọi là turbine tâm trục. Turbine này do kỹ sư người i là turbine Franxis.

át điện. Trong các bộ phận qua nước thì BXCT là bộ phận trực tiếp biến đổi thủy năng thành cơ năng chuyển động quay. Bộ phận cơ cấu hướng nước có tác dụng thayđổi trị số lưu lượng và hướng dòng chảy trước khi đi vào BXCT, còn ống xả được dùng để tháo nước từ BXCT về hạ lưu.

Sau đây chúng ta lần lượt xem xét các bộ phận của turbine phản kích, các hệ turbine khác nhau chủ yếu là bánh xe công tác còn các bộ phận khác nhìn chung giống nhau. Việc phân loại TB phản kích dựa vào hướng dòng nước đi vào và ra khỏi BXCT.

Bánh xe công tác của turbine tâm trục (turbine Franxis ) Turbine tâm trục (xem hình 1-7) là một trong những hệ TB phản kích được sử

dụng rộng rãi nhất. Chất lỏng từ buồng 4 qua cánh hướng dòng 3 vào cửa vào cánh 1 BXCT theo hướng xuyên tâm rồi chuyển chuyển hướng 900 và ra khỏi BXCT để vào ống xảPháp tên là Franxis hoàn chỉnh năm 1849 nên còn gọ

Hình 1-7. Bánh xe công tác của turbine tâm trục BXCT của turbine tâm trục gồm có vành trên 14 và vành dưới 13, các cánh 1 có

dạng cong không gian ba chiều gắn chặt vào hai vành. Số cánh từ 12 đến 22 cánh, thường là 14 đến 18 cánh. Thường BXCT được đúc liền thành một khối, trường hợp bị điều kiện vận chuyển hạn chế có thể chế tạo BXCT thành từng phần, khi lắp ráp sẽ dùng các bulông ghép vành trên và đai ghép nóng ở vành dưới của các phần đó lại hoặc hàn

10

nối các rãnh phân chia. Đối với turbine nhỏ có thể dập cánh, sau đó định vị chúng rồi đúc liền vành trên và dưới để được BXCT liền khối vững chắc.

Tùy theo cột nước sử dụng, đường kính lớn nhất cửa vào D1 (đường kính tiêu chuẩn) và đường kính lớn nhất cửa ra D2 mà người ta chia turbine tâm trục làm 3 dạng: - Dạng D1 < D2 gọi là turbine tỷ tốc cao loại này dùng với cột nước thấp (H< 80m) vì cấu tạo của chúng có khả năng chịu lực không cao (hình 1-7,b); - Dạng D 1 > D2 gọi là turbine tỷ tốc thấp (hình 1-7,c) loại này có cấu tạo vững chắc do vậy chúng được dùng với cột nước cao, đã có turbine làm việc với cột nước 550m; - Dạng D1 = D2 gọi là turbine tỷ tốc trung bình, nó là loại trung gian giữa 2 loại trên.

Turbine tâm trục có phạm vi sử dụng cột nước thường từ vài mét đến 550m. Ở nước Nga, Trạm thủy điện Cracnoarck sử d oại này với công suất mỗi turbin là 508MW, đường k ị An u dùng turbine

ụng l eính D1 = 7,5m. Ở nước ta, TTĐ sông Đà và Tr đề

tâm trục, TTĐ Hòa Bình dùng 8 turbine tâm trục, công suất mỗi turbine là 240MW, H = 88m. I. 3. 2. Bánh xe công tác của turbine hướng trục

Gọi là turbine hướng trục vì hướng chảy của dòng nước trong phạm vi BXCT theo hướng trục quay của turbine. Trên (hình 1-8) nước từ buồng xoắn chảy qua cột vòng bệ 10 vào cánh hướng nước 3 đổi hướng và chảy vào và ra khỏi cánh 11 của BXCT 1 theo chiều dọc trục và theo ống xả về hạ lưu nhà máy.

Hình 1-8. Turbine hướng trục. BXCT gồm có bầu 1 được nối bích với trục turbine 2, xung quanh bầu bố trí các

cánh hình vặn vỏ đổ để áp lực nước tác động lên cánh làm quay BXCT. Liên kết giữa cánh và bầu theo kết cấu côngxôn nên chịu áp lực thấp, số cánh thường ít do vậy khả năng tháo nước lớn. Trong hệ hướng trục dựa vào sự liên kết giữa cánh và bầu người ta chia hệ hướng trục ra hai dạng: turbine có cánh gắn cố định với bầu là turbine cánh quạt, còn turbine cánh có thể quay quanh trục của nó trên bầu là turbine cánh quay.

11

1. Turbine cánh quạt BXCT của turbine cán ầu, có gắn từ 3 đến 9 cánh, h quạt (hình 1-9) gồm có b

thông thường là 4 đến 8 cánh. Cánh có thể chế tạo liền với bầu tạo thành một khối thống nhất hoặc chế tạo riêng biệt sau đó gắn chặt vào bầu bằng bulông. Khi đi qua các mặt cong của cánh, dòng nước buộc phải đổi hướng chuyển động do đó tạo ra một áp lực tác

Hình 1-9. BXCT của turbine cánh quạt dụng lên cánh làm quay BXCT. Nhược điểm của loại BXCT này là có đường đặc tính công tác dốc, do vậy khi lưu lượng, cột nước hoặc công suất thay đổi lệch với chế độ thiết kế thì hiệu suất turbine sẽ giảm đi rất nhanh. Đối turbine tỷ tốc cao chỉ cần lưu lượng giảm đến còn 45% lưu lượng tính toán thì hiệu suất và công suất có thể giảm đến không. Do vậy nên cho turbine cánh quạt đảm nhận công suất và cột nước ít thay đổi. Turbine cánh quạt được sử dụng ở Trạm thuỷ điện có cột nước H = 1,5÷40m, hiện nay thường dùng ở TTĐ nhỏ, tuy rằng đã có turbine dạng này đường kính đạt đến 9 m.

2. Turbine cánh quay ( Kaplan ) Turbine cánh quay (hình 1-10) là loại ra đời sau cánh quạt. Năm 1924 giáo sư

người Tiệp tên là Kaplan đã cải tiến thành công turbine cánh cố định thành cánh quay được, nên turbine này còn được gọi là turbine Kaplan. Nhờ cánh có thể quay được xung

uanh bầu, do vậy thích ứng được các chế độ làm việc khác chế độ thiết kế dẫn đến vùng làm việc của turbine v . Do vậy TB cánh quay có khả năng làm việc với công suất và cột nướ đổi nhiều. BXCT của TB cánh quay

qới hiệu suất cao được mở rộng

c thay gồm có: bầu, cánh, chóp thoát nước và bộ phận quay cánh xung quanh BXCT. Bầu phải có hình cầu để giảm bớt khe hở giữa cánh với bầu khi quay cánh. Chóp thoát nước có tác dụng làm cho nước chảy khỏi BXCT thuận dòng hơn và giảm được tác dụng mạch động. Khi làm việc, các cánh BXCT hướng trục chịu tác dụng áp lực nước ở dạng sơ đồ chịu lực kiểu dầm côngxôn do không có vành dưới, tại nơi tiếp giáp cánh với bầu chịu mômen uốn lớn nhất. Người ta đã đo được áp lực nước tác dụng lên một cánh có thể đạt tới 240 tấn. Do vậy phải sử dụng động cơ tiếp lực dầu cao áp mới quay được cánh .

Bộ phận quay cánh gồm trục cánh 6 (hình 1-10,b), động cơ tiếp lực 4, hệ thống thanh truyền 7. Tay quay 8 được nối với trục cánh 6, còn thanh truyền có chốt nối liền

12

u có áp vào một ngăn nào đó của xi còn ở ngăn kia dầu thông với lỗ dầu xả thì pittông lẫn thanh truyền 7 sẽ dịch lên

píttông 5 của động cơ tiếp lực với tay quay. Pittông 5 chia xi lanh của động cơ tiếp lực làm hai ngăn: trên và dưới. Dầu có áp từ thiết bị dầu áp lực qua hai ống dẫn đồng tâm lồng vào nhau nằm bên trong trục tổ máy. Khi dầlanh

Hình 1-10. Turbine Kaplan xoay các cánh theo các góc quay như nhau. So với turbine cánh

uạt thì turbine cánh quay được dùng với cột nước thấp hơn do khả năng chịu lực của nó có yếu hơn. Cùng với turbine tâm trục, turbine cánh quay được sử dụng rất rộng rãi. Ngày nay thế giới đã có những turbine cánh quay cực lớn, như ở TTĐ Xaratôp ở Nga có đường kính tiêu chuẩn D1 = 10,3m, cột nước thiết kế H = 9,7m, với công suất N = 59,3MW, vòng quay định mức n = 50 vòng/phút, trọng lượng 1229tấn. Turbine ở trạm TĐ Porto Primavera ở Brasil có D1 = 8,6m, N = 105MW, cột nước H = 22m.

hoặc xuống, do đó làmq

13

I. 3. 3. Turbine cánh chéo

Hình 1-11. Turbine cánh chéo

trên. Turbine cánh chéo được sử dụng ở các TTĐ có cột nước H = 30÷150m. Nó thuộc h quay. BXCT gồm 10 đến 14 cánh được gắn vào bầu 3 hình chóp nhờ

ục cánh 2. Trục cánh làm 0,450,600 nên dòng chảy trong XCT héo góc với ay, các cánh BXCT quay được

oại turbine này đã TĐ Buctamin có công suất N = 77MW, cột nước H =

61m, đ

Turbine cánh chéo (hình 1-11) được ra đời chậm hơn các loại turbine trên, nó là loại trung gian giữa tâm trục và hướng trục. Nó kết hợp được các ưu điểm của hai hệ turbine

loại turbine cáncác tr với trục turbine một góc 30B c trục. Cũng như turbine cánh ququanh trục của nó, nhờ cơ cấu quay cánh gồm vành sao 5 và thanh truyền 4 nằm trong bầu nên hiệu suất bình quân của nó cao hơn turbine tâm trục ở hầu hết các chế độ làm việc. Mặt khác số cánh BXCT của turbine này nhiều hơn so với turbine cánh quay nên có thể làm việc với cột nước cao hơn mà vẫn không bị khí thực. Lđược chế tạo ở Nga dùng cho T

ường kính D1 = 4,35m, n =150 vòng/phút.

Ngoài ra, TB cánh quay làm việc với cột nước thấp, muốn chịu được cột nước cao hơn thì phải tăng số lượng cánh BXCT của nó lên từ 6 đến 10 cánh. Như vậy bầu BXCT phải có đường kính lớn. Để có thể tăng số cánh mà không phải tăng đường kính thì tốt hơn hết là trên mỗi trục cánh lắp hai cánh kép (hình1-12). Loại này đã được lắp đặt ở nhà máy thủy điện Thác Bà với đường kính D1 = 4,5m, H = 32m.

Hình 1-12. Bánh xe công tác của turbine cánh kép I. 3. 4. Turbine dòng

Turbine dòng gồm hai loại: dòng c y thẳng và nửa thẳng. Turbine dòng thực

hiệu suất cao hơn so với turbine phản đến 30% do khả năng tháo nước a nó. Turbine cap xun được sử dụng rộng

i ở Nga, Nhật, Mỹ... ở các sông vùng đồng bằng hoặc ở các TTĐ thủy triều. Trạm TĐ Trereparec có công suất mỗi turbine N = 20MW, H = 14,9m. Trạm thuỷ điện có turbine cáp xun lớn nhất là Kiev có N = 320MW.

hảchất là turbine cánh quay trục ngang, nên BXCT của nó hoàn toàn giống turbine cánh quay. Loại này dùng với cột nước rất thấp và lưu lượng rất lớn.

1. Turbine dòng nửa thẳng (hình 1-13), turbine này còn gọi là turbine Capxun. Tổ máy có turbine trục ngang nối liền trục với trục máy phát điện đặt trong bọc kín bằng kim loại 1 (gọi là cáp xun) có dạng thuận dòng. Cáp xun chứa máy phát điện có thể nằm trước BXCT hoặc nằm sau BXCT trong ống hút thẳng 2. Các cánh hướng dòng 3 thuộc loại hướng tâm hoặc hình chóp. Stator thuộc loại và cùng với các trụ tựa sẽ truyền tải trọng tổ máy lên móng máy. Liên hệ giữa các thiết bị đặt trong cáp xun với gian máy bằng các tháp 4. Turbine cap xun có kích khác rã

củ

14

Hình 1-13. Tổ máy cáp xun

Tur dỞ turbine dòng thẳng (hình 1-14), dòng nướ ồng turbine hình trụ th

a r t ận hướng dòng 2 và tác độn T u theo t R m y phát điện 4 đượ ắn vào mú cánh d q

2. bine òng th ng ẳ

c theo bu ẳng đi qu Stato rước 1 vào bộ ph g vào BXC 3 về hạ lưdòng hẳng. ôtor á c g t TB, o vậy khi BXCT uay

Hình 1-14. Turbine dòng thẳng

15

16

và máy ơm tr

thì cũng chính là rotor quay. Turbine dòng thẳng có cấu tạo phức tạp, đặc biệt là ở các vòng đệm chống thấm vòng quanh mà hiệu suất không cao hơn turbine hướng trục bình thường mấy, nên ít được sử dụng. Trạm thuỷ điện Ortatran ở Liên Xô cũ sử dụng turbine này với công suất turbine N = 6,3MW, cột nước H = 10,5m. I. 3. 5. Turbine thuận nghịch

Turbine thuận nghịch được dùng trong " tổ máy hai máy" ở các TTĐ tích năng, có khả năng làm việc ở hai chế độ: bơm nước và phát điện. Tổ máy gồm có hai máy: turbine thuận nghịch và máy điện ( "máy phát điện - động cơ điện") làm việc ở 2 chế độ máy phát và động cơ. Tổ máy loại này thay cho các loại tổ máy làm việc ở các chế độ riêng biệt không kinh tế hoặc " tổ máy ba máy ". Nguyên lý làm việc của turbineb ái ngược nhau, do vậy để làm việc ở một chế độ cụ thể phải chỉnh chiều quay cánh thích hợp với từng chế độ làm việc. Sau đây là một ví dụ về turbine Capxun thuận nghịch (hình 1-15). Turbine này gồm có các bộ phận chính sau: BXCT 1 là TB thuận nghịch có khả năng thay đổi góc nghiêng cánh theo hai chế độ bơm hoặc turbine; cơ cấu

Hình 1-15. Turbine Capxun thuận nghịch

ướng dòng (CCHD) 2 dạn i chế độ bơm hay turnine; được gắn cố định vào bêtông nhà máy nhờ các cột 3.

g hình côn thay đổi phù hợp vớh

"bóng đèn" (capxun) 4 kín nước, Bên trong cápxun 4 bố trí trục tổ máy trên ổ tựa 6 và ổ chặn 7 và "máy phát - động cơ" 8. Giếng thông 5 được dùng để đặt cáp điện, đường ống dẫn dầu ..v.v...đến động cơ trợ động của BXCT và lên xuống gian máy phía trên. BXCT thuận nghịch có đường kính

0 05,35m, bốn cánh quay xung quanh bầu với các góc từ -5 đến +35 so với vị trí tính toán. Với công suất 10 MW lưu lựơng bơm được là 105 m3/s khi H = 6m và 225 m3/s khi H = 1m; lưu lượng lớn nhất ở chế độ turnie là 230 m3/s . Vòng quay n = 97,75 v/p, máy phát - động cơ đồng bộ, có điện áp 3,5 kV.

17

Chương II. CÁC BỘ PHẬN CHÍNH CỦA TURBINE THUỶ LỰC

Ở chương I chúng ta nghiên cứu khái quát về các loại turbine và tính năng ứng ứu cụ thể hơn về cấu tạo, công dụng

bộ phận chính ine

ệ

ểu stator : kiểu cột đỡ riêng rẽ và kiểu vòng (a). ử dụng kiểu vòng để tăng độ cứng, còn kiểu cột

ng rẽ

dụng của từng loại turbine. Chương II sẽ nghiên ccủa các bộ phận chính của turbine và tìm hiểu các xác định kích thước của chúng. Ngoài BXCT, các bộ phận chính của turbine gồm: thiết bị dẫn nước (buồng turbine), thiết bị tháo nước (ống xả), phần tĩnh (stator), cơ cấu hướng dòng (CCHD) ..v.v..

. II. 1. VÒNG BỆ, CƠ CẤU HƯỚNG DÒNG, TRỤC CỦA TB. PHẢN KÍCH

Như trên đã nói, ngoài BXCT, turbine phản kích còn có nhữngrục và ổ trục của turbsau đây: vòng bệ của turbine, cơ cấu hướng dòng, t

II. 1. 1. Vòng bệ (Stator) của turbine: Vòng bệ của turbine (hình 1-6 và 2-1) là phần cố định của turbine, có tác dụng

máy, sàn và btruyền xuống móng nhà máy các tải trọng gồm trọng lượng toàn bộ tổ máy phát điện, áp lực nước dọc trục tác dụng lên BXCT và khối bê tông phủ lên nó v.v... Stator bao gồm một số cột chống 2 với tiết diện ngang hình đường dòng, liên kết với vành đỡ trên 1 và dưới 3. Có hai kiPhần lớn các turbine phản kích đều sriê chỉ sử dụng cho buồng xoắn bê tông cốt thép, ở đó ổ chặn không lắp trên nắp turbine. Số lượng cột stator bằng một nửa số cánh hướng nước.

Hình 2-1. Vòng bệ và CCHD của turbine Để xác định kích thước buồng xoắn cần phải biết hình dạng và các kích thước của vòng bệ và cánh hướng dòng.Hình kích thước vòng bệ (stator) 2-1,b và bảng (2-1) xác định

18

của turbine. Trong bảng: Da, Db là đường kính ngoài và trong của vòng bệ, b0 là chiêu cao cánh hướng dòng (bảng 6-5 và 6-6 chương VI), Z0 là số lượng cánh hướng dòng.

Bảng 2-1. Bảng kích thước vòng bệ ( đơn vị cm)

D1 D0 Z0 Cho buồng xoắn bê tông cốt thép Cho buồng xoắn kim loại cán D D D R h h D D D R H

h b a 4 1 2 b a 4

180 220 16 260 305 330 20 21 200 240 16 285 335 360 20 23 225 275 16 320 375 400 20 23 250 290 24 340 390 400 28 32 23 330 390 415 25 25 280 325 24 382 438 448 30 35 25 372 438 463 25 25 320 375 24 437 500 510 30 40 30 426 500 535 30 32 360 420 24 485 500 570 35 40 30 480 555 590 35 35 400 465 24 542 620 630 35 45 35 532 615 650 35 41 450 525 24 610 700 710 40 45 45 600 695 735 40 41 500 580 24 675 777 780 40 50 40 660 765 805 40 46 550 24 745 855 805 50 50 40 730 845 885 50 46 640 600 700 24 875 935 945 50 55 45 800 925 965 50 50 II. 1. 2. Cơ cấu hướng dòn

ồng turbine 1 chảy vòng qua các cột stator 2, chảy qua khe hở giữa

yến và

rò nước cần có đệm chống rò bằng cao su. Bộ phậ

n 5 từ máy điều tốc quay kéo tay quay 6 và thanh kéo 7 làm quay v

g (CCHD): Nước lần lượt từ bu các cánh hướng dòng 3, ở đây lưu lượng được điều chỉnh do thay đổi khe hở

giữa các cánh trước khi vào BXCT 4 (hình 1-6 và 2-2,a).Cơ cấu này có tác dụng sau: - Hình thành hướng dòng chảy nhất định ở trước BXCT; - Điều chỉnh lưu lượng nước vào turbine, do đó thay đổi công suất của turbine. Bộ phận CCHD gồm có hai thành phần chính: các cánh hướng dòng hình lưu tucơ cấu quay cánh. Mỗi cánh hướng nước có thân 3 và trục cánh 5. Đầu trên trục cánh được lồng vào các lổ khoét ở nắp TB, còn đầu dưới thì được lắp vào vành dưới, nhờ đó các cánh có thể quay được quanh trục của nó để thay đổi độ mở a0 của CCHD. Khi cánh hướng nước đóng hoàn toàn a0 = 0, để giảm

n quay cánh hướng dòng gồm có các chi tiết: nắp turbine 6 chứa ổ trục trên của cánh, vòng dưới chứa ổ trục dưới của cánh, các cánh hướng 3 và cơ cấu tay quay 7. Độ mở a0 dược thay đổi như nhau cho các cánh nhờ vòng điều chỉnh 8 của CCHD. Nhờ chuyển động tịnh tiến hai cần 10 của hai động cơ tiếp lực 9 của máy điều tốc mà vòng điều chỉnh 8 xoay, kéo theo CCHD xoay để dẫn vào BXCT lưu lượng yêu cầu. Hình 2-2,b là sơ đồ đơn giản của CCHD dùng cho TB nhỏ trục đứng buồng hở. Nước từ buồng hở qua khe hở giữa các cánh 2 vào BXCT 11. Điều chỉnh độ mở a0 theo yêu cầu nhờ trục diều khiể

òng điều chỉnh 8 tác thay đổi trục 4 làm cánh hướng 2 xoay quanh trục 10 của nó.

Hình 2-2. Bộ phận xoay CCHD

II. 1. 3. Ổ trục và trục turbine:

Trục turbine được dùng để truyền mô men xoắn từ BXCT đến rôtor máy phát ống dẫn dầu (đối với cánh quay),

ẫn khíđiện Trục turbine trục đứng bên trong rỗng để lắp cácd xuống BXCT để phá chân không cho turbine tâm trục và đường dây điện ..v.v... Ổ trục định hướng để định tim trục, được bôi trơn bằng dầu hoặc bằng nước. Loại bôi trơn bằng nước thường được lắp ở trên nắp turbine. Loại bôi trơn bằng dầu khoáng thì tấm bạc của ổ trục làm bằng hợp kim babít.

Hình 2-3 là đồ thị xác định đường kính trục turbine. Đường kính trục phụ thuộc vào mômen xoắn của dòng chảy Mkp = 97400.N/n ( kGcm). Trong đó N (kW) và n (vòng/phút). Có Mkp tra ra đường kích trục turbine DB (mm).

Hình 2-3. Biểu đồ quan hệ đường kính trục và công suất turbine.

19

20

nh lượng chảy vòng tại cửa vào CCHD. Buồng turbine cần bảo đảm những yêu cầu chính sau:

- Dẫn nước đều đặn lên chu vi các cánh hướng dòng để tạo nên dòng chảy đối xứng ới trục quay c

- Thuận tiện cho việc bố trí turbine và thiết bị phụ của nó trong gian máy của TTĐ. òn không đều ổ trụ

à đường

II. 2. THIẾT BỊ DẪN NƯỚC CỦA TURBINE

Thiết bị dẫn nước (buồng turbine) là phần nối công trình dẫn nước của trạm thủy điện với turbine và hình thà

v ủa turbine. - Tổn thất thủy lực trong buồng và đặc biệt là trong CCHD nhỏ nhất. - Dễ nối tiếp với đường dẫn của trạm thủy điện. - Buồng có kích thước giảm nhỏ và kết cấu đơn giản.

- Áp lực tác dụng lên BXCT đều nhau để tránh m c. Dựa vào cột nước và công suất của TTĐ mà buồng turbine có các kiểu: buồng

hở, buồng hình ống và buồng xoắn ốc.

II. 2. 1 Loại buồng hở của turbine

Buồng hở là loại đơn giản nhất thường dùng cho cột nước H = 5÷6 m v kính D1 < 1,2 m , giới hạn cột nước lớn nhất là 10 m và đường kính D1 = 1,6m. Sở dĩ có giới hạn sử dụng trên vì khi cột nước và đường kính lớn thì kích thước của buồng rất lớn, trục turbine dài và áp lực nước trên thành buồng sẽ lớn. Vì vậy loại buồng này chỉ

Hình 2-4. Buồng turbine hở

. dùng cho turbine nhỏ. Buồng hở có thể làm bằng gỗ, gạch hoặc đá xây hay bằng bêtông Buồng hở có thể trục đứng hoặc trục ngang và hở chử nhật hoặc hở xoắn. Buồng hở chữ nh tạo nên dòng xoáy ở các góc làm tăng tổn thất cột nước. Để khắc phục nhượật dễ c điểm n ở. Chiều dài và chi 1

ày nên dùng buồng hở xoắn. Hình 2-4 thể hiện hình thức các loại buồng hều rộng của buồng lấy theo kinh nghiệm A = B = (3- 4).D , độ nhúng

21

hmin ≥

m đến 25÷30 m. Buồng này được m bằng ki g dòng 4 dẫn

nư dạng ứ

c turbine 11 ổine tâm trục t

n của b th đường kính tiêu chuẩ của BXCT D1, khoả (2,8 -3,5)D1 , chiều dài buồng khoảng (2,5 - 3)D1.

tối thiểu của nắp TB so với mực nước nhỏ nhất trong buồng: (0,9 -1)D1. II. 2. 2. Buồng hình ống

Loại này thường dùng với cột nước H = 6÷7là m loại chứa các bộ phận của turbine (hình 2-5): chóp nón hướnớc vào thuận dòng, các cánh hướng dòng 1, BXCT đặt phía trong CCHD. Hình

của buồng giống một nồi xúpde, nửa trước 5 nối với ống áp lực 7, nửa sau 2 ch a cụm BXCT và nối với đoạn khuỷu cong 8 của ống xả 12. Trụ trục 10 đưa ra ngoài buồng và đặt nằm ngang. Loại này dùng với turb rục ngang, loại turbine nhỏ. Đườ g kính lớn nhất uồng lấy eo

ng

. 2. 3. Buồng xoắn ốc

ày bảo ine nhỏ và đảm bảo chế

t iết diện tròn. uồng xoắn l góc ết diện cửa ra ( r v ϕ max).

Khi ϕ max = 3450÷3600 thì gọi là góc bao hoàn toàn (hình 2-7,a), còn ϕ max < 3450 gọi là

Hình 2-5.Buồng turbine hình ống

II

Buồng xoắn (hình 2-6) là loại được sử dụng rộng rãi nhất hiện nay. Loại buồng n đảm dẫn nước vào TB với kích thước mặt bằng của turbđộ thủy lực tốt nhất.Phụ thuộc vào cột nước buồng xoắn có thể làm bằng bê tông hoặc kim loại. Buồng bêtông cốt thép được dùng với cột nước H ≤ 40 m, mặt cắt đa giác. Khi H > 40 m hường dùng buồng xoắn kim loại hoặc bê tông cốt thép t Phân loại b tùy thuộc vào góc bao max ϕ max của buồng xoắn , đây à được tính từ ti ϕ = 0) đến tiết diện cửa vào của buồng xoắn (ϕ =

buồng xoắn không hoàn toàn ( hình 2-6,c ).

22

rộng gian máy đã cho ) phụ thuộc vào quan hệ giữa tiết diện cửa ào buồng xoắn đã chọn góc bao. Khi tiết diện cửa vào đã chọn, nếu tăng góc bao, một

đ y đối

í n b

i nhất . Kinh nghiệm cho thấy, chiều rộng gian máy là nhỏ nhất khi buồng xoắn có góc

ao ϕ m 0 ộ ảm thành ự à

cao do lưu lượng tương đối nhỏ, nêncó thể ch n góc bao l n hơn: từ ϕm x = 270 ÷345 . Với trạm thuỷ điện đường dẫn và sau đập chọn buồng xoắn góc bao lớn sẽ tiện cho việc ối tiếp giữa ường ống áp lực với buồ g xoắn.

Kết quả thí nghiệm mô hình cho thấy, tổn thất năng lượng trong turbine, vòng bệ và CCHD ( khi chiềuvmặt sẽ làm cho dòng chảy phân bố đều chu vi CCHD, bảo đảm ược dòng chảứng trong turbine, nh ần xoắn và hình x ưng lại làm tăng vận tốc dòng nước trong ph

ả nthành dòng chảy xoáy, kết qu làm tăng tổ thất năng lượng trong CCHD. Qua thnghiệm mô hình BXCT đã chọ với các loại uồng xoắn khác nhau người ta lựa chọn loại buồng xoắn lợ

b ax = 180 .Vì vậy đối với TTĐ có c t nước thấp ( kiểu lòng sông ) để gixây d 0 0ng TTĐ nên chọn góc bao 180 ÷192 . Đối với TTĐ có cột nước trung bình v

0 0ọ ớ a

n đ n

Hình 2-6. Buồng xoắn

Khi cột nước H ≤ 80 m và góc bao ϕmax = 2700÷3450 có thể sử dụng buồng xoắn tiết diện tròn hoặc chữ T. Buồng xoắn kim loại thường có góc bao ϕmax = 3450.

Hình dạng tiết diện vào buồng xoắn: Đối với turbine dọc trục cột nước thấp và vừa thường dùng buồng xoắn có tiết diện chữ T hoặc hình thang, còn đối với TTĐ cột nước cao 50÷80 m thì tiết diện là hình tròn hoặc ellipse. Hình dạng tiết diện buồng xoắn còn phụ thuộc vào điều kiện cụ thể xây dựng nhà máy của TTĐ. Trong điều kiện góc bao như nhau, buồng có tiết diện hình thang bảo đảm kích thước mặt bằng của gian tổ máy nhỏ nhấ rộng b/a củatiết diện càng lớ

t, còn tiết diện tròn sẽ lớn nhất và tỉ số chiều cao trên chiềun thì mặt bằng gian máy càng nhỏ.

23

Tỉ lệ giữa chiều cao và chiều rộng a tiết diện hình chữ T (hình 2-7) nên chọn theo cấ bằng, kiểu phát triển lên trên so với

kết hợp và nếu động cơ tiếp lực đặt ngay trên nắp turbin mà không bố trí ở hầm turbine. Các góc γ và δ hì điều kiện thủy lực

trong buồng sẽ kém và khó b ì tăng khoảng cách ục tổ máy. Kiến nghị dùng như sau: δ = 20÷350 và thường lấy 300. Nói chung, khi ≤ n n thì γ = 1

khác kiến nghị chọn như sau: khi m = 0 hoặc n = 0, b/a = 1,5÷1,85. Khi m và n ≠ 0 thì

củu tạo của buồng xoắn, có thể chọn kiểu trần

trục của CCHD kiểu phát triển xuống dưới hoặc kiểu sàn bằng. Các trị số m và n chủ yếu lựa theo yêu cầu bố trí phần dưới nước của nhà máy, nó không ảnh hưởng mấy đến điều kiện thủy lực. Khi n = 0 (tức trần bằng) hoặc m > n thì có thể giảm thể tích khối bê tông phần dưới nước của nhà máy và dễ bố trí động cơ tiếp lực và có thể rút ngắn khoảng cách giữa các trục tổ máy. Tiết diện chữ T phát triển lên trên so với trục CCHN chỉ nên dùng khi ở phía dưới buồng xoắn có bố trí đường hầm xả nước của TTĐ xả lũ

không nên quá nhỏ, vì nếu lấy quá nhỏ tố trí động cơ tiếp lực, nếu quá lớn th

trm thì γ = 20÷350 còn khi m > 0÷200; khi n = 0, γ = 10÷150. Các giá trị

b / a không quá 2÷2,2. Theo quan điểm thủy lực thì tiết diện chữ T đối xứng hoặc gần đối xứng có tốt hơn chút ít.

Hình 2-7. Các ti ện c ữ T củ ồng xoắn bê tông.

ta giả thiết: là dòng

ết di h a bu Buồng xoắn làm nhiệm vụ dẫn nước vào BXCT và hình thành đặc tính của dòng chảy trước mép vào CCHD. Để thiết kế buồng xoắn người - Dòng chảy trong buồng xoắn là dòng chảy dừng, đối xứng qua trục quay và

thế; lưu lượng qua tiết diện bất kỳ Q lấy theo góc i iϕ là: i ttiQ Q=

ϕ; 0360

- Dòng chảy được coi là tổng hợp của dòng chảy thẳng và dòng xoáy, đΓ π

ặc trưng bởi lưu lượng Q và lưu số = 2 RV, giả thiết khi thay đổi chế độ làm việc thì Q và Γ thay

24

đổi sao ành phần vận tốc hướng

m Cr

cho các đường dòng trong buồng xoắn không đổi. Th

tâ phân bố đều theo chu tuyến trước mép vào cánh hướng dòng: Cr = tt

a

QD bπ 0

;

(trong đó: Qtt là lưu lượng của turbine, Da là đường kính ngoài của cánh hướng dòng, b0 là chiều cao cánh hướng dòng). Việc tính toán kích thước buồng xoắn tiến hành trên cơ sở turbine đã được chọn, tìm ra kích thước mặt cắt và quan hệ giữa chúng và góc. Hiện nay có những phơng pháp tính toán sau:

* Phương pháp mômen tốc độ vòng là hằng số Vu.r = K; Phương pháp này dòng hảy đố ó được áp dụng đối c i xứng qua trục, dòng có thế và bỏ qua tổn thất dòng chảy. N

với buồng xoắn có góc bao maxϕ = −180 3600 , vì nếu góc nhỏ hơn thì điều kiện dòng về toán

là hằng số Vu = K; Phương pháp này giả thiết tốc độ ư nhau. Nó chưa đủ lập luận khi

ành lập vì nó có những thiếu sót sau: + Dòng chảy tính toán theo phương pháp này không hoàn toàn phù hợp thực tế;

Tuy nhiên qua nghiên cứu thấy đối vớ iều kiện xo ương pháp này phù hợp hơn ng pháp Vì g pháp n ho T ước thấp, b ng xoắn bê tông góc bao nhỏ giai đoạn thiết kế ộ.

* Ph ng pháp tốc độ vòng giảm dần từ cửa vào Vu đến cửa ra từ (0,6÷0,8)Vu; Phương pháp này có nh c điểm là tính đối xứng của dòng chảy bị phá h i, nhưng giảm thước b xoắn. V ó chỉ dùn ine cột n .

ồng xoắn theo hai phương pháp đầu.

chảy sẽ không còn đối xứng qua trục. Phương pháp này khá chính xác và thuận học nên được áp dụng rộng rãi;

* Phương pháp tốc độ vòng vòng bình quân ở các mặt cắt ngang buồng xoắn đều nh

th + Góc bao càng lớn thì càng không phù hợp.

i góc bao không V

đủ đ vậy phươn

ắn thì phày dùng tốt cphươ u.r = K.

TĐ có cột n uồ và sơ b

ươượ oạ

nhỏ kích uồng ì vậy n g với turb ước thấp quá lớn

Sau đây chúng ta nghiên cứu cách tính bu

1. Tính toán thuỷ lực mặt cắt buồng xoắn theo phương pháp Vu.r = K

Bước này được thực hiện sau khi đã chọn góc bao maxϕ và hình thức buồng xoắn. Dựa vào nguyên tắc đã nêu ta đi thành lập công thức chung:

là tốc độ trung = k

Gọi ttQ là lưu lượng lớn nhất qua mỗi turbine; bình trong mặt cắt buồng xoắn, xác định theo: tbV

tbV H ( H = 2m thì k = 1; H = 300m thì k = 0,5) hoặc theo đồ thị (hình 2-9,a). ới yêu c hu vi cơ cấu hướng dòng, vì vậy nếu gọ là góc

nào đó ứng với tiết diện cần tìm thì lưu lượng qua nó là

V ầu lưu lượng phân bố đều c i iϕ

i ttiQ Q=

ϕ0360

, diện tích mặt

cắt tương ứng là ii

tb

tt i

tbF

QV

QV

= =..ϕ

360; tương tự với maxϕ ta có:

maxmax.

FQ

Vtt

tb=

ϕ

360.

Nếu cắt một dãi bất kỳ có bề rộng dr, chiều đứng b thì diện tích phân tố dF = b.dr, vậy:

25

; vì Vu.r = K nên Vu = K/r, vậy ta có: i ura

Ri

ra

RiQ dQ V b dr= = ∫∫ . .

ira

Ri

ra

Ritt

iQ Kr

bdr Kbr

drQ

= ∫ = ∫ =360

ϕ ( 2-1 )

Hình 2.8. Sơ đồ lập công thức tính toán buồng xoắn.

Sau đây ta áp dụng những công thức trên để tính toán cụ thể cho hai loại buồng xoắn: ặt cắt tròn ( hoặc ellipsse) và buồng xoắn mặt cắt đa giác.

ròn (hoặc ellipsse):

h 2-9,b), nghĩa là phải xác định ra được quan hệ

m a. Tính toán buồng xoắn mặt cắt t

Nội dung của việc tính toán buồng xoắn là vẽ ra được đường bao xoắn và xác định mặt cắt ngang của buồng xoắn (hìngiữa góc iϕ , bán kính Ri và diện tích mặt cắt ngang tương ứng Fi.

Từ (2-1) đặt ira

S rdr= ∫ , vậy Qi = K.Si và K = Qi/Si, vì K = hằng ố nên K =

Ri bs max

max

QS

ttGọi bán kính măt cắt cửa vào (ứng với ϕmax ) là ρmax = uV . .π

Q . maxϕ

360,

y Coi là tiết diện tròn nên ρi2 = ( bi/2 )2 + ( ri - a)2, rút ra bi và thay vào Si ta có Si và tha

vào (3-1) ta có góc :

ittQK

ϕπ

=720 . . ( )[ ] ( )[ ]

Trong

a a a a a a÷ − ÷ = ÷ − ÷ρ ρ ρ ρ2 r r r c r r r2

công thức c = ( 720.K.π) / Qtt = hằng số. Giải phương trình iϕ ta có được :

ii r

ϕ= ÷ 2 a

ic c

ρϕ

(2-2)

Từ (2-2) nế định ra ta sẽ tìm ra u biết c mà iϕ iρ . Dựa vào điều kiện biên cửa vào, có: ở

c = ( )

max

max maxρ ρa a ar r r÷ − ÷ 2 = hằng số (2-3)

ϕ

Đã có hằng số c ta ịnh ra các góc iϕ đ và lập bảng tính ( bảng 2-2 ) sau: Bảng 2-2. Bảng tính toán xác định kích thước buồng xoắn tròn ( hoặc ellipsse)

iρ 2

26

iϕ ic

ϕ2 a

ir c ϕ

2 air c

ϕ iρ i i aR r= ÷2 ρ

Các bước tính toán lập bảng 2-2 như sau: - Chọn góc bao maxϕ như đã trình bày trên; - Từ bảng 3 tra ra kích thước đường kính trong và ngoài của vòng bệ CCHD; - Xác định mặt cắt buồng xoắn cửa vào Fmax định ra ρmax tính ra hằng số c theo (2-3) - Định ra các góc ϕi từ 0 đến ϕmax và tương ứng tính ra ρi theo (2-2) và xác định Ri. ừ quan hệ ϕi ~ Ri vẽ ra đường xoắn và từ quan hệ ρi ~ Ri vẽ mặt cắt ngang tương ứng em (hình 2-9,b).

Tx

Hình 2-9. Tính toán buồng xoắn mặt cắt tròn hoặc ellipse.

b. Tính toán buồng xoắn mặt cắt đa giác Từ lưu lượng lớn nhất ở cửa vào buồng xoắn Qmax và kinh nghiệm chọn được chi tiết kích thước ( m, n, bo , tỷ số b/a, các góc δ ,γ ) tính ra diện tích mặt cắt cửa vào Fmax và dựa vào tốc độ trung bình Vu định ra mặt cắt lớn nhất. Các mặt cắt khác coi như xếp chồng tỳ lên từ Rmax đến ra trên các đường AC và EH ứng với các Ri khác nhau

(hình 2-10). AC và EH có thể quan niệm theo đường thẳng hoặc đường cong bậc hai hoặc ba.Thực tế quan niệm đường cong hợp lý hơn. Sau đây là cách tiến hành tính toán:

Hình 2-10. Sơ đồ tính buồng xoắn đa giác.

Từ Qi = K.Si ta cần tìm ira

RiS

br

dr= ∫ . Ta có thể dùng phương pháp đồ giải để

xác định Si là diện tích của b/r và r. Do vậy trước tiên ta cần phải vẽ các đường quan hệ r ~ b/r ( là các đường mnab của mặt c cửa vào, đường miniab của mặt cắt thứ i, ..v.v... ) dựa theo tính toán ở bảng tính 2-3. Cách tính toán như sau: - Ứng với mặt cắt cửa vào ABCHDE ta định các ri ( từ Rv đến rb ) và tương ứng đo được bi rồi tính ra bi/ri, dùng cột r ~ b/r vẽ ra các đường mnab (hình 2-10);

Hình 2-9a

27

28

- Ứng với mặt cắt khác ta cũng làm tương tự và dùng cột r ~ b/r vẽ các đường khác. Đo diện tích giới hạn giữa các đường vừa vẽ và trục r ta sẽ có được Si tương ứng. Với Smax ta tính ra được hằng số K = Qmax/Smax và tính ra ϕi theo công thức:

iiS

Sϕ ϕ= max

max. (2-4)

Bảng 2-3. Bảng tính toán buồng xoắn đa giác

r Rv R4 ... ...... ra rb Mặt cắt ABCHDE b bv b0 b0

b/r r R4 R3 ra rb M. cắt A'B'CHD'E' b bi b0 b0

b/r bi/ri r Mặt cắt ...... b b/r

ẽ được quan hệ r ~ Q. ra được V = Q/F và vẽ được r ~ V.

ập bảng tính các quan hệ ϕ ~ ~ R ( bảng 2-4 ):

Để tiện tính toán xác định các mặt cắt bất kỳ nào đó ta tiến hành vẽ đồ thị quan hệ ϕ ~ r, Q ~ r và V ~ r . Cách vẽ các đường này như sau: - Với mỗi r ta có S và dựa vào (3-4) ta tính được ϕ và vẽ được quan hệ ϕ ~ r. - Với mỗi ϕ có r và tính ra Q = Qtt.ϕ / 360 và v - Với từng r có Q và đo được diện tích F, tính Từ các đường này ta dễ dàng tra và vẽ đường xoắn và mặt cắt buồng xoắn.

2. Tính toán buồng xoắn theo phương pháp Vtb = K

Trong tính toán buồng xoắn theo quy luật Vu.r = K cho ta vận tốc trung bình tại các tiết diện sẽ khác nhau, điều này dẫn đến tổn thất thuỷ lực dọc chiều dài buồng xoắn khác nhau như vậy trị số cột nước khác nhau, gây nên tải trọng lên BXCT không đều làm mòn ổ trục và gây rung động máy. Cột nước càng thấp thì càng ảnh hưởng xấu này càng lớn, do vậy A.A Berêrơnôi đưa ra phương pháp tính này. Phương pháp sử dụng được áp dụng với H < 40 m. Phương pháp Vtb = K coi tốc độ dòng nước qua các mặt cắt buồng xoắn không đổi và bằng Vtb có thể lấy theo biểu đồ (hình 2-9,a).

a. Tính toán với buồng xoắn mặt cắt tròn ( hoặc ellipsse)

Nội dung và các bước tính toán: - Chọn góc bao của buồng xoắn, thường với mặt cắt tròn và ellipsse lấy lớn; - Sơ bộ xác định các kích thước vòng bệ và CCHD, có thể lấy theo các bảng 2-1 và các bảng 6-5, 6-6 ở chương VI. - L ρ

29

Bảng 2-4. Bảng tính toán buồng xoắn mặt cắt tròn theo V = hằng số

Mặt cắt ϕ ρ a = ra + ρ R = 2ρ + ra 1 2 3 4 5

Cửa ra 0 0 ra ra . .

Cửa vào ϕmax ρ max ra + ρmax R = 2ρmax + ra

Nội dung và các bước tính toán:

Cột 1: ghi tên mặt cắt tương ứng với góc ϕ , từ mặt cắt cửa ra đến mặt cắt cửa vào; Cột ϕ ϕ2: định góc , lấy từ mặt cắt cửa ra = 0 đến mặt cắt cửa vào ϕmax, lấy cách nhau giưã các mặt cắt chừng 450; Cột 3: Bán kính mặt cắt tròn ( hoặc bán kính nhỏ của ellipsse ) tính theo công thức:

maxmaxρ

ϕ

π= tt

u

QV360

(2-5)

itt i

u

iQV

ρϕ ϕ

π ϕρ

ϕϕ= =

..

.max

maxmax

max360 (2-6)

Hình 2-11. Tính toán buồng xoắn mắt cắt tròn (ellipsse) và đa giác.

Cột 4: Tính i i aa r= ÷ρ Cột 5: Tính ra bán kính i i aR r= ÷2 ρ Từ số liệu hai cột 2 và 5 vẽ được đường xoắn. Từ số liẹu cột 4 và 5 vẽ được kích thước các mặt cắt ngang của từng tiết diện (hình 2-11,a).

30

b. Tính toán buồng xoắn đa giác Việc tính toán buồng xoắn mặt cắt đa giác theo phương pháp Vtb = K tiến hành

các bước (xem hình 2-11,b) dưới đây: - Chọn góc bao ϕmax và hình thức mặt cắt như đã trình bày ở các phần trước; - Tra các bảng 2-1, 6-5 và 6-6 để xác định các kích thước b0, Da, D ;

- Dựa vào Qtt và Vtb tra ra tiết diện mặt cắt cửa vào buồng TB:

b

maxmax.

.FQ

Vtt

tb=

ϕ

360,

có Fmax dựa kính nghiệm chọn các kích thước: b/a, γ, δ sao cho diện tích mặt cắt cửa vào đúng bằng diện tích Fmax; - Lập bảng tính toán (bảng 2-5) xác định quan hệ R ~ F ~ ϕ: Cột 1: Đặt tên cho các mặt cắt buồng xoắn: từ mặt cắt cửa vào đến mặt cắt cửa ra; Cột 2: Chọn quy luật thay đổi đường tỳ của các mặt cắt là đường thẳng hoặc parboll, Định các bán kính R từ bán kính cửa vào Rmax đến bán kính cửa ra rb; Cột 3: Đo diện tích mặt cắt Fi tương ứng với Ri ( phần gạch chéo ) và ghi vào cột 3;

Bảng 2-5. B = hằng số ảng tính buồng xoắn đa giác theo V

Tên mặt cắt Ri Fi iϕ 1 2 3 4

Cửa vào maxR maxF maxϕ . . . . . . . .

Cửa ra br 0 0

Cột 4: Từ công thức tính diện tích mặt cắt cưả vào và mặt cắt thứ i Fi : maxF

maxmax.

.V tb

Qtt=ϕ

F 360

itt i

tb lập tỷ lệ Fi/Fmax ta có F

V=

.360Q .ϕ ( )i iF

F if Rϕϕ

= =ma

max

x (2-7),

là quan hệ đường thẳng, do vậy có Fi tính ra tương ứng iϕ , ghi vào cột 4. Đ n s a v ng ra ờng quan h ϕ

) và vào h R đ o b ự F ~ mặ nga a xo

ể tiệ ử ng quan

dụ taệ ϕ ~

dự à để vẽo bả 7

ường x vẽ cá

ắn củac đư ệ F ~

a vào q ~ R (hình 2-

uan hệ11,b dựa uồng, d ϕ ~R vẽ t cắt ng củ buồng ắn.

31

II. 3. T

Thiế út) là bộ phận không thể thiếu ở turbine với tổn thất năng lượng n - Sử dụng òng chảy sau khi ra khỏi BXCT;

ước tĩnh Hs (gọi là độ chân không tĩnh) tính từ mặt cắt cửa ra BXCT

HIẾT BỊ THÁO NƯỚC CỦA TURBINE THUỶ LỰC

t bị tháo nươc (ống xả hay còn gọi là ống h phản kích. Nó có nhiệm vụ tháo nước từ BXCT xuống hạ lưuhỏ nhất. Ngoài ra ống xả trong turbine phản kích có những tác dụng sau đây:

thêm phần lớn động năng còn lại của d - Tận dụng thêm cột n

đến mực nước hạ lưu ở hầm xả nước. Để xác định giá trị và ý nghĩa của ống xả ta viết phương trình năng lượng cho 3 trường hợp: không có ống xả, ống xả trụ tròn và ống xả hình nón cụt (hình 2-12) rồi so sánh .

Hình 2-12. Các sơ đồ tính toán so sánh vai trò ống xả.

Viết phương trình Becnuly cho trườ hợp a) không có ống xả cho hai mặt cắt ở mặt thoáng 1-1 và mặt cắt cửa ra BXCT 3-3, lấy mực nước ở kênh tháo 0-0 làm chuẩn nếu bỏ qua tôn thất cột nước trong buồng h và vì áp lực ở mặt thoáng 1-1 và 3-3 đều bằng áp suất khí trời p1 = p3 = pat , vận tốc c chảy trên mặt thoáng 1-1 coi như bằng không V1= 0, vậy cột nước có thể sử dụng được là Ha:

ng

ởnướ

a o oH E Ep

Zp V

g Z Z ZVg

= − = ÷ − ÷ ÷ = − −1 31 3 3 3

23 3

3 32

2 2γ γα α

( )

Viết phương trình Becnuli cho trường hợp c) có ống hút cho hai mặt cắt 1-1 và mặt cắt cửa ra ống xả 5-5, có tính đến tổn thất cột nước h3-5 của ống xả, ta có cột nước mà turbine có thể sử dụng được là Hc:

c oat

oH E Ep

Z Zp Z V

h ZVg h= − = ÷ − ÷

÷− ÷

⎛

⎝⎜⎜

⎞

⎠⎟⎟ = − −− −1 5

15

5 5 52

3 55 5

23 52γ

γ αα

α

Lấy Hc trừ cho Ha ta có được cột nước t ng thêm ∆H do có lắp thêm ống xả so với trường hợp không lắp ống xả:

γ

ă

∆H H H ZV V

g hc a= − = ÷−

− −33 3

2 5 52

3 52α α

(2-8)

Trong đó chỉ số 3 tương ứng với c ống xả (hay lấy gần đúng là cửa ra BXC thu ồi do 3 độ

ại, gọi là “độ chân không

ửa vào T), chỉ số 5 tương ứng cửa ra của ống xả. Từ công thức ∆H ta thấy: năng lượng ống xả gồm: thành thứ nhất là thêm cột nước tĩnh Z ký hiệu là Hs gọi là ” h

chân không tĩnh ”, thành phần thứ hai bao gồm hai phần còn l

32

động”. Thành phần thứ nhất có liên quan đến thiết kế công trình, cụ thể là việc chọn cao trình đặt turbine, thành phần thứ hai gắn liền với cấu tạo của ống xả. Hiệu suất ống xả được biểu thị qua hiệu quả thu hồi động năng ở cửa ra BXCT sau:

η

α α

αox

V Vg

h

Vg

=

−−

<−

3 3 5 53 5

3 32

2

2

1

Từ công thức trên ta thấy khi động năng ở cửa ra BXCT là đã biết , muốn hiệu suất ống xả tăng thì phải tìm cách tăng “độ chân không động” bằng những khả năng : - Giảm vận tốc ở cửa ra ống xả V

2 2

5 nghĩa là tiết diện cửa ra D5 phải lớn hơn tiết diện ở cửa vào D3. Nếu tiết diện cửa vào bằng hoặc lớn cửa ra thì dẫn tới hiệu suất âm. - Giảm tổn thất thủy lực h3-5 trong ống xả.

Hai khả năng trên có liên quan trực tiếp lẫn nhau, mở rộng tiết diện cửa ra càng lớn với mong muốn thu hồi động năng càng nhiều thì lại làm tăng tổn thất thủy lực trong ống xả và ngược lại. Do vậy cần lựa chọn hợp lý về tiết diện và chiều dài, góc côn của ống xả, đồng thời xét đến điều kiện kết cấu, khối lượng phần dưới nước ..v..v. Trong thực tế phát sinh những loại ống xả khác nhau (hình 2-13) :

Hình 2-13. Các loại ống xả - Ống xả trục thẳng: ống xả hình nón cụt (hình 1 trong hình 2-13) và ống xả trục thẳng có tiết diện thay đổi ( hình 12 va13 trong hình 2-13); - Ống xả loe: ống xả loe thẳng ( hình 2 ), ống xả loe kín ( hình 3 trong hình 2-13); - Ống xả loe lỏi giữa ( hình 4 trong hình 2-13); - Ống xả cong ( hình 5,6,7 trong hình 2-13); - Ống xả khuỷu dùng cho turbine nhỏ trục ngang (hình 8,9,10,11 trong hình 2-13).

Sau đây chúng ta xem xét một số loại ống xả thường gặp hơn cả trong thực tế. II. 3. 1. Ống xả hình nón cụt

33

loe θ và tỷ s

xả đạt từ giảm V5 sẽ tăng c ống xả cần phải

xem xé

h = yD5; b = xD5 ; c = 0,85b Để tránh không khí chui vào ống làm mất tác dụng hút của ống xả, cần bảo đảm

mép dưới ống hút ngập sâu cách m ể giảm chiều sâu đào phần dưới nước, người ta cải tiến ống xả nón cụt bằng việc tạo phần

Xét về mặt thủy lực ống xả hình nón cụt là loại ống xả tốt hơn cả so với các loại ống xả kể trên và nó cũng là loại có cấu tạo đơn giản. Tuy nhiên nó chỉ được dùng trong turbine phản kích trục đứng cở nhỏ và trung bình và turbine dòng. Nó thuộc loại ống mở rộng dạng chóp cụt với góc loe θ (hình 2-14,a). Loại ống này có tổn thất thủy lực nhỏ nhất nên hiệu suất cao, có thể đạt tới 85%. Tổn thất thủy lực tùy thuộc vào góc

ố giữa chiều dài L và đường kính cửa vào D3 của ống xả. Thí nghiệm mô hình cho kế quả rằng góc loe θ = (10÷14)0 và L/D3 = (3÷4) thì hiệu suất ốngt 60÷85%. Việc giữ góc loe trong phạm vi có lợi nhưng lại kéo dài L để

hối xây lắp phần dưới nước của nhà máy. Do vậy việc chọn kích thướkt cả về mặt hiệu suất lẫn khối lượng đào và xây lắp phần dưới nước của nhà máy.

Việc quyết định kích thước kênh xả hạ lưu còn cần phải đảm bảo đủ kích thước để dễ thoát nước từ ống xả về hạ lưu. Các kích thước sau đây (hình 2-14,c) tối thiểu phải bằng:

ặt nước hạ lưu trong hầm xả ít nhất từ 0,3÷0,5 m. Đ

Ống xả hình nón cụt. o do mở rộng cửa ra đột ệu suất th ng.

Ống xả hình cong:

r

ốc lớn. Cũng

Hình 2-14. loa kèn đ ạn dưới của ống xả (hình 2-14,b). Tuy nhiên loại nàyngột nên hi ấp hơn và phức tạp hơn nên ít sử dụ II. 3. 2.

Ống xả hình cong (hình 2-15) gồm ba đoạn: đoạn nón cụt A đứng, đoạn khuỷu cong phức tạp B và đoạn mở ộng nằm ngang C.

Đoạn nón cụt : quá trình biến đổi động năng dòng nước thành áp năng chủ yếu xảy ra ở đoạn này của ống xả. Đo đó việc chọn chính xác kích thước đoạn nón này có ý nghĩa rất lớn đối với đặc tính năng lượng của TB nhất là đối với TB có tỷ t

34

nh

ạn n o n nón cụt và ạn m m ngang có cấu tạo và kích thước biến đổi phức tạp: tiết diện vào của đoạn khuỷu có dạng hình tròn,

i nh chữ n t tại c a ra c 0. nón

ảy ở tiết diện vào của khuỷu và hình dạng của nó. Lực li tâm sinh ra khi dòng nước chảy vòng trong đoạn khuỷu sẽ gây nên sự tách dòng và tăng thêm tổn thất. Bán kính chuyển động xoay của dòng nước càng lớn thì lực li tâm và građiên áp lực trong dòng chảy càng nhỏ. Yếu tố thứ hai ảnh hưởng đến tổn ăng lượng trong đoạn khuỷu là tỷ số giữa diện

này và sự thay đổi diện tích tiết diện men theo hiều dài của nó. Ở Liên xô cũ người ta đã tiến hành nghiên cứu thực nghiệm với 3

iết diện ngang tăng dần; khuỷu có iện tích tiết diện không đổi và khuỷu có diện tích tiết diện tăng dần rồi đến đoạn nằm

ư ống xả nón cụt, tổn thất năng lượng trong đoạn ống này phụ thuộc vào góc loe và độ cao tương đối h / D3 và độ mở rộng của đoạn ống này.

Đoạn cong: là đo ối tiếp giữa đ ạ đo ở rộng nằ

sau đó biến đổi dần sang t ết diện hì hậ ử ủa nó với góc quay 90 Trị số tổn thất năng lượng trong khuỷu không lớn hơn so với tổn thất tcụt và trong đoạn nằm ngang. Tổn thất ở đây phụ thuộc vào sự phân bố dòng ch

rong

thất na đoạntích cửa ra và diện tích cửa vào củ

cdạng khuỷu khác nhau sau đây: khuỷu có diện tích tdngang gần tiếp giáp với đoạn mở rộng nằm ngang thì giảm dần. Kết quả cho thấy loại khuỷu sau cùng tốt hơn hai loại trên.

Hình 2-15. Ống xả hình cong.

Đoạn mở rộng nằm ngang: Ở đoạn này, ống xả vẫn còn tiếp tục biến đổi động năng thành áp năng, nhưng tác dụng phục hồi năng lượng ở đây nh

chữ nhật. Sự mỏ hơn ở đoạn nón ở rộng dòng chảy ở

ần của nó theo góc nghiêng α từ 0 ÷130 còn chiều rộng B5 không thay đổi.

ộ dựa vào hệ số tỷ tốc và kiểu

cụt. Tiết diện ngang của đoạn mở rộng có dạng hìnhđoạn này được thực hiện nhờ biện pháp nâng cao dần tr1

Đối với ống hút dạng cong, trong thiết kế sơ bturbine ta có thể tra ra loại ống xả (bảng 2-6, hình 2-15)

35

ảng 2-6. Kích thước chính của ống xả cong ( đơn v

Kiểu

B ị ghi: m )

Kích thước tính với đường kính BXCT D1 = 1m Sử dụng

D1 h L B5 D4 h4 h0 L1 h5 4A 1,0 1,915 3,50 2,20 1,10 1,10 0,55 1,417 1,00 (a) 4C 1,0 2,30 4,50 2,38 1,17 1,17 0,584 1,50 1,20 (b) 4E 1,0 2,50 4,50 2,50 1,23 1,23 0,617 1,59 1,20 (c) 4H 1,0 2,50 4,50 2,74 1,352 1,352 0,67 1,75 1,31 (d) 4H1 1,0 2,7 4,50 2,74 1,352 1,352 0,67 1,75 1,31 (e) 20 1,0 2,3 3,50 2,17 1,04 1,04 0,51 1,41 0,937 (g)

Ghi chú:

- Bảng 2-6 ghi kích thước của ống xả có ường kính BXCT D1 = 1m, kích thước ống xả của turbine có đường kính D1 ≠ 1m sẽ bằ g kích thước trong bảng nhân với D1; - Phạm vi sử dụng ứng với kí hiệu trong ng 2-6:

(a): cho các kiểu turbine: CQ30, CQ40, (CQ577, CQ587 hệ cũ có tỷ tốc thấp); (b): cho các kiểu turbine: CQ20, CQ30, (CQ577, CQ510 hệ cũ có tỷ tốc trung

bình); (c): cho các kiểu turbine: CQ10, CQ15, (TT82, TT638 hệ cũ nếu h = 2,3D1 và

CQ510, CQ592 hệ cũ có tỷ tốc trung bình và cao); (d) TT211,

TT123 hệ cũ có(e): cho các kiểu turbine: CQ10, (CQ510 hệ cũ có tỷ tốc cao);

230, TT300, TT400, TT500,

u ả khu điệ

đn

bả

: cho các kiểu turbine: TT15, TT75, TT115, TT170, (TT638, TT82, tỷ tốc trung bình và cao);

(g): cho các kiểu turbine: cho các kiểu turbine: TT(TT533, TT246 hệ cũ có tỷ tốc thấp).

II. 4. 3. Ống xả khuỷu Turbine nhỏ trục ngang thường dùng ống xả khuỷu cong. Dòng nước sau khi ra

khỏi BXCT có phương song song với trục TB và đi vào phần trên của khuỷu. Sau đó dòng nước lại đi vào phần dưới của khuỷu cong 1 và bị đổi hướng từ ngang sang đoạn côn thẳng đứng 2 hoặc xiên góc với phương thẳng đứng ( hình 2-139,11 và 2-16):

Ống xả khuỷu cong (hình 2-17) gồm đoạn khuỷu cong 2 nối với buồng hình ống 1 và đoạn hình nón cụt thẳng đứng 5. Do đổi hướng dòng chảy gần 90 độ khi qua nó, và trường hợp nếu có trục xuyên qua khuỷu thì dòng chảy còn bị khuấy ... do vậy loại này tổn thất thuỷ lực lớn dẫn đến hiệ suất ống xả giảm thấp xuống còn 40 - 45%.Vì vậy loại ống x ỷu dùng cho tổ máy trục ngang thuỷ n nhỏ.

Đối với turbine nhỏ nón cut trục đứng và ống hút trục ngang dựa vào tài liệu chế tạo cho sẵn trong khối turbine, do vậy có thể tra theo turbine cụ thể.

Hình 2-16. Ống xả khuỷu.

36

37

À TÁC HẠI CỦA NÓ

ận TB sẽ bị rung động mạnh, hiệu suất, khả năng

òng chảy tại những vùng có chân không xuất hiện. Nếu i

hiệt độ và các phản ng các

ọt khí. TB

ên thường xảy ra

n chỉ chiếm một vùng nh thực phát triên nhanh, bởi lẽ khi đó hiệu suất turbine hóng, tổ máy bị rung

p ại, các chi ti e ở vùng xảy ra khí

ặ ề ctăng tỷ số giữa bề dài và bước của cánh, nghĩa là tăng diện tích mặt

ánh. ế công trình: cũng nh o hút nước Hs

phải đảm bảo turbine vận hành không xảy ra khí thực trong mọi chế độ làm việc. Tuy

Chương III. HIỆN TƯỢNG KHÍ THỰC TRONG TURBINE THỦY LỰC

III.1. HIỆN TƯỢNG KHÍ THỰC V

Khí thực là một hiện tượng vật lý phức tạp trong dòng chảy khi qua turbine. Khí thực phá hoại bề mặt các cánh BXCT và các bộ phận qua nước khác của TB. Khi xảy ra khí thực sẽ có tiếng động, các bộ phthoát nước và công suất của TB sẽ bị giảm đột ngột.

Một trong những nguyên nhân chính để xuất hiện khí thực là mạch động mạnh của áp động lực ở những vị trí dtrong một khu vực nào đó của dòng chảy, áp lực lực giảm xuống đến áp lực hóa hơ(phh) thì tại đó nước sẽ bốc hơi và hình thành các bọt khí, trong đó chứa đầy không khí và hơi nước. Các bọt đó bị cuốn vào vùng có áp lực cao hơn áp lực hóa hơi, ở đó hơi nước bị ngưng tụ đột ngột với thể tích bé hơn rất nhiều lần so với thể tích của bọt khí. Vì vậy các phần tử nước ở xung quanh lập tức tràn vào lấp chỗ trống với vận tốc cực lớn. Tại trung tâm của các bọt khí, các phần tử đó gặp nhau và đột ngột dừng lại, làm áp lực đột biến tăng lên đến hàng trăm, hàng nghìn át mốt phe. Sau đó, vì va chạm mạnh ở trung tâm các bọt khí, các phần tử đó lại bắn trở ra làm cho áp lực ở trung tâm bọt khí cũ lại giảm xuống. Như vậy, áp lực tại điểm đó lại bị giao động theo thời gian và bị cộng hưởng và khi đó áp lực có thể đạt đến một trị số rất lớn: 1500 át mốt phe. Nếu các bọt khí xuất hiện gần bề mặt kim loại và bê tông tiếp xúc với dòng nước thì sẽ làm phá hoại các bề mặt đó như bị các viên đạn sắc nhọn bắn vào. Nếu các bọt khí không bị phá vỡ ở các bề mặt của phần dẫn dòng thì do có chấn động mạnh, và nước sẽ chuyển các chấn động đó đến các bề mặt của phần dẫn dòng cũng sẽ bị phá họai. Ngoài ra khi có khí thực còn thấy xuất hiện hiện tượng điện phân do chênh lệch nứng hóa học làm cho kim loại nhanh chóng bị oxy hóa,bởi ôxy có rất nhiều trob Trong turbine phản kích tại mép ra và bên dưới mặt cánhTB, tại buồng BXCT củacánh quay, vành BXCT turbine tâm trục là nơi có vận tốc lớn và áp lực bé n

khí thực và bị khí thực phá hoại. Ở TB xung kích gáo, khí thực thường xảy ra ở vòi phun, nơi có vận tốc lớn và áp lực bé. III. 2. NHỮNG BIỆN PHÁP PHÒNG CHỐNG KHÍ THỰC

Khí thực xuất hiện cùng với việc tăng vận tốc của dòng chảy, đầu tiêỏ, sau đó phát triễn thành vùng lớn hơn. Trong turbine không cho phép khí

giảm nhanh cết của turbinđộng mạnh có thể bị cộng hưởng làm há ho

thực sẽ bị phá hoại. Cho nên từ khâu thiết kế đến việc lựa chọn turbine, bố trí lắp đặt và cuối cùng là vận hành turbine cần xem xét kỹ vấn đề này: - Trong việc thiết kế turbine: Các chi tiết là việc ở vùng dễ xảy ra khí m m thực nên làb dụ ng crôm chíằng kim loại có tính chống khí thực cao. Ví thép không rỉ có hàm lượ m từ 12÷14%. Ngoài ra, bề mặt các chi tiết đó cần chế tạo nhẵn để hạn chế bớt sự xuất hiện của khí thực. Mặt khác, để tăng đ c tính tốt v hống khí thực thì phải tăng số lượng cánh hay c - Về mặt thiết k Chọn loại BXCT ư chọn chiều ca

hiên tro thự ế yêu cầu tu việc hoàn toàn không có khí thực thường không kinh tế

áo turbine để sửa ự

- Về mặt vận hành: nếu phát hiện khí thực p khắc phục. Một trong những biện pháp có hiệu a không khí có áp lực bằng hoặc cao hơn áp lực

không kh bên goài ào vùn ưới BXCT càng gần trục turbine càng tốt. Một

n ng c t rbine làm vì phải đặt turbine sâu nên làm tăng khối lượng phần dưới nước của nhà máy

khá nhiều. Vì vậy nhà máy chế tạo turbine thường cho thêm một chiều dày kim loại dự trữ cho những bộ phận dẫn dòng của turbine có thể bị phá hoại do khí thực gây ra. Những bộ phận có thể thay thế bằng cách hàn tại chỗ mà không thchữa thì mới cho phép bị phá hoại do khí th c.

như giảm hiệu suất đột ngột, tổ máy bị rung động mạnh thì cần tìm biện pháquả là mở van phá chân không để đư

í n v g ngay dbiện pháp khác để khắc phục khí thực là làm tăng tổn thất thủy lực ống xả. Biện pháp này tuy có làm giảm hiệu suất turbine tuy vậy nhưng lại tăng an toàn của turbine.

Tóm lại để khắc phục hiện tượng khí thực phải có sự phối hợp tất cả các biện pháp trong chế tạo turbine, trong thiết kế lựa chọn và trong vận hành turbine.

III. 3. ĐIỀU KIỆN XẢY RA KHÍ THỰC VÀ HỆ SỐ KHÍ THỰC

Để thiết lập phương trình biểu thị điều kiện xảy ra khí thực trong vùng BXCT của turbine ta giả thiết có mặt cắt x - x (hình 3-1) nào đó, gần mếp ra 2 - 2, có xảy ra áp suất thấp. Xét một dòng nguyên tố qua turbinr và viết phương trình Becnulli cho hai mặt cắt x - x và 2 - 2:

xx x x

xZp W U

Zg gp W U

h+ + − = + + − +g gγ γ −

2 22

22

2 2 2

22 2 2 2

Viết phương trình Becnulli cho mặt cắt 2-2 và 5-5:

22 2

22

5 22

2 52 2Zp C

g Zp C

g h+ + =− + + + −γ γ

chú ý rằng 55

pZ

pBa

γ γ− =

n 5 - 5. L ươ g trình thứ ha ơng trình thứ nhất

= (áp suất khí trời).

Trong ba công thức trên: hX-2 và h2-5 là tổn thất cột nước tương ứng x - x đến 2 - 2 và 2 - 2 đếấy ph n i trừ phư

38

Hình 3-1. ta được:

a x W U− − +22

x xZ g h= + −⎝⎜⎜ ⎠

⎟⎟−γ 52, (3-1)

p p V V W U− + −2 2 2 2 2

số y:

⎛ ⎞2 2 2 2 2

Trong công thức (3-1) gọi: xZ là "độ chân không tĩnh " hay " độ cao hút nước" và ký hiệu là HS = xZ ; phần trong hai dấu ngoặc là " độ chân không động". Gọi hệ số khí thực σ là tỷ giữa độ chân không động và cột nước H, vậ

22

22 2

22

22

22

52V V U W U

g h x− − + + −

−⎛

⎝⎜⎜

⎞⎟⎟ =− σH (3-2) 2W⎠

Thay (3-2) vào (3-1) và ta có:

x ap pγ γ

= − sH Hσ− và điều kiện để không phát sinh khí thực tại x - x là:

39

x as

p pH H

γ γσ= − − ≥ hhp ; rút ra σ ≤ a

shhp

Hp

γ γ− − = a s hhH H H− − ;

Từ điều kiện chuẩn nhiệt độ bình thường (150 - 300) thì áp suất hoá hơi khoảng (0,18÷0,43m cột nước), lấy hhp = 0,33m, áp suất khí trời là Ha = 10,33m cột nước, mực nước ∇ = 0 thay vào công thức trên ta có điều kiện để độ cao hút nước HS không sinh khí thực là: HS ≤ 10,33 - 0,33 - σH = 10 - σH = [ HS] (3-3)

Áp dụng cho thực tê: khi cao trình đặt turbine là ∇ > 0 thì độ giảm áp suất tương ứng ∇

sẽ là 9

00, mặt khác để tăng tính an toàn ta nhân thêm vào σH một lượng (σ +∆σ)H, ta

có: ∇

HS ≤ [ HS] = 10 - 900

- (σ +∆σ)H (3-4)

hoặc: HS ≤ [ HS] = 10 - ∇900

- kσ H (3-5)

∆σ tra theo biểu đồ (hình 3-2); ệ số k lấy k = 1,05 - 1,1. H

Hình 3-2. Quan hệ ∆σ = f(H). III. 4. XÁC ĐỊNH CAO TRÌNH ĐẶT TURBINE Ở trên đã trình bày nguyên nhân và điều kiện xảy ra hiện tượng khí thực. Một

nh đ

không xảy ra xâm thực ở chế độ thiết kế. Đối với mỗi loại turbine thì chiều cao hút S cũ

ực nước ạ lưu (hình 3-3,a), còn cao trình e lm lấy ở cao trình qua gi

Tu

trong những điều kiện để không phát sinh khí thực trong turbine là cao trình đặt turbine phải đảm bảo HS ≤ [ HS]. Tuy nhiên việc chọn điểm x là điểm giả thiết có áp lực nhỏ nhất thường không thể xác định chính xác được, nên thường quy đị vị trí của nó là nơi có thể xảy ra áp suất nhỏ nhất và tại đó có tính đến một đại lượng dự trữ an toàn ể

nước quy ươc H ng khác nhau (hình 3-3) như sau: - Turbine hướng trục và hướng chéo trục đứng thì HS lấy từ tâm trục cánh đến mực nước hạ lưu (hình 3-3,c), còn cao trình đặt turbine ∇lm lấy ở cao trình qua giữa CCHD; - Tu e t lấy từ mép dưới cánh hướngrbin tâm rục trục đứng thì HS dòng đến m

đặt turbin ∇ ữa CCHD; h - rbine trục ngang, HS là khoảng cách từ điểm cao nhất của ống hút tới mực nước hạ lưu (hình 3-3,b), còn cao trình đặt turbine ∇lm lấy ở cao trình qua tim trục turbine.

Hình 3-3. Quy định chiều cao hút nước và cao trình đặt turbine.

a h đặt turbine (∇lm như ở trên, có liên quan đến độ cao hút nước HS phải lấy nhỏ hơn độ cao

hút cho phép [ HS] theo công thức (3-4) hoặc (3-5). Như vậy cao trình ∇lm đặt càng sâu về khí thực, tuy nhiên khối lượng phần dưới nước của nhà máy sẽ càng

lớn. Vì vậy chọn ∇lm sao cho vừa an toàn về khí thực vừa đảm bảo khối lượng công ình.

h lắp turbine được tính cho các loại turbine như sau: - Đối i turbine tâ ứng (hình 3-3,a):

C o trìn ) được quy địnhhút nước; để không phát sinh khí thực thì độ cao

càng an toàn

tr Cao trìn vớ m trục trục đ

40

lm hl soZ H

b∇ = + +

2 (3-6)

- Đối với turbine hướng trục trục đứng (hình 3-3,c):

lm hl sZ H x D∇ = + + 1 (3-7) 1÷0,46

i turbine trục Với x = 0,4 - Đối vớ ngang (hình 3-3,b):

2

DHZ 1shllm −+=∇ (3-8)

Trong các công thức trên, khi cột nước H và lưu lượng Q phát điện thay đổi thì mực nước hạ lưu Zhl và độ cao hút nước HS cũng thay đổi. Trong thực tế dựa vào điều kiện thiết kế để chọn cao trình đặt máy: Dùng cột nước thiết kế (HTK) để tính ra [HS], ường rbineđể tính mực nước hạ lưu Z , cao trình ∇ thực th dùng lưu lượng của một tu hl

chất là cao trình đặt turbine ta chưa biết, tuy vậy do tỷ số ∇

900áng kể do vậy có thể lấy áng chừng cao trình dự định đặt turbine (thường có thể lấy ằng cao trình mực nước thấp ở hạ lưu).

trị số ∇lm , sau đó vẽ đường tần suất ∇lm ~ p%, dựa vào tần suất thiết kế của trạm tra ra ∇lm rồi phân tích để chọn kết qu thoả .

quá bé, sai số không

đb

Để tính cao trình đặt máy đúng hơn, có thể cho các H, Q thay đổi rồi tính ra các

được ả đáng

41

N LÝ CÔNG TÁC VÀ LUẬT TƯƠNG TỰ CỦA TURBINE THỦỶ LỰC

IV. 1. DÒNG CHẢY TRONG TURBINE THUỶ LỰC

ăng lượng trong BXCT của turbine thuỷ lực trước hết tìm h chảy trong BXCT rất hức tạp, ạng cong không ian lại v a chảy vòng quan

bine. ất cả các p ng trong vùng BXCT đều tuân theo hai chuyển động:

huyển

Chương IV. NGUYÊ

Để xét quá trình biến đổi nta iểu dòng chảy trong đó. Quá trình chuyển động của dòng

đó các phần tử chất lỏng vừa chảy men theo bề mặt cánh dp ởừg h trục quay của turbine, đó là chuyển động không gian ba

chiều. Sự thay đổi lưu tốc cả hướng lẫn trị số sẽ làm thay đổi các thông số của turbine như lưu lượng, vòng quay, hiệu suất ...v.v.. của tur T hần tử chất lỏc động tương đối theo biên dạng cánh và chuyển động theo vận tốc quay của bánh xe. Như vậy chuyển động tuyệt đối của phần tử chất lỏng là tổng vectơ vận tốc của hai

chuyển động đó (hình 4-1). Gọi U→

là vận tốc theo, W→

là vận tốc tương đối, thì vận tốc

tuyệt đối V→

sẽ được xác định theo công thức: V→

= U→

+ W→

. Ba vectơ này tạo thành tam giác khép kín gọi là "tam giác tốc độ". Tam giác tốc độ ở cửa vào (điểm 1) và tam giác

Hình 4-1. Sơ đồ dòng chảy trong BXCT của các turbine. tốc độ ở cửa ra (điểm 2) của bánh xe công tác được trình bày trên (hình 4-1,b, d). Các góc tạo thành tam c ốc tương ứng nói trên gồm: α là góc tạo thành bởi vận tốc

tuyệt đối V→

với vận tốc theo U→

, còn β là góc tạo thành bởi vận tốc →

giá t độ

tương đối với

vận tốc th .Các góc β , β ỳ thuộc vào cấu tạo và hình dạng cánh. Dòng nước tro hảy

dọc theo thành cánh, do đó vectơ vận tốc tương đối của dòng nước sẽ hướng theo trục ơng đối W sẽ tỷ lệ nghịch

ằng vận tố

W

eo U→

1 2 tung các khe giữa các cánh của turbine tâm trục (hình 4-1,a) c

các khe này. Nếu chiều cao các khe không đổi thì vận tốc tưvới chiều rộng của khe. Vì trong turbine tâm trục khoảng không gian giữa CCHD và BXCT bé nên nói chung có thể cho vận tốc tuyệt đối ở cửa ra CCHD b c tuyệt

42

1), nếu ảy s

ì vậy trong vận hành cố gắng bảo đảm điều kiện này. Trong turbine hướng trục (hình 4-1,c), ngoài những điều rút ra được ở turbine

tâm trục, còn có những đặc điểm sau: - Chuyển động

Bộ phận CCHD nằm cách xa BXCT, nên khoảng không gian giữa chúng tương đối n do vậ vectơ vận tốc tuyệt đối mép ra cánh hướng dòng V0 không thể bằng vận tốc

ậy điều kiện "chảy vào không va"

tốc ở cử và và cửa

ột dòng nguyên tố của dòng chảy trong turbine ở chế độ làm việc ổn định. Từ đó suy ra chung cho toàn dòng chảy trong hạm vi BXCT với các giả thiết

- BXCT có số lượng cánh nhiều vô hạn, cánh cực mỏng. Như vậy khe hở giữa các p, lúc đó quỹ đạo chuyển động tương đối của chất lỏng trùng

- Dòng chảy trong turbine là dòng ổn định. Như vậy thì đường dòng sẽ trùng với quỹ ạo chuy g của chấ n iết này cho phép ợc vị trí và hình dạng

của đường dòng trong turbine; - Dòn c òng lý tưởng, do vậy không tính đến tổn thất thuỷ lực. X T. Lấy hệ trục totốc tuy R U Z

ận tốc vòng có g gây ômen hai thành ômen quay vớ ậy ta chỉ s ốc vòng

để thiế

ng ố (hình 4-1,e). Khi chảy men theo bề m , vận tốc hông ngừng đổi cả hướng và trị số, vì vậy các hạt chất lỏ ng của cánh BXCT. Theo định luật ba của Niu tơn thì các hạt chất lỏ

ào cơ hệ đó. Nếu xé

đối cửa vào BXCT (V0 = V vận tốc tương đối mép vào W1 trùng với tiếp tuyến của mép vào BXCT thì dòng ch ẽ rất thuận khi chảy lượn bao prôfin cánh và đó là chảy vào không va" ở cửa vào. V"

dòng chảy trong BXCT có hướng song song với trục quay; - lớ ytuyệt đối tại mép vào bánh xe công tác V1 được. Do vkhông bảo đảm đối với turbine cánh quạt khi làm việc khác với chế độ thiết kế, turbine cánh quay do cánh xoay được do đó khắc phục được đặc điểm này. Ở cửa ra của BXCT cần làm sao cho dòng chảy từ cửa ra đổ vào ống xả cần cố gắn giảm tổn thất xoáy đến mức thấp nhất để tăng hiệu suất của turbine. IV. 2. PHƯƠNG TRÌNH CƠ BẢN CỦA TURBINE Phương trình cơ bản của turbine thuỷ lực xác lập quan hệ giữa mômen lực tác dụng của dòng nước vào BXCT và các thành phần vận a o ra của nó. Như trên đã thấy dòng nước chảy trong BXCT là dòng không gian ba chiều phức tạp, do vậy để đơn giản khi lập phương trình này, ta xét m

p sau:

cánh kế tiếp nhau sẽ rất hẹvới tuyến AB của cánh (hình 4-1,e);

đ ển độn t lỏ g. Giả th ta tìm đư

g hảy qua turbine là dét chuyển động của dòng nguyên tố tách ra từ dòng chảy trong BXC

ạ độ (r, u, z) theo phương hướng tâm, hướng vòng và hướng đứng, phân tích vận ệt đối V theo hệ trục trên ta có có thành phần vận tốc tương ứng V , V và V ,

trong đó chỉ có thành phần v khả năn m quay, cònphần vận tốc kia không gây m i trục Z.Do v ử dụng vận t

t lập mômen quay cho BXCT, và ta có thể chuyển nghiên cứu bài toán không gian về bài toán phẳng bằng cách chiếu vận tốc tuyệt đối V ra các thành phần U và W trên các mặt phẳng tươ ứng tại các điểm dòng nguyên t

ặt cánh dòng chảy kng ở đó chịu tác dụng cũng có tác dụng trở lại cánh một lực cùng trị số nhưng có chiều ngược lại,

chính lực đó tạo nên mômen xoắn lên trục turbine. Áp dụng luật biến thiên mômen động lượng để lập quan hệ trên. Theo luật này, đạo hàm mômen động lượng với thời gian của cơ hệ bằng mômen của tất cả các ngoại lực tác dụng v

t dòng nguyên tố di chuyển từ cửa vào 1 đến cửa ra 2 sau thời gian dt thì:

dLdt dt L L Mc= − =

12 1( ) (4-1)

trong đó : L1 , L2 là mômen động lượng tương ứng của dòng nước ở đầu và cuôí dt; Mc là mômen các ngoại lực tác dụng lên dòng nguyên tố đang xét.

Tại cửa vào 1 cách trục turbine bán kính r1 dòng nguyên tố có vận tốc tuyệt đối V1 và các thành phần vận tốc theo U1, vận tốc tương đối W1, tại cửa ra 2 cách trục turbine bán kính r 2 có vận tốc tuyệt đối V2 và các thành phần vận tốc tương ứng là U2 và W2. Gọi lưu lượng nước qua 1 hoặc 2 trong đơn vị thời gian là q, bỏ qua tổn thất

43

. . . . .cos

dung tích khi chuyển từ 1 đến 2 thì khối lượng nước tại hai điểm đều là m = ρ . .q dt Tương ứng ta có mômen động lượng tại cửa vào và cứa ra BXCT là:

1 1 1 1L m V r= =. . .cosα ρ 1 1 1q dt V r α 2 2 2 2 2 2 2L m V r q dt V r= =. . .cos . . . . .cosα ρ α

Thay giá trị L1 và L2 vào (4-1) ta có: dL q r V r V Mc= − =ρ α α( cos cos2 2 2 1 1 1 (*) Trong công thức (*), Mc là mômen của cánh turbine tác dụng lên chất điểm nước, vậy nếu gọi Mn là mômen của chất điểm nước tác dụng lên cánh turbine thì Mn = - Mc, vậy ρ α αq r V r V M( cos cos− n= (**) 1 1 1 2 2 2Phương trình (**) lập cho một dòng nguyên tố chảy trong BXCT, dòng chảy trong toàn BXCT ta thay Q =

để mở rộng cho toàn Σq và M = Σ nM và nhân hai vế của (**) với

vận tốc góc ω ta có: ρ ω α ω α ωQ V r V r M( . . .cos . . .cos ) .1 1 1 2 2 2− = ; Mặt khác, ta biết 1 1r U.ω = ; 2 2r U.ω = ; và M.ω = N = ρg Q H. . . Từ đó rút ra:

H V U V U= −1

( cos cos )g 1 1 1 2 2 2α α (4-2)

Phương trình (4-2) vừa lập ở trên cho turbine có số cánh vô hạn, cánh vô cùng mỏng và chất lỏng lý tưởng. Thực tế turbine có số cánh hữu hạn, có bề dày và chất lỏng

lực trong BXCT và cột nước thực tế Hth chỉ còn bằng ηH, với η là hiệu s t thuỷ ực (H = H - . Vậy (4-2) viết lại là: thực, do vậy có tổn thất thuỷ

uấ l th ∆H = ηH)

η α αHg V U V U= −1

( cos1 1 1 2 2 2cos ) . Từ đây rút ra phương trình cơ bản ở

dạng khác, dùng cho turbine thực tế:

η α α= −

V-1), theo phương trình (4-3) thì hiệu suất lớn nhất của BXCT có được khi V U cosα = 0. Vì cột nước đang xét không

c U2, c là điều kiện chảy ra thẳng góc hay điều kiện "pháp tuyến cửa ra". Tuy nhiên qua

hiều thí nghiệm chứng tỏ rằng thực tế nên chọn α2 < 900 một ít tích số 2U2cosα2 = 0,2gH thì hiệu suất turbine cao hơn, vì khi α2 < 900 thì dòng chảy sau khi khỏi BXCT có xoáy một ít tạo điều kiện chảy trong BXCT và trong ống xả tốt hơn.

- Ap dụng phương trình (4-3) viêt cho turbine xung kích gáo (hình 4-1,d): ước từ vòi phun bắn vào cánh gáo theo các tia tròn, sau khi ra khỏi vòi phun, toàn bộ ăng lượng dòng tia trừ tổn thất đều biến thành động năng với vận tốc

11 1 1 2 2 2g H V U V U( cos cos ) (4-3)

h g (4 viện sỹ E P ươn trình -3) do ule lập ra năm 1754, được gọi là phương trình cơ bản của turbine. Phương trình này viết chung cho cả turbine phản kích và xung kích. - Để nâng cao hiệu suất của turbine ngoài việc cố gắng đảm bảo vận hành turbine ở điều kiện "chảy vào không va" (như đã trình bày ở I

2 2 2

đổi, vận tốc V2, U2 không thể bằng không do vậy chỉ có thể cosα2 = 0 hay α2 = 900. hư vậy điều kiện chảy ra lợi nhất là véc tơ vận tốc VN 2 thẳng góc với véc tơ vận tố

tứnVra Nn 0 2V gH= ϕ , khi đến gáo, tia nước được tách ra hai phần bằng nhau và chảy vào hai nửa gáo dạng

44

cong ellip ận c theo gần như ngược chiều với . Nếu bỏ qua tổn thấ ữa nước và

hoảng gần như nhau, do

sse, dòng nước rời khỏi cánh gáo với vận tốc tuyệt đối 2V rất nhỏ, còn vtố 2 2gáo thì 1W = 2W . Điểm vào (1) và điểm ra (2) cách trục một k

W V t ma sát gi

vậy mà 1 2U U U= = . Dựa vào tam giác tốc độ cửa vào và cửa, thành trong (4-3) sẽ là: 1 1 1 1V U V Ucosα = ; (*) 2 2 2 2 2 2 1 2V U W U W U V Ucos cos cos ( ) cosα β β β= + = + = + − (**) Thay (*) và (**) vào (4-3) ta có phương trình cơ bản (4-4) của turbine xung kích gáo:

η β= − −1

11 2gHU V U( ) ( cos ) (4-4)

Từ phương trình (4-4 thấy rằng để tăng hiệu suất turbine gáo, khi H đã biết thì: Tích U(V1 - U) phải lớn nhất, do vậy ta đạo hàm tích này theo U và cho bằng 0, ta có: U = 0,5 V1, nghĩa là tốc độ vòng phải bằng một nửa tốc độ tuyệt đối của dòng phun. Nhưng điều này không đạt được vì có tổn thất, thực tế U = (0,43 - 0,47) V1. Tích (1- cos 2β ) lớn nhất, muốn vậy góc 2

0180β = . Nhưng vì nếu 20180β = thì

phương của 2W trùng với phương , như ước ở cánh sau s c

I LƯỢNG QUY DẪN

n cậy

êu cầu đó, người ta thu nhỏ kích thước turbine mô

qua các quan hệ tương tự với turbine ể đảm bảo

trên mô hình áp dụng cho turbine thực tế cần phải có hững

2U vậy dòng n ẽ đập ngượphía sau cánh trước làm giảm mômen quay của BXCT, do vậy lấy 00

2 177176 ÷=β .

IV. 3. LUẬT TƯƠNG TỰ CỦA TURBINE VÀ CÁC ĐẠCỦA TURBINE

Công tác thực nghiệm mô hình và hiện trường có tác dụng bổ sung độ ti

cho kết quả nghiên cứu thiết kế turbine cũng như các thiết bị, công trình khác. Nhờ thực nghiệm khắc phục bớt những khiếm khuyết do chưa lường trước hoặc do chưa thể đề cập được hết những yếu tố thực tế. Với ycần chế tạo thành turbine tương tự, gọi là turbine mô hình. Tiến hành thí nghiệmhình và vẽ ra các đường đặc tính turbine, để từ đó thông

mô hình phục vụ cho việc nghiên cứu, thiết kế, chế tạo turbine mới. Đđộ tin cậy giữa kết quả nghiên cứun điều kiện và các tiêu chuẩn tương tự. IV. 3. 1. Các điều kiện tương tự Hai turbine hoặc máy thuỷ lực được gọi là tương tự khi chúng thoả mãn ba điều kiện tương tự là: tương tự về hình học, tương tự về động học và tương tự về động lực học

1. Điều kiện tương tự về hình học Nếu ta ký hiệu những thông số của turbine mô hình bằng cách ghi vào thêm chỉ

số (M), còn thông số của turbine thực cần chế tạo bằng chỉ số (T) thì điều kiện để tương tự về hình học là các kích thước hình học tương ứng giữa chúng phải theo một tỷ lệ:

1M

1

2M

2

0

0TD D bconst

T T

M= = = ⋅ ⋅ ⋅ = (4-5)

Tập hợ

D D b

p các turbine đồng dạng về hình học được gọi là các turbine cùng kiểu. 2. Điều kiện tương tự về động học ai turbine tương tự về động học là sự phân bố vận tốc tại các điểm

giữa các vận tốc tương ứng phải bằng nhau, tam giác tốc độ phải đồng dạng:

Điều kiện htương ứng trên dòng chảy của hai turbine cùng kiểu phải tương tự, nghĩa là tỷ lệ

45

M

T

M

T

M

T

VV

UU

WW

= = (4-6)

và các góc kẹp giữa các thành phần vận tốc tương ứng phải bằng nhau. 3. Điều kiện tương tự về động lực học Điều kiện hai turbine tương tự về động lực học là các lực ( trọng lực, lực nhớt, ực quán tính ...) tác dụng lên các phần tử tương ứng của dòng chảy phải tỷ lệ. Trong lý l

thuyết tương tự người ta thường dùng các chuẩn số: Rây nôn (Re = V l.ν

), Frút (Fr =

2Vg l.

), Struchan (Sh = Vn l.

) và Ơle (Eu = pVρ. 2 ) làm các điều kiện tương tự.

Điều kiện tương tự động lực học là: ReM = ReT, FrM = FrT, ShM = ShT, EuM = EuT, trong đó yêu cầu tối thiểu để được coi la đồng dạng động lực học là hai chuẩn số:

ReM = ReT, FrM = FrT (4-7)

Hai turbine nếu có chuẩn số Re bằng nhau sẽ đảm bảo tươmng tự về lực nhớt và lực quán tính, nếu chuẩn số Fr bằng nhau sẽ đảm bảo tương tự về trọng lực và lực quán

ính, còn chuẩn Eu là kế

điều ki chỉ đảm

3. 2. Các quan hệ của hai turbine tương tự i với các turbine tương tự, trước tiên ta

ỏi

tính, chuẩn số Sh bằng nhau sẽ bảo đảm tương tự về lực quán tuả của hai dòng chảy đã đảm bảo tương tự về Re, Fr.

t q

Trong thực tế thí nghiệm máy thuỷ lực cho thấy không thể nào đảm bảo được ện tương tự động lực học được, vì rằng các turbine khác nhau về kích thước sẽ

khó đảm bảo tỷ lệ độ nhám do trình độ gia công ... Vì vậy người ta có xu hướngbảo theo đúng một trong hai chuẩn số Raynon hoặc Frút, việc chọn chuẩn nào tuỳ thuộc lực nào có tác dụng chủ yếu mà quyết định, ví dụ dòng chảy có áp trong ống và trong turbine phản kích thì tính nhớt có tính quyết định do vậy cần phải đảm bảo chuẩn số Re.

IV. Để thành lập các công thức tương tự đốxác định quan hệ tương quan giữa các vận tốc dòng chảy theo các góc 1 2 1 2α α β β, , , và cột nước của turbine tại cửa vào và cửa ra BXCT. Giả thiét rằng dòng chảy ra khBXCT theo hướng pháp tuyến, nghĩa là phương trình cơ bản có dạng η αtlgH U V= ⋅ ⋅1 1 1cos . Mặt khác theo tam giác tốc độ và lượng giác ta có:

1 1 1W U V

1 1 1sin sin ( ) sinα β α=

−=

1β

do vậy: 11 1V

U=

1 1

⋅−

sinsin ( )

ββ α

và: 11 1W

U=

1 1

⋅−

sinsin ( )

αβ α

; do vậy ta có:

η αtlgH U V= ⋅ ⋅1 1 1cos = 2 1 1 1

1 1

U ⋅ ⋅−

sin cossin ( )

β αβ α

Từ đây rút ra:

11 1

1 122 2U g H K g Htl u tl=

−=

sin ( )cos sin

β αα β η η (4-8)

tương tư ta cũng rút ra được các tốc độ sau:

11

1 1 122 2V g H K g Htl v tl=

−=

sincos sin ( )

β

α β αη η (4-9)

12

1 1 1

1 12

1 122g H Ktl W

−=

sin cos sin ( )β α β αη 2W g Htl=

⋅ −sin sin ( )α β αη , (4-10)

Các hệ số u v wK K K, , phụ thuộc vào góc của tam giác tốc độ và tỷ số D2 / D1. Nếu hai turbine tương tự thì các hệ số này không thay đổi ( điều kiện tương tự về hình học và động lực học). Vậy ta ta có thể suy ra các công thức biểu thị quan hệ của các thông số chính của turbine mô hình và turbine thực cần chế tạo Chúng ta cũng nhận thấy đối với turbine cùng kiểu làm việc với chế độ cùng góc thì 1α và 1β cửa vào bằng nhau. Do vậy các hệ số tốc độ ở cửa vào sẽ bằng nhau và vận tốc tương ứng bằng nhau. 1. Quan hệ về vòng quay Vận tốc vòng cuả hai turbine mô hình và thực được xác định từ công thức (4-8):

M uM M tlMMU K g H

D n= =2

601Mη

π .

T uT T tlTT TU K g H

D n= =2

601η

π ..

Ở chế độ làm việc cùng góc thì uM uTK K= , vì vậy nếu lập tỷ số cho hai vận

tốc trên ta có: M

T

T M tlM

T

nn

D H

D H=

1

1M

η

η (4

tlT-11)

2. Quan hệ về lưu lượng c ch

Lưu lượng nướ ảy qua BXCT tỷ lệ với tiết diện ướt (F) của BXCT và vận tốc

u suất dung tích (ηq). Vậy viết công thức tính lưu lượng tương đối (W) và có kể đến hiệcho hai turbine mô hình và turbine thực sẽ là:

qM M MK g H.2M M WM tlMη η1MQ F W F. . . . .= =

qT T T T T WT T tlTQ F W F K g Hη η. . . . .= =1 2 Đối với turbine cùng kiểu thì tỷ số tiết diện F tỷ lệ với bình phương đường kính, nghĩa

là 1M

1

1M2

12

FF

DDT T

= , lập tỷ số lưu lượng ta có:

MQ D H=

2

T T T qM tkTQ D H12 η η

(4-12)

3. Quan hệ về công suất Công suất của turbine mô hình và thực được tính như sau: M M M M

M qT tlM1M η η

N Q H= 9 81, η T T T TN Q H= 9 81, η lập tỷ số giữa hai công suất và thay tỷ số lưu lượng

eo công thức (4-12) ta có quan hệ về công suất:

th

M

T

M M M qM tlM

T T T T qT tlT

NN D H H

=1M

12 η η η

(4-13) D H H2 η η η

46

47

công thức tương tự của turbine thuỷ ô hình đã biết, dùng các công thức

Các công thức (4-11) đến (4-13) chỉ quan hệ giữa các thông số công tác đối với chế độ tương tự ( chế độ đồng góc) gọi là những

ác thông số turbine mlực. Qua thí nghiệm mô hình cương tt ự trên để tính ra các thông số tương ứng của turbine thực mà ta cần tìm. Trong

thực tế tính toán thiết kế ta chọn turbine ở bước ban đầu thường tính gần đúng, bỏ qua sự sai khác nhau về hiệu suất giữa turbine mô hình và turbine thực và tỷ lệ kích thước với đường kính D1 . Ta có các quan hệ gần đúng lần thứ nhất sau:

M T Mn D H1

T Tn D H=

1M (4-14)

M

T

M

T T

QQ

D HD H

= 1M2

12 (4-15)

M M MN D H H1M2

T T T TN D H H=

12 (4-16)

IV. 3. 3. Các đại lượng quy dẫn Trong thiết kế turbine các thông số của turbine (H, Q, n, N) không thể đặc trưng cho các turbine cùng loại tương tự nhau. Để đặc trưng cho cùng một loại turbine người ta đưa

à công suất của một

ý ( thường là nhỏ hơn 1m), với cột nước làm việc nào đó và đo ra các các vòng quay , lưu lượng ... Dùng các công thức tương tự ở trên để tính đổi ra các đại lượng quy dẫn từ các số liệu thí nghiệm: Gọi turbine mô hình là turbine có đường kính = 1m, cột nước = 1m theo định nghĩa thì = = , và bỏ các chỉ số (T) trong các công thức (4-14, 4-15, 4-16) của các đại lượng chỉ turbine thực, vậy các công thức quy dẫn là:

ra các đại lượng mang tính ước lệ gọi là đại lượng quy dẫn ( hay đại lượng dẫn xuất). Các đại lượng quy dẫn của turbine là: vòng quay, lưu lượng vturbine có đường kính tiêu chuẩn D1 = 1m, làm việc với cột nước H = 1m. Để có các đại lượng quy dẫn, ta thí nghiệm với turbine mô hình có đường kính tuỳ MD MH

Mn MQ

MD MH

Mn 1'n , MQ 1'Q

11'n

n DH

= (4-17)

11D H

2'Q = (4-18)

Q

1 1 129 81' ',N Q H H D= η (4-19)

Như vậy các turbine tương tự nhau thì có cùng một đại lượng quy dẫn. Trong thiết kế turbin kính ,

dẫ 1M 1D m=e, nếu chọn được một mô hình nào đó có đường

M m= 1 và các đại lượng quy n 1 1 1, ,n Q N thì ta có thể xác định các thông số của turbine cần thiết kế theo các công thức sau:

' ' 'H

Q Q D= 1 1

H 2'

nn

DH

=1

1

'

(4-20)

N N D H H Q D= =2 29 81' ', η H H1 1 1 1

48

c kiểu BXCT khác hau, tuay đ

Để thành lập công thức tính vòng quay đặc trưng, ta sử dụng các công thức tương tự (4-16) và (4-14). Nếu gọi turbine mô hình có , ,

IV. 3. 4. Số vòng quay đặc trưng ( hệ số tỷ tốc) Để biểu thị một cách tổng hợp các đặc tính thuỷ lực của turbine theo số vòng quay, k so sánh các hệ turbine với cáhả năng tháo nước, đồng tời đẻ

rong ngành chế tạo máy thuỷ lựn c thường sử dụng đại lượng vật lý gọi là vòng q ặc trưng hay hệ số tỷ tốc, ký hiệu nS. Về thực chất hệ số tỷ tốc là số vòng quay trong một phút của một turbine có kích thước sao cho khi làm việc với cột nước 1m có thể phát ra công suất bằng một mã lực (hoặc 736 W).

M Sn n= MH m= 1MN = 1 mãlực, và có các đại lượng ... Các đại lượng của turbine thực trong các

công thức bỏ chỉ số (T). Từ công thức (4-16)viết lại theo quy ước trên ta có:

MD

M M MNN

D H HD H H

= 1M2

12 , thay MH m= 1 và MN = 1 ta có

1 1 11M2

12N

DD H H

= ;

rút ra: 1

1M

DD

NH H

= (*)

Từ công thức (4-14) viết lại theo quy ước ta có:

M

T

T M

T

nn

D HD H

=1

1M, thay M Sn n= và MH m= 1 , ta có: Sn

nD

D H= 1

1M

1, rút

ra:

SM

n nD

D H= 1

1 thay (*) vào ta có:

Snn NH H

= 4 (4-21)

Trong công thức (4-21): n (v/ph), H (m), N (mãlực), nS (v/ph). Nếu thay thứ

nguyên của N là (kW) thì Snn NH H

= 1167 4, , (v/ph) (4-22)

Ta còn có ng công ức (4 (4-20), ta có:

thể tính hệ số tỷ tốc theo các thông số quy dẫn và tương tự; dùth -22), với n tính theo công thức

Snn H

D H HQ D H H= 1167 9 811

1 4 1 12, ,

''η = 3,65 1 1

' 'n Q η (4-23)

Q'1 tính theo m3/s. Số vòng quay đặc trưng nS(hay hệ số tỷ tốc) là hệ số tổng hợp vì nó chứa đựng

các thông số chính của turbine (H, Q, N, n) và nó được thành lập từ các đại lượng của turbine mô hình theo các công thức đồng dạng

hực của turb, nó không đổi đối với một kiểu turbine, ine.

đường kính và các thông số H, Q, N. Vì vậy người ta còn dùng tỷ tốc nS việc trong việc

nhưng nó không phải là vòng quay tMỗi kiểu turbine do phạm vi làm việc của cột áp và công suất khác nhau thì nS

cũng khác. Turbine hướng trục có H thấp, N lớn mặc dầu số vòng quay thực tế nhỏ nhưng lưu lượng lớn nên nS cũng lớn ( nS = 500÷950 v/ph); turbine gáo làm việc với H cao, N tương đối nhỏ, Q nhỏ nên hệ số tỷ tốc cũng nhỏ (nS = 5÷70 v/ph) ...

Các turbine tương tự thì có chung một vòng quay đặc trưng không phụ thuộc vào

49

các turbine theo ột chế độ.

hường

IV. 3. 4. Tính toán hiệu suất turbine thực từ turbine mô hình

Trong thực tế tuy hai turbine tương tự cùng làm việc ở chế độ tương tự nhưng hiệu suất của chúng vẫ kính BXCT. Sở dĩ ó sự khác nhau nầy vì trong công thức chúng ta tính gần đúng đã bỏ qua các tỷ số hiệu

ữa hai turbine tương tự do tính phức

thường phải dùng đến các công .

phân loại turbine. Lưu lý rằng khi chế độ làm việc của turbine thay đối, ứng với mỗi trị số cột nước cho trước thì hệ số tỷ tốc cũng thay đổi, bới vậy để so sánhiểu tỷ kiện chúng làm việc ở cùng mk tốc chỉ có thể tiến hành trong điều

T hệ số tỷ tốc được tính ứng với turbine có công suất định mức, cột nước tính toán và số vòng quay đồng bộ. Từ các công thức tỷ tốc ở trên ta thấy: nếu hai turbine có cùng đường kính BXCT D1 và cùng cột nước H thì turbine nào có tỷ tốc lớn hơn sẽ cho công suất và vòng quay lớn hơn. Do vậy nếu dùng turbine có tỷ tốc lớn ứng với công suất cho trước sẽ cho phép giảm D1 và số vòng quay lớn. Do đó xu thế phát triển của ngành chế tạo turbine là tìm cách tăng tỷ tốc của turbine để giảm nhỏ kích thước turbine và kích thước máy phát.

n khác nhau. phụ thuộc vào cột nước và đườngcsuất, do vậy đã bỏ qua sự khác nhau về tổn thất gitạp và cũng chưa có cách tính chính xác các tổn thất này.

Trong thực tế xác định hiệu suất của turbine thực thức kinh nghiệm và cũng chỉ mới dựa vào chế độ làm việc tối ưu của turbine mô hình Công thức kinh nghiệm xác định hiệu suât toàn phần của turbine thực như sau : Khi cột nước H ≤ 150 m:

max max( )T MT

DD

η η= − −1 1 1M

15 (4-24)

Khi cột nước H > 150 m:

max max( )T MT

M

T

DD

HH

η η= −

−1 1 1M

15 20 (4-25)

Đối với turbine khi thí nghiệm mô hình ta đã xác định được hiệu suất thuỷ lực với mọi trị số cột nước thì có thể xác định hiệu suất turbine thực tơng ứng theo công thức sau:

iT iMeM

eT

RR

η η ε ε= −

bine, khó tín

− + −⎡

⎣⎢

⎤

⎦⎥1 1 1 6( ) ( ) (4-26)

Trong (4-26) ε là số phần trăm hiệu suất, nó phụ thuộc vào chế độ làm việc của turh ra được, người ta chọn gần đúng ε theo điều kiện làm việc tối ưu của turbine là

ε = 0,5 và dùng chung cho mọi chế độ làm việc. Còn eM

eT T

M

T

RR

DD

HH

= 1M

1.

Trong tính toán hiệu chỉnh hiệu suất turbine thực từ mô hình người ta thường sử dụng các công thức (4-24) và (4-25) để tính, với độ chính xác gần đúng cho phép.

Chương V. THÍ NGHIỆM MÔ HÌNH VÀ ĐẶC TÍNH TURBINE

50

ẬT LÝ VÀ HỆ THỐNG THÍ NGHIỆM Hiện nay những phương pháp tính toán lý thuyết vẫn chưa đủ để xác định hình dáng tốt nhất của các bộ phận qua nước của turbine (BXCT, CCHD, vòng bệ, buồng turbine, ống xả ....) ở phần lớn các chế độ làm việc. Đặc biệt khó, hoặc không thể, xác định được các tính chất năng lượng và khí thực cuả turbine ở chế độ làm việc khác với chế độ thiết kế nếu chỉ dựa vào lý thuyết. Vì vậy, để thiết kế các turbine hiện đại thường người ta đưa ra một số phương án phần qua nước và tính toán chúng theo các công thức lý thuyết. Theo kết quả tính toán, chế tạo ra các mô hình của phần qua nước của turbine rồi đem thí nghiệm ở phòng thí nghiệm, từ kết quả thí nghiệm và thông qua luật tương tự tính toán chỉnh lý thành các đường đặc tính mô hình, từ đó xây dựng thành các đường đặc tính khác của turbine thực tế. Việc thí nghiệm cũng có thể tiến hành trực tiếp qua những turbine đang hoạt động ở các TTĐ nhưng tốn kém và không đủ điều kiện bằng trong phòng thí nghiệm. Việc thí nghiệm tiến hành trong môi trường nước do vậy chủ yếu cần đảm bba điều kiện tương tự và chuẩn số Raynon. Để xác định các đặc tính năng lượng và khí thực của turbinệ thống thí nghiệm bao gồm những bộ phận chính sau:

ước qua đập tràn xuống bể dưới và được ơm lê

ể chín

V. 1. MÔ HÌNH V

ảo

e, cần xây dựng những hệ thống thí nghiệm. H - Hai bể chứa nước có dung tích đủ lớn để đóng vai trò bể nước thượng và hạ lưu; - Turbine mô hình, thường có đường kính BXCT D1M thường 250 và 460 mm; - Máy bơm để bơm nước từ bể hạ lưu lên bể thượng lưu để lưu thông nước giữa các bể và tạo cột nước cho turbine mô hình; - Thay thế máy phát điện là một thiết bị đo công suất trên trục turbine mô hình; - Các thiết bị đo các thông số cần thiết như Q, H, n, ...

Thường có hai loại hệ thống thí nghiệm: hệ thống hở và hệ thống kín. V. 1. 1. Hệ thống thí nghiệm hở

Hình (5-1,a) trình bày sơ đồ hệ thống thí nghiệm hở. Đặc điểm của nó là có mặt thoáng ở hai bể nước thượng và hạ lưu, mặt thoáng chịu áp suất khí trời. Cột nước của mô hình là hiệu chênh lệch mực nước của hai bể, vì vậy cột nước tạo được là nhỏ. Mô hình hở chỉ có thể thí nghiệm năng lượng mà không thể thí nghiệm khí thực.

Theo sơ đồ thí nghiệm này, khi làm việc nước từ bể thượng lưu 2 chảy qua ống áp lực vào turbine 4 tháo qua ống xả xuống bể hạ lưu 7, ở đây lưu lượng Q được đo bằng đập tràn thành mỏng tam giác vuông 8. Nb n bể 2 nhờ máy bơm 1 và quá trình lại tuần hoàn.

Khi làm thí nghiệm, để tiến hành đo các đại lượng chính như: lưu lượng Q, cột nước H, số vòng quay n, mômen xoắn M, cần dùng những thiết bị và cơ cấu sau:

Lưu lượng Q chảy qua turbine được xác định theo chiều cao lớp nước trên đỉnh đập tràn h (m), biết h có thể xác định lưu lượng theo công thức kinh nghiệm sau:

Q h= ⋅1 343 2,47, (l/s) Đ h xác hơn có thể đo Q bằng phương pháp thể tích, tức là dùng thùng đong.

51

ng lưu và bể hạ lưu khi mực

âm hoặc dùng

Đo cột nước H bằng ống đo áp nối riêng ở bể thượnước ở hai bể ổn định, hoặc đo theo hiệu số vị trí phao của mực nước ở hai bể. Đo số vòng quay n (v/ph) trục turbine bằng vòng quay kế kiểu ly tmáy đếm vòng quay bằng điện. Đo mômen xoắn trên trục turbine bằng bộ hãm kiểu ma sát (hình 5-1,b). Mômen xoắn được tính theo công thức: M = P.l, từ M có thể tính ra công suất hữu ích Nh = Mω.

Hình 5-1. Sơ đồ hệ thống thí nghiệm hở.

Nội dung thí nghiệm để xác định đặc tính năng lượng của turbine trên các băng th gồm: Thí nghiệm với một số độ mở cánh hướng dòng a0 và góc đặt cánh ϕ. - Với mỗi độ mở cánh hướng dòng không đổi a = const, và góc đặt cánh không đổi đối với turbine cánh q ường ống áp lực của

ố vòng quay

ng và hạ lưu đóng kín không ạo ra.

ồ guồn tạo ưu xả

uống

ử 0

uay) ϕ = const, ta điều chỉnh van khoá trên đ(turbine. Ứng với mỗi độ mở van khoá ta đo được thông số: cột nước H, sn, lưu lượng Q, công suất hữu ích Nh của turbine. Tiến hành thay đổi độ mở van khoá theo thứ tự từ lớn đến nhỏ (khoảng chừng 6 - 8 độ mở) và đo các đại lượng H, n, Q, Nh tương ứng với từng độ mở khoá. - Sau khi có các giá trị H, n, Q, N của các điểm ứng với mỗi độ mở khoá, tính hiệu h

suất và xây dựng các đường cong quan hệ giữa từng cặp thông số với nhau. Từ các đường đặc tính quan hệ xây dựng đặc tính tổng hợp của mô hình. V. 1. 2. Hệ thống thí nghiệm kín Đặc điểm của hệ thống thí nghiệm kín là bể thượthông với khí trời và cột nước thí nghiệm do máy bơm t Hình (5-2) là một sơ đồ của hệ thống thí nghiệm kín. Hệ thống g m náp bơm 1, van khoá 12, nước vào bình cao áp 13, trên ống áp lực đặt thiết bị đo llượng 11, nước vào bình ổn định vận tốc 8, 9 trước khi vào turbine 4, rồi theo ốngx bể kín hạ lưu 2, trở về máy bơm 1, và quá trình lặp lại. Thiết bị để đo các thông số gồm có: đo vòng quay 5, đo công suất 6, các áp kế 14, 15 để đo cột nước .Hệ thống kín ngoài việc tiến hành thí nghiệm năng lượng còn có khả năng thí nghiêm về khí thực . Do vậy trong hệ thống này có trang bị thêm bơm chân không 3 để hút không khí phía trên mặt nước bình 2.

Hệ thống kín có ưu điểm là có khả năng thí nghiệm khí thực, kích thước nhỏ, tuy nhiên hệ thống này có kết cấu phức tạp, thiết bị đo cũng phức tạp hơn hệ thống hở.

Hình 5-2. Sơ hệ thống thí nghiệm tirbine kín

V ệc thí nghiệm năng lượng tiến hành với các độ mở a0 = const và các góc đặt ợc tiến hành theo trình tự và nội chỉ trình bày cách thí nghiệm khí

ự c uan hệ độ mở a0 (và ϕ) hằng số. Kết

ố khí thực trên

ươ ệm khí th được tiến hành trên h au khi đã ến h nh th m đặc tính năng lượ ể định ra các c ần thiết phải ti n

định đặc tính khí thực tại các chế độ đó, cụ thể là xác định hệ số khí thực σ ủa các chế đ đó. Ví dụ cần xác định hệ số σ ở chế độ A nào đó ( có a0, ϕ, HA, QA, nA, A) ta điều chỉnh khoá 12 trên ống áp l để có được các thông số HA, QA, nA, NA . Sau , c chân ôn làm iệc o áp suất trong b ạ lư 2 đư giá áp t ân ông nà ó ở 2. H ố khí thực tính được th ôn c:

đồ icủa cánh BXCT ϕ = const (đối turbine cánh quay) đư

thống hở. Ở đâydung tương tự đã tiến hành đối với hệ thực. Nội dung của thí nghiệm khí th c trên hệ thống thí nghiệm kín nhằm vẽ đượq giữa hiệu suất η và hệ số khí thực σ ứng với cácquả đo được quan hệ η = f(σ) tính toán và vẽ được các đường đồng hệ sđường đặc tính tổng hợp chính của turbine. Ph ng pháp thí nghi

í nghiệực

ng thì có thệ thống kín. Shế độ cti

hành xác à ế

c ộN ực đó ho bơm kh g 3 v , đ ể h u ợc trị suấch kh P2 o đ bể ệ s eo c g thứ

σγ γ γ

= − −2PH

PH

HHA

bh

A

s

A (5-1)

Trong (5-1): Pbh áp s ất hoá hơi ứ g với nhiệt độ nướ ệm; S - ch ều ine thí nghiệm.

Tương ông thức chung:

là u n c thí nghi H icao hút của turb

ứng với trạng thái A ta cũng tính được ηA theo c

52

53

ηω

= =hγ

NN Q H. .

M102100%

. . (5-2)

trong cNhư vậ áy bơm chân không tạo ra và nhiệ ính theo công thức (5-1) và η theo công thức (5 không P2 bằng cách thay đổi chế độ làm việc củ . lập quan

ứ vào đồ thị (hình 5-2,b) để xác định hệ số khí thực tới hạn σKP (điểm k) ở

hỏi mâ

uan hệ giữa các thông số của turbine gọi là đường đặc tính của turbinetính đơ biểu th

g

quan hệ N,nước H = ông số ở dnguyên tính theo ph .

Qua các đường tr- Trên đường đặc tính công tác công suất (hình a): khi η = 0 và N = 0 thì Q và a0

vẫn khác k ố ửu có một lưu gthất nhất đ ứng với công suất lớn nh à ứng với một giá trị công suất nhỏ hơn công suất lớn nhất.

- Trên hai đường đặc tính lưu lượng và độ mở (hình b,c) ta thấy hiệu suất và công suất hữu ích bằng không ứng với Q và a0 luôn nhỏ hơn 100%.

Trong các đường đặc tính công tác người ta hay dùng dạng riêng biểu thị quan hệ

ông thức (5-1): M = P.l (kGm); γ = 1000 kG/m3, Q (m3/s), H (m cột nước). y ứng với mỗi giá trị của áp suất chân không P2 do mt độ của nước, ta có được một trị số σ t-2). Giữ nguyên chế độ A, thay đổi châna máy bơm chân không 3, ta có một loạt các cặp quan hệ giữa η và σ

hệ η = f(σ) ứng với a0. Hiện tượng khí thực sẽ xảy ra khi lưu lượng, cột nứơc và áp suất giảm mạnh, kéo theo sự rung động máy và tiếng ồn. Trên thiết bị đo ta có thẻ xác định được các giá trị này. Căn cchế độ A. Thay đổi chế độ khác, theo các quy trình trên lặp lại. Thí nghiệm khí thực đòi

t nhiều công sức và kinh nghiệm mới bảo đảm chính xác.

V. 2. ĐƯỜNG ĐẶC TÍNH CỦA TURBINE Đường biểu thị q. Có hai loại đường đặc tính: đặc tính đơn và đặc tinh tổng hợp. Các đường đặc n biểu thị quan hệ giữa các cặp hai thông số một; các đường đặc tính tổng hợpị quan hệ giữa nhiều thông số của turbine.

V. 2. 1. Đường đặc tính đơn Từ kết quả thí nghiệm, sau khi xác định được c thông số ở các chế độ khác nhau ta có thể thiết lập quan hệ giữa các cặp thông số, còn các thông số khác là hằng số. Có ba loại đườn đặc tính đơn: đặc tính công tác, đặc tính vòng quay, đặc tính cột nước.

1. Đường đặc tính công tác Các đường đặc tính công tác nàu biểu thị các quan hệ: η, Q, a0 = f(N), hoặc các

η, a0 = f(Q), hoặc quan hệ Q, η, N = f(a0), trong điều kiện: n = const và cột const (hình 5-3). Các quan hệ này biểu thị các th ạng không thứ

ần trăm ên cho phép ta có những nhận xét cần thiết đối với turbine:

hông, vì rằng mu n phát ra được một công suất h ích nào đó thì cần phải lượng không tải tươn ứng với độ mở nhỏ nhất nào đó đê khắc phục các tổn ịnh trong turbine. Mặt khác ta thấy hiệu suất lớn nhất không ất, m

Hình 5-3. Các đường đặc tính công tác cuả turbine

giữa hiệu suất và công suất của các loại turbine khác nhau ( hình 5-4), nhằm so sánh đặc tính hiệu suất giữa các turbine. Qua đường này ta có nhận xét:

Hình 5-4. Đường đặc tính ác loại turbine

ùng

- Hi loại turbine c tương đối dốc nên vùng làm việc có g làm việc với hiệu suất cao bị thu hẹp nhiều; - Turbine cánh quay có đường đặc tính công tác thoải hiệu suất cao lớn, do vậy có vùng làm việc với hiệu suát cao mở rộng hơn cả. Sở dĩ có được tính ưu việt này là nhờ cánh xoay được để đưa trạng thái làm việc về gần trạng thái thiết kế.

2. Đường đặc tính vòng quay Đường đặc tính vòng quay biểu thị các thông số Q, N, η theo vòng quay n khi đường kính D1, H, a0 không đổi (hình 5-5,a). Từ đường này ta thấy hiệu suất cao không trùng với N và Q lớn nhất. Khi n tăng thì các thông số sẽ thay đổi.

công tác của c

ặ - Turbine gáo có hiệu suất ηmax nhỏ nhất, nhưng đường đ c tính thoải nên có vlàm việc với hiệu suât cao được nới rộng;

ệu suất ηmax cuả turbine tâm trục và turbine cánh quạt lớn nhất trong các . Tuy vậy nhưng đường này của turbine tâm trụ hiệu suất cao bị giảm, còn đường của turbine cánh quạt thì rất dốc nên vùn

54

l/s

Hình 5-5. Các đường đặc tính vòng quay và đặc tính cột nước.

3. Đường đặc tính cột nước Đường đặc tín số Q, N, η của turbine theo

ột nướ quá trình vận hành. Trên đồ thị ta ấy: ứ

hác nhau. Còn lưu

ố đồng thời tham gia vận hành và thay đổi. c

Đường đặc tính tổng hợp chính được lập ra từ thí nghiệm mô hình của một rbine mẫu đại diện cho một kiểu turbine, từ kết quả thí nghiệm mô hình , sử dụng

ác công thức tương tự và quy dẫn tính toán vẽ ra cho một turbine có đường kính D1 = m, làm việc với cột nước H = 1m. Do vậy đường này dùng cho mọi turbine có kích ước khác nhau nhưng cùng một kiểu .Đường đặc tính tổng hợp chủ yếu biểu diễn các

h này biểu thị quan hệ giữa các thong c c H. Cột nước của turbine luôn thay đổi trong th ng với η = 0 và N = 0 thì cần có cột áp nào đó đặc trưng cho tổn thất thuỷ lực ở chế độ không tải. Nhìn chung khi H tăng thì công suất turbine tăng, nhưng hiệu suất cao nhất lại đạt được ở một giá trị cột nước nào đó ứng với độ mở a0 klượng Q thì tăng cùng với H tăng (hình 5-5,b). V. 2. 2. Đường đặc tính tổng hợp Các đường đặc tính đơn đã nghiên cứu ở trên chỉ mới biểu thị được quan hệ giữa từng cặp thông số trong khi những thông số coi như không thay đổi, điều này khác với thực tế vận hành của turbine là các thông sVì vậy cần có đường đặc tính biểu thị các thông cùng tham gia vận hành. Đường đặtính như vậy gọi là đường đặc tính tổng hợp. Có hai loại đường đặc tónh tổng hợp là: Đường đặc tính tổng hợp chính và Đường đặc tính tổng hợp vận hành. 1. Đường đặc tính tổng hợp chính

tuc1th

55

56

ưu lượng quy dẫn Q1’, các họ đường sau (hình 5-6):

thông số turbine thông qua hai biến là vòng quay quy dẫn n1’ và lnó gồm

Hình 5-6. Các đường đặc tính tổng hợp chính

- Họ các đường đồng hiệu suất η= f (n1’, Q1’) ; - Họ các đường đồng độ mở cánh hướng dòng a0 = f (n1’, Q1’) ; - Họ các đường đồng hệ số khí thực σ = f (n1’, Q1’) ; - Đường hạn chế 5% công suất (chỉ có ở turbine tâm trục và cánh quạt, hình 5-6,a) ; - Họ các đường đồng góc đặt cánh ϕ = f (n1’, Q1’) dùng đối với turbine cánh quay em hình 5-6,c).

- Từ đường đặc tính của TB gáo (hình 5-6,b), ta thấy các đường đồng độ mở a0 được ay thế bởi các đường đồng hành trình van kim trong vòi phun s = f (n1’, Q1’) .

Các đường đồng hiệu suất của turbine cánh quạt rất dốc, nghĩa là vùng làm việc ới hiệu suất cao rất hẹp. Ngược lại, ở turbine cánh quay và turbine gáo thì các đường ồng hiệu suất thoãi, do vậy vùng làm việc với hiệu suất cao của những loại turbine này

(x th

vđ

57

được m rộng. Từ đó thấy rằng không nên cho turbine cánh quạt đảm nhận phần phụ tải thay đổ i hiệu suất thấp.

ng đồng hệ số ay có trị số lớn hơn nhiều

họn chế độ làm việc ch turbine thực ành

ởi nhiều, vì với chế độ làm việc đó turbine cánh quạt làm việc vớCác đườ khí thực σ của turbine cánh qu

so với turbine tâm trục, do vậy vấn đề khí thực trong vận hành đối với turbine cánh quay là vấn đề cần đặc biệt chú ý khi chọn đường kính D1 cũng như khi vận hành..

Trong hai loại turbine tâm trục và cánh quạt có thêm đường hạn chế 5% công suất, nếu vận hành vượt quá giới hạn này hiệu suất turbine sẽ giảm thấp rất nhiều. Do ậy trong việc chọn thông số turbine này cần chú ý đảm bảo yêu cầu đó. v

Đường đặc tính tổng hợp chính là đặc tính mô hình của một kiểu turbine, nó đánh giá khả năng làm việc và chất lượng của turbine mô hình. Nó là tài liệu gốc để c

2. Đường đặc tính tổng hợp vận h Đường đặc tính tổng hợp vận hành là đường đặc tính của của một turbine cụ thể có đường kính D1 và vòng quay n đã biết. Đường đặc tính này được xây dựng trong hệ trục toạ độ cột nước H và công suất N, nó biểu diễn các đường sau (hình 5-7,a): - Họ các đường đồng hiệu suất η= f (N, H); - Họ các đường đồng độ cao hút nước Hs = f (N, H); - Họ các đường hạn chế công suất turbine và máy phát . Trên đường đặc tính tổng hợp vận hành ta thấy: điểm A là giao của hai đường hạn chế

Hình 5-7. Đường đặc tính tổng hợp vận hành. công suất của turbine và máy phát, điểm này tương ứng với cột nước Htk. Ta thấy rằng khi cột nước nhỏ hơn cột nước thiết kế H thì không thể phát ra được công suất địnhtk mức (thể hiện công suất chịu cản do thiếu cột nước), chỉ có làm việc với cột nước H ≥ Htk thì mới có thể phát được công suất định mức. Đường đặc tính tổng hợp vận hành

58

giúp ch người vận hành xác định các chế độ làm việc của turbine, xác định các thông số tại các ine.

ng ặc tính tổng hợp vậ ị ở dườ ủon h Đ ột turbine làm vi có ổ

áy phát) cùng làm vi ng p hi đó các đường đồng hiệu suất phải tổ hợp các đường

t tur ất phát đ ợc các đồ một áy. xây d đồ ệu su a nhóm áy. đây dụ v ờng côn N) a tổ hình 5 à đ ổng ận h a tổ -8,Đư h óm tổ

n ôn của áy b qua iữa ất và công tổ m (N) ng I) ẽ đườ n h = f a ha áy

ác t η còn hoành độ đị ng cách lấy hoành độ đư II).Vớ ổ máy g hau oà ột ới

III) n t áy ta c vẽ theo rênnh ờ c tính công tác c m c má nụ thì cho chạy một y; ụ cầu N1 ≤ N2 t áy 1 và g làm c song song là tụ cầu N thì cả ổ máy cùng làm v ì tối ờn ính cô ác của nhóm tổ à đư bao t -2 ừ

n ra rằ cùn nhậ tải i m thì u s c ơn các

g m hận t vậy vùng làm v hiệ cao ủa một hẹp vùn ệc củ ều tổ sẽ cao . Điề rất có ý nghĩa ới nh hụ tả y đổi n u. ư tính hợp v hành củ óm t y ờn h tổn p vận hành của nh ổ má được x ng

trên cơ ở của đường đặc tính tổng hợp vận hành của một tổ máy bằng cách cho trước

hợp vận hành là

chế độ làm việc, cho phép xác định khả năng phát ra công suất turbĐườ đ n hành còn biểu th

nhóm tổ áy ạng toạ độ H ~ Q (hình 5-7,b) .

V. 2. 3. Đ ng đặc tính c thực tế vận

a mTr g ành TT không chỉ có m

c, do vậy phệc mà nhiều t

máy (turbine + m ệ ải xây dựng đườ đặc tính tổng hợvận hành cho nhiều tổ máy. Khiệu suấ bine, hiệu su máy ể đư đường ng hiệu suất của tổ mSau đó ựng đường ng hi ất củ tổ m Dưới là ví ề đưđặc tính g tác (η = f( của b máy ( -8,a) v ường t hợp v ành củtrạm có 3 máy (hình 5 b). 1. ờng đặc tín

g đặc tính ccông tác của nh máy

Đườ g tác 1 tổ m iểu thị n hệ g hiệu susuất của áy η1m = f

h ra c (đườ

ung độ. Để v ng q

N xác ua ệ η2m

nh bằ(N) củ i tổ m

giống nhau ta địnáy nmột tổ m hân với 2 ( ờng i 3 t iống n nhân h nh độ m máy v

3 (đường . Với nhóm ổ m ũng cách t . Hì 5-8,a là là đư ng đặ ủa nhó ó ba tổ y gióng hau: - Khi ph tải yêu cầu N ≤ N1 tổ má - Khi ph tải yêu < N ổ m 2 cùn việ ối ưu; - Khi ph tải yêu > N2 ba t iệc th ưu. Vì vậy đư g đặc t ng t máy l ờng rên 0-1 -3-4. Tđường đặc tí tổ m a cũng

u, nế một áy chnh nhóm áy t nhậ ng để g đảm n phụ thay đổ

như nha u chỉ lắp tổ m o trạ tuy hiệó

uất ηmax

ủa nó cao h

ηmax từn áy cùng n ải, tuyi

iệc c u suât c máy hơn, còn g làm vi a nh máy hơn u này đối vtrạm đảm ận phần p i tha hiề 2. Đ ờng đặc tổng ận a nh ổ má Đư g đặc tín g hợ óm t y giống nhau ây dự

smột số giá trị cột nước H sẽ có được tương ứng các giá tri hiệu suất η và công suất N của một tổ máy. Nhân các giá trị η, N đó với 2, 3, 4, ... tổ máy. Nối các điểm có cùng hiệu suất khi TTĐ làm viẹc với 1, 2, 3, 4, ... tổ máy riêng lại với nhau bằng các đường cong trơn, ta sẽ có đờng đặc tính tổng hợp vận hành của nhóm tổ máy (hình 5-8,b). Đối với trạm có các turbine khác nhau thì đường đặc tính tổng tập hợp các đường đặc tính tổng hợp vận hành của riêng từng tổ máy hay của từng nhóm tổ máy giống nhau làm việc ở các khu vực khác nhau.

Hình 5-8. đườ đặc tính hóm t áy. V. 3. XÂ C TÍNH TỔNG HỢP V N HÀNH Ph ta đã biết một số đường đặc tính của turbine. Trong đó đường đặc tính t ng gố ủa một k turbine được v từ thí nghiệm mô hình, kế và tạo turb e thực h và cung p. Đối với lĩnh vực lựa c e cần sâu hơn iệu quả a tính toán năng lượng có liên quan ọn, do vậy chúng ta cần bi ách xây ựng đường đặc tính tổng rb cụ thể. S ệu biết c gồm: Cột nư ột nước ết kế H ủa turb e thực;

ường kính tiêu chuẩn của turbine thực D1; Vòng quay đồng bộ của tổ máy n của turb e thực; Đườ g đặc tính tổng hợp chính của turbine mô hình có đường đính D . Sau đây là n hành: 1. Xây dựng các đường đồng hiệu suất η = f (N, H) Đường kính turbine thực và mô hình khác nhau do vậy hiệu suất, vòng quay, lưu lượng của chúng sẽ khác nhau. Do vậy trước khi tính toán vẽ đường đặc tính tổng hợp vận hành ta phải tiến hành tính toán hiệu chỉnh các đại lượng này: - Hiệu chỉnh hiệu suất của turbine thực theo hiệu suất turbine mô hình:

ng của n ổ m

Y DỰNG ĐƯỜNG ĐẶ Ậ ần V. 2. chúng ổng hợp chính là đườ

t c c iểu , nó

iện ẽ ra

do các cơ quan thiếin

chế in cấhọn và sử dụng turb

ợc ch đi về h củ

c đến turbine đư ết dhợp vận hành của một tu ine ố li trướ ớc làm việc từ Hmin đến Hmax, c thi TK c in

Công suất định mức của turbine và của máy phát điện; Đ

inn 1M

ội dung và các bước tính toán và xây dựng đường đặc tính vận

T Mη η= + ∆η (5-3)

59

60

Khi chế độ làm việc của turbine thay đổi thì hiệu suất cũng thay đổi, rất khó tìm ra được độ chênh lệch hiệu suất ∆η giữa hai turbine ứng với từng chế độ làm việc. Do vậy người ta dựa vào chế độ làm việc tối ưu của hai turbine để tính ra ∆η = ηT max - ηM max và dùng chung cho mọi chế độ làm việc. Trong đó ηT max , ηM max xác định theo các công thức đã cho (4-24) hoặc (4-25) ở chương IV. Nếu ∆η < 3% thì không cần hiệu chỉnh hiệu suất. Đối với turbine cánh quay, chỉnh hiệu suất ứng với các góc đặt cánh ϕ, cũng hiệu chỉnh ∆ηϕ theo chế độ làm việc tối ưu của hai turbine. - Hiệu chỉnh vòng quay quy dẫn ∆n' , cũng dựa vào chế độ làm việc tối ưu để hiệu

chỉnh cho mọi chế độ làm việc:

1

∆ 1 10 1' ' max

max( )n n M

M= −

ηη và 1' ; nếu

gia số ∆n'1 ≤ 3% thì cũng không cần hiệu chỉnh vòng quay quy dẫn. Sau khi hiệu chỉnh ta lập bảng tính quan hệ η = f (N, H) cho các loại turbine với một số cột nước: bảng tính 5-1, bảng 5-2 như sau:

Bảng 5-1. Tính cho turbine Tâm trục và Cánh quạt. Hmin Htk Hmax

1 1M' 'n n n= + ∆

1 1' min( ):n n D H= ⋅ 1 1' ( ):n n D Htk= ⋅ 1 1' max( ):n n D H= ⋅ Hiệu chỉnh η ' ' '= − ∆ 1M 1 1n= − ∆ 1M 1 1n= − ∆ ' 'n n ' 'n n 1M 1 1' 'n n n

minN Q D H= 9 81 1 12 3 2, ' / N Q 2 3 2, ' N Q D H= 9 81 1 1

2 3 2, 'max/ηD Htk= 9 81 1 1

/η η

ηM η N Q'1 N Q'1 N Q'11 3 4 5 6 7 8 2

Cột 1: tra trên đường đặc tính tổng hợp chính; Cột 2: Lấy cột 1 cộng với ∆η; Cột 3, 5, 7: kẻ đường ngang n'1M trên đường đặc tính tổng hợp chính, gặp các đường đồng hiệu suất ηM tương ứng sẽ tra ra Q'1; Cột 4, 6, 8: Tính ra theo công thức tương ứng với từng cột nước.

Bảng 5-2. Tính cho turbine Cánh quay.

Hmin Htk Hmax 1 1' min( ):n n D H= ⋅ 1 1' ( ):n n D Htk= ⋅ 1 1' max( ):n n D H= ⋅ 'n1M 1 1' 'n n= − ∆ 1M 1 1' 'n n= − ∆ 'n 'n1M 1 1' 'n n= − ∆ N Q D H= 9 81 1 1

2 3 2, 'min

/η N Q D Htk= 9 81 1 12 3 2, ' /η N Q D H= 9 81 1 1

2 3 2, 'max/η

ϕ ∆η ηM η Q'1 N ηM η Q'1 N ηM η Q'1 N 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

61

Cột 1: Tra trên đường đặc tính tổng hợp chính;

ϕ, mỗi góc ϕ có hiệu chỉnh riêng; Cột 3,7,11: kẻ đường ngang n'1M trên đường đặc tính tổng hợp chính, gặp các đường đồng góc đặt ϕ nội suy ra hiệu suất mẫu; Cột 4, 8, 12: lấy cột ηM cộng với cột 2; Cột 5, 9, 13: ứng với ηM dóng tìm Q'1; Cột 6, 10, 14: Tính theo công thức ghi ở trên với cột nước tương ứng

Từ các số liệu đã tính ở các bảng trên (các cột 2 ~ 4, cột 2 ~ 6 và 2 ~ 8 của bảng 5-1 cho turbine Tâm trục và Cánh quạt; các cột 4 ~ 6, 8 ~ 10, 12 ~ 14 đối với turbine Cánh quay) vẽ ra các đường đặc tính công tác η = f (N), với mỗi cột nước sẽ có một đường (hình 5-9,a). - Lập hệ toạ độ H ~ N (hình 5-9,b) cùng tỷ lệ hoành độ N, đặt bên dưới hệ η ~ N;

+Trên trục H của hệ trục H ~ N kẻ các đường nằm ngang Hmim, H tk, Hmax; + Trên trục định ra các giá trị η và kẻ dường ngang, cắt các đường η ~ N mỗi

cột nước có hai điểm ví dụ 1~1' hay 2~ 2'; 3~3' dóng xuống gặp các đường cột nước tương ứng (hình 5-8,b);

+ Nối các điểm cùng hiệu suất ( có hai nhánh) lại ta được đường đồng hiệu suất. suất η = f (N, H)

. Xây dựng đường hạn chế công suất

ường hạn chế công suất trong đường đặc tính tổng hợp vận hành có hai nhánh o turbine và máy phát hợp thành, chúng cắt nhau tại tung độ cột nước thiết kế Htk

phát là đường thẳng đứng có

oành

Cột 2: ∆ηϕ tính như đã trình bày nhưng lấy giao điểm với các góc

Với nhiều trị số η cho trước ta sẽ vẽ ra nhiều đường đồng hiệu

2

Đd(điểm A) trên hình (5-9,c). Đường hạn chế công suất máy

h độ là mpTB

mp

lmNN N

so may= =η . Đường hạn chế công suất turbine có thể là cong

hoặc gần đúng là thẳng. Cách xây dựng đường hạn chế công suất turbine như sau: • Xây dựng nhánh hạn chế công suất cho turbine Tâm trục và Cánh quạt dựa

vào đường hạn chế 5% công suất trên đường đặc tính tổng hợp chính của kiểu turbine mẫu (hình 5-9,d). Đã biết điểm A ( mp tkN H, ) , cần xác định thêm điểm B ( BN H, )min rồi nối hai điểm A và B lại theo đường thẳng là

được. Từ 1min

1'nn D

= , kẻ đường thẳng nằm ngang đến gặp đường hạn chế H

công suất 5% và tra được 1'Q và nội suy được hiệu suất mẫu Mη tương ứng,

tính ra hiệu suất turbine thực η = Mη + ∆η và xác định ra công suất turbine tại điểm B theo công thức đã biết. Có NB, Hmin xác định được điểm B.

•

Hình 5-9. Vẽ các đường đồng hiệu suất và đường hạn chế công suất.

* Xây dựng nhánh hạn chế công suất cho turbine Cánh quay phức tạp hơn và có rbine đề nghị, cho rằng: hai cách tính. Ở đây trình bày cách tính của nhà máy chế tạo tu

Khi cột nước H > Htk thì công suất turbine bị hạn chế bởi góc đặt cánh ϕmax; Khi cột nước H ≤ Htk thì công suất turbine bị hạn chế bởi độ mở a0max . Ta biết nhánh hạn chế công suất turbine dược xây dựng từ cột nước H ≤ Htk , do vậy ta tính để vẽ nhánh hạn chế công suất turbine theo độ mở a0 như sau: - Điểm A là giao của đường hạn chế công suất máy phát và Htk đã xác định dễ dàng trên hệ toạ độ H ~ N (hình 5-10,a). Đổi toạ độ điểm A sang toạ độ n'1 ~ Q'1 trên đường đặc tính tổng hợp chính của turbine mô hình (điểm A') bằng công thức quy dẫn:

62

1tk1'n

n D= và

Htk1A

12 3 29 81 /,

N'QD HA tk⋅ ⋅ ⋅η

suy ra Q'A1A'

B, làm các bước sau: ắt đường ngang

và Q'1, tính ra ηB

=

Đặt điểm A' (Q'1A', n'1tk ) lên hình (9-10,b) và nội suy được a0max . - Tính toán để xác định điểm B ứng với cột nước Hmin và N

+ Vẽ nội suy đường đồng độ mở a0max (hình 5-10,b), đường này cn'1M ứng với cột nước Hmin tại điểm B' và nội suy ra ηB'M+ Tính ra B BN Q D H= 9 81 1B 1

2 3 2, . . . .'min

/η . Như vậy đã xác định được điểm B; + Nối điêm A với B ta được nhánh hạn chế công suất turbine phần H ≤ H

Hình 5-10. Xây dựng đường phụ trợ.

3. Xây dựng các đường đồng độ cao hút Hs Để xây dựng đường đồng độ cao hút HS = f (N, H), ta cần vẽ các đường phụ trợ

N ~ Q ' (hình 5-10,c) dựa trên kết quả đã tính toán ở bảng -1 , ho

, đồng thời cũng tra được Q'1 tương ứng. Có Q'1 tra ra công ố liệu trên vào các cột từ 1 - 4 và

của các cột nước trên toạ độ 15 ặc bảng 5-2 ơ trên. Sau đó lập bảng tính (5-3) tính dưới đây: - Lập bảng 5-3 với các cột nước cho trước (ít nhất ba cột nước Hmin, Htk, Hmaxs); - Trên đường đặc tính tổng hợp chính (hình 5-10,d) ứng với từng cột nước ta có n'1M, kẻ đường ngang n'1M , đường này gặp các đường đồng hệ số khí thực σ tại các điểm, tại đó ta nội suy ra ηM, tính ra ηsuất N tương ứng với cột nước trên (hình 5-10,c). Ghi stính các cột 5, 6 và HS = 10 - ∇/900 - kσH; - Từ bảng 5-3 vẽ đường phụ trợ HS ~ N, mỗi cột nước có một đường (hình 5-10,e); - Giả thiết các trị số độ cao hút HS và kẻ các đường ngang gặp các đường H , ta được các N tương ứng và xác định điểm có cặp toạ độ N, H. Với nhiều điểm ta sẽ vẽ được các đường đồng HS= f (N, H) trên đường đặc tính tổng hợp vận hành.

63

Bảng 5-3. Bảng tính để xây dựng đường đồng độ cao hút Hmin Htk Hmax

64

1 1' min( ):n n D H= ⋅ 1 1' ( ):n n D Htk= ⋅ 1 1' max( ):n n D H= ⋅

1M 1 1' ' 'n n n= − ∆ 1M 1 1' ' 'n n n= − ∆ 1M 1 1' ' 'n n n= − ∆ k = 1,05 - 1,10 k = 1,05 - 1,10 k = 1,05 - 1,10 σ Q'1 η N kσH HS 1 2 3 4 5 6 ... ... Từ kết quả của các tính toán như đã trình bày ở trên vẽ lên cùng toạ độ N ~ H ta xây dựng được đường đặc tính tổng hợp vận hành cho một turbine cụ thể (hình 5-7,a).

65

hương VI. CHỌN KIỂU LOẠI VÀ CÁC THÔNG SỐ

INE THUỶ LỰC

lực.

VI. 1. 1. Vấn đề tiêu chuẩn hoá turbine Để kha động và có hiệu

iện, việc

t nước, l

ine

n được

Ngành chế tạo turbine củ mục rbine cho mình, chúng ta đang Liên

ung kích).

max min

1max và D1min thích hợp. Dùng các biể ới cột nước và công suất đã cho. Ngày nay ối với turbine vừa và lớn thường dựa vào tính năng khí thực cho phép theo quan điểm

ki và đ n cơ h của cánh BXC ể chọn phạm dụng BXCT ine. Đi k ỗi k BX n c đồ ng (hìn có ra ra

đư ính òng n u cao hút hS ( ộ c 0 ) c ine k đó.

C CỦA TURB

Lựa chọn tổ máy thuỷ lực (turbine, máy phát điện) là phần việc tiến hành khi đã tính ra các thông số Thuỷ năng (Nlm, các cột nước). Lựa chọn turbine đúng, hợp lý chẳng những về mặt kinh tế có lợi mà còn tạo điều kiện tốt cho tổ máy có chỉ tiêu vận hành cao, an toàn. Sau đây là những nội dung cơ bản trong việc chọn turbine thuỷ VI. 1. VẤN ĐỀ CHUẨN HOÁ TURBINE VÀ PHẠM VI SỬ DỤNG CỘT NƯỚC CỦA CÁC LOẠI TURBINE

i thác sông suối phục vụ cho việc phát điện một cách chủquả, ngoài việc lập quy hoạch Thuỷ năng để có dự kiến xây dựng trạm thuỷ đtiến hành chế tạo thiết bị đáp ứng nhu cầu khai thác thuỷ điện là việc phải tiến hành đồng bộ. Vì nguồn thuỷ năng có tính đa dạng; các vị trí xây dựng trạm thuỷ điện có cộ

ưu lượng và công suất không giống nhau, do vậy đòi hỏi cần có những kiểu, những hệ loại turbine khác nhau. Nếu thiết kế và chế tạo thiết bị đơn chiếc cho từng trạm sẽ dẫn tới giá thành cao, thời gian chế tạo lâu ... Để giảm nhẹ công việc này, các đơn vị thiết kế chế tạo turbine đã tính toán, thử nghiệm và đưa ra những tài liệu thống hất về ó là danh mục turbn các kiểu turbine đã được quy cách và tiêu chuẩn hoá. Đ

(còn gọi là gam turbine). Dựa vào những số liệu quy chuẩn này, nhà thiết kế chế tạo turbine sẽ thiết kế chế tạo ra những turbine mới; người chọn turbine sẽ lựa chọturbine mà họ cần với thông số thích hợp. a ta hiện còn chưa thể có điều kiện lập ra danhtu dùng turbine của nước ngoài, phần lớn là turbinexô cũ và Trung quốc, mà chủ yếu dựa vào danh mục turbine của Liên xô. Danh mục turbine được lập ở các dạng: - Bảng tra phạm vi sử dụng và các số liệu tính toán cơ bản của BXCT, lập được cho turbine phản kích (bảng 6-1); - Biểu đồ phạm vi sử dụng của các kiểu turbine (hình 6-1, 6-2, 6-3, 6-4 cho turbine phản kích và các biểu đồ 6-5, 6-6 cho turbine x Trên biểu đồ phạm vi sử dụng của mỗi kiểu BXCT là một hình bình hành giới hạn bởi cột nước Hmin, Hmax và công suất giới hạn N , N . Giới hạn công suất của

được xác định bởi đường kính BXCT Dmột kiểu BXCTu đồ này chọn kiểu BXCT thích hợp v

đnh tế ộ bề ọc T đ vi sử của turb

èm m iểu CT cò ó biểu riê của nó h 6- ) thể tờng k D1, v quay và chiề ở đ ao ∇ = ủa turb iểu

66

Bảng 6-1. Phạ sử và c ng s a t phản

V ay ư ẫn ố σ m ình

m vi dụng ác thô ố củ urbine kích

òng qu qdẫn Lưu l ợng qd Hệ s ô hPh i urb n' nạm v Loại t ine 1 '1 cộ tố t n in ax ới t nước i ưu ính toá Q'1m Q'1m σ với σ vHmin- Hmax Q'1min Q'1maxTurbine hướng trục cánh quay 3 – 10 CQ10/592 165 180 2010 2250 1,14 1,4 5 – 15 CQ15/510 150 160 1850 2130 0,84 1,0 1 CQ20/661 138 152 1710 2040 0,68 0 – 20 0,835 15 – 30 CQ30/587 125 140 1430 1940 0,505 0,745 20 - 40 CQ40 115 130 1240 1700 0,4 0,68 30 - 50 CQ50/642 110 120 1100 1400 0,325 0,505 40 - 60 CQ60/642 106 112 1040 1240 0,27 0,40 45 - 70 CQ70/5A 103 107 940 1150 0,23 0,36 Turbine tâm trục 30 - 40 TT45/123 75 78 1370 1400 0,23 0,27 4 TT75/128 73 74 1250 1370 0 - 75 0,16 0,243 70 - 115 TT115/697 68 72 1030 1250 0,097 0,168 110 - 1 TT170/741 69 650 1030 0,06 0,10 70 67 160 - 230 TT 420 50 0,04 0,065 230 62 67 6 7 220 - 310 TT 280 420 0,04 0,048 310 60 65 290 - 4 TT 200 280 0,03 0,042 00 400 58 62 5 380 - 5 TT 150 200 0,03 0,036 00 500 57 60 Turbin ng chéo cánh hỉne hướ điều c h 30 - 40 HC60 -1 0 0 00 1350 12 12 11 0 40 - 60 HC 0 0 00 0,2 60-1 10 110 90 11 60 - 90 HC45-1 850 1000 0,16 90 95 90 - 12 HC 5 0 0,14 0 45-2 85 90 72 75120 - 1 HC 600 750 0,1 60 30-1 80 85 160 - 2 HC00 30-2 75 500 600 0,07 80

Danh mục turbine phản kích trục đứng cở lớn của Liên xô dùng được hiện nay

ồm cóông s

ột nước lớn nhất (H ) / mẫu số là số hiệu của kiểu

g 8 đến 9 kiểu BXCT turbine cánh quay và 8 kiểu BXCT turbine tâm trục. Các th ố thuỷ lực và thông số kết cấu của các kiểu đều được ghi trong danh mục turbine (bảng 6-1) ở trên.

Đặc trưng cuả turbine turbine được ký hiệu bởi các chữ và số sắp xếp theo thứ tự nhất định, gọi là nhãn hiệu turbine. Cách ký hiệu của Liên xô như sau: - Hai chữ đầu biểu thị hệ turbine (PO - tâm trục; Πp - cánh quạt; ΠΛ - cánh quay ... ) - Phân số viết tiếp theo: tử số là c maxturbine mô hình (turbine cũ không ghi phân số mà chỉ ghi số hiệu của kiểu TB mô hình) - Hai chữ tiếp theo là: phương thức lắp trục ( B - trục đứng, Γ- trục ngang) và loại buồng turbine ( M - buồng xoắn kim loại, ƃ - buồng xoắn bê tông, Φ - buồng hình ống, O - buồng hở); - Phần con số cuối cùng biểu thị đường kính tiêu chuẩn D1 (cm) của BXCT.

67

bằng kim loại, đường kính BXCT D1 = 100 cm. Nhãn hiệu turbine gáo được ký hiệu gồm hai phần:

- Phần đầu ghi theo thứ tự sau: chỉ hệ turbine gáo (KB), phương thức lắp trục (B - trục đứng, Γ - trục ngang), đường kính BXCT (cm), số lượng BXCT lắp trên một trục; - Phần thứ hai sau dấu gạch ngang ghi theo thứ tự: đường kính tia dòng nước (mm), số vòi phun lắp trên BXCT. Ví dụ: KBΓ 125 x 1 - 140 x 2, có nghĩa là: turbine gáo trục ngang, đường kính tiêu chuẩn BXCT D1 = 125 cm, chỉ có một BXCT, đường kính tia dòng là 140mm, có hai vòi phun trên một BXCT. Ghi nhãn hiệu của các nước tương tự nhưng khác chữ cái, tương ứng sau:

Hệ lọai turbine Ký hiệu bằng tiếng

Ví dụ 1: Cách ghi nhãn hiệu turbine loại mới: ΠΛ 30/587 - Bσ - 500 là turbine cánh quay, cột nước lớn nhất Hmax = 30m, số hiệu BXCT mô hình là 587, lắp trục đứng, buồng xoắn bằng bê tông, có đường kính tiêu chuẩn BXCT D1 = 500 cm. ( có trường hợp nhãn không ghi loại buồng turbine thì nhãn hiệu ghi là ΠΛ 30/587 - B - 500 ); Ví dụ 2: Cách ghi nhãn hiệu của của turbine loại cũ: PO123 - ΓM 100 (loại cũ không ghi cột nước lớn nhất). Đây là nhãn hiệu turbine tâm trục, số hiệu BXCT mô hình là 123, lắp trục ngang, buồng xoắn

Hệ turbine: Việt nam Liên Xô T.Quốc Nước khác Turbine Cánh quạt CC Πp ZD Pr Cánh quay CQ ΠΛ ZZ K Tâm trục TT PO HL F Chéo trục CT Gáo P G KB QJ T Tia nghiêng N H XK B hai lần X2 Cách lắp trục: Trục đứng D B L V Trục ngang N Γ W H Kiểu buồng turbine: Buồng hở H O M Ống T Φ Z Xoắn kim loại K M J Xoắn bê tông B � H

ớ dự hính thức. Ghi chú: Ký hiệu tiếng Việt như trên là m i kiến, chưa c

Hình 6-1. Biểu đồ phạm vi sử dụng của turbine phản kích lớn.

Hình 6-2. Miền sử dụng các turbine phản kích

68

Hình 6-3. Miền sử dụng các kết cấu của turbine phản kích

Hình 6-4 h b n. Biểu đồ tổng ợp hệ loại turbine trung ình và hỏ

69

Hình 6-5. Biểu đồ tổng hợp hệ loại turbine xung kích vừa và nhỏ

Hình 6-6. Biểu đồ hệ loại riêng của turbine xung kích hai lần

70

71

VI. 1. 2 Ngày nay việc sử dụng turbine lớn và trung bình, một cách gần đúng thường dựa

(xác gần đú n cơ học của thiết bị qua nước turbine. Người ta họn tu - Tu 2 đến 80 m, riêng rbine

- Tu phổ biến H = 30÷350 m; - Turbine cánh chéo : H = 30÷150 m; - TuNgày n

dụng v , giá thành tăng. Việc tăng cột nước sử dụng của turbine cánh quay lên H = 50÷80 m nhằm mục đích tăng hiệu suất bình quân củ ổ máy trong trường hợp phụ tải và cột nước thay đổi nhiều. Cột nước H = 3÷15 m được thay thế bằng việc sử dụng turbine

ỷ tốc cao v ục trục đứng là có đặc h quay cũng bị hạn chế

cột nước và phụ tải giao động lớn và

u tạp chất và điều kiện xây dựng không cho phép đặt turbine ở độ sâu quá lớn. Ở các điều kiện kiện khác nên sử dụng turbine tâm trục vì nó có hiệu suất lớn hơn của turbine gáo từ 2 đến 3%.

Riêng đối với turbine nhỏ, do điều kiện xây dựng cũng như khả năng chế tạo mà pạm vi sử dụng cột nước cũng có khác, ví như turbine gáo có thể sử dụng với cột nước chứng H = 100m; turbine tâm trục có thể sử dụng cột nước H = 3÷80 m; turbine cánh quạt H = 2÷16m ... VI. 2. NHỮNG VẤN ĐỀ CHUNG KHI CHỌN TURBINE Đối với người thiết kế trạm thuỷ điện, việc chọn thiết bị cơ điện nói chung và chọn turbine nói riêng, là dựa vào các tài liệu turbine do nhà máy chế tạo cung cấp để chọn turrbine thích hợp với các thông số thực tế của trạm. Trong trường hợp không có turbine thích hợp thì có thể tính toán ra các thông số cơ bản turbine của trạm để đặt

. Phạm vi sử dụng cột nước của các loại turbine

vào tính năng khí thực định cột nước lớn nhất của mỗi kiểu turbine theo điều kiệnng: H = (10 - HS) / σ) và độ bề

c rbine dựa vào phạm vi sử dụng cột nước như sau: rbine hướng trục thường được dùng với cột nước H = 1,5÷tu hướng trục cánh kép H = 30÷100 mét;

rbine tâm trục : H = 30÷550 m ,

rbine gáo: H = 200÷2000 m; ay, phạm vi sử dụng cột nước được mở rộng là nhờ những thành tựu đạt được

trong lĩnh vực chế tạo turbine: Trước kia turbine hướng trục, mà đặc biệt là turbine cánh quay thường được sử ới cột nước H =15÷50m; với cột nước nầy kích thước và trọng lượng máy lớn

a t

capxun có t à rẻ hơn. Nhược điểm của turbine hướng trtính khí thực kém hơn turbune tâm trục, do vậy turbine cánkhông nên làm việc ở cột nước cao. Kinh nghiệm thấy rằng khi chiều cao hút HS không nhỏ hơn - 6 đến 8 m thì hệ cánh quay có lợi về kinh tế.

Hệ turbine cánh chéo quay ra đời nhằm kết hợp những ưu điểm của hệ cánh quay như hiệu suất bình quân tương đối cao khi đặc điểm của turbine tâm trục là có đặc tính khí thực và độ sâu lắp turbine tương đối nho. Hiện nay phạm vi sử dụng của turbine cánh chéo được nâng lên H = 50÷200 m.

Turbine tâm trục ngày nay có cột nước sử dụng mở rộng lên H = 30÷700 m, có thể thay thế phạm vi cột nước H = 300÷700 m mà turbine gáo thường đảm nhận. Trong phạm vi này nên dùng turbine gáo chỉ khi phụ tải thay đổi nhiều, nước có nhiề

72

hàng nhà chế tạo turbine thiết kế và chế tạo turbine mong muốn. Trong phần này chỉ đề cập đến cách chọn turbine đã sản xuất hoặc đã thiết kế đã có trong hệ loại turbine. VI. 2. 1. Tài liệu gốc để chọn turbine Khi lựa chọn turbine cần biết các số liệu gốc sau: - Các cột nước của trạm: lớn nhất Hmax, nhỏ nhất Hmin, cột nước thiết kế Htk; - Công suất lắp máy của trạm hoặc công suất của tổ máy; - Cao trình mực nước thượng, hạ lưu nhà máy ứng với các cột nước; - Mực nước hạ lưu ứng với các lưu lượng tháo qua nhà máy. Các tài liệu này do cơ quan khảo sát thiết kế thuỷ điện cung cấp. Cùng với những tài liệu trên để chọn turbine còn phải có những tài liệu về turbine sau: - Bảng tổng hợp hệ loại hoặc biểu đồ tổng hợp hệ loại turbine; - Đường đặc tính tổng hợp chính của kiểu turbine; - Hệ số khí thực cuả turbine ở các chế độ làm việc của kiểu turbine; - Đường đặc tính quay lồng ... . VI. 2. 2. Nội dung và vấn đề chung khi chọn turbine

1. Nội dung chọn turbine Nội dung chọn turbine theo yêu cầu thiết kế trạm bao gồm những việc sau: a. Xác định số lượng tổ máy; b. Chọn hệ, kiểu turbine và kiểu tổ máy; c. Xác định đường kính tiêu chuẩn BXCT D1; d. Xác định số vòng quay đồng bộ của turbine; e. Tính độ cao hút cho phép [HS] và cao trình đặt turbine

2. Những vấn đề chung khi chọn turbine Kết quả để lựa chọn turbine và các thông số của turbine phải dựa trên cơ sở tính

toán so sánh kinh tế năng lượng và tính khả thi của các phương án số tổ máy và phải xéến hiệu suất c a turbine... au đây chúng

ẽ quyết định công suất ịnh mức ất định mức

ừng hoạt động, iệu suất

ụ tải nhỏ dài. Đối với trạm có công suất lắp máy lớ

ển máy, trường hợp này phải tăng số lượng máy

t đ ủa turbine ở các chế độ làm việc, xét tới điều kiện khí thực củ

ta xét về những vấn đề chung khi chọn turbine: Sa. Về mặt số lượng tổ máy: Khi công suất lắp máy đã xác định thì số lượng tổ máy s

đ của turbine và các thông số của nó. Số lượng tổ máy ít thì công suturbine lớn, dẫn đến cấp điện sẽ kém an toàn khi một tổ máy bị sự cố ngtuy sác suất xảy ra sự cố ít hơn khi nhiều tổ máy. Mặt khác, số máy ít thì tuy hl t của tổ máy lớn nhưng hiệu suất trung bình của nhà máy sẽ thấp hơn so với nhiều tổ máy, nhược điểm này được khắc phục nếu dùng turbine có đường đặc tính thoải như turbine cánh quay hay turbine gáo. Theo nhà máy chế tạo turbine lớn nhất ở

ớn nhấ

Liên xô cũ - Nhà máy kim khí Lêningrat thì không cho phép turbine làm việc với ph hơn 40% công suất định mức trong thời giann thì khi số tổ máy ít còn dẫn đến kích thước turbine quá lớn có khó khăn cho

vấn đề chế tạo cũng như khả năng vận chuytổ , ví dụ Trạm TĐ Bratscơ (Liên xô) phải lắp 22 tổ máy. Tuy có những nhược điểm trên nhưng khi số tổ máy ít lại giảm tổng khối lượng nhà máy nên tiền đầu tư xây dựng

73

y để có lợi về mặt kinh tế. ặt hiệu suất:

Đối với loại turbine phản kích thì hiệu suất lớn nhất của của các hệ turbine có tỷ c khác nhau hầu như giống nhau, nhưng đường đặc tính công tác của chúng khác

hau. Về mặt năng lượng nên chọn những turbine có hiệu suất trung bình lớn nhất trong uá trình vận hành, tức là chọn kiểu turbine có đường đặc tính công tác thoải nhất hoặc hải tăng số lượng tổ máy.

c. Về mặt kích thước và số vòng quay tổ máy: Nên chọn turbine có số vòng quay quy dẫn n'1 và lưu lượng quy dẫn Q'1 lớn, tức

turbine có tỷ tốc cao, do vậy vòng quay n lớn kích thước turbine sẽ nhỏ và kích thước áy phát cũng nhỏ, làm giảm kích thước nhà máy. Trong hai turbine có cùng tỷ tốc

hưng có n'1 và Q'1 khác nhau thì nên lấy turbine có Q'1 lớn hơn vì nó cho phép giảm ường kính BXCT mà số vòng quay không giảm khi vẫn giữ nguyên N và H.

d. Về mặt khí thực: Turbine có tỷ tốc cao sẽ có hệ số khí thực lớn nên để đảm bảo không xảy ra khí

ực trong quá trình làm việc với các cột nước khau nhau phải tạo ra chiều cao hút nhỏ. ì vậy turbine có tỷ tốc cao (như hướng trục) bị điều kiện khí thực hạn chế sử dụng.

Những vấn đề nêu trên trong thực tế vận dụng cũng có những mâu thuẩn mà húng ta cần phải phân tích lựa chọn cho phù hợp. Ví dụ khi so sánh hai turbine cùng hệ hưng khác tỷ tốc. Turbine có tỷ tốc cao sẽ cho ta kích thước tổ máy và kích thước nhà áy bé, lợi về mặt khối lượng công trình, nhưng do tỷ tốc cao nên chiều cao hút bé, ậm chí âm nên phải hạ thấp móng nhà máy như vậy vốn xây dựng công trình lại tăng. ì vậy việc chọn số tổ máy và các thông số cơ bản của turbine phải dựa trên cơ sở tính án và so sánh kinh tế năng lượng để quyết định. Đầu tiên sơ bộ đưa ra một số phương

n số tổ máy, sau đó tính toán so sánh chính xác dần các phương án đó về kiểu, đường ính BXCT, số vòng quay, chiều cao hút v..v..

Thông thường đối với thuỷ điện lớn theo các giai đoạn: giai đoạn dầu - tính sơ ộ, giai đoạn hai - so sánh các phương án một cách chính xác, sau đó chọn lấy một hương án tốt nhất. Đối với thuỷ điện nhỏ chỉ cần một giai đoạn tính toán dựa trên các ảng hệ loại hoặc theo các biểu đồ sản phẩm đã có và thường số tổ máy lấy từ 2 đến 4.

Sau đây sẽ trình bày các nội dung các phương pháp lựa chọn turbine được dùng ong trong thiết kế nhà máy thuỷ điện và lựa chọn các thiết bị cơ bản của chúng.

I. 3. LỰA CHỌN TURBINE PHẢN KÍCH

họn turbine phản kích thường có những cách: Chọn theo quy cách sản phẩm; Chọn t họn theo toạ ộ lôgarit... Sau

và chi phí vận hành giảm nhiều so với nhiều tổ máy. Do vậy ngày nay người ta có xu thế tăng công suất định mức của turbine, tức là giảm số tổ má b. Về m tốnqp làmnđ thV cnmthVtoák

bpb tr

V

Cheo bảng, biểu hệ loại hoặc theo đường đặc tính tổng hợp chính; C

đây trình bày lựa chọn theo hai phương pháp đầu. đVI. 3. 1. Chọn theo quy cách sản phẩm Dựa trên những turbine đã chế tạo và sử dụng trong thực tế người ta lập ra những bảng hoặc biểu đồ sản phẩm. Phương pháp này đơn giản dễ sử dụng và mua sắm

nhanh, đảm bảo quy cách chung. Để chọn hệ turbine ta phải biết công suất một turbine và phạm vi làm việc của các cột nước từ Hmin đến Hmax hoặc Htk:

Công suất một turbuine: tblmNmf

NZ

=η

(6-1)

Trong đó Z - số tổ máy; Nlm - công suất lắp máy; ηmf - hiệu suất máy phát. Để chọn turbine loại nhỏ có thể sử dụng các bảng tra hoặc dùng biểu đồ sản phẩm. Kết quả của việc tra cứu ta có ngay được hệ loại và các thông số cơ bản của turbine (D1 , n):

ản áy. Khi có cột nước thiết kế, ông su ìm ra thông số turbine cần tìm

ủa urbine cần chọn. Nội dung ảng tr u, lấy ví dụ bảng sau đây lập cho kiểu turbine tâm trục,số

hiệu13,

1. Chọn theo bảng tra: Mỗi b g tra lập cho một kiểu turbine và kiểu tổ m

c ất turbine, lưu lượng turbine ta dò trên bảng để tvà tương ứng sẽ tra được kích thước các bộ phận chính c tb a biểu thị theo dạng sa

tổ máy trục ngang buồng kim loại.

Bảng 6-2. Ví dụ: Bảng tra Turbine tâm trục PO13-ΓM

D1 (cm) 35 42 50 H (m) N Q n N Q n N Q n 2 - 49.5 0,3 623 0 - - 70,5 0,42 525 .. 25 47 0,23 830 69 0,33 696 99 0,47 587 ... 55 153 0,34 1231 225 0,49 1033 322 0,7 871 ...

2. Chọn theo biểu đồ sản phẩm

Hình 6-7 là biểu đồ sản phẩm của turbine phản kích loại nhỏ dược lập với công suất N ≤ 4 000 kW và cột nước H = 2÷85m do Liên xô cũ thiết lập. Trong biểu đồ cho các phân số: mẫu số chỉ vòng quay n (v/ph) của turbine, còn tử số là hệ loại và kiểu tổ máy (ghi ở bảng bên cạnh). Ví dụ: muốn chọn một turbine có công suất Ntb = 350 kW,

cột nước thiết kế Htk = 70 m, ta dóng trên biểu đồ và chọn được điểm có phân số 22

; 1000

y ta vậ chọn được turbine PO13 - ΓM50, là turbine tâm trục (PO), kiểu hay số hiệu của BXCT là 13, tổ máy trục ngang buồng xoắn kim loại (ΓM), đường kính tiêu chuẩn của BXCT D1 = 50 cm, vòng quay n = 1000 v/ph.

74

Hình 6-7. Biểu đồ sản phẩm của turbine phản kích nhỏ.

VI. 3. 2. Chọn turbine theo bảng, biểu hệ loại và đường đặc tính tổng hợp

Theo phương pháp này, trước tiên ta dựa vào các bảng hệ loại (bảng 6-1) hoặc .

Từ cột nước thiết kế Htk và công suất turbine Ntb ta tra ra được hệ và kiểu turbine. Nếu tra bảng hoặc biểu mà điểm tra được không phải chỉ chọn được một mà

các biểu đồ tổng hợp hệ loại (hình 6-1, 6-2, 6-4) hoặc đường đặc tính tổng hợp chính

75

76

háp này:

u turbine, tính toán các thông số cơ bản của turbine là

thức quy dẫn sau:

một số kiểu BXCT thì phải thông qua tính toán so sánh kinh tê năng lượng để chọn một. Trong giai đoạn tính toán sơ bộ có thể dựa trên so sánh kích thước, số vòng quay, độ cao hút của turbine để chọn. Sau đây trình bày các cách chọn của phương p 1. Phương pháp tính toán chọn các thông số turbine Sau khi đã chọn được kiểđường kính D1, vòng quay n, độ cao hút [HS] và vòng quay lồng nl, lực dọc trục. a. Chọn đường kính tiêu chuẩn BXCT tính theo công

11

3 29 81D

NQ Htb

tk=

⋅ ⋅ ⋅, ' /η (6-2)

Trong công thức: N (kW), H (m), Q (m3/s), D (m); còn hiệu suất turbine lấy sơ bộ sau:

hệ số khí thực) trong bảng tra (6-1), hoặc tra từ đường đặc tính tổng hợp trự

ng kính tiêu chuẩn. Có , Z (số cánh hướng dòng)

của tur

Turbine tâm trục trung bình và lớn lấy η = 0,88 - 0,9; turbine cánh quay lấy 0,86÷0,88; lưu lượng quy dẫn Q'1 lấy giá trị Q'1max (đối với turbine tâm trục, vì để tăng khả năng thoát nứơc và hiệu suất trung bình cao) hoặc lấy Q'1min (đối với turbine cánh quay, vì muốn giảm

c tiếp có ηM, Q'1M rồi tính ra η và Q'1. Đường kính tính được từ (6-2) cần phải lấy tròn theo đườthể tham khảo D1, D0 (đường kính trục các cánh hướng dòng) 0

bine hệ loại cũ theo bảng (6-3) sau đây:

Bảng 6-3. Kích thước tính bằng mm

D1 D0 Z0 D1 D0 Z0 D1 D0 Z0300 420 10 1200 1450 16 3700 4300 24 350 490 10 1400 1700 16 4100 4700 24 420 570 10 1600 1900 16 4500 5250 24 460 620 12 1800 2150 16 5000 5800 24 500 670 12 2000 2350 16 5500 6400 24590 770 12 2250 2650 16 6000 7000 24 710 920 14 2500 2900 24 6600 7700 24 800 1030 14 2750 3200 24 7200 8400 30 840 1050 14 3000 3500 24 8000 9300 30 1000 1200 16 3300 3850 24 9000 10500 30

b. Vòng quay của turbine:

Khi đã chọn đường kính tiêu chuẩn BXCT ta tính ra vòng quay của turbine theo công thức quy dẫn sau:

nn Hbq

=1'

D1

(6-3)

Trong công thức: Hbq là cột nước bình quân (m), n'1 là vòng quay quy dẫn tối ưu của turbine, có thể lấy ở bảng (6-1) hoặc lấy trên đường đặc tính tổng hợp chính với n'10. Từ kết quả tính toán n theo (6-3) ta lấy chuẩn theo vòng quay đồng bộ của máy phát điện theo bảng vòng quay đồng bộ cho ở bảng (6-4) sau đây:

77

Bảng 6-4. Số vòng quay đồng bộ ứng với tần số f = 50 Hz

2p n 2p n 2p n 2p n 6 1000 28 214 56 107,1 96 62,5 8 750 (30) (200) 60 100 100 60 10 600 32 181,3 64 93,7 104 57,8 12 500 36 166,7 68 88,2 108 55,6 14 428 (38) (157,8) 72 83,3 112 53,5 16 375 40 150 (74) (81) 116 51,7 (18) 333,3 44 136,3 (76) (78,9) 120 50 20 300 46 130,4 80 75 128 46,8 22 272,6 48 125 (84) (74,4) 136 44,2 24 (250) (50) (120) 88 68,2 144 41,7 (26) 230,7 52 115,4 92 65,2 150 40

Ghi chú:

Không nên dùng các trị số trong dấu ngoặc vì lý do công nghệ chế tạo máy phát. Sau khi chọn được D1 và n ta cần kiểm tra xem với các thông số này turbine làm việc với các chế độ cột nước và lưu lượng tương ứng có đảm bảo hiệu suất làm việc cho phép hay không. Để kiểm tra vùng hiệu suất ta cần sử dụng đờng đặc tính tổng hợp chính của hệ turbine đó (xem phần sau), nếu đảm bảo về hiệu suất ta tiếp tục tính toán và xác

hút của turbine hS = f(H) lập ở cao trình đặt nhà máy ∇ = 0. Đối với turbine cánh quay biểu đồ có hai đường hS = f(H), để tra hS ta phải nội suy, với turbine tâm trục thì chỉ có một đường. Áp dụng biểu đồ độ cao hút này để tra như sau: cũng ví dụ trên với cột nước thiết kế Htk = 14 m tra nội suy được độ cao hút hS = + 1,5, tính ra [HS] = hS - ∇/900 với nơi đặt turbine có cao trình ∇ ≠ 0.

định một số thông số khác. Trong trường hợp kiểu turbine nào đó có biểu đồ riêng đi kèm (ví dụ hình 6-8 cho biểu đồ riêng của kiểu turbine cánh quay ΠΛ 587-Bb) việc chọn D1 và n đơn giản như sau: Từ Htk và Ntb tra được hai thông số D1 và n ngay. Ví dụ có Htk = 14 m, và công suất turbine Ntb = 1250kW ta tra ra được một điểm nằm ở hình bình hành có ghi số 375, tức là n = 375 v/ph, từ điểm đó kéo song song với hai cạnh nghiêng của hình bình hành ta sẽ được đường kính D1 = 140 cm. Bên trái biểu đồ riêng có biểu đồ tra độ cao

Hình 6-8. a) Biểu đồ riêng của turbine ΠΛ 587-Bb

b) Quan hệ ∆σ = f(H). c. Lựa chọn độ cao hút cho phép: Độ cao hút thay đổi theo giao động mực nước, theo cột nước và công suất làm việc của turbine, do vậy cần tính với nhiều tổ hợp làm việc để xác định và chọn ra độ cao hút cho phép [HS]. Từ đó chọn được cao trình đặt turbine để tránh khí thực. Độ cao hút có thể tính theo các công thức sau đây:

78

s sH k H h= −∇

− = −∇

10 σ (6900 900

-4)

s sH H h= −∇

− + = −∇

10900 900

( )σ ∆σ (6-5)

Trong đó: σ - hệ số khí thực, cho trong bảng (6-1) hoặc tra trên đường đặc tính tổng hợp ∇ - Cao trình đặt nhà máy so với mực nước biển; ∆σ - Độ hiệu chỉnh hệ số khí thực (tra quan hệ ∆σ = f(H) trên hình 6-8,b); H - Cột nước làm việc của turbine ở chế độ đã cho; k = 1,05 - 1,1 hS - Độ cao hút ứng với mực nước biển ( tra ở các biểu đồ riêng).

Với cột nước: Hmax có:

2. Kiểm tra hiệu suất turbine khi đã chọn D v1 à n Như trên đã nói, sau khi tính và chọn đường kính tiêu chuẩn D1 và vòng quay đồng bộ n của turbine cần phải kiểm tra với các thông số này có đảm bảo turbine làm việc với hiệu suất trong phạm vi cho phép hay không. Dựa vào D1 và n đã chọn, giao động cột nước từ Hmin đến Hmax , ta tính các vòng quay quy dẫn n'1 và các lưu lượng quy dẫn Q'1 tương ứng với các cột nước và công suất và đem chúng đặt lên đường đặc tính tổng hợp chính của kiểu turbine đã biết đê kiểm tra (hình 6-9).

1H1

max'maxH

nn D

= và 1H12 3 29 81,max

'

max/. .Q N

D Htb=

η

79

Htk có: 1n D1Htk'n

Htk= và 1Htk

12 3 29 81

'/, . .

Q ND Htk

=η

tk

Hmin có: 1H min1'

minn

n DH

=

Hình 6-9: a) kiểm tra vùng làm việc của turbine tâm trục; b) là kiểm turbine cánh quay.

Hình 6-9. Kiểm tra vùng làm việc của turbine tâm trục và cánh quay.

VI. 3. 3. Các kích thước khác của BXCT turbine phản kích Khi đã chọn được đường kính tiêu chuẩn D1 ta có thể sơ bộ xác định thêm những kích thước khác khi chưa có kích thước cụ thể để phục vụ cho giai đoạn thiết kế sơ bộ.

80

đôi chút cho phù hợp với yêu cầu thiết kế. Ví d a chiều cao CCHD b0 so với giá trị đã cho trong bảng 6-5, như vậ

Hình 6-10,a trình bày kích thứơc theo biên dạng mặt cắt kinh tuyến của turbine tâm trục (TT) của hai dạng BXCT tỷ tốc thấp và tỷ tốc cao, trong đó các kích thước biểu thị theo hệ số với đường kính tiêu chuẩn D1 của BXCT, tuỳ theo kiểu turbine. Biên dạng của mặt cắt kinh tuyến thường chọn theo mô hình có tỷ tốc gần với tỷ tốc nS của turbine cần thiết kế. Bảng 6-5 sau đây là của một số turbine tâm trục dã được sử dụng có hiệu suất cao ở LX cũ. Có thể thay đổi biên dạng này

ụ có thể tăng tỷ số giữy tăng chất lượng chống xâm thực của BXCT. Đối với BXCT có nS lớn và trung

bình có thể lấy b0/D1 = 0,35 - 0,2; còn đối với nS nhỏ lấy b0/D1 = 0,16 - 0,08.

Hình 6-10. Kích thước cụm BXCT turbine TT và CQ

Hình 6-10,b trình bày kích thước biên dạng phần dẫn dòng theo mô hình turbine đã tiêu chuẩn hoá lấy theo tỷ lệ với D1 của turbine cánh quay (CQ) và được dẫn ra theo bảng 6-6. Các biên dạng đã cho trong bảng 6-6 phụ thuộc vào cột nước H của turbine. Trong khoảng H = 1,5 - 80m có 9 biên dạng cánh khác nhau. Tỷ số b0/D1 và dbt/D1 dặc trưng cho khả năng thoát nước của turbine. Khi H nhỏ, Q lớn thì dường kính bầu cần nhỏ và b0 phải tăng để tăng khả năng thoát Q.

Bảng 6-5. Kích thước kinh nghiệm và số liệu lấy với turbine tâm trục

Hmax- Hmin kiểu turbine b0/D1 n1' n'1tt Q'1max Q'1min30-45 TT45/123 0,35 75 78 1400 1350 40-75 TT75/728 0,30 73 74 1370 1250 70-115 TT115/697 0,25 68 72 1250 1030 110-170 TT170/741 0,20 67 69 1030 680 180-230 TT230 0,16 62 67 650 420 220-310 TT310 0,12 60 65 420 280 300-400 TT400 0,10 58 62 280 200 380-500 T500 150 T 0,08 57 60 200

Bảng 6-6. Bảng kích thước kinh nghiệm cho turbine cánh quay.

Hệ tb H,m b0/D1 dbt/D1 dU/D1 R0/D1 h2/D1 h3/D1 R1/D1 k/D1 d/D1CQ10 3-10 0,45 0,33 0,29 0,354 0,318 0,089 0,323 0,05 0,1 CQ15 5-15 0,45 0,35 0,3 0,346 0,338 0,091 0,345 0,05 0,1 CQ20 0,093 0,366 0,05 0,1 10-20 0,4 0,37 0,325 0,337 0,357 CQ30 15-30 0,4 0,41 0,36 0,32 0,396 0,097 0,407 0,05 0,1 CQ40 20-40 0,375 0,43 0,375 0,315 0,416 0,1 0,428 0,05 0,1 CQ50 30-50 0,375 0,48 0,415 0,293 0,457 0,102 0,468 0,05 0,1 CQ60 40-60 0,35 0,52 0,474 0,246 0,523 0,107 0,567 0,045 0,09 CQ70 45-70 0,35 0,57 0,522 0,229 0,573 0,116 0,604 0,05 0,1 CQ80 50-80 0,35 0,60 0,537 0,221 0,613 0,123 0,642 0,05 0,1

Ngoài kích thước, trọng lượng sơ bộ của BXCT cũng có thể xác định sơ bộ dựa

vào số liệu thống kê do nhà máy kim khí Leningrat cung cấp phụ thuộc D1 (hình 6-11) :

Hình 6-11. Trọng lượng BXCT turbine (tấn) phụ thuộc vào D (m). 1

a) Tâm trục; b) Cánh quay: 1- khi số cánh Z = 7; 2- khi Z = 6; 3- khi Z = 4

VI. 4. LỰA CHỌN CÁC THÔNG SỐ CƠ BẢN CỦA TURBINE XUNG KÍCH Trong số các turbine xung kích thì turbine gáo được sử dụng rộng rãi và với

công suất từ nhỏ đến lớn. Turbine xung kích hai lần dùng với công suất nho. VI. 4. 1. Chọn thông số cơ bản của turbine gáo

Khi tiến hành chọn turbine gáo cần lần lượt xác định các vấn đề sau đây: sơ đồ , số vòng quay, số lượng vòi phun (Z ), đường kính BXCT (D ), đường

kính vò

kết cấu turbine 0 1i phun (d0) ... (hình 6-12). Cũng như turbine phản kích, chọn các thông số cơ bản

của turbine gáo phải dựa trên cơ sở so sánh kinh tế nhiều phương án khác nhau. Trong giai đoạn thiết kế sơ bộ, để có kích thước turbine phục vụ cho việc xác

định kích thước nhà máy chúng ta sơ bộ tính toán chọn các kích thước chính như sau:

81

Đường kính tia nước để đủ tháo lưu lượng lớn nhất của turbine Qmax phân cho số

vòi phun Z0 là: oo o

dQ

Z gHQ

Z H= =

42

0 545max max,πϕ

(6-6)

trong đó Q (m3/s), H và d0 (m), hệ số lưu lượng qua vòi phun ϕ = 0,97. Số lượng vòi phun ta lấy với các phương án khác nhau để tính toán so sánh kinh

tế rồi chọn. Đố ) có thể chọn sơ bộ theo inh nghiệm Z = 1 hoặc 2, rất ít khi Z = 3; còn turbine gáo trục đứng Z = 2 - 6, công

i với turbine gáo nhỏ trục ngang ( NTB ≤ 20 MWk 0 0 0suất càng lớn thì số vòi phun càng nhiều. Số lượng vòi phun càng tăng và tỷ số D1/d0 càng bé thì vòng quay của BXCT càng lớn càng giảm được kích thước turbine và giá thành máy phát điện.

Sau đây giới thiệu một số công thức xác định sơ bộ kích thước BXCTturbine gáo: Chiều rộng cánh gáo B = (2,8 - 4,0) d0; Chiều dài cánh gáo: L = (0,7 - 0,9) B:

Chiều rộng miệng khoét hõm đuôi cánh gáo: b = 1,2d0 + 5 (mm); Đường kính tiêu chuẩn của BXCT D1 được chọn theo tỷ số D1/d0 = 10 -18 hoặc

ta có thể lấy D1 = 37,2H

n, H lấy từ mức thượng lưu đến trung tâm miệng vòi phun.

n - số vòng quay của turbine; Đường kính vòng tròn đi qua mếp hõm: D = D1 + 2,33d0; Đường kính vòng tròn ngoài cùng của BXCT: D0 = D1 + d0; Đường kính miệng vòi phun d = (1,2 - 1,25) d0 ;

ZD

= −( , )5 5 7 1Số lượng cánh gáo trên BXCT: do

;

Khoảng á h u óc với tia A = (5,8 - 7,

cách từ miệng vòi phun đến c nh cán gáo v ông g dòng nước 3) d0.

eo kinh nghiệm ở phải cao hơn mực nước bể xả và thường lấy

ao hơn mực n ng đường kính D1. ích th ong nước xem (hình 6-12,c) .

Cấu tạo và kích thước vòi phun và thiết bị tách dòng lấy th(hình 6-12,b). Việc đặt BXCT turbine gáoc ước cao nhất ở bể xả khoảng cách bằ

K ước khác đối với turbine gáo nhỏ chế tạo tr

82

Hình 6-12. Kích thước BXCT turbine gáo

. Xác định kích thước c b n VI. 4. 2 ơ ả của turbine XK 2 lần

y điện nhỏ với cột cứu turbine này cũng chưa có án xác định sơ bộ kích thước

của chúng để phục vụ cho việc thiết kế nhà máy.

Turbine xung kích hai lần là loại được sử dùng nhiều trong thủnước ưa dùng là từ 10 đến 60 mét, tuy nhiên tài liệu để trarộng rãi, do vậy ở giai đoạn sơ bộ ta cũng cần phải tính to

83

84

uay = 12 cánh thì η = 0,6

lượng cánh nhiều thì hiệu suất tu cấu tạo BXCT càng hức tạ

Kích thước cơ bản của turbine xung kích hai lần là vòi phun và BXCT. Hình dạng, kích thước và số lượng cánh của BXCT có ảnh hưởng quyết định đến vòng qhiệu suất và trọng lượng của turbine. Kinh nghiệm cho thấy: khi Zkhi Z = 20 thì η = 0,81 và khi Z = 48 cánh thì η = 0,87.Số

rbine càng cao và càng ổn định, nhưng số cánh nhiều thìp p, vì vậy số cánh thường lấy Z = 24 cho hiệu suất trung bình η = 0,82.

Hình 6-13. Sơ đồ xác định kích thước turbine xung kích 2lần

kính của a turb :

Đường kính vòng tròn đi qua mép ngoài của BXCT được coi là đườngBXCT củ ine XK hai lần và được tính theo công thức sau

1 42DH

n= (6-7)

rong đó: H - cột nước thiết kế (m) còn n - số vòng quay turbine (v/ph).

T Chi

Đường kính vòng tròn mép trong cánh tính theo: D2 = (0,63 - 0,68). D1 . ều dài BXCT, tức là chiều dài cánh: L = (0,5 - 2,5).D1.

Vòi phun có tiết diện chữ nhật: chiều rộng l, chiều cao h lấy như sau: chiều rộng l = 0,8B để dòng nước phun được suốt chiều dài cánh, còn chiều cao ứng với độ mở lợi nhất là h = 0,1D1 và ứng với độ mở lớn nhất hmax = 0,125.D1.

85

Cánh turbine có dạng hình lòng máng, có thê có cấu tạo theo hai hình thức: - Uốn cong một bán kính ρ = 0,163D1 hoặc: - Uốn cong theo hai bán kính: bán kính cong r và bán kính cong R: lấy các bán

kính cong như sau: r = 0,078.D1 và R = 0,236.D1.

Hiện nay turbine xung kích hai lần cũng được cải tiến nhiều. Hinh (6-12,b) là dự kiến về kích thước turbine xung kích hai lần có hai cửa vào để giảm kích thước và sử dụng được với cả cột nước từ 5 đến 100 mét, lưu lượng từ 0,04 đến 6 m3/s và công suất N từ 5 đến 600 kW phục vụ thuỷ điện nhỏ đã được đề xuất.

86

Chương VII. THIẾT BỊ ĐIỀU TỐC CỦA TURBINE TH. LỰC

ỦA URBINE Trạm thủy điện là t xí nghiệp và c cấ iện ng, nhu u

i trong ph i r ộng. Nếu không có biệ p iều c nh phát ù hợ i yêu cầu lư iện d n a

iới cho . tr ỹ àn y tạm i củ s ện c v t h 5

. Tần số u o òn y t

VII. 1. NHIỆM VỤ C ĐIỀU TỐC T mộ sản xuất ung p đ nă mà cầđiện năng luôn thay đổ ạm v ất r n phá đ hỉcông suất do tổ máy ra ph p vớ của ới đ thì sẽ ẫn đế sự th y đổi tần số lưới điện quá g

ch t hạn phép Quy ình k thuật vận h h qu định ần số

không đổi, độ sai lệ thờ a tần ố đi xoay hiều ới giá rị địn mức 0 Hz

không quá ± 0,2% phụ th ộc và số v g qua của rô o máy phát: f p= n

cực p ng đố i m ph c ư ần hay ô y phát đi ặ c cơ p g c độ a rôto tổ :

60.

Trong đó số đôi là khô đổi i vớ áy át đã ó, nh vậy t số c ỉ còn phụ thuộc vào vòng qu n của r to má ện. M t khá theo học, hươn trình cơ bản đặc trưng cho sự huyển ng củ máy

cq M−MdtdJ =ω (7-1)

men n r ổ m ủ ; độ g m

Trong đó : J là mô quán tía rô

h của ôto t áy th y lực ω - tốc óc củ to tổ áy ω = 3

men huy n to ymen huy ng rôto t y;i gianh t ta thấ muố ữ c vòn y y ôn i,

hằng s

π n / 0; Mq - Mô lực c ển độ g rô tổ má ; Mc - Mô

Thờcản c

. ển độ ổ má

t - nTừ phương trì rên y n gi ho g qua tổ má n kh g đổ cũng

tức là giữ cho tốc độ góc là ố (ω = const) thì ddtω = 0, t d ì n g

yển đ g và m men c cản chuyể g là M ô n hụ tả áy phát điện Nmp c môm h đ đ t h

hì cần uy tr sự câ bằn

giữa mômen lực chuản phụ thuộc vào p

ộni m

ô lự n độnen c

, tức uyển

Mđ =ộng M

c . M međịnc òn quyế

bởi công suất của turbine Nt, giữa chúng có quan hệ sau:

ηω

γω

QHNM tq == (7-2)

Từ (7-2) ta thấy, sự cân bằng giữa M và M chỉ có thể thực hiện được khi công đ csuất máy phát luôn bằng công suất turbine ở mọi thời điểm, tức Nt = Nmp Nếu phụ tải máy phát điện thay đổi mà công suất turbine vẫn không đổi sẽ dẫn đến sự thay đổi vòng quay tổ máy. Cũng từ công thức trên, có thể thay đổi công suất turbine bằng cách thay đổi lưu lượng vào turbine Q, thay đổi cột nước H hoặc thay đổi hiệu suất của turbine. Tuy nhiên, việc thay đổi cột nước và hiệu suất của turbine là điều không thực tế, do đó chỉ còn việc thay đổi lưu lượng Q của turbine là thực hiện được.Vì vậy, điều chỉnh công suất turbine thuỷ lực thực chất là điều chỉnh lưu lượng bằng cách xoay cơ cấu hướng dòng (CCHD). Đối với turbine cánh quay, ngoài việc điều chỉnh CCHD còn điều chỉnh cả góc dặt của cánh turbine một cách liên hợp. Đối với turbine gáo thì điều chỉnh lưu lượng là điều chỉnh van kim và điều chỉnh thiết bị tách dòng một cách liên hợp. Loại điều chỉnh đối với turbine cánh quay và turbine gáo là điều chỉnh kép . Còn điều chỉnh chỉ làm quay CCHD gọi là điều chỉnh đơn (đối với turbine cánh quạt và tâm trục). Từ những diễn giải trên ta rút ra nhiệm vụ của thiết bị điều tốc tổ maý thuỷ lực là căn cứ vào sự thay đổi phụ tải bên ngoài tiến hành điều chỉnh lưu lượng của turbine để cho công suất tổ máy phát ra cân bằng với yêu cầu phụ tải và giữ vòng quay tổ máy không đổi. Sau đây chúng lần lượt nghiên cứu các loại thiết bị điều chỉnh turbine (điều tốc).

87

VII. 2. CÁC LOẠI THIẾT BỊ ĐIỀU TỐC THỦ CÔNG

Trong các trạm thủy điện nhỏ và mini do điều kiện kinh tế, điều kiện chế tạo hạn chế ở địa phương cũng như yêu cầu về điện không cao, người ta có thể dùng những thiết bị điều tốc đơn giản. Việc điều chỉnh công suất do người công nhân vận hành trực tiếp tác động vào CCHD, hay chỉ điều chỉnh van kim để thay đổi công suất cho phù hợp với giao động phụ tải gọi là điều tốc thủ công (hay điều tốc tay). Tất nhiên phản ứng của con người làm nhiệm vụ điều chỉnh không thể kịp thời so với sự thay đổi của phụ tải, do vậy chất lượng điện thấp, ngày nay hầu như không dùng ngay cả đối với turbine nhỏ.

1. Điều tốc kiểu van một cánh

thủ công. điều tốc một cánh; b) điều tốc loại cơ cấu hướng dòng bằng tay.

Hình (7-1,a) là loại điều tốc đơn giản dùng cho turbine buồng xoắn kim loại.

Bánh xe công tác được đặt trong buồng xoắn kim loại, buồng này nối với ống áp lực. Ở phía trước BXCT có đặt một cánh van, cánh van này có thể quay quanh một trục của nó, một đầu trục xuyên qua thành buồng ra ngoài để nối với cơ cấu điều khiển quay tay. Nhờ van mà ta có thể điều chỉnh lưu lượng cho hợp với yêu cầu phụ tải.

2. Điều tốc kiểu cơ cấu hướng nước điều chỉnh tay Ta đã g p loại điều tốc này ở hình 2-2,b chương II. Khi trục 5 quay sẽ kéo đòn

quay 6 và tác ộng thanh kéo 7 làm xoay vòng điều chỉnh 8. Vòng 8 quay sẽ kéo tay quay 4 dịch chuyển làm cánh hướng dòng 2 quay quanh trục 10 của nó làm thay đổi độ mở a0 giữa hai cánh hướng dòng. Với các độ mở khác nhau sẽ cho lưu lượng qua turbine thay đổ điều tốc tay làm quay trục điều chỉnh 5 thông qua việc quay vô lăng của trụ đi ển (hình 7-1,b) bằng quay tay.

Ngoài những loại đièu tốc thủ công đã trình bày ở trên, xưa kia người ta còn dùng cả những thiết bị đơn giản hơn như loại điều tốc kiểu thùng chụp: đó là cơ cấu thay đổi độ mở ện tích cửa nước vào BXCT bằng cách nâng hoặc hạ chiếc thùng đậy cửa vào turbin để tăng hoặc giảm lưu lượng.

Hình 7-1. Một số loại điều tốca)

ặđ

i. Máyều khi

die

88

VII. 3. T

Hệ thống điều tốc tự động của turbine là tổng hợp các cơ cấu thiết bị có nhiệm i vị trí tương ứng của các cơ cấu

điều ch

phối điều chỉnh nó. - Cơ ấu ổn định: có tác dụng làm tăng tính ổn định và chất lượng của quá trình điều

n bằng ..) - Cơ

chuyển CCHD, lực này đến hàng ngàn tấn đối với turbine cở lớn. Vì vậy CCĐC cần hải có thêm những bộ phận khuếch đại thủy lực giữa CCCƯ và CCĐC.

tiến hành điều chỉnh kép

Chúng

Hình (7-2,a) trình bày sơ đồ nguyên lý của máy điều tốc tác dụng trực tiếp. Cấu ỉnh

u lượng 3. Con lắc ly tâm 4 quay được nhờ động cơ điện 2 có liên hệ bằng cơ hay điện c nhờ hộp trục H còn

ên phải của nó được nối với van điều tiết 3 tại điểm S. Khi cắt phụ tải, vì độ mở a0 của ng g quay

ủa quả lắc ly tâm ả lắ ăng ra xa, kéo hộp c H lên trên, lúc đó ta òn

HIẾT BỊ ĐIỀU TỐC TỰ ĐỘNG

vụ cảm ứng sự thay đổi tốc độ quay của máy và thay đổỉnh. Nó gồm có các cơ cấu cơ bản sau đây:

- Cơ cấu cảm ứng (CCCƯ): cảm nhận sự sai lệch tốc độ quay của tổ máy so với tốc độ quay định mức và căn cứ vào đó tác động đến cơ cấu điều chỉnh. - Cơ cấu điều chỉnh (CCĐC): trực tiếp thay đổi mômen chuyển động của turbine. - Cơ cấu chấp hành (khuếch đại): thực hiện sự liên hệ cần thiết giữa CCCƯ và CCĐC, chuyển dời CCĐC đến vị trí tương ứng khi có tín hiệu của cơ cấu cảm ứng. Cơ cấu thuộc loại này là: động cơ tiếp lực, ngăn kéo phân

cchỉnh (ví dụ cơ cấu câ

cấu phụ trợ: làm các động tác phụ như thay đổi chỉnh định máy điều tốc, hạn chế độ mở CCHD, thay đổi độ không cân bằng còn dư, ..v.v...

Những điểm khác biệt giữa điều chỉnh turbine thủy lực và điều chỉnh các loại động cơ khác là ở chỗ là CCĐC của turbine đòi hỏi phải có lực chuyển dời lớn để dịch

p Đối với turbine cánh quay và turbine gáo cần phải

(điều chỉnh CCHD và điều chỉnh góc đặt cánh ở turbine cánh quay, hoặc điều chỉnh van kim và điều chỉnh thiết bị tách dòng ở turbine gáo), do vậy hệ thống điều chỉnh càng trở nên phức tạp hơn.

Xét về nguyên lý tác dụng ta chia ra hai loại: máy điều tốc trực tiếp và gián tiếp. ta cần nghiên cứu sơ đồ nguyên lý của chúng sau đây:

VII. 3. 1. Sơ đồ nguyên lý máy điều tốc tác động trực tiếp

tạo của máy điều tốc loại này gồm có con lắc li tâm 4, tay đòn HZS và van điều chlưvới trục turbine. Đầu bên trái của tay đòn HZS được nối với con lắbcánh hướ nước chưa thay đổi nên số vòng quay của turbine cũng như số vòn c tăng lên, qu c v trụ y đ

Hìn . S đồ điề ốc trự tiếp gián ô c ồi.

đ ều n à a xuốn p b u ng Q qua turbine công su ine cân b ng với công suất

h 7-2 ơ u t c và tiếp kh ng có ơ cấu phục h HZS sẽ quay xung quanh iểm tựa Z theo chi kim đồ g hồ v đẩy v n 3 g thấđể giảm ớt lư lượ ất turb ằng bằ

89

t đ h tăng tả trìn này x ế ưng chiều n ộ ph t ngư lại. ờ ét t trên g ứng với vị Z ối thời điể ều

hình vẽ y ta th y iều t tác đ rự tạ rất đơ n. Nhưng nhược điểm cơ bản của nó là sai số về vòng quay turbine rất lớn khi phụ tải tăng

i toàn phần. Đồng thời lực đóng mở các bộ phận điều chỉnh do quả lắc đủ để đóng mở các bộ phận điều chỉnh của turbine dù là turbine

nhỏ. Vì

dẫn vào ngăn trượt 3 để điều khiển hướng và trị số dịch chuyển của pitông của ĐCTL 5. Lực tác động của ĐCTL phụ thuộc vào kích thước và áp suất của dầu áp lực .

Cấu tạo ĐCTL gồm một pitông chuyển động trong một xi lanh và pitông này được nối với vành điều chỉnh của CCHD qua thanh kéo đẩy. Ngăn trượt thông với hai phía của ĐCTL nhờ hai ống dầu đặt ở hai đầu của xi lanh. Cấu tạo ngăn trượt gồm có vỏ hình lăng trụ và một chiếc kim trượt trong đó. Trên thành vỏ có khoét năm lỗ nhỏ (cửa sổ); cửa sổ ở giữa được thông với dầu có áp lấy từ thiết bị dầu áp lực tới van trượt qua cửa này: hai cửa làm việc (ở vị trí cân bằng thì hai cửa này được đóng kín bởi phần lồi trên và dưới của van kim) thông với ngăn tương ứng của ĐCTL qua hai ống dẫn dầu, hai cửa xả dầu trên và dưới cùng thông với thùng dầu xả. Như vậy, khi chuyển dời khỏi vị trí cân bằng thì dầu có áp sẽ từ cửa sổ giữa đi vào một ngăn nào đó của ĐCTL, còn dầu có áp trong ngăn khác của ĐCTL sẽ theo cửa sổ làm việc và lỗ xả trở về thùng xả, hai phía của ĐCTL có độ chênh áp lực làm chuyển động bộ phận điều chỉnh của turbine.

Quá trình điều chỉnh tốc độ quay của turbine theo sơ đồ này sẽ không ổn định bởi vì pitông của ĐCTL không thể đứng im ở một vị trí cân bằng nào cả (do kim van trượt đã không kịp trở về vị trí ban đầu). Hiện tượng giao động độ mở cánh hướng nước, công suất, cũng bắt nguồn từ đây. Để khắc phục nhược điểm trên ta sử dụng những sơ đồ điều chỉnh khác sẽ nói sau đây.

2. Máy điều tốc tác động gián tiếp có cơ cấu phản hồi cứng Trong sơ đồ này (hình 7-3,a), ngoài bộ phận ĐCTL và van trượt kể trên còn có thêm bộ phận phản hồi kiểu đòn bẩy HZS, nó có tác dụng đưa kim trượt kịp trở về vị trí trung gian. Từ sơ đồ nguyên lý ta thấy, lúc đầu ở vị trí 1 và sau khi pitông ĐCTL chuyển về phía đóng bộ phận điều chỉnh thì hệ thống phản hồi cứng kiểu đòn sẽ đẩy điểm Z cùng điểm S ( nối với kim ngăn trượt) lên trên ở vị trí 2, kết quả là kim trượt sẽ trở về vị trí trung gian. Khác với sơ đồ không có cơ cấu phản hồi, ở đây khi quá trình điều chỉnh kết thúc thì ĐCTL sẽ dừng lại tại vị trí cân bằng mới và số vòng quay của turbine cũng sẽ

máy phá iện. K i i thì quá h cũng ảy ra như th , nhchuyển độ g của các b ận kể rên ợc

Đư ng n đứ hình tươn trí tay đòn H S ở cu m đichỉnh. Từ nà ấy má đ ốc ộng t c tiếp có cấu o n giả

từ 0 đến phụ tảtạo ra rất nhỏ không

vậy nguyên lý này rất ít được sử dụng trong thủy điện. VII. 3. 2. Các sơ đồ nguyên lý điều tốc đơn gián tiếp

Sơ đồ nguyên lý điều tốc gián tiếp khác với sơ đồ nguyên lý điều tốc trực tiếp ở chỗ: con lắc ly tâm không trực tiếp tác động vào bộ phận điều chỉnh mà giữa quả lắc và bộ phận điều chỉnh được lắp thêm động cơ tiếp lực (ĐCTL) cùng với van phân phối (hoặc ngăn trượt). Điều đó cho phép dùng quả lắc có khối lượng nhỏ với độ nhạy khá cao để chuyển dời kim trượt lắp trong ngăn trượt đó. Theo nguyên lý làm việc của bộ phận ổn định ta chia loại gían tiếp ra những loại sau:

1. Máy điều tốc tác động gián tiếp không có cơ cấu phản hồi Hình 7-2,b là loại điều tốc này. Trong sơ đồ này đưa thêm vào hai bộ phận

khuếch đại là van phân phối 3 (còn gọi là ngăn trượt) và động cơ tiếp lực 5. Con lắc ly tâm liên hệ với ngăn trượt 3 qua tay đòn 2 . Chất lỏng có áp (dầu áp lực) được

a). Điều tốc có cơ cấu phản hồi cứng b). Điều tốc có cơ cấu phản hồi mềm Hình 7-3. Sơ đồ điều tốc gián tiếp có cơ cấu phản hồi. ổn định ở vị trí tương ứng với vị trí mới của hộp trục H . Hình trên tương ứng với trường hợp giảm tải, trường hợp này vòng quay mới lớn hơn vòng quay định mức của tổ máy. Trường tăng tải, các quả lắc cụp lại, kim trượt bị đẩy lên trên và dầu có áp sẽ đi vào ngăn bên trái của ĐCTL, còn ngăn phải của nó thông vơi ống dầu xả làm cho pitông ĐCTL chuyển dịch sang bên phải để mở to bộ phận điều chỉnh. Như vậy cơ cấu phục hồi cứng đưa kim van trở về vị trí trung gian. Quá trình điều chỉnh kết thúc thì số vòng quay của turbine sẽ nhỏ hơn số vòng quay định mức vì điểm H thấp hơn vị trí ban đầu.

3. Máy điều tốc tác động gián tiếp có cơ cấu phản hồi mềm Trong sơ đồ điều tốc loại này (hình 7-3,b ở trên), điểm Z của đòn HZS được nối với pitông của ĐCTL qua bộ phận đặc biệt là bộ phận hoãn xung 1, nhờ đó mà điểm H có thể trở về vị trí ban đầu và đứng im ở vị trí đó trong suốt cả thời gian làm việc ổn định của turbine .

Trong bộ phận phản hồi mềm, điểm Z của đòn 2 liên hệ với lò xo 3 và điểm Z sẽ ở vị trí ban đầu nếu lò xo này ở trạng thái tự do. Bộ phận hoãn xung gồm một ống xi lanh (có chứa đầy dầu) và pitông, trên pitông này có khoét một lỗ nhỏ để khi pitông của bộ phận hoãn xung trở về vị trí trung gian thì dầu có thể chảy chậm từ một ngăn này vào ngăn khác của xi lanh qua lỗ nhỏ đó.

Ta nghiên cứu cách chuyển vận của bộ phận hoãn xung. Trong trường hợp giảm tải, số vòng quay tăng và động cơ tiếp lực chuyển động về phía đóng bộ phận điều hỉnh. Lúc đầu vì dầu chưa kịp chảy từ ngăn dưới lên ngăn trên của xi lanh của bộ phận hoãn xung, do tác dụng tiết lưu lên cả xi lanh lẫn pitông cùng điểm Z đều dịch chuyển lên trên để kịp thời đưa kim trượt (điểm S) trở về vị trí ban đầu và lò xo bị nén lại. Cho đến thời điểm này thì quá trình đièu chỉnh giống như sơ đồ máy điều tốc tác động gián tiếp với cơ cấu phản hồi cứng. Sau đó do tác dụng đàn hồi của lò xo 3, lò xo giản ra và đẩy điềm Z xuống dưới, đòn 2 quay xung quanh điểm H theo chiều kim đồng hồ và pitông của ĐCTL lại n tục giảm dần cho

i khi điểm H ố vòng quay sau

u cũng tức là phụ thuộc vào độ mở của lỗ tiết lưu ong bình hoãn xung. II. 3. 3. Các sơ đồ nguyên lý máy điều tốc kép tác động gián tiếp

Khác với turbine cánh quạt và tâm trục cột nước thấp chỉ có một bộ phận điều hỉnh lưu lượng (điều chỉnh cơ cấu hướng nước) như đã mô tả ở trên, turbine tâm trục ột nước cao có van tháo không và turbine cánh quay, turbine gáo tiến hành điều chỉnh

tiếp tục chuyển động về phía đóng. Số vòng quay liê trở về vị trí ban đầu thì quá trình điều chỉnh kết thúc. Stớ

cùng sẽ bằng số vòng quay ban đầu. Đó là đặc điểm chính của loại điều tốc này. Thời gian cần để cho điểm Z chuyển động dưới tác dụng của lò xo nhanh hay chậm phụ

uộc vào sức cản thủy lực ở lỗ tiết lưthtrV

cc

90

91

ồng thời điều chỉnh óc đặt cánh quanh bầu BXCT nhằm mở rộng vùng làm việc có hiệu suất cao, còn trong

o v ục có van tháo không thì mục đích của việc điều chỉnh kép iữa van kim th ị tách dòng hoặ ữa CCHD và van tháo không, nhằm mục h

ực đ ớ o n h ị ó ộ ro u nh v ó q h ẽ

m n à ộ t n ê nhún x t tố u :

iề c kép củthấy: khi ĐCTL của CCHD dịch sang

ái để 0 y có liên hệ với đòn 8 nên nêm 6 của n h c huyể ang b nrượ dị g ên

ủa ĐCTL BX và i uay c rbin hía đó bô phận liên hệ n c (thanh 7) củ L ảo đảm ên h n trị

kép. Trong turbine cánh quay người ta tiến hành điều chỉnh CCHD đgturbine gá à turbine tâm trg và iết b c gi đícgiảm áp l nước va ở ường ống có áp dẫn nư c và turbi e. Vì vậy, t iết b điều chỉnh của n gồm hai b phận mà t ng q á trì làm iệc c liên uan c ặt ch với nhau theo ột qua hệ r ng bu t nhấ định hư cơ cấu li n hợp gồm có cam và co lăn. Sau đây c g ta

đem xéu tố

sơ đồ điều a turbine cánh quay

c kép của t rbine 1. Sơ đồHình 7-4,a xét trường hợp phụ tải giảm ta đóng bớt độ mở a , vì pitông của ĐCTL nàtr

cơ cấu liêkim van t

ợp sẽ dịt 4 của B của

h cXCTCT

n sch xuốnđẩy p

ên phải đẩy ròng mở cửa dầu làm

a

rọc của đòn 5 lên trêcho dầu có áp đi vào

làm cho ngăn tr

về pc 8 tông củ nó lênĐCT

để qb

ánh tuự li

e đóng. Khi

gượ a sẽ s ệ đơ

Hình 7-4. Các sơ đồ điều tốc kép của turbine cánh quay và gáo giữa vị trí nêm liên hợp và độ quay BXCT. Trong các cơ cấu hiện nay thường dùng cam thay cho nêm liên hợp. Trường hợp tăng tải sự dịch chuyển của các cơ cấu điều chỉnh sẽ ó hướng ngược lại. c

2. Sơ đồ điều tốc kép của TB gáo Trên hình 7-4,b ta thấy: khi phu tải giảm, ĐCTL 2 của của thiết bị tách dòng 9

tác đọng nhanh để cắt một phần hay toàn bộ tia nước không cho tác dụng vào BXCT, đồng thời khi pitông của ĐCTL này chuyển dịch về phía đóng sẽ đẩy nêm liên hợp 3 chuyển động sang phải, ròng rọc cùng đòn 4 đi lên, do đó đẩy kim 5 của van trượt đi xuống để mở các cửa sổ, đưa dầu có áp về ngăn bên trái của ĐCTL 7. Kết quả là van kim 8 sẽ từ từ đóng lại nhờ van tiết lưu 6 lắp ở ống dầu đi vào ngăn bên trái ĐCTL 7. Khi tăng tải thì thiết bị tách dòng 9 dời xa dòng tia nên nó không có tác dụng điều chỉnh lưu lượng tia. VII. 3. 4. Một số cơ cấu điều khiển của máy điều tốc

Việc vận hành song song các tổ máy phát điện trong hệ thống điện đòi hỏi phải có thêm những cơ cấu điều khiển như: cơ cấu không cân bằng còn dư, cơ cấu biến đổi số vòng quay, cơ cấu hạn chế độ mở cánh hướng dòng .v..v.. Chúng ta sẽ lần lượt tìm hiểu tác dụng và cách chuyển vận của mỗi cơ cấu đó.

1. Cơ cấu không cân bằng còn dư Để tổ máy vận hành ổn định trong hệ thống điện thì đường đặc tính tĩnh của hệ

thống điều chỉnh (đường quan hệ n = f (N) hoặc ω = f (N)) phải có một độ không cân bằng nhất định. Độ không cân bằng được xác định theo công thức:

92

δ = =− −

+n n nin max min

max min02

Trong đó : n

n nmax m n n

việc đầy tải;

max - vòng quay tổ máy khi làm việc không tải; nmin - vòng quay tổ máy khi làm

n0 - vòng quay định mức của tổ máy. Nguyên lý làm việc của cơ cấu không cân bằng còn dư (xem hình 7-5,a) :

Tại điểm O của thanh đòn nối liền quả lắc 1 và ngăn trượt 2, ngoài cơ cấu phản hồi mềm 4 còn chịu tác dụng của cơ cấu không cân bằng còn dư gồm thanh 5 và con trượt 6. Cơ cấu này làm nhiệm vụ phục hồi cứng. Thay đổi vị trí con trượt 6 ta được các trị số không cân bằng khác nhau. Khi δ = 0 thì đường dặc tính của hệ tống điều chỉnh sẽ nằm ngang, khi δ ≠ 0 thì đường đặc tính điều chỉnh là đường nghiêng (xem hình 7-5,b).

cơ cấu thao tác trong máy điều tốc.

Muốn vậy trong máy đi ặn vô lăng 8, điểm C ẽ thay đổi vị trí, đường đặc tính tĩnh của hệ thống điều chỉnh được tịnh tiến lên xuống (xem sơ đồ trên hình 7-5). Khi tổ máy làm việc độc lập, cơ cấu điều chỉnh số vòng quay được dùng để thay đổi số vòng quay định mức của tổ máy. Khi tổ máy làm việc song song thì cơ cấu này dùng để thay đổi phụ tải do tổ máy đảm nhận (nhấc hoặc hạ đường đặc tính điều chỉnh 1 ứng với khi tăng hoặc giảm phụ tải một lượng ∆N, ví dụ trên hình 7-5,c khi tăng tải ta phải nhâc đường 1 lên đường 2 để giữ vòng quay hắng số.

3. Cơ cấu hạn chế độ mở CCHD: Cơ cấu này dùng để hạn chế công suất của turbine trong giới hạn cho phép ( ví

dụ khi hồ chứa thiếu nước hoặc độ mở a0 không được vượt quá đường dự trữ công suất 5% ) thì phải sử dụng cơ cấu này. Trên hình (7-5,a) cơ cấu là đòn d-e-f và cơ cấu quay 9

Hình 7-5 Sơ đồ nguyên lý một số 2. Cơ cấu biến đổi số vòng quay: Để hòa đồng bộ tổ máy vào lưới điện cần phải điều chỉnh số vòng quay của tổ

máy sao cho tần số của máy phát điện đúng bằng tần số của lưới điện.ều tốc phải có cơ cấu thay đổi số vòng quay (bộ phận 7,8). Khi v s

93

để điều chỉnh vị trí đứng của điểm hạn chế độ mở d. Khi tăng tải, pittông 3 của động cơ tiếp lực dịch về phía mở (phía phải) sẽ kéo điểm e hạ xuống lôi điểm d xuống để hạn chế không cho CCHD mở quá độ mở quy định.

4. Các cơ cấu khác: Ngoài ra trong máy điều tốc còn có các đồng hồ để kiểm tra, theo dõi sự làm

việc của hệ thống điều chỉnh như là đồng hồ đo số vòng quay của turbine, đo áp lực dầu, kim chỉ độ mở bộ phận bộ phận điều chỉnh của turbine, kim chỉ mức dầu trong thiết bị dầu áp lực..v..v..

Trên đây đã trình bày nguyên tắc của một số loại điều tốc theo nguyên lý điều tốc điện - thủy lực. Ngày nay thế giới đã bắt đầu dùng loại điều tốc điện tử - thủy lực. Trong đó, các cơ cấu chấp hành và CCĐC giống nhau, chỉ khác là cơ cấu cảm và một số bộ phận cơ giới khác được thay bằng các phần tử điện hoặc vi mạch điện tử thu nhận, xử lý và phát tín hiệu điều khiển đến các cơ cấu chấp hành và CCĐC. Sau đây là ví dụ về một sơ đồ điều tốc điện tử - thuỷ lực DIGI PID (hình 7-6) để chúng ta tham khảo thêm:

Hình 7-6. Ví dụ về sơ đồ điều tốc điện tử - thuỷ lực. Các bộ phận của bộ điều tốc số DIGI PID trong đó có: các mạch điện tử được bố

trí trong một tủ, đây là bộ não tập trung các dữ kiện và xử lý các lệnh điều khiển; Các cơ cấu đo phát tín hiệu đến bộ điều tốc; các cơ cấu chấp hành nhằm thi hành các lệnh do bộ

94

ệch pha do thao tác I, tăng cường tính ổn định cho hệ thống. như sau:

chỉnh) và vào cửa dầu D ủa van trung gian (van phụ) đẩy pittông của van này lên trên và dầu điều khiển ra khỏi vào K của van phân phối. Pittông của van phân phối được đẩy lên làm mở cửa dầu H, ưa dầu vào phía trên của ĐCTL đẩy pittông của ĐCTL đi xuống, điều chỉnh CCHD ủa turbine về về độ mở phù hợp với yêu cầu phụ tải. Quá trình điều chỉnh này lại được ộ phận cảm biến ở van phân phối và ĐCTL báo về bộ điều tốc. Bộ điều tốc lại so sánh ử lý và tạo tín hiệu về bộ dẫn động ... và quá trình lại tiếp diễn ... Khi trục T đi xuống. úc này dầu từ B thông với C xả về nhánh xả dầu. Áp lực ở B giảm, dầu từ D chảy ra

khỏi D, làm giảm áp lực trong khoang dầu của D, nên pittông phụ hạ xuống, dầu từ E tràn vào van phụ và cũng tháo dầu từ K về E. Do vậy pittông của van phân phối hạ xuống, dầu áp lực thoát qua I vào bên dưới của ĐCTL, tác động vào vòng điều chỉnh của CCHD, đưa độ mở cánh hướng dòng về độ mở phù hợp với yêu cầu phụ tải. Quá trình điều chỉnh lại được báo về bộ điều tốc ...

Trên đây là một ví dụ về loại điều tốc mới, sinh viên có thể tìm hiểu thêm. VII. 3. 4.Thiết bị dầu áp lực của máy điều tốc

Thiết bị dầu áp lực có nhiệm vụ cung cấp dầu có áp cho thiết bị điều tốc, ngoài ra nó còn cung cấp dầu có áp cho dộng cơ tiếp lực (ĐCTL) của các van đĩa, van cầu..v..v.. trên đường ống áp lực. Thiết bị dầu áp lực gồm có: két dầu áp lực, thùng chứa dầu, tổ máy bơm dầu ... Hình (7-7) ở trang sau là một ví dụ về cấu tạo của thiết bị này.

Két dầu áp lực là bộ phận quan trọng nhất của thiết bị dầu; trong đó dầu chím từ 30 - 40 % thể tích, phần còn lại là khí nén. Nhờ tính đàn hồi của không khí nên sóng áp lực sinh ra khi thao tác hệ thống điều chỉnh được giảm xuống rất nhiều. Số lượng và áp lực dầu trong két dầu cần đủ đảm bảo cho sự hoạt động của tất cả các cơ cấu điều chỉnh và điều khiển tất cả các chế độ làm việc có thể của tổ máy. Vì vậy két dầu có thể xem là nguồn trữ năng, nên giảm bớt công suất của bơm dầu so với loại máy điều tốc dùng bơm dầu trực tiếp.

Trong quá trình điều chỉnh turbine, dầu và khí nén trong két bị hao hụt và rò rỉ qua các khe hơ, tổ máy bơm dầu có nhiệm bổ sung dầu tự động (thường dùng rơle phao để đóng động cơ điện của máy bơm) vào két dầu. Còn khí nén do máy nén khí chung của nhà máy cung cấp .Ap lực dầu thường từ 20 - 40 at tùy thuộc loại máy điều tốc.

Bơm 12, kiểu bánh răng khía hoặc vít, được kéo bởi động cơ 9 sẽ bơm dầu từùng c ứa qu dầu 18. Từ két dầu,

điều tốc phát ra. Chức năng của PID: Thao tác (P): đảm bảo một tỷ lệ giữa giá trị điều chỉnh và sai số đặt (ví dụ sai lệch về tần số ... ); thao tác (I): do điều tốc này có giá trị đặt không đổi, có sai số thường xuyên phụ thuộc vào công suất tổ máy, do vậy làm thiếu chính xác về điều tần. Thao tác I nhằm khử sai số trong thao tác bình thường; thao tác (D) khắc phục sự l

Nguyên hoạt động của sơ đồ hình 7-6 Lúc ổn định, Mq = Mc, các cửa dầu đều đóng. Giả sử phụ tải thay đổi bộ điều

tốc sẽ so sánh các trị số đặt của tần số, công suất tiến hành xử lý các dữ kiện và phát lệnh đến bộ dẫn động (Actuator). Lệnh này gây ra một điện áp và đưa tới cuộn dây , tuỳ thuộc điện áp đặt vào cuộn dây mà trục van T của bộ dẫn động sẽ chuyển động lên hoặc xuống, điều khiền các cửa dầu của Actuator. Giả sử trục T chuyển động lên, lúc này dầu có áp từ cửa vào A sẽ ra cửa B (dầu ra cửa B gọi là dầu điều cEđcbxL

th h a bộ phận lọc 4, van lưỡi gà 11, van 23 đưa vào két d g ống dẫn đến hệ thống điều chỉnh. Khi áp áp lực dầầu theo đườn u trong két dầu vượt quá giới hạn trên của bình thường khoảng 2 - 3 at van lưỡi gà 10 sẽ tự động mở, còn van 11 ở vị trí đóng đưa dầu từ bơm qua van dầu 10 trở về thùng chứa dầu và rơle áp lực sẽ

điều khiển tự động dừng bơm lại. Khi áp lực trong két dầu giảm xuống thấp hơn giới hạn dưới bình thường khoang từ 1,5 - 2 at van 10 tự động đóng lại, bơm dầu được rơle

Hình 7-7. Sơ đồ kết cấu của thiết bị dầu áp lực

áp lực điều khiẻn sẽ tự động làm việc bơm dầu từ thùng chứa lên két dầu. Nếu bơm dầu 10 bị hỏng và áp lực trong két dầu lại vượt quá trị số cho phép, van an toàn 13 mở để giảm áp lực trong két dầu đến bằng giới hạn trên, tránh được sự cố két dầu. Tại bộ phận lọc dầu còn lắp hai rơle áp lực. Rơle 20 dùng để khởi động bơm dầu dự trữ khi áp áp lực trong két dầu hạ thấp còn 80 % so với áp lực bình thường. Rơle 21 dùng để dừng tổ

iếp tục giảm xuống quá thấp, nhằm ngăn ngừa tì

VII. 4.

n được đặt trọn bộ trong một tủ

máy và phát tín hiệu khi áp suất trong két dầu tnh trạng máy điều tốc không điều khiển nỗi bộ phận điều chỉnh lưu lượng. Phao 8 dùng để đo mức dầu, áp kế 10 và 17 để đo áp lực trong két dầu. Không

khí nén từ máy nén qua van 25 và van lưỡi gà 19 vào két dầu. Bơm nén 22 tự động bổ sung khí nén.Thiết bị dầu thường trang bị mỗi tổ máy một, nhưng cũng có thể dùng chung cho vài tổ máy hoặc chung cho toàn trạm.

LỰA CHỌN THIẾT BỊ ĐIỀU TỐC Việc lựa chọn thiết bị điều tốc bao gồm chọn: động cơ tiếp lực, tủ điều tốc và chọn thiết bị dầu áp lực. Thiết bị điều tốc nhỏ thì ba bộ phận trê

điều tốc chung, còn thiết bị điều tốc trung bình và lớn thì ba bộ phận trên tách riêng và phải chọn riêng từng bộ phận và bố trí tách riêng. Người ta phân loại điều tốc lớn hay nhỏ dựa vào năng lực công tác A tính theo:

0 852 3

,/A k

NH

= (7-3)

Trong đó: A - năng lực công tác của thiết bị điều tốc (kGm); k = 1,4 - hệ số an toàn;

≥ 3000 kGm thì thiết bị điều tốc thuộc loại lớn.

N - công suất của turbine (kW); H - cột nước làm việc của turbine (m). - Khi năng lực công tác A < 3000 kGm thì thiết bị điều tốc thuộc loại nhỏ; - Khi năng lực công tác A 95

96

II. 4. 1. Chọn thiết bị điều tốc loại nhỏ Thiết bị điều tốc nhỏ bao gồm một tủ chứa đầy đủ các cơ cấu điều tốc, tủ này

ược đặt cạnh vòng điều chỉnh CCHD (hình 7-8) là một ví dụ bố trí tủ điều tốc 1 đối với máy trục ngang), trục ĐCTL trực tiếp điều chỉnh vòng điều chỉnh 2 của CCHD.

V đtổ

Hình 7-8. Bố trí tủ điều tốc K∃ - 350 của tổ máy trục ngang.

Tài liệu tra cứu thiết bị điều tốc nhỏ do Liên xô chế tạo có những nhãn hiệu sau: - L ốc đơn

n kép; (ký hiệu PC là thiết bị điều tốc, các con số sau dấu ngang là năng lực công tác c công tác A = 600 kGm);

dùng công thức (7-3) tính ra năng lực côn

oại mới: PC - 250, PC - 600, PC - 1500 và PC - 3000, dùng cho điều tlẫtính bằng kGm, ví dụ PC- 600 là thiết bị điều tốc có năng lự - Loại cũ: Π∃ -75, Π∃ -150 là loại điều tốc không có két dầu áp lực, con số là năng lực công tác A (kGm); loại K∃ -350, K∃ -500, K∃ -1.000, K∃ -1.500, K∃ -3.000, K∃ là điều tốc điện - thuỷ lực có két dầu áp lực, con số sau gạch ngang là năng lực công tác A (kGm). Các loại điều tốc cũ hiện đang ngừng sản xuất. Để chọn thiết bị điều tốc loại nhỏ trước tiên

g tác yêu cầu, sau đó tuỳ loại điều tốc đơn hay điều tốc kép và căn cứ vào nhãn hiệu thiết bị điều tốc ở trên để chọn. Cần chọn thiết bị điều tốc có năng lực công tác lớn hơn năng lực yêu cầu và lấy năng lực công tác gần nhất. VII. 4. 2. Chọn thiết bị điều tốc trung bình và lớn Loại điều tốc có A > 3.000 kGm thuộc loại điều tốc lớn. Loại này phải chọn riêng các cơ cấu: ĐCTL, tủ điều tốc, thiết bị dầu áp lực theo tính toán sau: 1. Chọn các động cơ tiếp lực (ĐCTL) ĐCTL có ba loại: loại để quay cơ cấu hướng dòng (CCHD) hay van kim và loại quay cánh turbine (ở turbine cánh quay hay thiết bị tách dòng ở turbine gáo). ĐCTL để quay CCHD có thể là cơ cấu dịch chuyển lui - tới thẳng (a) một ĐCTL; hoặc hai ĐCTL (b,c); có thể là động cơ chuyển động vòng (d) xem (hình 7-9). Các động cơ tiếp lực thường đặt trực tiếp trên nắp turbine hoặc đặt ở phần giếng ngay trên nắp turbine.

Hình 7-9. Các kiểu động cơ tiếp lực của CCHD.

a xi lanh ĐCTL cánh hướng dòng dhd với áp lực

ầu nhỏ nhất sẽ là:

Khi quay các cánh hướng dòng, ĐCTL phải tạo được mômen kéo đủ thắng mômen thuỷ lực tác dụng lên các cánh hướng dòng, mômen do ma sát trong ổ trục cánh ..v.v... áp lực làm việc lớn nhất của dầu có áp thường là từ 25 đến 40 át mốt phe.

a- Tính toán thông số của ĐCTL cánh hướng dòng: - Đường kính trong củ

hdod D

bD

H= λ 11

max d (7-4)

Trong công Số c Hệ sốSau kh

ấy bằng (0,03 - 0,04) đối với turbine tâm trục; và

thức λ là hệ số phụ thuộc số cánh hướng dòng Z 0ánh hướng dòng Z0: 16 24 32

λ: 0,034 0,03 0,028 i tính ra đường kính theo công thức (7-4) ta lấy tròn theo đường kính tiêu chuẩn

là: 200, 250, 300, 350, 400, 450, 500, 550, 600, 650, 700, 750, 800, 900, 1000 mm. - Năng lực công tác của ĐCTL cánh hướng dòng (kGm): hd hd oA k H b D= γ max 1

2 (7-5) Trong công thức: γ (kG/m3) - trọng lượng riêng của nước;

Hmax , b0 là cột nước làm việc lớn nhất (m) và độ cao cánh hướng dòng (m); khd là hệ số kinh nghiệm; l

lấy bằng (0,045 - 0,05) đối với turbine cánh quay. b- Tính toán thông số của ĐCTL của BXCT cánh quay:

97

- Đường kính trong của động cơ tiếp lực BXCT của turbine cánh quay: bx bc btd b d= ÷ = ÷( , , ) ( , , )0 71 0 75 0 78 0 82 (7-6) Trong công thức: dbc, dbt đường kính bầu BXCT turbine ở tiết diện cầu và trụ. - Năng lực công tác của ĐCTL của BXCT cánh quay: bx bx o bA k H b D d= −γ max ( )1

3 3 (7-7) Trong công thức: k hệ số kinh nghiệm, lấy bbx ằng (0,05 - 0,06); db (m) là đường kính bầu BXCT.

98

c- Năng lực công tác của ĐCTL của vòi phun và cơ cấu tách dòng turbine gáo:

g o ooA Z d

d H= +

⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟

3

6000max (7-8)

Trong công thức: Z0 là số vòi phun; d0 (m) là đường kính tia nước ra khỏi vòi phun. d- Dung tích xi lanh của các DCTL ( của CCHD, BXCT và của vòi phun):

VAp

= (7-9)

Trong công thức: V (m3); A (kGm); p (kG/cm2) là áp suất trong két dầu áp lực.

2. Chọn tủ điều tốc (TĐT)

Tủ điều tốc (hay còn gọi là máy đièu tốc) chúng thường có kích thước đã tiêu chuẩn hoá. Các kích thước này phụ thuộc vào kích thước van phân phối chính. Đường kính van phân phối chính thường lấy bằng đường kính ống dẫn dầu từ van đến ĐCTL. Gọi QV (m3/s) là lưu lượng dầu qua van phân phối chính, Vhd (m3) là thể tích dầu của các ĐCTL cánh hướng dòng và TS (s) là thời gian đóng/mở của động cơ tiếp lực. Vậy:

vhd

SQ

T= (7-10)

T

V

S được xác định theo tính toán đảm bảo điêu chỉnh tổ máy, thường lấy từ 3-8 s Ta có đường kính ống dẫn dầu ( hay đường kính van phân phối chính) là:

ovd

QV

=4π

(7-11)

Trong công thức: V là tốc độ dầu chảy trong ống, thường lấy V = (4 - 8) m/s; d0 là đường kính van phân phối chính (m). Sau khi tính d0 theo (7-11) ta quy về đường kính tiêu chuẩn của van phân phối chính là: 100, 150, 200, 250 mm và thiên về số lớn gần nhất. Ngoài ra ta có thể tra đường kính van phân phối chính theo đồ thị (hình 7-9,a). Từ d0 tra ra nhãn tủ điều tốc.

99

Hình 7-10. Biểu đồ chọn đường kính van phân phối chính.

Dưới đây là nhãn hiệu các loại tủ điều tốc lớn do Liên xô cũ sản xuất: - Các loại tủ điều tốc đơn (dùng cho turbine tâm trục và cánh quạt) gồm có: PO-40, P-100, P-150, (P-200, P-250); và ∋ΓP-100, ∋ΓP-150, (∋ΓP-200, ∋ΓP-250); - Các loại tủ điều tốc kép (dùng cho turbine cánh quay và gáo) gồm có: PK-100, PK-150, PKO-200, PKO-250, PKM-100, PKM-150, (PKM-200, PKM-250); và các loại: ∋ΓPK-100, ∋ΓPK-150, (∋ΓPK-200, ∋ΓPK-250). Hai loại PK và PKO hiện không sản xuất nữa. Ký hiệu các chữ cái P và ∋ΓP là điềutốc đơn; còn PK, PKO, PKM, ∋ΓPK là điều tốc kép. Phần số đi sau biểu thị đường kính van phân phối chính tính bằng mm. Dựa vào công thức (7-11) xác định đường kính van phân phối chính, quy chuẩn rồi căn cứ vào chức năng điều tốc đơn hay kép căn cứ vào ký hiệu nêu trên để chọn ra tủ điều tốc thích hơp. Tủ điều tốc loại lớn có kích thước ngoài gần như nhau, khi chưa có thiết bị cụ thể có thể lấy tạm kích thước như sau: Cao x Dài x Rộng = 1900 x 800 x 800 mm, xem ví dụ (hình 7-10,b ở trên).

3. Chọn thiết bị dầu áp lực Thiết bị dầu áp lực được chọn dựa vào dung tích và áp lực dầu của két dầu áp lực (KDAL). Dung tích của nó phải đủ để đóng CCHD trong điều kiện bất lợi khi áp suất trong KDAL thapa hơn áp suất định mức (25 hoặc 40 at) từ (35 đến 40%) đồng thời đủdể bổ sung lợng rò rỉ. Thiết bị dầu áp lực được tính theo dung tích cần thiết V của KDAL như sau: ( cho turbine cánh quay); (cho turbine tâm trục có van xả không) (cho turbine tâm trục). Trong công thức, các dung tích Vhd , Vbx và Vxb được tính theo công thức (7-9). Sau khi tính ra V, ta tra ra được loại thiết bị dầu áp lực như bảng (7-1) hình (7-11) sau: Bảng 7-1. Kích thước thiết bị dầu áp lực.

Các kích thước chính (cm) và trọng lượng G (tấn)

V V Vhd bx= ÷ + ÷( ) ( )18 20 4 5V V Vhd xb= ÷ + ÷( ) ( )18 20 9 10V V hd= ÷( )18 20

Kiểu thiết bị dầu a.lực Két dầu áp lực Thùng dầu D H1 h1 G H L B A G MHY 0,6/1-40-1,8-2 70 170 - - 70 160 160 - - MHY 1/1-40-2,5-2 96 198 35 1,5 99 160 180 125 2,8 MHY 1,6/1-40-2,5-2 104 280 38 1,7 109 177 197 125 4,09 MHY 2,5/1-40-4-2 115 303 43 2,2 121 201 241 142 6,1 MHY /1-40-4-2 145,2 307 47 3,7 121 201 241 1424 6,9 MHY ,3/1-40-8-2 166,5 365 58 4,6 136 272 272 160 11,2 6MHY 8/1-40-8-2 186 367 57 5,5 136 272 272 160 12,3 MHY 10/1-40-12,5-2 206,4 385 73 7,0 168 302 302 180 15,0 MHY12,5/1-40-12,5-2 228 397 80 9,0 168 302 302 180 17,0 MHY 6/1-40-16,2-2 228 494 84 11,0 210 382 302 180 20,1 1

MHY 16/2-40-20-3 186 370 61 11,4 210 382 302 180 22,1 MHY 20/2-40-20-3 206,4 387 72 13,6 210 382 302 180 25,3 MHY 25/2-40-32-3 228 400 80 17,8 262 450 324 200 33,0 MHY 30/2-40-32-3 248 411 91 21,2 262 450 324 200 36,0 MHY 36/2-40-32-3 248 477 92 - 262 450 324 200 39,9 MHY /2-63-4-2 - - - - 121 201 241 4 142 6,5 MHY 6,3/2-63-10-2 - - - - 121 201 241 142 12 MHY 12,5/2-63-12,5-2 - - - - 168 302 302 180 20 MHY 20/2-63-22-3 - - - - 210 382 302 180 38 MHY 25/2-63-22-3 - - - - 210 382 302 180 39 Giải thích ký hiệu: Ví dụ MHY 25/2-40-32-3 là thiết bị dầu áp lực (MHY) có V = 25 m3

2 3có 2 két dầu, áp suất định mức p = 40 kG/cm , dung tích thùng dầu Vt = 32 m , có 3 máy bơm dầu. Ngoài bảng trên còn có thể tra theo các tài liệu chuyên ngành khác.

Hình 7-11. Sơ đồ kích thước thiết bị dầu áp lực chọn theo bảng (7-1) (a, b, c là mặt đứng, mặt cắt ngang, mặt bằng)

100

101

Chương VIII. MỘT SỐ THIẾT BỊ THỦY LỰC KHÁC CỦA TTĐ

ỬA VAN VIII. 1. C TRÊN ĐƯỜNG ỐNG ÁP LỰC

Trong trạm thủy điện có nhiều loại cửa van, ở đây chúng ta chỉ dừng lại xem xét các loại cửa van đặt trên đường dẫn áp lực có liên quan trực tiếp đến turbine. Van này được đặt ngay trước cửa vào buồng turbine và nằm trong nhà máy thủy điện. Nó làm nhiệm vụ ngăn dòng nước vào turbine khi đưa turbine vào sửa chữa hoặc sự cô hay dừng máy bình thường, nên còn gọi là” van sửa chữa - sự cố “, van đặt trước cửa vào buồng turbine nên còn gọi la "van trước turbine". Hai loại cửa van được ưa dùng hơn cả đối với thuỷ điện vừa và lớn là: van đĩa và van cầu.

VIII. 1. 1. Van đĩa

Loại van này có đường kính 0,5 - 8,25 m và được dùng cho cột nước từ 25 đến 810 m, thường dùng nhất với cột nước H = 200 - 300 m. Hình (8-1) là một ví dụ về loại cửa van này (dùng ở TTĐ mang tên đại hội lần thứ 22 Đảng cộng sản Liên Xô, có đường kính 5,3 m, chịu cột nước 62 m). Cửa van gồm một thân thép hình trụ 1, đĩa quay

Hình 8-1. Kết cấu cửa van đĩa. 2 trục ngang, ống vòng 3 và kết cấu tựa 4. Đĩa quay thường có dạng khác nhau (loại đĩa phẳng hình b, hoặc đĩa không gian hình c).Phụ thuộc vào đường kính của van mà thân và đĩa làm bằng thép tấm hoặc thép đúc. Việc quay đĩa được tiến hành nhờ hai động cơ tiếp lực 5, cần của mỗi ĐCTL này được gắn bản lề cầu với thanh kéo 6 nối với trục van.

Việc mở van (quay đĩa) phần lớn thực hiện khi cân bằng áp lực nước trước và sau cánh van trước khi mở van để giảm lực quay,vì vậy trên van đĩa đặt thêm ống dẫn vòng3 Có thể tra van đĩa do nước Nga sản xuất ở bảng 8-1 và hình (8-3,a) sau đây. Bảng 8-1. Kích thước cơ bản của van đĩa do Nga sản xuất. Mã hiệu Kích thước (mm) và trọng lượng van G (tấn) D D1 H H1 H2 L L2 B B1 G 130-35 130 1470 700 1200 2040 2260 1150 700 384 - 130-120 130 1535 650 2260 1800 2250 1200 900 318 4,4 160-55 160 1760 910 1370 2755 2615 1340 1000 318 - 160-95 160 1820 800 2325 1800 2815 1425 900 318 - 160-120 160 1820 800 2540 1920 2815 1600 900 318 - 220-65 220 2390 1000 2895 1900 4020 1800 1100 318 - 220-75 220 2420 1000 2975 1795 3660 1800 1100 318 12,2 240-60 240 2600 1100 3105 2555 4135 2065 1200 366 17,1 260-120 260 2800 1200 3300 3050 4170 2300 1200 600 33

102

103

320-80 320 3450 1400 3500 2870 5370 2500 1500 567 20,5 600-120 600 6380 2800 3600 5380 8380 4410 2200 1060 13,5 120-25 120 - - - - 2270 1200 500 - 2,7 160-115 160 - 800 - 1920 2815 1425 900 - 5,7 360-46 360 - 1555 - - 4860 3300 1000 - 18,2 550-75 550 - 3000 - 3565 7800 3675 1800 - 82 260-15 260 - 1500 - - 4340 1950 1400 - 25 -400-230 400 - 2700 - - 7400 3300 1750 - 140 -450-125 450 - 2700 - - 6935 3360 1400 - 105 -760-75 760 - 4250 - - 1050

0 4850 1800 - 195

VIII. 1. 2. Van cầu

Van cầu có kết cấu rất vững chắc và đắt tiền hơn van đĩa, vì vậy nó được sử dụng với TTĐ cột nước cao (từ 200 - 1800 m), đường kính có thể đạt đến 4,2 m. Hình (8-2) là một ví dụ về loại cửa van này (đường kính van 1,7m, H = 297m). Van gồm: thân hình cầu 1, bên trong đặt phần cánh van quay 2 là khối trụ có đĩa hình cầu 3 và các vòng chống rò 4 và 5. Ở trạng thái van mở hoàn toàn, ttổn thất cột nước bằng không vì dòng chảy chảy qua trụ với kích thước trong bằng đường kính ống áp lực. Khi đóng van rôto quay 900. Dưới áp lực nước thượng lưu, nước nước chảy vào ngăn áp lực 6 của đĩa chống rò, qua khe hở giữa thân và rôto vào rãnh 7, đĩa cầu được chuyển dịch trong trụ và bị ép chặt vào thân van, đóng lổ ống về phía hạ lưu. Để mở van, nước từ ngăn áp lực của của đĩa chống rò chảy vào phần tháo cạn của ống, nhờ vậy bộ phận làm kín nước của van không bị ép nữa.Trục quay của rôto van cầu khuyên nên đặt nằm ngang. Nhược điểm chính của van cầu là kích thước và trọng lượng lớn, giá thành đắt.

Hình 8-3. Kích thước cơ bản của van đĩa và van cầu.

Có thể tra các thông số cơ bản của cửa van cầu do Nga sản xuất theo bảng (8-2)

ang sau đây và hình (8-3,b ở trên ) .

tr

104

105

Bảng (8-2). Kích thước cơ bản của van cầu, do Nga sản xuất Mã hiệu Kích thước cm D D D1 3 H1 H2 H3 L L1 L2 L4 B B2130-950 130 278 168 - 250 130 120 161 161 255 245 142 180-375 180 270 210 223 266 95 200 210 210 307 270 141 300-550 300 522 349 313 488 199 324 350 350 480 414 107 420-400 420 775 470 417 634 205 400 450 450 600 560 92

Bảng (8-2, tiếp) Các thông số của van cầu

ã hiệu Đ.kính H Q ĐCTL (động Thời gian (s) G (tấn)

M(mm) (m) (m3/s) có tiếp lực)

D2,mm số cái Mở Đóng 130-950 1300 950 - 400 2 60 60 43 180-375 1800 375 41,5 500 2 120 120 64 260-280 2600 280 71 600 2 120 120 128 300-550 3000 550 90 600 2 120 120 270 420-400 4200 400 150 1100 2 120 120 570

Ghi chú: Ký hiệu của mã hiệu: con số trước dấu gạch ngang là đường kính trong của van (D), c 50, nghĩa là van ó đường kính trong D = 180 cm, dùng với cột nước H = 950 m.

c, hệ thố cứu hỏa

. ầu bôi trơn làm trơn các ổ trục máy, dùng truyền năng lượng cho hệ thống điều chỉnh

thống dầu bôi trơn thường

dầu 8 chứa dầu vận ành đã xác định số giờ làm việc. Thùng dầu 9 chứa dầu sạch sau khi đã làm sạch và tái

sinh qua thiết bị xử lý dầu 11,12,13.Thùng dầu bẩn 15 chứa dầu bẩn từ các thiết bị đổ về Sơ đồ (8-3,b) là hệ thống cấp dầu vận hành và dầu bôi trơn các ổ trục của turbine

cánh quay. Dầu máy biến áp phải chứa ở thùng riêng. Không được để lẫn các loại dầu. Trong các hệ thống cấp dầu phải qua thiết bị lọc để loại trừ hợp chất và nước. Ở

các trạm thủy điện lớn có thiết bị tái sinh dầu chủ yếu đê hồi phục tính chất cơ lý và hóa của dầu như độ nhớt, độ a xíc, sự tồn tại lưu huỳnh. Đối với trạm TĐ nhỏ và vừa thường

on số sau dấu gạch ngang là cột nước (H). Ví dụ: 180-9c VIII. 2. CÁC HỆ THỐNG THIẾT BỊ PHỤ THỦY LỰC CỦA TTĐ

Để bảo đảm chế độ vận hành bình thường của TTĐ, ngoài các thiết bị động lực còn phải có các hệ thống phụ trợ về cơ và điện. Các hệ thống phụ thủy lực gồm có: hệ thống dầu, hệ thống khí nén, hệ thống cấp nước kỹ thuật, hệ thống tháo nướ

..v..v.. Phần hệ thống thiết bị phụ phần điện sẽ trình bày sau, ở phần công trình. VIII. 2. 1. Các hệ thống thiết bị dầu

Do tính chất của dầu chia làm hai loại hệ thống: dầu cách nhiệt và dầu bôi trơn Dầu cách nhiệt dùng cách điện và làm mát cho máy biến áp, đóng cắt các thiết bị điệnDtổ máy và bôi trơn các thiết bị..v..v.. Dung tích dầu của hệchím 30% toàn bộ dung tích dầu vận hành. Dung tích dầu cách nhiệt cho máy biến áp thường cứ 1000 kW cần 0,54 tấn đôi với máy biến áp loại lớn, và 0,6 đến 1,3 tấn đối với MBA loại vừa. Hai hệ thống dầu này phải tách riêng do tính chất dầu khác nhau.

Hình (8-3,a) là sơ đồ hệ thống dầu của trạm lớn: Thùng dầu 14 chứa dầu của hệ thống đã kiểm tra đủ chỉ tiêu hóa lý được rót từ xi téc dầu . Thùng h

106

không có thiết bị tái sinh dầu. Tất cả các thiết bị của hệ thống thiêt bị dầu thường bố trí tầng dưới của sàn lắp

ráp, có hệ thống phòng hỏa và chống nóng. Nếu xây bể ngoài trời thì phải đặt cách xa nhà máy 20 m và có thiết bị đặc biệt bảo vệ.

Hình 8-4. Sơ đồ nguyên lý của hệ thống dầu trong nhà máy TĐ loại lớn.

a) Sơ đồ chung. b) Phần hệ thống cấp dầu điều tốc và bôi trơn ổ trục. 1- ống xả dầu. 2- đường dẫn dầu. 3- thùng dầu bổ sung. 4- ổ trục chịu lực. 5- ổ định hướng. 6- ĐCTL bánh công tác. 7- két dầu.8- thùng dầu vận hành. 9- thùng dầu sạch. 10- máy bơm. 11- lọc dầu. 12- tb tái sinh dầu. 13- máy phân li dầu. 14- thùng dầu mới. 15- thùng dầu xả. 16- xitec dầu. 17- van. 18- ống nối. 19- phòng dầu tái sinh. 20- ống dẫn dầu bôi trơn. 21- ống dẫn dầu biến thế.

Hệ thống cấp nước kỹ thuật dùng cấp nước làm mát: máy phát, máy biến áp, ổ trục đỡ và ổ trục định hướng của máy phát, làm mát máy nén khí..v..v.. Trong đó lượng nước làm mát máy phá ước của hệ thống,

ếm

VIII. 2. 2. Hệ thống cấp nước kỹ thuật

t chiếm khoang 60 - 65 % toàn bộ lượng nlượng nước làm mát ổ trục chiếm từ 10 - 20 %, lượng nước làm mát máy biến áp chi15% .Nguồn cấp nước kỹ thuật có quan hệ đến cột nước của TTĐ, thường có thể áp dụng các hình thức sau:

1. Hệ thống cấp nước bằng máy bơm: Sử dụng loại hệ thống này khi cột nước của trạm H < (12 - 15) m, áp lực này

không đủ áp lực cung cấp nước cho các thiết bị. Do vậy phải dùng bơm để tạo đủ áp lực. Khi cột nước của trạm H > 60 m, lúc này áp lực lại vượt quá giới hạn, do vậy hoặc là dùng máy bơm với áp lực cho phép hoặc dùng tự chảy nhưng phải dùng thiết bị giảm

107

ặc lấy từ buồng xoắn. Hệ thống cấp nước tự chảy thích hợp với cột nước lớn hơn (12 - 15) mét và nhỏ hơn (40 - 50) mét.

3. Hệ thống cấp nước hỗn hợp Khi cột nước của TTĐ thay đổi nhiều thì nên áp dụng hệ thống cấp nước hỗn

hợp. Trong hệ thống này, khi cột nước nằm trong giới hạn thích hợp thì lấy nước tự chảy từ ống áp lực hoặc từ buồng xoắn theo nguyên tắc tự chảy, khi cột nước nằm ngoài giới hạn thì dùng bơm để lấy nước. Hệ thống nầy khá linh hoạt.

Hình (8-5) là sơ đồ cấp nước kỹ thuật cho tổ máy và máy biến áp.

áp trước khi đưa nước đến thiết bị dùng. Nước được lấy từ hạ lưu nhà máy (sau ống xả) hoặc từ giếng.

2. Hệ thống cấp nước tự chảy Hệ thống cấp nước loại này kinh tế nhất, tuy nhiên cột nước phải đảm bảo áp lực

nằm trong giới hạn thích hợp. Thường lấy nước tự chảy từ ống áp lực ngay trong nhà máy ho

Hình 8-5. Sơ đồ cấp nước kỹ thuật của tổ máy và máy biến áp 1- thiết bị dẫn nước. 2- máy bơm. 3- thiết bị lọc nước. 4- hệ đường ống dẫn nước. 5- máy biến áp 6- ống xoắn ruột gà làm mát máy biến áp. 7- ổ trục máy phát . 8- thiết bị làm mát máy phát. 9- vòng dẫn nước làm mát máy phát. 10- vòng tháo nước thảilàm mát máy phát. 11- thùng ổ chịu lực máy phát. 12- ống xoắn làm mát ổ chịu lực. 13- ống thải nước. 14- ổ trục turbine. 15- van. 16- chỗ nối ống. Trong hệ thống cấp nước kỹ thuật, lưu tốc lớn nhất không được vượt quá 10m/s, thường nằm trong giới hạn 1,5 - 7 m/s. VIII. 2. 3. Hệ thống khí nén

Hệ thống khí nén trong trạm thủy điện dùng cấp khí nén: cho két dầu áp lực máy điều tốc, dùng nén nước bù đồng bộ ở buồng turbine, dùng dập tắt hồ quang ở máy cắt điện, thổi rác ở lưới chắn rác và dùng cho máy công cụ .v..v.. Hệ thống này gồm có máy

108

nén khí, các thùng đựng khí nén, các đường ống dẫn khí nén đến nơi dùng ... Hình (8-6) là một sơ đồ ví dụ về hệ thống khí nén của trạm thủy điện:

Hình 8-6. Sơ đồ hệ thống khí nén của trạm thủy điện. K-1-máy nén khí thấp áp. K-2- Máy nén khí cao áp. P-1, P-2, P-3-các thùng chứa khí nén thấp áp 1- két dầu áp lực máy điều tốc. 2- hệ thông hãm máy phát. 3- ống nối vào gian lắp ráp. 4- ống nối vào xưởng cơ khí. 5- ống nối vào buồng turbine. 6- ống nối vào gian m

áp kế.

Hệ thống nầy gồm: các máy nén khí K-1, K-2, các thùng chứa khí nén P-1, P-2, P-3, các đường ống dẫn khí chính 8, 9, các ống dẫn khí đến hộ dùng 2 - 7. Hệ thống điều tốc của tổ máy lớn yêu cầu áp suất không khí đến 40 at, các hộ còn lại đến 6 - 7 at. Máy nen thường được đặt ở khối sàn lắp ráp, đối với TTĐ lớn chúng được đưa ra ngoài nhà máy. Các đường ống chính dẫn khí nén được bố trí chạy dọc nhà máy, theo không gian các tầng. Lựa chọn tiết diện ống dẫn khí dựa vào tốc đọ khí trong ống từ 25 - 30 m/s đối với ống dẫn , và từ 10 - 20 m/s đối với ống xả. Khí nen được thải ra thường đưa ra khỏi nhà máy. VIII. 2. 4. Hệ thống tháo nước của tổ máy

Khi cần kiểm tra và sửa chữa buồng xoắn, ống xả cần phải tháo cạn nước trong đó. Ở những trạm thủy điện lớn, lượng nước này lên tới từ 8 đến 10.000 m3 hoặc hơn . Vì vậy cần phải có hệ thống tháo nước, hệ thống này thường có hành lang tập trung nước và máy bơm để tiêu nước về hạ lưu nhà máy. Hành lang tập trung nước đặt phía trước đoạn cong của ống xả và chạy dọc theo các tổ máy để nhận nước từ buồng xoắn và ống xả tháo vào, đáy hành lang phải thấp hơn đáy ống xả .

áy. 7- đường ống chính cung cấp khí nén vào buồng BXCT. 8- đường ống chính cấp khí nén cho nhu cầu kỹ thuật. 9-đường dẫn khí nén vào két dầu áp lực. 10- thiết bị tự động. 11- van. 12- kích hãm rôto máy phát.13-

Hình 8-7. Các sơ đồ hệ thống tháo nước tổ máy. I- Hệ thống tháo bằng các máy bơm riêng ; II- Tháo bằng bơm li tâm; III- Tháo bằng bơm di động.IV- Tháo bằng hành lang tập trung nước và có trạm bơm chung; V- Tháo bằng thiết bị góp chung và bộ phận chứa chung. 1- hố nhận nước có lưới chắn. 2- đương hầm dẫn nước ( thiết bị góp chung ). 3- bơm ly tâm. 4- bơm chân không. 5- tháo nước về hạ lưu. 6- khối sàn lắp ráp. 7- tràn nước từ buồng xoắn. 8- van. 9- hành lang đặt van. 10- hành lang tập trung nước. 11- bể chứa nước. 12- bơm giếng đứng.

à buồng xoắn cao hơn mực nước hạ lưu thì dùng phương pháp tháo tự chảy, cò nh (8-7) là một số sơ đồ tháo nước của TTĐ có công suất và số tổ máy khác nhau.

Sơ đồ I, mỗi máy đặt một máy bơm với mục đích tăng hiệu suất bơm và yêu cầu thời gian bơm nước không quá 2 - 4 giờ. Đối với tổ máy lớn, thời gian bơm có thể tăng từ 8 - 16 giờ hoặc hơn. Sơ đồ I có thể áp dụng ở TTĐ có công suất tổ máy không lớn và số tổ máy ít.

Sơ đồ II, thường áp dụng với TTĐ có công suất vừa với turbine tâm trục đường kính không lớn. Tất cả máy bơm đặt ở khối dưới sàn lắp ráp, thời gian bơm tháo nước thường từ 2 - 4 giờ.

Sơ đồ III, dùng máy bơm di động, có thể áp dụng ở các TTĐ có số tổ máy ít và đường kính bánh xe công tác nhỏ.

Sơ đồ IV và V dùng cho các trạm thủy điện có công suất lớn và số tổ máy nhiều. Trạm bơm trung tâm đặt ở dưới sàn lắp ráp. Nước được dẫn đến trạm bơm trung tâm

Khi độ cao hút dương vn lại thì dùng bơm để tháo nước về hạ lưu. Hì

109

110

nhờ hành lang tập trung nước (sơ đồ IV), hoặc trong sơ đồ V nhờ đường hầm góp nước chính đến bể với đường kính đến 2 m. Các hành lang và đường hầm góp nước cho phép tăng thời gian bơm trực tiếp, vì vậy công tác sửa chữa có thể tiến hành ngay sau khi tháo nước từ buồng xoắn và ống hút vào đó. Điều đó cho phép giảm năng suất máy bơm. Dung tích bể 11 càng lớn cần phải có bơm trục đứng. Sơ đồ IV thường được dùng với TTĐ xây trên nền mềm. Sơ đồ V được được áp dụng với TTĐ xây trên nền đá. Tốc độ nước trong ống v = 2 ÷ 3 m/s, trong đường ống xả v = 0,5 ÷1,0 m/s . VIII. 2. 5. Hệ thống cứu hỏa trong nhà máy

Cứu hỏa gian máy chính: Có thể dùng bình dập hóa chất đặt ở trên cột bốn góc nhà máy hoặc dùng vòi rồng dập lửa. Nếu cột nước H ≥ 30 m, dùng phương pháp tự chảy. Nếu không đủ cột nước phải dùng máy bơm. Nước dùng cho cứu hỏa không cho phép dùng chung với hệ thống cấp nước kỹ thuật. Mỗi hệ thống cứu hỏa phải có hai nguồn nước để đảm bảo an toàn khi có hỏa hoạn. Vòi rồng thường được bố trí cách sàn 1,35 m.

Cứu hỏa gian xử lý dầu: Do dầu bị khô hanh dễ tạo nên tĩnh điện và gây cháy, do vậy từ cửa ra của ống dẫn và cứ 100 m phải nối đất. Máy cắt dầu khi cắt có hơi dầu phụt ra, vì vậy không được bật diêm hoặc đem đèn dầu tới gần.

Cứu hỏa máy phát: Trong vận hành thường xảy ra ngắn mạch giữa các cuộn dây stator hoặc đầu hàn cuộn dây bị cháy. Cuộn dây stator nằm trong vỏ kín nên các biện pháp khác không dập tắt lửa được nên phải có hệ thống riêng. Quan niệm cho rằng nước làm hỏng cách điện cũng không đúng vì không nghiêm trọng. Có thể sấy khô vì dây cách điện bằng nhựa đường chống thấm tốt. Thường trên và dưới cuộn stator đặt hai vòng ống dập lửa, trên các vòng đục các hàng lỗ. Ap lực nước không thấp hơn 2 - 2,5 at. Yêu cầu dập tắt cháy máy phát sau 5 đến 10 phút.

Ngoài các hệ thống thiết bị phụ thủy lực đã sơ lược nêu trên, trong trạm thủy điện còn có những hệ thống thiết bị phụ và thiết bị khác như : các thiết bị nâng hạ, các thiết bị đo, kiểm tra..v..v.. và các hệ thống thiết bị phần điện ..v..v... sẽ được đề cập ở phần Công trình trạm thuỷ điện.

111

Phần II.a CÁC CÔNG TRÌNH TRÊN TUYẾN NĂNG LƯỢNG CỦA TRẠM TĐ

Chương IX. KHÁI QUÁT VỀ THÀNH PHẦN VÀ BỐ TRÍ TTĐ IX. 1. CÁC THÀNH PHẦN CUẢ TRẠM THUỶ ĐIỆN

g lên để đạt ện

1. Các công trình chính:

ác thiết ị đièu khiển, các thiết bị phân phối điện ...

để thông thương tàu thuyền giữa ượng

yển và nuôi thuỷ sản, đường huyển ản ...

c cần thiết như: lấy ước, bể lắng cát, trạm bơm ...

Công trình giao thông vận tải nội bộ công trình hoặc giao thông quốc gia, như: cầu, đường bộ, đường sắt, đường cáp ...

2. Các công trình phục vụ: Nhằm đảm bảo vận hành bình thường công trình và đảm bảo nhu cầu cuộc sống

v à

3. Các công trình tạm thời:

áy bê tông,

Trạm thuỷ điện là tổ hợp các công trình thuỷ công được xây dựnmục đích sử dụng tổng hợp nguồn nước vào việc phát điện, tưới, cấp nước, cải thiđiều kiện vận tải thuỷ, chống lũ, nuôi trồng thuỷ sản ... Nếu công trình lấy nhiệm vụ phát điện làm chính thì công trình được gọi là Trạm thuỷ điện. Trong thành phần công trình có các công trình chính và các công trình phụ.

Các công trình dâng nước và tháo nước như: đập dâng, đập tràn, giếng tháo lũ ... Các công trình này nhằm tạo nên cột nước phát điện, phân phối lại lượng nước theo yêu cầu và đảm bảo tháo lượng nước thừa về hạ lưu khi lũ về, tháo các vật nổi và rác rưỡi.

Các công trình năng lượng, nhằm sản xuất và phân phối năng lượng đáp ứng yêu cầu dùng điện. Thành phần của nó gồm: công trình nhận nước, đường dẫn nước từ thượng lưu vào turbine, tháo nước về hạ lưu, nhà máy thuỷ điện (chứa turbine, máy phát điện, máy biến áp, các thiết bị phụ cơ khí và trang thiết bị nâng hạ, vận chuyển, cb

Các công trình vận chuyển tàu thuyền dùngth và hạ lưu đập. Các công trình này gồm có: âu thuyền, thiết bị nâng tàu thuyền ...

Công trình nuôi trồng thuỷ sản gồm đường chuc thuỷ sản về nơi chúng sinh s

Công trình tưới tiêu nhằm đảm bảo cung cấp lượng nướn

à làm việc của nhân viên vận hành và gia đình họ. Bao gồm: nhà ở, nhà văn hoá, nhhành chính, đường xá, công trình cấp nước, ...

Các công trình này nhằm phục vụ công trình trong giai đoạn thi công. Nên cố gắn tận dụng làm công trình chính sau khi thi công để đảm bảo kinh tế. Chia hai loại:

Các công trình dẫn dòng : nhằm dẫn nước sông không qua vùng hố móng để bảo đảm hố móng hoặc khu xây dựng được khô ráo, đảm bảo công việc thi công, như: đê quay, tuy nen, kênh dẫn...

Các phân xưởng sản xuất: nhằm phục vụ cho thi công như: nhà mxưởng gia công cốt thép, gia công gỗ, nhà kho, đường ...

112

IX. 2. 1. Trạm thuỷ điện lòng sông

IX. 2. CÁC SƠ ĐỒ BỐ TRÍ TTĐ KIỂU ĐẬP Trạm thuỷ điện kiểu đập chia ra hai loại: TTĐ lòng sông và TTĐ áp đâp, tính năng và khả năng chịu áp lực của nó khác nhau do vậy thành phần và cách bố trí của chúng cũng có khác nhau. Sau đây chúng ta nghiên cứu khái quát về chúng.

Hình 9-1. Các phương án bố trí trạm TĐ lòng sông. 1- lòng sông; 2- đập dâng; 3- nhà máy; 4-đập tràn; 5- kênh tháo; 6- âu tàu;

7- trạm phân phối cao áp OPY; 8- ốc đảo; 9- công trình tháo lũ trong n/máy. Đặc điểm của TTĐ lòng sông (còn gọi là TTĐ chặn dòng hay TTĐ ngang đập)

là nhà máy trực tiếp chịu áp lực nước thuỷ tĩnh như một đoạn đập. Do vậy loại này được sử dụng với cột nước thấp, thường không quá 40 mét. Ngoài nhà máy thông thường có chức năng bố trí trang thiết bị phát điện thuỷ lực, còn có loại nhà máy kiểu kết hợp với chức năng kết hợp tháo lũ như đập tràn, chính vậy có thể không cần xây đập tràn trong

ành phần đầu mối của trạm. TTĐ Vônga, mang tên Đại hội lần thứ 22 Đảng cộng sản iên xô, thuộc loại nầy (hình 9-1,b).

thL

113

TTĐ lòng sông được xây dựng ở trên những dòng sông nhiều nước, vấn đề tháo u lượng thi công thường lớn, dẫn đến có những phương án bố trí điển hình sau:

- Bố trí các công trình bê tông chính (nhà máy, đập tràn, âu tầu) bên bờ (sơ đồ I, bê tông ở một bên bờ hoặc ở cả hai bên bờ sông. Bố

í như vậy sẽ giảm được chiều cao và chiều dài đê quây hố móng, thậm chí không cần đê quây khi bờ không ngập nước. Vào giai đoạn thi công sau, khi chặn dòng sẽ dẫn dòng qua các công trình bêtông đã hoàn thành. Nhược điểm của cách bố trí bên bờ là khối lượng đào đất đá và hố móng quá lớn.

- Bố trí các công trình bê tông trên bãi bồi của sông (sơ đồ II): Trong giai đoạn thi công hố móng cần phải đắp các đê quây ngang và dọc. Việc dẫn dòng, kể cả tháo lũ qua lòng sông thiên nhiên. Uu điểm của sơ đồ bố trí này so với sơ đồ I là khối lượng đất đá phải đào ít hơn , nhưng lại phải xây đê quay cao hơn.Việc bố trí tập trung các công trình bê tông tạo khả năng bố trí hợp lý trạm bêtông, đẩy nhanh tốc độ thi công và giảm giá thành xây dựng.

- Bố trí công trình bê tông chính ở giữa lòng sông (sơ đồ III, hình 9-1,a). Cách bố trí này ứng dụng khí chiều dài tuyến đập hẹp và bờ sông dốc. Các công trình bêtông chính chiếm gần hết chiều rộng lòng sông, do vậy không thể đồng thời tiến hành xây dựng chúng một giai đoạn mà phải hai, thậm chí ba giai đoạn. Trường hợp này cần đắp đê quây đủ cao để có khả năng tháo lưu lượng lũ qua lòng sông thu hẹp, do vậy gặp rất nhiều khó khăn.

- Bố trí hỗn hợp là cách bố trí các công trình bêtông chính ở bờ (hoặc bãi bồi) và cả ở lòng sông (sơ đồ IV, hình 9-1,a), theo cách này nhà máy xây ở một phần lòng sông chính, đập tràn chắn lòng sông nhánh, còn âu tàu hai buồng đặt ở ốc đảo của sông. Cách bố trí này khó cho công tác thi công nên cũng hạn chế sử dụng. Ngoài ra nếu bố trí âu tàu giữa đập tràn và nhà máy thì có thể ở trường hợp nào đó gây khó cho việc thông ương của tàu thuyền qua âu, đặc biệt khi tháo lũ qua đập.

Việc bố trí trạm phân phối điện cao áp (OPY) cần bảo đảm khả năng truyền tải iện từ nhà máy đên trạm OPY là gần nhất và có thể đặt trạm OPY ở bờ nào đó sao cho yến đường dây tải đảm bảo yêu cầu kỹ thuật. Có thể đặt hai - ba trạm OPY trên các bờ

sông bằng phẳng. Chọn sơ đồ bố trí nào phải lấy yêu cầu khối lượng công tác xây dựng và giá

ành công trình đầu mối là nhỏ nhất.

IX. 2. 1. Trạm thuỷ điện sau đập

từ 30 - 40m đến 200 - 300 mét và hơn. Thành phần và bố trí các công trình trên tuyến đầu mối cũng tương tự như đối với kiểu TTĐ lòng sông. Đối với TTĐ loại này thì kiểu đập

lư

hình 9-1,a), có thể bố trí công trìnhtr

th

đtu

th

Đặc điểm của trạm thuỷ điện kiểu áp đập là nhà máy không trực tiếp chịu áp lực thuỷ tĩnh, áp lực này do đập chịu cả, do vậy nhà máy nhẹ nhàng hơn, không phải tăng chiều cao nhà máy. Trạm thuỷ điện loại này có thể dùng với cột nước từ thấp đến cao,

Hình 9-2. Mối quan hệ giữa nhà máy và loại đâp đối với TTĐ áp đập. a- Đối với đập bêtông; b- Đối với đập vật liệu địa phương.

và chiều cao có ảnh hưởng lớn đến việc bố trí công trình đầu mối. Sau đây ta xét một số sơ đồ bố trí tương ứng (hình 9-2,a,b) với hai loại đập bê tông trọng lực và đập làm bằng vật liệu địa phương (như đập đât, đá đổ).

1. Trạm thuỷ điện với đập dâng bêtông trọng lực: Hình (9-2,a) nêu ba phương án bố trí nhà máy và đập bêtông trọng lực. - Nhà máy bố trí sau đập (sơ đồ I): vị trí nhà máy nằm sau đập, giữa nhà máy và đập có bố trí khớp biến dạng. Đường ống áp lực dẫn nước đến turbine được đặt trong thân đập bêtông, có thể đặt ống ở tuyến hạ lưu đập hoặc tuyến nằm ở phần dưới của

ình 9-2, sơ đồ II, III). Việc bố trí này ỉ hợp lý với tổ hợp nhất định giữa chiều cao đập và kích thước tổ máy thuỷ lực. Việc

đập. - Nhà máy có thể đặt bên trong thân đập (h

ch 114

115

đặt nhà máy trong thân đập làm giảm thiểu khối lượng bêtông, tuy nhiên làm phức tạp êm trạng thái kết cấu. Đập tràn có thể bố trí phía trên nhà máy, như vậy rút ngắn được

tuyến công trình điện. Ngày nay

ăng lượng cao được sử dụng cho loại này. 2. Trạm thuỷ điện với đập dâng làm bằng vật liệu địa phương: Hình (9-2,b) trình bày một số sơ đồ bố trí nhà máy trong TTĐ với loại đâp này: - Nhà máy đặt sau đập (sơ đồ I): đây là sơ đồ phổ biến nhất. Cửa lấy nước đặt ở phía trước đập, dạng tháp. Đường ống áp lực đặt ở dưới đập, trên nền đất nguyên dạng; nếu dùng ống thép thì phải có hành lang bêtông cốt thép bao quanh ống, thông thường dùng ống bêtông cốt thép để dẫn nước vào turbine. - Nhà máy đặt trong khối bêtông (sơ đồ II) trong thân đập đất, tháp lấy nước đặt bên bờ, đường tháo không áp từ turbine được dùng xả nước trong giai đoạn thi công. - Nhà máy kết hợp xả nước thừa, đặt trong tháp bêtông cốt thép trụ (sơ đồ III), đặt ở mái thượng của đập. Cửa lấy nước vào turbine đặt trong trụ bêtông, đường xả nước từ turbine làm chung với ống tháo bêtông cốt thép của tràn, đặt bên dưới đập, ống này còn được sử dụng dẫn dòng trong giai đoạn thi công. Hình (9-3) mô tả một ví dụ bố trí các thành phần của trạm thuỷ điện Acuan (Aicập) có công suất lắp máy N = 1600 MW. Nhà máy sau đập và núi, cửa lấy nước ước đ

thbêtông và dẫn đến giảm giá thành xây dựng trạm thuỷ

turbine Cap xun trục ngang có đặc tính n

tr ập, đường ống áp lực đào ngầm trong núi, trạm OPY đặt trên phần núi.

Hình 9-3. Trạm thuỷ điện Acuan (Aicập) trên sông Nin, N = 1600 MW. IX. 3. CÁC SƠ ĐỒ BỐ TRÍ TTĐ KIỂU ĐƯỜNG DẪN Trạm thuỷ điện đường được sử dụng với biên độ giao động cột nước rất rộng: từ vài mét đến 1700 - 2000 mét. Lớn nhất là TTĐ Raisec (Úc) H = 1767m và TTĐ Bôgôta (Côlombia) với H = 2000 m, N = 500 MW. Trạm thuỷ điện đường dẫn có nhiều hạng mục công trình các kiểu và công dụng khác nhau, và đặc biệt khi tuyến đường dẫn kéo dài. Trạm thuỷ điện đường dẫn (sơ đồ khai thác TTĐ đập - đường dẫn cũng vậy), dựa vào điều kiện địa hình và công dụng của các thành phần công trình có thể phân ra các cụm công trình chính sau đây: Cụm công trình đầu mối: nhằm để dâng nước trong sông và hướng dòng chảy vào đường dẫn, làm sạch nước khỏi rác rưởi, bùn cát và vật nổi. Các hạng mục của cụm đầu mối này gồm có: đập, công trình tháo nước thừa, cửa lấy nước, bể lắng cát, công trình tháo cát, tháo vật nổi.

116

Công trình đường dẫn: làm nhiệm vụ đưa nước đến nút trạm với tổn thất cột nước và tổn thất dung tích là nhỏ nhất. Đường dẫn có thể là đường dẫn có áp (tunel, đường ống) hoặc đường dẫn không áp (kênh, tunel, máng). Trên tuyến đường dẫn không áp còn các hệ thống rãnh thoát nước mưa, các cống luồn, cầu máng, máng tràn ngang, các tường chắn đất đá để bảo vệ đường dẫn ..v.v... Công trình nút trạm: để nối đường dẫn với đường ống áp lực đưa nước vào turbine, nhà chứa thiết bị sản xuất và phân phối điện năng. Cụm này gồm có: bể áp lực, bể điều tiêt ngày, đường ống áp lực, buồng điều áp (nếu có), nhà máy TĐ, trạm máy biến áp và trạm phân phối điện, đường tháo nước từ nhà máy về hạ lưu. IX. 3. 1. Các sơ đồ bố trí TTĐ đường dẫn không áp

Hình 9-4. Các sơ đồ TTĐ đường dẫn không áp. Trên đoạn sông suối (hình 9-4) có thể có những phương án khai thác sau đây: Phương án I: sử dụng đoạn sông ngắn. Công trình gồm có đập thấp đủ để dâng nước và đưa nước và kênh dẫn, kếnh dẫn chạy dọc theo phương ngang với độ dốc nhỏ hơn độ dốc lòng sông. Ở cuối kênh kênh dẫn được mở rộng và đào sâu xuống để tạo thành bể áp lực trước nhà máy thuỷ điện. Phương án II: Sử dụng được năng lượng lớn hơn phương án I. Đường kênh dẫn được đặt hoặc là dọc theo phương ngang (phương án 2a) với chiều dài kênh lớn, hoặc là tuyến của nó chạy khác tuyến 2a. Cần tính toán kinh tế - năng lượng để chọn phương án. Có thể kinh tế hơn nếu ta chọn phương án đào đường dẫn tunnel không áp (phương án 2 ) dẫn nước đến đoạn cuối kênh và bể áp lực. Việc xả nước thừa của phương án 2 bằng tràn bên, tháo xuống kênh tháo nhanh. Giải pháp kết cấu có thể khác nhau. Phương án III: Phương án này sử dụng độ chênh lòng sông lớn hơn nữa để thu được công suất và điện lượng cao hơn hai phương án trên. Phương án 3a là kéo dài đoạn kênh của phương án 2a, rồi xây bể áp lực và đặt ống áp lực đưa nước vào turbine Phương án này có xây buồng điều áp để giảm áp lực nước va. Phương án khác là đào tunel không áp thay cho đường kênh dẫn (phương án 3 ).

117

IX. 3. 2. Các sơ đồ bố trí TTĐ đường dẫn có áp

Hình 9-5. Các sơ đồ TTĐ đường dẫn có áp. Các sơ đồ phương án điển hình đối với TTĐ đường dẫn có áp (hình 9-5) sau: Phương án 1a và 2a, đường dẫn áp lực làm bằng các ống dẫn, đặt dọc theo hướng ngang, ở cuối ống dẫn bố trí tháp điều áp. Phương án 1δ, 2δ và phương án 3 thì đường dẫn dùng hình thức tunel áp lực, buồng điều áp là loại giếng đào trong đá cứng. Phương án 3 và 4 thì nhà máy đặt ngầm dưới đất. Tháo nước từ nhà máy ra sông bằng tunel không áp. Cửa lấy nước trong phương án 4 gần nhà máy nên không cần buồng điều áp.

118

IX. 3. 3. Các sơ đồ bố trí TTĐ đường dẫn ngầm

Hình 9-6. Các sơ đồ bố trí trạm thuỷ điện ngầm. a- Giếng và δ - tunel vận chuyển.

1- ống dẫn, cáp; 2- cầu thang; 3- thang máy; 4- nâng vật nặng; 5- thoát không khí; 6- cáp động lực hoặc thanh cái; 7- dẫn nước thấm; 8- tunel vận chuyển; 9- cấp không khí tự nhiên.

Việc xây dựng công trình thuỷ điện dưới lòng đất có nhiều ưu điêm so với TTĐ trên mặt đất là: có thể chọn nhiều sơ đồ bố trí trạm, chiều dài đường dẫn nước có thể rút ngắn nhất, do vậy giảm được giá thành xây dựng và giảm tổn thất cột nước. Giảm nhẹ kết cấu đường ống áp lực, nhà máy và các kết cấu khác nhờ lợi dụng khả năng chịu lực của khối đá. Việc thi công công trình ngầm không phụ thuộc vào thời tiết. Giảm chi phí khai thác và sửa chữa TTĐ. Ngày nay kỹ thuật thi công đường hầm hầu như đã cơ giới hoá, kết cấu công trình hoàn thiện nên giá thành TTĐ ngầm nhiều công trình đã rẻ hơn

119

trạm lộ thiên. Việc bố trí TTĐ ngầm được xác định dựa trên cơ sở vị trí của nhà máy. Theo dấu hiệu này có thê chia ra ba sơ đồ sau: Nhà máy ở đầu tuyến (sơ đồ I), nhà máy ở giữa (II) và nhà máy ở cuối tuyến (sơ đồ III).

- Sơ đồ bố trí đầu tuyến (I hình 9-6): nhà máy bố trí gần cửa lây nước, đường dẫn áp lực có dạng giếng đứng, hiếm khi giếng nghiêng. Do chiều dài đường dẫn áp lực

háp điều áp. Chiều dài đường tháo nước từ turbine ra sông dài, có thể không áp hoặc có áp. Nếu không áp thì rẻ hơn có áp. Tuy nhiên nếu đường tháo dài mà, mực nước hạ lưu đủ lớn thì phải dùng đường tháo có áp và phải xây dựng buồng điều áp hạ lưu sát cửa ra của ống xả turbine. Để nhân viên vận hành ra vào nhà máy cần trang bị thang máy, để đưa thiết bị vào nhà máy, dẫn thanh dẫn điện và thông gió cần đào giếng đứng hoặc nghiêng. Để giảm giá thành thường người ta hay kêt hợp dẫn điện và thông gió hoặc kéo thiết bị và thông gió cùng một giếng (xem hình 10-6,a,δ về cách bố trí kết hợp các giếng và tunel vận chuyển này)..

- Sơ đồ bố trí nhà máy ở cuối tuyến (sơ đồ II, hình 9-6): Đặc trưng của sơ đồ này là đường dẫn áp lực dài, nhà máy đặt gần hạ lưu. Do nhà máy gần hạ lưu nên dùng đường hầm ngang vào nhà máy trong thời gian thi công và vận hành, giảm nhẹ công tác thi công và vận hành, mặt khác đường tháo từ nhà máy ra sông ngắn nên có thể không cần xây buồng điều áp hạ lưu. Nhược điểm của sơ đồ này là đường dẫn áp lực dài phải gia cố đường dẫn để tăng khả năng chịu lực, do vậy giá thành đường dẫn tăng và nước va sẽ lớn, dẫn đến việc phải xây buồng điều áp thượng lưu. Đã có những TTĐ đường dẫn tunel lớn như: TTĐ Ingury (Liên xô) đường kính tunel Φ = 9,5 m, dài L = 15 km và TTĐ Vinstra (Hungari) có Φ = 6 m dài L = 23,6 km.

Khi giao động mực nước thượng lưu nhỏ, có thể dùng kênh hoặc tunel không áp và có bể áp lực cuối đường dẫn (các sơ đồ II, III phần bên phải).

- Sơ đồ bố trí nhà máy ở giữa tuyến (sơ đồ III, hình 9-6). Đặc trưng chính của sơ đồ này là tồn tại đường dẫn và đường tháo dài. Đường dẫn có thể có áp hoặc không áp. Trường hợp đường dẫn có áp, xét tổ hợp chiều dài và cột nước có thể phải xây buồng điều áp thượng, hạ lưu trên tuyến năng lượng Để thông thương với mặt đất cần phải mở các giếng thẳng đứng hoặc giếng nghiêng. Chú ý rằng tunel nằm nghiêng tuy có giảm khối lượng so với tunel đứng nhưng khó cho thi công.

Việc chọn sơ đồ bố trí trạm thuỷ điện ngầm được tiến hành theo điều kiện cụ thể và phải qua so sánh kinh tế kỹ thuật các phương án để quyết định. Việc tính toán phải kể đến các mặt: địa hình, địa chất, giá thành công trình, điều kiện thi công, việc điều chỉnh tổ máy, tổn thất năng lượng, chế độ làm việc và sự thuận lợi trong vận hành của trạm.

Thực tế thiết kế cho thấy rằng: sơ đồ bố trí nhà máy ở đầu tuyến hợp lý hơn cả khi TTĐ có cột nước trung bình. Cùng với việc tăng cột nước thì sơ đồ nhà máy ở tuyến cuối được ưa dùng. Trong một loạt trường hợp khi điều kiện địa chất và địa hình thuận lợi thì sơ đồ bố trí nhà máy ở giữa tuyến lại tỏ ra có hiệu quả.

ngắn nên nhiều trường hợp không cần làm t

120

Chương X. CÔNG TRÌNH LẤY NƯỚC CỦA TTĐ

Công trình lấy nước của TTĐ là hạng mục công trình đầu tiên trên tuyến năng lượng, nó có nhiệm vụ lấy nước theo yêu cầu của trạm. Các yêu cầu cơ bản được đặt ra cho cửa lấy nước như sau : - Lấy nước đầy đủ theo yêu cầu, đảm bảo khai thác liên tục và có thể tiến hành sửa chữa mà không phá vỡ chế độ làm việc của trạm thủy điện ; - Có thể ngắt dòng nước nhanh chong khi đường ống hoặc tổ máy bị sự cố ; - Bảo vệ, chống rác nổi chảy vào cống lấy nước, chống vật nổi trôi vào cống ; - Ngăn chặn phù sa đáy có kích thước nguy hiểm chảy vào turbine ; - Khi thiết kế các cống lấy nước cho các đường dẫn vào nhà máy thủy điện, trước tiên phải giải quyết vấn đề về cao trình đặt cống, vị trí các công trình khác trong hệ thống, cũng như chọn kết cấu hợp lý, tổn thất thủy lực là ít nhất. X. 1. PHÂN LOẠI CÔNG TRÌNH LẤY NƯỚC CỦA TTĐ Các công trình lấy nước (còn gọi là Cửa lấy nước) được phân ra hai loại: Cửa lấy nước mặt và cửa lấy nước dưới sâu (xem hình 10-1). Cách phân loại như sau: - Cửa lấy nước mặt (hình 10-1, sơ đồ IV) còn gọi là cửa lấy nước không áp. Đặc điểm của cửa lấy nước này là: dòng chảy trong nó có mặt thoáng. Loại này thường được dùng ở TTĐ và hồ chứa không có hồ điều tiết dài hạn, mực nước thượng lưu ít thay đổi. Loại này thường ưa dùng cho TTĐ đường dẫn có công trình đầu mối cột nước thấp.

Hình 10-1. Các sơ đồ phân loại cửa lấy nước của TTĐ. - Cửa lấy nước dưới sâu (hình 10-1, sơ đồ I) còn gọi là cửa lấy nước có áp. Đặc điểm của cửa lấy nước này là nằm dưới mực nước chết ở thượng lưu, dòng chảy trong nó là dòng có áp, không có mặt thoáng. Loại này thường được dùng trong điều kiện mực nước thượng lưu thay đổi đáng kể từ MNDBT đến MNC, trong thực tế cửa lấy nước dưới sâu đặt dưới MNDBT đạt tới 50 - 80 m, thậm chí đến hơn 100 m.

Một dạng đặc biệt có thể gặp khi cửa lấy nước nằm dưới MNC đưa nước vào ường dẫn không áp (hình 10-1, sơ đồ II), cửa lấy nước có tác dụng điều chỉnh lưu đ

121

ng qua van. Cần xây tiêu năng trên đoạn nối tiếp giữa cửa và đường dẫn. Để tận ụng phần năng lượng mất đi bởi công trình tiêu năng, có thể có lợi nếu xây thêm nhà áy thuỷ điện bổ sung (hình 10-1, sơ đồ III), và lúc này cửa lấy nước trở thành có áp.

. 2. CÁC TRANG THIẾT BỊ CỦA CỬA LẤY NƯỚC

Cửa lấy nước có nhiệm vụ lấy đủ nước và nước sạch theo yêu cầu phát điện và i dụng tổng hợp, đảm bảo chủ động đóng hay mở nước vào công trình dẫn nước. Cửa y nước cần được trang bị các thiết bị chính như: lưới chắn rác, các loại van sửa chữa à sự cố, thiết bị nâng chuyển vật nặng, ống dẫn khí, ống cân bằng áp lực ... Hình (10-2) một ví dụ về thành phần và vị trí bố trí của các trang thiết bị này.

lượdm

X

lợlâvlà

Hình 10-2. Các trang thiết bị của cửa lấy nước của TTĐ.

1- tường ngực; 2- lưới chắn rác; 3- rãnh van dặt chung cho lưới chắn rác và van sửa chữa; 4- rãnh dẫn hướng cho gàu ngoạn; 5- van sự cố - sửa chữa; 6- máy nâng thuỷ lực; 7- ống dẫn khí; 8- ống bình áp.

X. 2. 1. Lưới chắn rác và thiết bị dọn rác trên lưới 1. Kết cấu lưới chắn rác của trạm thuỷ điện Để bảo vệ turbine khỏi bị rác rưởi và vật nổi trôi vào phá vỡ chế độ vận hành ình thường của tổ máy, cần đặt lưới chắn rác ở cửa vào cửa lấy nước. Thông thường

ưới chắn rác làm từ các thanh thép. Để giảm tổn thất cột nước qua lưới thì khoảng hở thự ngăn ật trôi có kích th g lưới

ể chọn khoảng hở theo đường kính tiêu chuẩn của turbine như sau (hình 10-3):

b

bhay dùng l

c giữa các thanh lưới phải rộng, nhưng như vậy sẽ không bảo đảmước lớn vào đường dẫn. Do vậy khoảng hở thực giữa hai sonv

phải sao cho đạt được hai yêu cầu trên. Khi thiết kế sơ bộ có th

= 120 1D (lấy đối với turbine hướng trục) và b = (5 - 20) cm;

b = 130 1D (lấy đối với turbine tâm trục) và b = (3 - 10) cm;

b = (2 - 7) cm (lấy đối với turbine gáo).

122

Hình 10-3. Cấu tạo lưới chắn rác phẳng.

1- Dầm tựa biên đứng; 2- dầm ngang đỡ song lưới; 3- dầm dọc; 4- giằng chéo; 5- thanh ngang lưới chắn rác; 6- song dọc lưới; 7- khớp nối các tầng lưới. Cấu tạo lưới chắn rác gồm: khung lưới và các song dọc chắn rác 6. Khi lưới có chiều cao lớn được phân ra các đoạn và các tầng, nối các tầng với nhau qua các khớp 7. Khung lưới gồm có các dầm tựa biên 1, các dầm ngang 2, các dầm dọc giữa 3, các thanh dằng xiên 4. Các song dọc chắn rác làm bằng thép tròn đối với lưới nhỏ còn phần lớn có dạng mặt cắt dạng lưu tuyến để tăng độ bền và giảm tổn thất thuỷ lực (hình 10-4). Kích thước của lưới có ảnh hưởng lớn đến kích thước toàn bộ cửa lấy nước, phụ thuộc vào số lượng, loại rác, phượng thức cào rác và phụ thuộc vào tổn thất cột nước trên lưới. Khi nước mang nhiều rác và ngưỡng cửa lấy nước đặt không sâu dưới mực ước dâng bình thường (MNDBT) lắm (< 20 - 25 m) và dọn rác bằng máy thì vận tốc

trên lưới chắn rác thường lấy v = (1 - 1,2) m/s. Khi ngưỡng cửa đặt quá sâu, việc dọn rác không thể tiến hành được thì vận tốc trên lưới thường chọn v = (0,25 - 0,5) m/s và lưới được đặt cố định. K ớn hơn 2 m/s. Điều

máy hoặc giảm công suất phát điện.

n

hi nước ít rác bẩn thì vận tốc trên lưới lấy không l

kiện này khi vớt rác phải dừng Đặt lưới chắn rác phảib đảm bảo thuận dòng chảy để tránh gây tổn thất lớn, kết cấu lưới phải vững chắc và thuận tiện cho việc lắp đặt và tháo dỡ lưới và dọn rác. Vị trí đặt lưới thông thường đặt trước van sửa chữa và van sửa chữa-sự cố (van công tác). Tuy nhiên khi nước ít rác và có luận chứng thoả đáng có thể lắp lưới chắn rác giữa hai van

123

o vận hành và rác có thể xâm nhập vào van công tác khi kéo lưới lên. Ở trạm thuỷ điện nhỏ, vớt rác thủ công muốn vớt rác tiện lợi phải đặt lưới nghiêng một góc750sovới phương đứng và vận tốc dòng chảy qua lưới phải lấy nhỏ hơn vớt máy.

(ít gặp). Để giảm kích thước cửa lấy nước và khẩu độ cầu trục phục vụ lưới, nhiều trường hợp người ta dùng chung khe lưới chắn rác và khe van sửa chữa làm một, tuy nhiên cách này gây khó khăn ch

Hình 10-4. Hình dạng mặt cắt ngang song lưới và dầm ngang đỡ lưới. a - mặt cắt ngang hệ thanh; δ - mặt cắt ngang dầm đỡ ngang

2. Thiết bị dọn rác trên lưới chắn rác

Hình (10-5) mô tả một số thiết bị dọn rác bằng cơ giới được dùng dọn rác trên các lưới chắn rác. Tuỳ đặc điểm các loại rác và vị trí đặt lới mà có thể chọn để trang bị. - Thiết bị cào rác (b) dùng cào rác nhỏ như rong rêu, cỏ, lá. Nó có khả năng cáo được rác bám trong các khe giữa các song lưới. - Gàu xúc (c) xúc và cào rác vào trong gàu nhờ trọng lượng bản thân gàu và áp lực nước. - Gàu ngoạm (d) dùng để ngoạm các vật nổi lớn phía trước lưới. - Gàu kiểu hàm răng (e) dùng cắt rác bẩn bám trên mặt lưới; khi hạ xuống dưới lưỡi dao 1 sẽ gạt lớp rác trên lưới dồn vào phía trong cạp, cạp móc 2 khép lại và nhấc rác lên nhờ cầu trục.

- Loại cạp pôlip (g) dùng để vớt rác và vật nổi từ nhỏ đến lớn phía trước lưới và ở đầu cạp có bố trí thêm các tấm thép, chúng có thể khép kín để đựng rác nhỏ.

Hình 10-5. Các thiết bị dọn rác bằng máy.

1- hàm trên; 2 - hàm dưới; 3 - lưỡi dao; 4- lưới; 5 - cào. X. 2. 2. Cửa van Đầy đủ thì cửa van trên cửa lấy nước có hai loại van sau:

- Van công tác (van sự cố-sửa chữa) dùng để đóng đón ngăn dòng nước chảy vào đường dẫn khi có sự cố đường ống hoặc máy phải ngừng máy, hoặc khi dừng để sửa chữa chúng. Van này đóng trong khi dòng chảy dang chảy với vận tốc lớn. Do vậy van phải có đủ sức nặng, lực đóng phải lớn và phải luôn ở trạng thái sẳn sàng làm việc. Trường hợp van đặt sau ống thép lộ thiên thì cần phải tác động nhanh (đóng từ 2 - 3 hút); còn nếu đường ống áp lực dặt trọng đập bêtông trọng lực hoặc trong đường hầm

có áp t g, van cung van đĩa hoặc van cầu (các van này đã có đề cập ở phần I - phần thiết bị thuỷ điện).

- Van sửa chữa dùng để đóng khi dòng nước tỉnh lặng, vì vậy nó không cần phải

phì van không đòi hỏi phải là van đóng nhanh. Van sự cố có thê là van phẳn

có lực đóng mở lớn và cũng không cần phải đóng nhanh. Trường hợp cột nước tương đối thấp, cửa van có thể dùng dạng phai độc lập. Hình (10-6) sau đây trình bày cấu tạo của một cửa van phẳng sự cố - sửa chữa.

124

Hình 10-6. Cửa van phẳng sự cố - sửa chữa. 1- dầm ngang; 2 - dầm cột đứng; 3 - dầm tựa; 4 - bản chắn nước bằng thép tấm. - Ống bình áp (hình 10-2): khi van ở vị trí đóng nếu độ sâu ngập nước của cửa van lớn khá lớn, áp lực thuỷ tĩnh tác dụng lên mặt trước cửa van lớn còn mặt sau van không có nước, để giảm lực kéo cửa van khi nâng cửa van cần loại bỏ độ chênh áp lực thuỷ tĩnh nầy. Để làm việc này người ta tháo nước từ thượng lưu qua ống 8 vào sau van để cân bằng áp lực nước tĩnh trước và sau van, sau đó mới nâng van. X. 2. 3. Thiết bị nâng hạ và vận chuyển Để đóng mở, tháo lắp các lưới chắn rác và cửa van các loại và tiến hành dọn rác trên lưới chắn rác cần phải có thiết bị đóng mở và nâng hạ vận chuyển. Thiết bị này có

ai dạng: thiết bị đặt cố định dùng riêng (như tời điện, cầu trục, nâng thuỷ lực) và thiết bị di động dùng chung cho một số khoang (như cầu trục cổng).

h

125

126

1. Cầu trục di động Cầu trục di động, dùng chung để nâng chuyển các lưới chắn rác và các cửa van, phai khi số khoang lấy nước nhiều. Cũng có thể bố trí một cầu trục phục vụ riêng cho van sửa chữa-sự cố một cầu trục dùng chung cho các lưới chắn rác và van sửa chữa. Nếu van sửa chữa-sự cố có yêu cầu đóng nhanh thì ngoài cầu trục chung còn phải đặt thêm cầu trục tĩnh tại cho từng khoang và trang bị hệ thống điều khiển từ xa hoặc tại chỗ nhằm để đóng nhanh khi sự cố, còn tháo lắp thì vẫn phải dùng cầu trục chung.

Hình 10-7. Cầu trục cổng

Hình (10-7) là cầu trục cổng có sức nâng 500 tấn, nhiệp 20 m, do Liên xô chế tạo. Cầu trục gồm khung thép 1, xe kéo tải 3 chạy trên ray của cầu 2. Móc chính 4 để nâng hạ vật nặng chính, móc 5 nâng hạ vật nhẹ hơn. Để di huyển cầu trục đến nơi cần thao tác, cầu trục được trang bị các bánh xe lăn 10, lăn trên ray chôn sẵn dọc tuyến. lăn.

2. Thiết bị nâng hạ tĩnh tại Khi chỉ có một hoặc hai khoang lấy nước thì nên sử dụng các thiết bị nâng hạ đặt tĩnh tại, dùng riêng cho từng khoang lấy nước. Loại này có thể là tời điện, cầu trục (cầu trục xem ở phần Nhà máy) hoặc máy nâng thuỷ lực. Thiết bị tĩnh tại chỉ có thể dùng trong thao tác nâng hạ tại khoang, khi cần đưa đi sửa chữa nơi khác cần phải dùng cầu trục di động trên. Các thiết bị dùng đóng mở cố định thường dùng tời điện hoặc máy nâng thuỷ lực , có tốc độ nâng hạ từ 0,2 đến 2 m/s.Trường hợp dùng van đóng nhanh thì tốc độ nâng hạ có thể đạt (8 - 10) m/s.

Hình (10-8) trình bày máy nâng thuỷ lực sự cố-sửa chữa và sơ đồ động của nó. Máy nâng thuỷ lực là một xi lanh 1 đặt trên gối tựa 2, 3 chôn trong bê tông, đặt phía trên thiết bị cần thao tác. Đầu dưới của cần pít tông nối với van hoặc lưới 17 bởi cơ cấu nối.

ẩy trục nâng 18 kéo van lên. Để hạ van ta tháo dầu về thùng chứa 14, nhờ trọng lượng van hạ xuống, trường hợp cần lực đóng lớn thì kết hợp áp lực dầu đẩy từ trên xuống. Máy nâng thuỷ

m việc của cửa lấy nước mặt và việc chọn vị trí cửa lấy nước Cửa lấy nước mặt của TTĐ đường dẫn thường được xây dựng ở miền núi trên các con sông có độ dốc lớn và tốc độ chảy lớn. Những con sông này vào mùa lũ mang theo nhiều bùn cát, về mùa kiệt thì lại thì lại rất ít nước, có khi không đủ nước cho TTĐ. Bởi vậy cần phải đưa vào đầu mối các đập dâng và đập tràn. Khi xây dựng các các công trình đầu mối này chế độ dòng chảy tự nhiên của sông bị thay đổi; đáy trước đầu mối bị bồi lấp dần khi lũ về mực nước dâng cao cuốn cả những hạt cát đáy vào cửa lấy nước. Ở hạ lưu công trình đầu mối lòng dẫn bị xói lở làm giảm mực nước hạ lưu. Cần phải tính đến những thay đổi trên khi thiết kế cửa lấy nước. Thường người ta xây dựng các công trình chỉnh trị (như đê hướng dòng ..v.v..) để hướng dòng nước trong vào cửa lấy nước, làm bể lắng cát để thu cát có kích thước nguy hiểm và tháo đi nơi khác tránh làm hỏng thiết bị qua nước của turbine. Đặt cửa lấy nước mặt ở bờ lõm để lấy nước trong. X. 3. 2. Các kiểu và kết cấu của cửa lấy nước mặt Có thể chia cửa lấy nước mặt làm ba loại: Cửa lấy nước đặt bên bờ, cửa lấy nước đặt chính diện dòng chảy và cửa lấy nước lưới đáy. 1. Cửa lấy nước đặt ở bờ Hình (10-9) trình bày các loại cửa lấy nước đặt ở bờ sông.

Hình 10-8. Máy nâng thuỷ lực và sơ đồ hoạt động.

Việc nâng van được tiến hành nhờ áp lực dầu (thường áp lực dưới 40 atmốt phe) từ thiết bị dầu áp lực qua van điều phối 4 đưa vào bên dưới xi lanh 1 để đ

lực ngày nay đã chế tạo đạt đến sức nâng 900 tấn.

X. 3. CÔNG TRÌNH LẤY NƯỚC MẶT (LẤY NƯỚC KHÔNG ÁP) X. 3. 1. Đặc điểm là

127

128

Hình 10-9. Một số sơ đồ cửa lấy nước bờ không áp. 1- cửa lấy nước; 2- ngưỡng; 3- cửa van lỗ xói cát; 4- hành lang xói đáy; 4a- hành lang nhận cát; 5- trụ

thượng lưu; 6- lưới; 7, 8- cửa van cửa lấy nước; 9- van xói cát; 12- đập tràn; 13- đập dâng; 14- kênh dẫn - Cửa lấy nước có hành lang xói rữa cát ở đáy (hình 10-9,a, δ). Hành lang xói rữa bùn cát đặt bên dưới ngưỡng lấy nước để tháo bùn cát về hạ lưu, còn nước trong được dẫn qua ngưỡng về đường dẫn. Đây là loại được dùng phổ biến do hiệu quả rữa bùn cát trước ngưỡng lấy nước cao. Hành lang đáy có thể chạy thẳng (sơ đồ δ) hoặc chảy vòng như (sơ đồ a). Việc tạo dòng chảy xoáy trong hành lang (sơ đồ δ) nâng cao hiệu quả xói rữa bùn cát khi chiều dài hành lang ngắn và tiết kiệm nước xả. - Cửa lấy nước có hành lang thu cát (hình 10-9,b). Đây là dạng cải tiến của loại trên, cửa vào của hành lang thu cát được đặt ở vùng tập trung cát đáy. Khi bề rộng cửa lấy nước nhỏ (dưới 6 m) thì nên đặt chúng trong trụ thượng lưu (tường hướng dòng),

a bùn cát. - Cửa lấy nước bờ không có hành lang tháo cát ở ngưỡng (hình 10-10,a). Đây là hình thức kết cấu đơn giản nhất trong các loại cửa lấy nước bờ. Bùn cát lắng đọng ngay trước ngưỡng cửa lấy nước 2 và được tháo qua lỗ tháo 3 khi mở van tháo cát. Hiệu

khi lớn hơn 6 m thì đặt chúng ở cả trụ thượng lưu và ở ngưỡng cửa lấy nước. Khi lượng bùn cát ở trước cửa vào kênh dẫn nhiều thì hoặc là xây dựng bể lắng cát hoặc làm rãnh thu và dẫn cát vòng 10 (sơ đồ b) để thu và tháo bùn cát. Hành lang dạng vòng (bình đồ) tạo nên dòng chảy vòng hướng ngang nâng cao khả năng rữ

129

quả tháo cát của loại này yếu, để tránh bùn cát tràn vào cửa lấy nước khi tháo cát thì phải nâng cao ngưỡng lấy nước so với đáy sông.

Hình 10-10. Một số sơ đồ cửa lấy nước.

a) Cửa lấy nước bờ không có hành lang tháo cát ở ngưỡng (ngưỡng đặc): 1- cửa lấy nước; 2- ngưỡng lấy nước; 3- lỗ tháo cát; 4- đập tràn; 5- kênh dẫn; 6, 7- hệ thống hướng dòng. b) Cửa lấy nước chính diện: 1- ngưỡng lấy nước; 2- lỗ tháo cát đáy; 3- đập tràn; 4- tường hướng vòng; 5- kênh dẫn; 6- thiết bị hướng dòng. Để chống bùn cát đáy vào cửa lấy nước, một biện pháp hữu hiệu là đặt các hệ thống hướng dòng và hướng dòng đáy (hình 10-10); hướng dòng nước trong về cửa lấy

át đáy về cửa xả cát.. Kích thước các tấm hướng có thể lấy như = 0,7 - 1,1) h, lL = (0,9 - 3) h, hL = (0,14 - 0,67) h, β = 16 - 200.

Chiều cao và chiều rộng của hành lang xói rữa bùn cát và hành lang thu cát được xác định qua tính toán và không lấy nhỏ hơn 0,5 - 0,7 m. Khi trong bùn cát có chứa cuội sỏi lớn thì tốc đọ dòng chảy trong hành lang xói rữa lấy không nhỏ hơn 4 - 6 m/s. Đáy và tường bên để tránh khỏi bị bùn cát cào xước cần được lót bằng đá gơranit, bằng các tấm gang hoặc bằng thép tấm, thậm chí ở những chỗ có dạng vòng còn dùng vật lót hai lớp để bảo vệ. 2. Cửa lấy nước đặt chính diện Cửa lấy nước chính diện là loại cửa lấy nước đặt thẳng góc với hướng dòng chảy của sông. Trong loại này phổ biến nhất là cửa lấy nước hai tầng có tường hướng vòng (hình 10-10,b ở trên) tầng trên lấy nước mặt đưa vào kênh dẫn còn tầng dưới tháo bùn cát đáy về hạ lưu. Ngưỡng cửa lấy nước 1 dặt vuông góc với hướng dòng chảy sông. Để tránh gây sự co hẹp dòng chảy và sinh vùng phểu nước ở đoạn tiếp giáp giữa ngưỡng và kênh dẫn người ta kéo dài các tường phân cách 4 thành tường hướng vòng. So với của lấy nước bờ đã trình bày ở trên thì do tầng tháo bùn cát bên dưới thẳng, do vậy bùn cát khi tháo không bị khuấy đục tầng nước trong bên trên. Nhược điểm của cửa lấy nước chính diện hai tầng là làm co hẹp tuyến đập tràn, đối với lòng sông hẹp thì nhược điểm này gây khó khăn cho việc tháo vật nổi như rác rưởi và cây trôi ...; nhược điểm nữa là kết câu cửa lấy nước loại này phức tạp hơn.

nước và hướng bùn csau: γ = 10 -130, a (

130

3. Cửa lấy nước lưới đáy

Hình 10-11. Cửa lấy nước lưới đáy.

Cửa lấy nước lưới đáy được dùng ở các đoạn sông miền núi có lưu lượng thay ổi nhiều và mang nhiều bùn cát. Cửa lấy nước này là một đập thấp, bên trong thân đập ố trí hành lang nhận nước, có lưới dậy bên trên 5 (hình 10-11). Nước qua lưới chảy ào hành lang nhận nước, rồi dồn về ngăn 10 có tràn bên 12 để tháo nước thừa về lại

sông, sau đó qua van điều tiết lưu lượng 13 chảy vao kênh dân 15. Cao trình ngưỡng ủa đập lấy nước 5 lấy cao hơn đáy sông 1- 2 m, hoặc 3 - 5 m (nếu có bể lắng cát trong ành phần đầu mối và bể lắng đặt ở sau van điều tiết 13). Lưới chắn rác đậy trên hành ng nhận nước làm bằng các thanh thép ở dạng phân đoạn tháo lắp được với chiều rộng - 2 m, còn chiều dài được xác định từ lưu lượng cần lấy. Để giảm lượng rác đọng trên

i nhận nước cần chọn hình dạng và khoảng cách thanh lưới thích hợp. Trong nhiều ường hợp, trên lưới mịn còn đặt thêm tầng lưới thô để chịu va đập của từ các hòn đá n. Khoảng các giữa các thanh lưới thô lấy 5 - 10 cm. Độ nghiêng của lưới theo chiều

iảm xuống hạ lưu là 0,1 - 0,2 để bùn cát đáy dễ dịch chuyển trên lưới. Đáy hành lang hận nước cần có độ dốc đủ để vận chuyển bùn cát qua lưới. Việc tháo bùn cát trước khi

a nước vào kênh được tiến hành qua hành lang tháo cát 14.

đbv

cthla1lướtrlớgnđư

131

X. 4. CÔNG TRÌNH LẤY NƯỚC DƯỚI SÂU ( LẤY NƯỚC CÓ ÁP) Công trình lấy nước dưới sâu (hay lấy nước áp lực) có ba kiểu đặc trương: Lấy nước kiểu đập, lấy nước kiêủ bờ và lấy nước kiểu tháp. Hình (10-12) trình bày các kiểu.

Hình 10-12. Sơ đồ phân loại cửa lấy nước dưới sâu.

I- kiểu đập; II- kiểu bờ; III- kiểu giếng bờ; IV- kiểu bờ gian ngầm; V- kiểu tháp.

Đôi khi còn bố t kết cấu giếng (sơ đồ III) hoặc trong

1- lổ nhạn nước; 2- ngưỡng; 3- lưới chắn rác; 4- rãnh van sửa chữa; 5- rảnh van công tác; 6- ống thông khí; 7- doạn chuyển tiếp; 8- đường dẫn hoặc ống turbine; 9, 10- van đĩa; 11- ống bình áp.

- Cửa lấy nước kiểu đập (hình 10-12, sơ đồ I) . Cửa lấy nước kiểu này được bố trí trong thân đập bê tông hoặc đập bêtông cốt thép, nằm trên tuyến áp lực của đập. Chủ yếu chúng được dùng trong thân đập, đôi khi dùng trong các TTĐ hổn hợp; - Cửa lấy nước kiẻu bờ (hình 10-12, sơ đồ II). Cửa lấy nước là kết cấu bêtông cốt thép được đặt trực tiếp ở mái bờ dốc và trong đó bố trí trí tất cả các trang thiét bị của ó. Kiểu nầy được dùng cho các TTĐ kiểu đập, đường dẫn và hỗn hợp.. n

trí các trang thiết bị của cửa lấy nước bờ trong mộột giam n ngầm đặt cửa van (sơ đồIV).

- Cửa lấy nước kiểu tháp (hình 10-12,sơ đồ V). Cửa lấy nước này là một cái tháp đứng riêng có các lỗ nhận nước bố trí trên cả chu vi hoặc trên một phần tháp. Kiểu lấy nươc này thường dùng cho TTĐ đập làm bằng vật liệu địa phương và đập vòm.

X. 4. 1. Cấu tạo cửa lấy nước dưới sâu kiểu đập

132

1. Cửa lấy nước nhà máy TĐ ngang đập

Hình 10-13. Các sơ đồ cửa lấy nước TTĐ ngang đập. 1- rãnh van sửa chữa; 2- rãnh lưới chắn rác; 3 tường ngực; 4- ống thông khí; 5- tràn xả lũ. Cửa lấy nước của TTĐ ngang đập được xây dựng thành khối với nhà máy và chịu áp lực nước từ phía thượng lưu (xem hình ... chương nhà máy).Trụ pin chính đồng thời là tường của buồng xoắn turbine, nó phân cách buồng xoắn ống xả của khối tổ máy với các tổ máy bên cạnh. Chiều dày các trụ pin chính thường từ 1,5 - 2,5 m, khi giữa các tổ máy có đặt khe lún thì chiều dày trụ pin có thể lên tới 3 - 6 m. Để giảm bề rộng và trọng lượng cửa van, khi khoảng cách giữa các trụ pin lớn (từ 10 - 12 m trở lên) người ta xây trụ pin phụ (trụ pin trung gian) ở giữa các trụ pin chính với độ dày trụ từ 1 - 1,5 m. Kích thước phần vào cửa lấy nước được chọn tuỳ vào tổn thất cột nứơc qua lưới chắn rác và tình trạng rác bám trên lưới, thường lấy chiều rộng cửa lấy nước bằng chiều rộng phần vào buồng xoắn. Còn chiều cao của nó phải kết hợp với chiều rộng sao cho ận tốc giảm tổn thất thuỷ lực, thường vận tốc này từ 1 - 1,2 m/s.

Chiều dài cửa lấy nước (chiều dòng chảy) chọn trên cơ sở đủ bố trí lưới chắn rác, các rãnh van và đủ kích thước tiến hành lắp ráp sửa chữa vận hành thiết bị của cửa lấy nước. Hình (10-13) trình bày một số sơ đồ bố trí cửa lấy nước của TTĐ lòng sông: - Sơ đồ I: trong thành phần cửa lấy nước có xây tường ngực để chắn các vật nổi bảo vệ cửa van, lưới chắn rác khỏi vị vất nổi va đập và làm cho dòng chảy vào buồng xoắn được thuận dòng. Mép dưới tường ngực đặt sâu tối thiểu dưới mực nước chết từ 0,5 đến 1,5 m để bảo đảm vật nổi không chui qua và không tạo phểu nước trước cửa lấy nước. Tường ngực được xây dựng khi trong dòng chảy có nhiều vật nổi lớn. - Sơ đồ II: cửa lấy nước này không có thành phần tường ngực, được dùng ở nơi không

v qua lưới dễ dọn rác và

có vật nổi nguy hiểm. Cách bố trí này sẽ rút ngắn chiều dài cửa lấy nước, tuy dòng chảy không thuận lắm tuy nhiên tổn thất thuỷ lực cũng không lớn do ngắn.

133

turbine. Ở sơ đồ IV, các lưới chắn rác thô đặt xa nhà máy, ở sơ đồ V

ọn rác cũng khó khăn. Thông thường vận tốc dòng chảy qua lưới chắn rác từ 1 - 1,2 m/s. Nếu cửa lấy nước đặt dưới sâu không đòi hỏi phải vớt rác thường xuyên thì vận tốc dòng chảy trên lưới không được vượt quá 0,5 - 0,6 m/s và khi vớt rác phải dừng máy. Vị trí lưới chắn rác thông thường đặt trước van sửa chữa để tránh rác rưởi lấp nhét vào rãnh van. Tuy nhiên trong trường hợp dòng chảy ít rác có thể đặt lưới chắn rác sau van sửa chữa và trước van công tác hoặc có thể đặt lưới chắn rác chung rãnh với van sửa chữa. Thao tác van sửa chữa và nâng lưới chắn rác bằng cầu trục di động. Riêng đối với van công tác yêu cầu đóng nhanh thì cần phải đặt thiết bị đóng nhanh tĩnh tại để thao tác van này, còn khi đưa van đi sửa chữa thì dùng cầu trục di động chung với lưới chắn rác và van sửa chữa. Hình (10-14) sau đây trình bày cấu tạo của một số cửa lấy nước trong đập bê tông trọng lực. - Cửa lấy nước ở sơ đồ (a) có độ ngập sâu của tường ngực dưới MNC không lớn và tường ngực kết hợp hướng dòng chảy vào cửa thuận dòng, đường ống áp lực đặt hở sau hạ lưu đập bê tông do vậy cần dùng van công tác loại đóng nhanh. Nhờ khoảng cách từ tường ngực trên lưới chắn

o vậy lưới chắn rác đặt cố định và không tiến hành dọn rác thường xuyên. Do đăt sâu nên vận

c qua

- Sơ đồ III: Cửa lấy nước này có lưới chắn rác đặt nghiêng một góc từ 60 đến 650 để dễ cào rác. Ở vùng khí hậu khăc nghiệt người ta bố trí thiết bị dọn rác trong nhà kín. - Sơ đồ IV và V: là cửa lấy nước với lưới chắn rác đặt cách xa phần vào của buồng turbine. Cách bố trí này, khi dọn rác trên lưới chắn rác không làm ảnh hưởng nhiều đến sự làm việc của

: giữa lưới chắn rác và cửa vào buồng turbine có lỗ thông để lấy nước từ khoang tổ máy bên cạnh; việc sửa chữa lưới chắn rác được tiến hành khi đóng van sửa chữa. - Sơ đồ VI và VII là cửa lấy nước cử TTĐ với turbine capxun, tuỳ thuộc vị trí của tổ máy capxun mà lưới chắn rác có thẻ đặt thẳng đứng hoặc đặt xiên. 2. Cửa lấy nước của TTĐ nhà máy sau và trong thân đập Ở trạm thuỷ điện áp đập, cửa lấy nước được bố trí phần lớn tiếp giáp mặt thượng lưu đập hoặc trong thân đập. Để tránh tạo phểu trước cửa lấy nước, trong mọi trường hợp đỉnh phần vào của cửa phải thấp hơn mực nước chết tối thiểu từ 0,5 - 1 m. Vị trí đặt cửa lấy nước càng sâu dưới mực nước dâng bình thường thì đường ống áp lực càng ngắn, tuy nhiên kết cấu và lực nâng thiết bị càng lớn, công việc d

đến tường giữa tương đối lớn nên do vậy vận tốc phân bốrác tương đối đều. - Cửa lấy nước ở sơ đồ (b) và (c): cửa được đặt khá sâu dưới MNDBT d

tố lưới phải giảm nhỏ, muốn vậy phải tăng diện tích lưới.bằng cách chìa lưới ra phía hồ và dùng lưới vòng. Trường hợp nầy, có thể giảm kích thước cửa lấy nước bằng cách chỉ đặt van sửa chữa đặt ở cửa, còn van công tác đặt ngay trước turbine (sơ đồ c).

Hình 10-14. Cửa lấy nước của TTĐ kiểu áp đập, đập bê tông trọng lực a) luới chắn rác tháo lắp được; b) lưới chắn rác đặt cố định dọn rác bình thờng; c) lưới chắn rác đặt cố định không dọn rác; d) cửa lấy nước kết hợp tràn xả lũ.

- Cửa lấy nước ở sơ đồ (d) là cửa lấy nước kết hợp với tràn xả lũ, nhà máy đặt trong thân đập. Ở cửa lấy nước kiểu này van công tác dùng loại van đĩa hoặc van cầu đặt trong buồng bê tông riêng dưới ngưỡng tràn. - Cửa lấy nước xi phông: Hình (10-15,a) trình bày kiểu cửa lấy nước xi phông, lỗ nhận nước của nó nhúng dưới MNC và được đạy bằng lưới chắn rác 1, dọn rác bằng

ị, dù chân g ớc.

đập .).

1- tường ngực; 2- van sửa chữa; 3- van sửa chữa - sự cố; 4- lưới chắn rác; 5- ống thông khí; 6- ống bình áp; 7- thiết bị nâng thuỷ lực; 8- ống dẫn nước vào turbine.

gàu ngoạm 3. Dùng cầu truc di động để thao tác các thiết b ng thiết bị tạo sẽ ngừng cấp nưkhông 4 để hút nước (hoặc dùng tia phun xiết), khi phá chân khôn

ê t ng cố 3. Cửa lấy nước của đập b ô t thép δ Hình (10-15, ,b) trình bày một số cửa lấy nước được dùng đối với TTĐ có

bằng bêtông cốt thép (đập vòm trọng lực, vòm mỏng, đập liên vòm, đập trụ chống ..

134

Hình 10-15. Cửa lấy nước của đập bêtông cốt thép. 1- lưới chắn rác; 2- van sửa chữa; 3- van công tác; 4- máy nâng thuỷ lực

- Cửa lấy nước của đập vòm và đập vòm trọng lực (hình 10-15,δ) được bố trí ở công xôn nhô ra phía hồ để không làm giảm sức chịu của đập. Cửa lấy nước kiểu này thường có độ ngập sâu lớn nên lưới chắn rác đặt cố định, không tiến hành dọn công tác được đặt trước trrbine.

rác. Van

- Cửa lấy nước trong đập trụ chống (hình 10-15,b): cửa lấy nước của đập trụ chống thường đặt không sâu và thường chỉ đặt lưới chắn rác và van sửa chữa còn van công tác đặt trên đường ống ngoài cửa lấy nước, trước buồng xoắn của turbine. X. 4. 2. Cửa lấy nước đặt bên bờ Gọi là cửa lấy nước bờ vì cửa lấy nước đặt ở trên bờ của hồ chứa, chúng được sử dụng cho TTĐ đường dẫn hoặc sau đập khi chiều dài tuyến đập hẹp không đủ bố trí các công trình đầu mối và điều kiện địa chất của bờ tốt. Tuỳ điều kiện cụ thể có thể có những kiểu tiêu biểu sau:

135

136

- Cửa lấy nước bờ bố trí trực tiếp ở bờ hồ chứa (hình 10-2, tiết X.2 ở trước) thể hiện mặt cắt ngang của cửa lấy nước bờ này, toàn bộ thiết bị đặt trong khối bêtông cốt thép đặt trực tiếp ở bờ hồ chứa. Điểm đặt biệt của cửa lấy nước ở đây là khe van sửa chữa và lưới chắn rác đặt chung rãnh, rút ngắn được chiều dài cửa. - Cửa lấy nước bờ có giếng hoặc hầm để đặt van (hình 10-16), khác với kiểu trên, ở đây các cửa van và thiết bị phục vụ chúng được đặt riêng trong giếng đứng hoặc trong hầm đào lùi vào trong bờ cách xa cửa vào. Cửa vào thu hẹp dần có lưới chắn rác đặt nghiêng chắn, hệ thống dọn rác được đặt ở trên bờ. Sử dụng kiểu này trong trường hợp mái dốc của bờ quá thoải hoặc quá dốc việc bố trí thiết bị vào một khối bê tông cốt thép sẽ làm tăng khối lượng đào đắp đất đá và khối lượng bêtông của cửa lấy nước. Giếng bờ có thể là giếng khô, giếng này phục vụ cho việc tháo lắp sửa chữa và bố trí các bộ phận điều khiển chúng. Trong giếng khô bố trí van công tác là van đĩa hoặc van ầu và đoạn đường ống ới giếng khô phải là ống thép tròn. Giếng ướt (hình 10-16),

đó ctrong

Hình 10-16. Cửa lấy nước kiểu bờ có giếng hoặc hầm ướt. 1- lưới chắn rác; 2- van sửa chữa; 3- van công tác phẳng; 4- cần nối cửa van và ống thông khí; 5- tunel; 7- van công tác hình cung; 8-

thiết bị kéo van cung; 9- máy dọn rác; 10-cào ; 11- tường.

ngập nước, có thể bố trí van phẳng (hình a) hoặc van hình cung (hình δ). Trong giếng còn đặt van sửa chữa trước van công tác. Bên trên giếng đặt thiết bị thao tác van. X. 4. 3. Cửa lấy nước kiểu tháp lấy nước. Về mặt kết cấu, nó là một tháp đứng riêng trên bờ dốc hoặc trước đập, bên trong bố trí các thiết bị của một cửa lấy nước. Tháp lấy nước có thể lấy nước tất cả các mặt bên của tháp (hình 10-17,a), hoặc chỉ lấy nước một phía (hình 10-17,b). Cửa lấy nước kiểu tháp được dùng khi điều kiện xây dựng cửa lấy nước bờ có khối lượng quá lớn, điều kiện địa hình hoặc mái dốc không đảm bảo ổn định. Chúng được dùng rộng rãi ở các TTĐ có đập đất hoặc đập vòm. Ưu điểm của cửa lấy nước tháp là hướng đặt ống áp lực không phụ thuộc vào cách bố trí lỗ nhận nước và có khả năng lấy nước theo các tầng để lấy nước trong trong mọi thời kỳ. Sau đây trình bày hai hình thức lấy nước kiểu tháp:

Hình 10-17. Các cửa lấy nước kiểu tháp. a) Tháp lấy nước có các lỗ bố trí trên toàn chu ví: 1- lỗ lấy nước; 2- lưới chắn rác; 3- cửa van trụ; 4- ống thông khí; 5- thép lót; 6- ống tháo; 8- ống dẫn nước áp lực. b) Tháp lấy nước một phía: 1- lưới chắn rác; 2- rãnh van sửa chữa; 3- ống thông khí; 4- đường ống dẫn nước áp lực; 5- máy nâng thuỷ lực.

a lấy nước kiểu tháp có các lỗ nhận nước bố trí cả chu vi tháp. Cách lấy nước này tăng diện tích qua nước. Ở hình vẽ này lỗ nhận nước đặt sâu, có lưới chắn rác không tiến hành vớt rác và dùng van sửa chữa hình trụ bằng bêtông để ngăn dòng nước. Thao tác van này bằng thiết bị nâng thuỷ lực đặt trong nhà phục vụ trên tháp. Cần van đặt trong ống kim loại kết hợp thông khí đường kính 1,2 m. - Hình (10-17,b) là kiểu tháp lấy nước một phía, về kết cấu nó là một hệ thống ác trụ hống này liên kết với tấm móng. Các phân đoạn

lưới chắn rác tựa trên các dầm ngang. Ở cửa lấy nước của hình này chỉ đặt van sửa chữa mà không có van công tác vì trước turbine có đặt van công tác và đường ống áp lực ngắn. X. 4. 4. Vấn đề tính toán thuỷ lực cửa lấy nước dưới sâu Cửa lấy nước dưới sâu được sử dụng khi giao động mực nước trước cửa lớn. Ngưỡng vào cửa lấy nước đặt cao hơn mực bùn cát từ 3 - 5 m (đối với trạm lớn) và 0,5 - 1 mét (đối với trạm nhỏ) để bảo đảm bùn cát không bị cuốn vào đường ống. Mép trên cửa lấy nước đặt ngập dưới mực nước chết tối thiểu 0,3 - 0,5 m (đối với trạm nhỏ) và 1 - 1,5 mét (đối với trạm lớn) và không nhỏ hơn 3V2/2g để không tạo phểu xoáy trước cửa lấy nước.

- Hình (10-17,a) trình bày cử

c đứng và các dầm ngang, hệ t

137

138

Vận tốc trước lưới chắn rác tuỳ thuộc vào độ ngập của cửa lấy nước so với MNDBT, vào độ bẩn và điều kiện dọn rác trên lưới chắn rác. Đối với cửa có độ ngập không quá 20 - 25 m và nhiều rác thì dựa vào biện pháp vớt rác có thể lấy V = (1 - 1,2) m/s, nếu với điều kiện trên nhưng rác ít thì có thể lấy vận tốc lớn hơn. Khi độ ngập lớn hơn trên thì vận tốc cho phép từ 0,6 - 0,8 m/s. Trường hợp không tiến hành vớt rác trên lưới thì vận tốc cho phép không vượt quá 0,5 m/s. Khi độ ngập quá sâu và dòng chảy ít rác thường lưới chắn rác được đặt cố định, trường hợp này chỉ vớt rác khi ngừng máy. Hình dạng phần vào của cửa lấy nước của TTĐ là giảm tối thiểu tổn thất cột nước và giá thành xây dựng và thiết bị của nó. Theo thí nghiệm mô hình thấy rằng dạng trần và ngưỡng vào cửa lấy nước có dạng ellipse (hình 10-18,a) tổn thất ít nhất. Góc co hẹp của đoạn cửa vào phụ thuộc vào tỷ số vận tốc dòng chảy trước cửa lấy nước và trong ống, góc này giao động từ 15 - 350. Khi V ≤ 1,2 m/s thì tỷ số diện tích tại cửa vào và diện tích đường ống trong khoảng ω/ω = 4 - 7. 0

Hình 10-18. Sơ đồ tính toán thuỷ lực và hình dạng phần vào cửa lấy nước.

Phương trình ellipse lấy như sau: - Ngưỡng lấy nư

ớc đặt ngang đáy sông (sơ đồ II):

2

2

2

2 21xa

y

a+

−( )ε= 1 (10-2)

Trong công thức (10-2): ε là hệ số co hẹp đứng, được tính theo công thức:

εη

= +−

0 570 043

11,

,,

, với η =ah t

- Ngưỡng vào đặt cao hơn đáy sông (sơ đồ I): dùng công thức (10-2) nhưng thay bới các hệ số sau: 'η

''

'η =ah t

và '' '

' 'η =ah t

tuỳ thuộc dạng ngưỡng hay trần cửa lấy nước. Vị trí trục

giới hạn C - C trên sơ đồ I được xác định theo hệ thức sau: t t th ph h h'' ( )= − ; t t th h h' '= − ' ;

Trong đó: ht - chiều sâu nước trước cửa lấy nước, h - chiều cao ống dẫn nước, các ký hiệu khác thể hiện trên hình (10-18,a). Biểu đồ bên phải (hình 10-18,b) cho thấy tổn thất thuỷ lực trong khe van sẽ nhỏ nhất khi khoảng cách hai mép sát nhau của hai rãnh khe van là lMK = 1,5lK . Theo kinh nghiệm để giảm tổn thất thuỷ lực, mép sau của khe van theo chiều dòng chảy cần làm vát sâu vao trụ pin một chút: δ = lK tg(50 ÷ 60) và chiều dài phần vát đó lCK ≥ 12δ nếu phần vát thẳng, và lCK ≥ 6δ nếu phần vát lượn cong.

139

Việc tính toán thuỷ lực cửa lấy nước bao gồm xác định kích thước và hình dạng cửa lấy nước, tính toán tổn thất thuỷ lực và khả năng tháo lưu lượng của cửa lấy nước ... được tiến hành tuân theo môn học Thuỷ lực và Thuỷ công đã biết.

140

Chương XI. BỂ LẮNG CÁT CỦA TRẠM THUỶ ĐIỆN

ng chảy trung bình mang lượng phù sa lên tới 60 kg/m3. Cần phải lọc các hạt phù sa nầy ra khỏi dòng chảy để tránh làm mòn thành ống dẫn nước và các phần qua nước của thiết bị thuỷ lực nhằm khắc phục được sự cố và nâng cao tuổi thọ đường ống và thiết bị, tránh giảm hiệu suất turbine. Biện pháp

Ở TTĐ kiểu đập do có hồ chứa lớn nên các hạt bùn cát nguy hiểm đã được lắng đọng ở đáy hồ và do đó không cần phải có giải pháp chống tác động của bùn cát cho các công trình dẫn nước. Ở các TTĐ đường dẫn với công trình đầu mối cột nước thấp, trong cửa lấy nước thường bố trí các bộ phận ngăn cản dòng bùn cát đáy xâm nhập vào công trình đường dẫn (xem chương X), còn các hạt bùn cát lơ lửng nguy hiểm được lắng

n cát cứng có

ỹ thuật các giải pháp công trình, ví dụ so sánh giữa việc xây dựng bể lắng với chi phí nạo vét bùn cát trong công trình hoặc chi phí sửa chữa turbine trong trường hợp không xây bể ..v.v.. xem giải pháp nào lợi hơn để chọn. XI. 1. 2. Nguyên lý về cấu tạo bể lắng cát. Hình (11-1) trình bày ba bộ phận chính của bể lắng cát gồm: phần vào 2, phần thân (gồm đoạn chuyển tiếp 5 và đoạn công tác 4), phần cửa ra (gồm ngưỡng cửa ra 7 và đoạn nối tiếp với kênh dẫn 8): - Phần vào là đoạn nối tiếp 2, nối với kênh dẫn ; đoạn này có tiết diện mở rộng dần trên mặt bằng từ kênh 1 đến ngưỡng vào 3, có tác dụng phân phối dòng chảy vào bể lắng. Ngưỡng vào 3 có tác dụng và cấu tạo như một cửa lấy nước mặt. Trên ngưỡng bố trí rãnh hướng cửa van 14 (để hé mở van khi tiến hành xói rữa cát trong thân bể, hoặc đóng van làm khô bể khi sửa chữa). - Phần thân của bể gồm hai đoạn: đoạn chuyển tiếp có chiều dài l1, được đào sâu dần xuống theo dòng chảy theo độ dốc hợp lý để chảy thuận. Đoạn thân chính 4 có chiều dài lK là đoạn công tác của bể, có độ dốc nhỏ để dễ chuyển bùn cát xuống. Đây là nơi lắng đọng loại bùn cát nguy hiểm. Các tường dọc 6 có tác dụng phân đều vận tốc. - Phần cửa ra của bể: đây là ngưỡng ra 7, bên trên bố trí khe van cửa ra 15, khe van sửa chữa 16 và khe van tháo cát 13. Van 15 đóng khi sửa chữa bể cùng với đóng van 14. Van 13 mở khi tiến hành xói rữa bùn cát qua hành lang xả cát 10 vào hành lang chung 11 dưới ngưỡng. Đoạn nối tiếp ra nối với kênh dẫn được thu hẹp dần để dẫn nước vào kênh dẫn.

XI. 1. CÔNG DỤNG VÀ PHÂN LOẠI BỂ LẮNG CÁT XI. 1. 1. Công dụng và điều kiện xây dựng bể lắng cát

Các con sông trong quá trình chảy đều mang theo phù sa lơ lửng và dòng phù sa đáy, đặc biệt các sông miền núi, có sông với dò

công trình để lọc phù sa lơ lửng là xây dựng bể lắng cát trên đường dẫn.

đọng và tháo khỏi bể lắng cát đặt ngay đầu đường dẫn, sát sau cửa lấy nước. Trường hợp địa hình không cho phép bố trí trong thành phần đầu mối thì bể lắng cát được bố trí trên kênh dẫn cách đầu mối một đoạn, cũng có thể kết hợp lắng và tháo cát ở bể áp lực.

Để lắng được bùn cát thì vận tốc dòng chảy trong bể phải giảm nhỏ, thường lấy từ (0,1 - 0,5) m/s, do vậy mặt cắt ướt của bể lắng phải lớn hơn nhiều so với mặt cắt ướt của đường dẫn nước. Giải pháp bể lắng cát được đặt ra khi hàm lượng bùn cát trong

3dòng chảy lớn hơn 0,5 kg/m hoặc hàm lượng hạt nguy hiểm (các hạt bùđường kính d ≥ 0,25 mm hoặc hạt mềm hơn có d > 0,4 mm được coi là hạt nguy hiểm) lớn hơn 0,2 kg/m3. Do kinh phí xây dựng bể lắng cát rất lớn , chiếm từ 20 - 25 % vốn ầu tư ó phải qua luận chứng kinh tế kđ công trình thuỷ điện, do vậy việc xây dựng n

Hình 11-1. Các bộ phận của bể lắng cát. XI. 1. 3. Các loại bể lắng cát Có nhiều cách phân loại bể lắng cát. Dựa theo số ngăn của bể phân ra bể lắng một ngăn hoặc bể lắng nhiều ngăn, dựa theo đặc tính làm việc của bể phân ra: bể tháo rữa định kỳ và bể tháo rữa liên tục... Biện pháp tháo rữa bùn cát trong các bể có thể có

thuỷ lực); có thể dùng cơ giới để khuấy và tháo bùn cát (gọi là tháo rữa cơ giới); hoặc cũng có thể kết hợp cả hai biện pháp trên (gọi là biện pháp hỗn hợp). Sau đây chúng ta xem xét các ại bể

hi phần dung tích chết với độ sâu hc (xem hình 11-1) đã lắng đọng nhiều bùn cát và đầy dần lên làm dòng chảy thu hẹp khiến vận tốc tăng lên đến mức có thể kéo bùn cát nguy hiểm vượt qua ngưỡng 7 vào kênh dẫn, cần phải tháo chúng khỏi bể lắng bằng các biện pháp đã nêu trên. Thông thường hay dùng biện tháo rửa bằng thuỷ lực. Khi tháo bùn cát, do dòng chảy trước ngưỡng ra bị xáo trộn mạnh có nguy cơ kéo theo bùn cát đã lắng vào đường dẫn, do vậy nếu bể lắng chỉ có một ngăn thì khi xói rửa bùn cát phải tạm ngừng cấp nước. Nếu bể lắng có nhiều ngăn (hình 11-1 và 11-2) thì tiến hành xói rửa định kỳ lần lượt các ngăn và chỉ ngừng cấp nước ở ngăn đang xói rửa. Bể xói rửa nhiều ngăn

tục và khả năng ó từ 2 - 6 ngăn.

Công việc tháo rửa bùn cát trong các ngăn tiến hành cách sau (hình 11-1): trước tiên đóng các cửa van 14, 15 ở đầu và cuối ngăn bể cần rửa; sau đó mở cửa van tháo cát 13 để tháo cạn nước trong ngăn; tiếp đến hé mở cửa van đầu ngăn 14 để tạo dòng chảy xiết cuốn bùn cát vào các hành lang 10, 11 đưa bùn cát cần tháo về kênh tháo rửa 12.

nhiều cách : dùng dòng nước tốc độ lớn để cuốn trôi bùn cát (gọi là biện pháp

lo theo đặc tính làm việc. 1. Bể lắng cát tháo rữa định kỳ Bể lắng cát xói rữa định kỳ có thể một ngăn hoặc nhiều ngăn. K

được dùng nhiều hơn loại chỉ có một ngăn do tính chất cấp nước liên phân phối đều vận tốc dòng chảy theo hướng ngang của nó, thường bể c

141

1- các ngăn; 2- đoạn nối tiếp với kênh dẫn; 3- kênh dẫn; 4- tường ngực; 5- rãnh van sửa chửa; 6- van công tác; 7- tời điện; 8- lưới phân phối; 12- hành lang thu cát; 13- kênh tháo cát; 16- đập tràn.

Hình 11-2. Sơ đồ bể lắng cát nhiều ngăn (của TTĐ Tritrick ở Liên xô cũ).

Để tăng hiệu quả xói rửa, đáy dốc được chọn i = (0,01 - 0,05), nếu bể có chiều rộng lớn người ta làm các tường gân dọc có đỉnh cao hơn mực nước cao nhất của bùn cát một ít để tăng vận tốc tháo nước.

142

143

2. Bể lắng cát xói rửa liên tục

Hình 11-3. Sơ đồ một số loại bể lắng cát xói rửa liên tục .

những lỗ hình khe dọc từ đáy bể lắng xuống. Bùn cát liên tục được cuốn xuống và mang về hạ lưu cùng với nước xói rửa. Để bùn cát dễ lắng đọng và cuốn trôi thì đáy và từng ngăn được làm có độ dốc. Hình (11-3,e) là loại bể có hành lang xói rửa dọc có khe

Bể lắng cát xói rửa liên tục có có cấu tạo như sau (hình 11-3,a): dọc đáy bể của mỗi ngăn người ta bố trí một hành lang tập trung bùn cát tiết diện nhỏ 8, bên trên hành lang này đặt lưới chắn rác 7 với các thanh 14 đặt theo phương nằm ngang. Bùn cát đọng sẽ qua lưới vào hành lang tập trung chảy có áp với lưu lượng tăng dần và qua hành lang xả cát 13 nằm dưới ngưỡng trả bùn cát về lại sông. Đối với bể lắng có bề rộng lớn người ta xây các tường dọc (hình 11-3,b) và đặt một số hành lang tập trung bùn cát đáy riêng. Hình (11-3,c) trình bày loại bể lắng cát xói rửa liên tục của I. F. Iarôsen, ở bể này ở đáy có đặt nhiều hành lang đáy, các hành lang này chạy dọc theo chiều dài các ngăn và có

144

đứng, nước mang bùn cát qua các lỗ đáy 4 lên khe đứng và đi vào các máng xả cát 6. Loại này tháo bùn cát rãi đều trên tuyến và đỡ tắc rác hơn các sơ đồ a, b, c và e.

Nhược điểm của bể lắng xói rửa liên tục là tốn nước liên tục trong quá trình vận hành (thường 10 - 15% lưu lượng qua bể lắng) và hành lang xói cát dễ bị tắc, khó dọn rác, do vậy mà trong mùa kiệt nó thường vận hành theo nguyên tắc xói rữa định kỳ để tiết kiệm nước. Tuy nhiên nó có ưu điểm là khi xói rửa không nghỉ vận hành trạm.

Việc tháo rửa bể lắng thường dùng chủ yếu là rửa bằng nước, tuy nhiên còn có thể dùng máy hút bùn để tháo rửa liên tục. Ngoài ra còn có thể kết hợp tháo cát bằng thuỷ lực và cơ giới (hình 11-3,g). Ở phương pháp này bùn cát từ các ngăn 1 chảy vào

XI. 2. TÍNH TOÁN THUỶ LỰC BỂ LẮNG CÁT Tính toán thuỷ lực bể lắng cát bao gồm xác định các kích thước công tác của bể (chiều dài lK, chiều rộng B, chiều sâu h0 xem ký hiệu trong hình 11-1) và xác định thời gian tháo rửa bùn cát lắng đọng trong bể. Các kích thước B, h liên hệ nhau theo quan hệ B h = Q/V. Trong đó V là vận

phần kích thước của bể.

chọn kết quả cuối cùng theo thời gian làm đầy dung tích chết của bể. Sau đây trình bày nội dung tính toán các thông số . XI. 2. 1. Xác định chiều dài công tác của bể lắng cát

Xét quỹ đạo chuyển động của một hạt bùn cát M trong dòng chảy ở thời điểm bất kỳ tại mặt cắt 1-1 (hình 11-1, ở đầu chương). Hạt M tham gia đồng thời hai chuyển

động: chuyển động theo phương nằm ngang với vận tốc trung bình

hành lang góp 2 rồi tập trung vào giếng 14, máy bơm bùn cát 8 sẽ bơm tháo xuống hạ lưu sông.

0 0tốc trung bình trong bể theo phương ngang, thường lấy trong khoảng (0,2 - 0,5)m/s. Khi giảm h0 thì chiều dài công tác lK sẽ giảm và B sẽ tăng lên (hay số khoang tăng lên), hoặc ngược lại. Vì vậy phương án tối ưu phải là tối ưu cho các thành Để chọn phương án, ta giả thiết một số phương án h0 (thường lấy h0 từ 3- 3,5) m, trường hợp lưu lượng lớn có thể lấy 6 - 8 m), rồi tính ra B và lK và số ngăn bể, tính toán khối lượng phương án để so sánh chọn phương án có lợi. Đối với bể xói rửa định kỳ chiều cao tổng cộng của bể còn tính đến lớp bùn cát ứng với dung tích chết là hC (hình 11-1); thường lấy hC khoảng 20 - 25% chiều sâu toàn bộ của nước trong bể (đối với bể xói rửa liên tục thì hC = 0) và hC được

xn o

VQ

n B h= ( n -

số ngăn; Bn - chiều rộng mỗi ngăn; h0 - độ sâu công tác của bể tại tiết diện đang xét; Q - lưu lượng chảy qua bể) và chuyển động tương đối theo phương thẳng đứng dưới tác dụng của trọng lực với vận tốc lắng chìm của hạt trong nước ở trạng thái đứng yên là ω (còn gọi là độ thô thuỷ lực). Tổng hợp hai chuyển động này là vận tốc tuyệt đối của hạt.

Nếu xem vận tốc phân bố đều theo chiều sâu và bỏ qua ảnh hưởng của dòng chảy rối thì quỹ đạo chuyển động của hạt M sẽ là đường thẳng nghiêng góc với phương ngang (đường AO hình 11-4,b). Thực tế vận tốc phân bố không đều theo chiều sâu dòng chảy, do đó quỹ đạo chuyển động của hạt là đường cong, tốc độ chảy càng lớn thì chiều dài để lắng hạt cát càng dài. Mặt khác độ rối của dòng chảy làm cho phương chuyển động của hạt thay đổi thành đường dích dắc (hình 11-4,a). Mạch động theo phương đứng làm giảm tốc độ lắng chìm của hạt, làm tăng chiều dài lắng đọng l và chiều dài công tác lK của bể. Độ rối dòng chảy phụ thuộc nhiều yếu tố trong đó có sự phân bố lưu tốc không đều theo chiều sâu và chiều ngang. Sau đây trình bày một số cách tính lK cho bể tháo rửa định kỳ:

145

1. Tính chiều dài công tác lK theo vận tốc trung bình và mạch động Yêu cầu xác định chiều dài lK của bể lắng là chiều dài này đủ cho hạt bùn cát có kích thước nhỏ nhất nguy hiểm lắng đọng hết trong bể, nghĩa là hạt cát nằm ở mặt nước tại mặt cắt đầu phần công tác của bể kịp lắng đến mực nước chê trong phạm vi lK. Phương pháp tính này lúc đầu tính thời gian để lắng chìm hạt cát có độ thô thuỷ

lực W từ mặt nước đến đáy bể bỏ qua tác động của rối là

t

WhT 0

0 = , tương ứng sẽ có

chiều dài tính toán là W

hVVTl 00

.. == , sau đó đưa thêm vào công thức một hệ số k > 1

để tính đến ảnh hưởng của chảy rối ( kinh nghiệm lấy k = 1,3÷2,0) và có:

Wh.V.kV.T.kl 0

0k == (11-1)

Theo I.B.Egiazrôp thì mạch động lưu tốc của dòng rối theo phương thẳng đứng /n (n là hệ số phụ thuộc vào độ sâu cônbg tác của bể, qua thí nghiệm lấy: n = 5,

khi h0 = 1m; n = 28 khi h0 = 10m). Như vậy tốc độ lắng chìm của hạt bùn cát có kể đến mạch động sẽ là ω' = ω - V/n và chiều dài công tác t thiểu sẽ là:

rV V=

n/VWh.VVTl 0'

0k −== (11-2)

Công thức tính chiều dài công tác (11-2) dùng các trị số trung bình của lưu tốc và mạch động cho toàn bộ dòng chảy, tuy nhiên chưa xét đến sự phân bố không đều của vận tốc và mạch động của chúng theo chiều sâu dòng nước, do vậy kết quả tính có sai lệch với thực tế. Để khắc phục tồn tại này giáo sư F.F. Gubin đề nghị chia h0 ra nhiều lớp theo chiều sâu (h0; 0,9h0; 0,8h0; ...; 0,1h0), với mỗi lớp có V, n tương ứng và dùng công thức (11-2) tính ra các ∆ kl của mỗi lớp sau đó cộng lại sẽ được . Chú ý rằng khi vận tốc V lấy lớn sẽ dẫn đến V/n = W thì → ∞, vì vậy phải chọn V rất nhỏ. 2. Tính chiều dài công tác lK theo lý thuyết xác suất Như phần trên đã mô tả quỹ đạo của hạt A (nhì 11-4,b) khi chưa xét tới dòng rối là AO nghiêng với phương ngang một góc, khi kể đến mạch động dòng rôi thì quỹ đạo của hạt sẽ lệch khỏi quỹ đạo trung bình AO theo đường dích dắc theo hướng đứng (hình

klkl

11-4,a) không có quy luật và ngẫu nhiên. Vì thế có thể áp dụng lý thuyết xác suất trong tính toán xác định chiều dài bể lắng cát. Người đầu tiên áp dụng phương pháp này là M.A. Velikanôp (năm1936), theo ông thì độ lệch độ lệch ngẫu nhiên của hạt theo chiều thẳng đứng so với quỹ đạo trung bình tuân theo luật phân bố trung bình của Gausse.

Hình 11-4. Sơ đồ lắng của bùn cát trong bể lắng cát.

146

D.Ia. Xôcôlốp đề nghị áp dụng luật này cho việc phân bố các hạt lắng xuống của bể lắng cát. Độ lệch thẳng đứng so với quỹ đạo trung bình theo định luật phân bố thông thường, tức tần suất và mật độ phân bố y của độ lệch thẳng đứng x theo công thức:

y =12σ π

e− 2

22xσ (11-3)

Trong đó σ - là độ lệch trung bình bậc hai. Trên (hình 11-4,b) trình bày sơ đồ đại lượng y có hình dạng đường cong, có giá trị cực đại tại Oy. Theo thực nghiệm của X.F. Xavelep σ phụ thuộc chiều dài l và khoảng cách đến đáy h và được biểu diễn gần đúng theo công thức sau:

σ ≈ 0,26 lh (11-4) Diện tích tích của các phần riêng trên biểu đồ y(x) đặc trưng cho xác suất đi qua của hạt qua phần tương ứng của mặt cắt II. Xác suất ph đi qua của các quỹ đạo của các hạt có độ thô thuỷ lực thấp hơn điểm D, tức là xác suất rơi của chúng xuống đáy sẽ bằng diện tích của phần gạch ngang trên đường cong, nằm dưới điểm D:

Wh = ∫−∞

−

y dx

lV

hω

(11-5)

Để xác định tần suất rơi trên đáy của tất cả các hạt có độ thô thuỷ lực đã cho Wp đi qua mặt cắt đầu I, cần phải biết sự phân bố các hạt theo chiều sâu tại mặt căt đầu (mặt cắt I). Việc tìm được sự phân bố này rất khó, thường để đơn giản người ta lấy

phân bố của chúng là ủa ∆h

đều nhau suốt chiều sâu. Lấy tích phân cho

Wh⋅ đối với toàn

ng sẽ lấy bùn cát càng xuống sâu càng tăng.

đã vẽ được biểu đồ quan hệ giữa tần

điều kiện vận tốc phân bố đều theo mặt căt ngang. Sử dụng biểu đồ này có thể nhanh chóng xác định một loạt phương án có các kích thước bể khác nhau và chọn ra phương lợi nhất và kinh tế.

bộ độ sâu h0 của mặt căt đầu I có thể tìm được tần suất Wp. Ở đây tần suất lắnhỏ chút ít vì thực tế hàm lượng Dựa trên hàng loạt tính toán, A.F. Degzda suất lắng của hạt có độ thô thuỷ lực ω với các thông số h0 và lK : Wp = f(h0/lK) và các tỷ số ω/V (hình 11-5), trong đó V lấy bằng vận tốc trung bình của nước trong ngăn trong

Hình 11-5. Biểu đồ Wp = f (h0 /lK) dùng tính toán bể lắng cát. Để dùng biểu đô trên, thường người ta tự cho tần suất lắng Wp của các thành

mm (tương ứng có ω = 0,027 m/s)

độ lắng của các thành phần hạt phù sa khác nhau. Để thực hiện việc này theo biểu đồ ười ta xác định tần suất lắng tương ứng Wi của hàng loạt thành phần hạt

hỉ số i là k ∆Si, (trong đó ∆Si là s g nước đi vào bể lắng). Tổng số S = Σ (Wi.∆Si) đối i tất cả các thành phần hạt cho ta tổng số hù sa lắng. Trị số cuối cùng này cho phép ta xác định được thời gian lấp đầy dung tích

o rửa liên tục thì trị số trong phạm vi 1 lần/

hưa kể đến thực tế là vận tốc V thay đổi theo độ sâu và theo chiều rộng dòng chảy trong các ngăn cũng như chưa xét đến sự phân bố không đều của phù sa có độ lớn khác nhau theo chiều sâu. Hiện nay cũng đã có một số tác giả đưa ra phương pháp tính đến các yếu tố này. 3. Tính toán thời gian lắng đầy và xói rửa bể lắng cát Đối với bể lắng cát xói rửa chu kỳ, việc tính toán thời gian lắng đầy dung tích bể (W ) và thời gian xói rửa (T ) bể nhằm xác định chu kỳ tháo rữa và lựa chọn chính xác

phần hạt phù sa có hại đối với turbine hay đường dẫn (Quy phạm của Viện xây dựng Thuỷ năng Liên xô cũ thì tuỳ theo cấp công trình lấy Wp = 80 - 90 %). Hạt nguy hại đối vơi turbine được coi là hạt có đường kính d > 0,25khi hàm lượng phù sa lơ lửng trong nước vượt quá 0,5 kg/m3 còn hàm lượng của các hạt nguy hiểm vượt quá 0,2 kg/m3. Khi hàm lượng phù sa nhỏ hơn không nhất thiết phải xây bể lắng cát. Khi cột nước của TTĐ dưới 40 m thì kích thước có hại có thể lấy đến 0,4 mm (tương ứng có độ thô thuỷ lực ω = 0,043 m/s).

Khi xác định được các kích thước của bể lắng cát, người ta xác sẽ xác định mức

(hình 11-5) ng(c ý hiệu của thành phần hạt đem xét). Sau đó tìm được tích số Wi.

ố phần trăm hàm lượng bùn cát của thành phần hạt đem xét ở tronvớ

pchết của bể lắng ứng với độ sâu hc bên dưới h0. Trong bể lắng thá

lấyS dùng để tính lưu lượng để rửa bể. Dung tích chết thường ngày đêm hoặc 1 lần/tuần do vậy trị số dung tích chết cần lấy sao cho đảm bảo phạm vi này. Nếu như với tần suất đã biết nếu cần một dung tích chết quá lớn thì chuyển qua dùng tháo rửa liên tục hoặc phải sử dụng tháo rửa cơ giới. Phương pháp tính vừa trình bày c

C Ldung tích chết cũng như số ngăn của bể.

147

148

a - Thời gian lắng đầy dung tích chết của bể Khi tính toán thời gian lắng đầy dung tích chết thì ngoài phần dung tích bùn cát nguy hiểm còn cần phải tính toàn bộ lượng bùn cát thực tế có thể lắng đọng trong nó. Thực tế chỉ cần phải tính đến các loại bùn cát có đường kính d ≥ 0,05 mm. Thời gian lâp đầy toàn bộ các ngăn công tác (s) được tính như sau:

Lc c

LT

WG

=ρ

1000 [s] và thoả mãn điều kiện tháo rửa > n .Tth, (11-6)

Trong đó: Wc là tổng dung tích chết (m3), tính từ độ sâu hC xuống đáy bể; GL - tổng lượng bùn cát lắng đọng trong bể trong 1 giây, bao hàm những hạt có đường kính d ≥ 0,05 mm, (kg/s); ρC - khối lượng riêng của bùn cát lắng đọng trong bể, lấy ρC = 1,6 T/m3. n - số ng

Tth - Thời gian tiến hành tháo rửa mỗi ngăn bể, (s). b - Thời gian tháo rửa bể lắng cát Thời gian tháo rửa định kỳ mỗi ngăn bể lắng cát bao gồm: thời gian tháo bùn c lắng đọng (Ttc), thời gian đóng mở van, thời gian tháo cạn nước khỏi bể, thời gian cho nước trở lại bể và thời gian đưa bể trở lại hoạt động: Tth = (1,5 - 2,0).Ttc và phải thoả mãn điều kiện (11-6). (11-7) Trong đó :

ăn công tác của bể;

tcc c

th thT

Wp Q= 1 2 100,

ρ , (s) (*)

Trong công thức (*) cần xác định: Qth là lưu lượng tính toán dùng cho tháo rửa, ta giả thiết , thường lấy 30 - 40% lưu lượng toàn bộ bể lắng cát và không quá lưu lượng công tác của một ngăn; pth - hàm lượng bùn cát trong dòng tháo, (%):

thth

thp V d

h=⎡

⎣⎢

⎤

⎦⎥

⎡

⎣⎢

⎤

⎦⎥

75%

475%

2

ω

Trong đó: Vth là vận tốc dòng tháo bùn cát: Vth = qth/hth, với: + lưu lượng tháo đơn vị qth = Q /B với B là chiều rộng phần tháo của ngăn;

+ chiều sâu dòng cát tháocát:

th th th

thth

oh

q ni

=⎡

⎣⎢⎢

⎤

⎦⎥⎥

3 5/

, hệ số nhám đáy bể với lớp bùn

cát n = 0,0275, còn i0 là độ dốc đáy bể; , tương ứng là: độ thô thuỷ lực và đường kính của hạt bùn cát lắng đọng có 75% số hạt có kích thước nhỏ hơn nó. Nếu Tth tính được theo công thức (11-7) mà chưa thoả mãn điều kiện (11-6) thì có thể tăng độ dốc i0 hoặc tăng Qth, nếu được, và tiến hành tính toán lại.

75%ω 75%d

149

c - Kiểm tra điều kiện tháo rửa

Hình 11-6. Các sơ đồ tháo rửa bể lắng cát a - tháo rửa định kỳ; b - tháo rửa liên tục.

Để tháo rửa bằng phương pháp thuỷ lực, cần bảo đảm độ chênh mực nước: * Đối với bể lắng xói rửa định kỳ thì do làm việc không áp, do vậy cần bảo đảm mực nước ở tiết diện cuối cùng của không được thấp hơn mực nước sông khi xả lưu lượng thiết kế. Muốn vậy dộ chênh lệch mực nước thương hạ lưu của bể lắng phải thoả mãn: o c o k tl hl th Wh h i l Z Z h h+ + ≤ − + − ∑( ) (11-8) với ổng tổn thất cột nước trong các bộ phận tháo rửa. * Đối với bể lắng cát xói rửa liên tục thì yêu cầu chênh lệch mực nước trước và sau bể lắng cát phải lớn hơn tổng tỏn thất cột nước qua các bộ phân tháo rửa và tổn thất cửa vào:

∑ Wh t

tl hl c vao luoi xaZ Z h h h− ≥ + +. (11-9) với: ương ứng là tổn thất cửa vào, trên lưới chắn rác và tổn ất thu

c vao luoi xah h h. , , tth ỷ lực trong hành lang xả cát.

150

II. CÔNG TRÌNH DẪN NƯỚC CỦA TTĐ

II. 1. KHÁI NIỆM VỀ CÔNG TRÌNH DẪN NƯỚC CỦA T.T.ĐIỆN Công tình dẫn nước của TTĐ thường được bố trí ngay sau cửa lấy nước, nhiệm vụ của chúng là dẫn nước về nhà máy và tháo nước từ ống xả về hạ lưu nhà máy. Công trình dẫn nước xét về nguyên lý thuỷ lực có thể chia hai loại: công trình dẫn nước có áp và công trình dẫn nước không áp . Hình 12-1 trình bày khái quát qua một số mặt cắt ngang và bố trí của chúng.

Chương X

X

Hình 12-1. Các loại đường dẫn của TTĐ.

- Công trình dẫn nước có áp (hình 12-1 sơ đồ g, h, i) được dùng khi mực nước thượng lưu thay đổi nhiều. Loại này thường là ống thép, ống bêtông cốt thép, ống gỗ ... và đường hầm (tunel) có áp với mặt cắt ướt đầy nước. Đường ống thường đặt lộ thiên trên mặ

i máng d

cắt, địa chất ổn định vì dùng nó tương đối kinh tế. Tuyến kênh bố trí chạy theo đường đồng mức cao độ với độ dốc kênh nhỏ để tận dụng cột nước địa hình.

ất phức tạp thường sử dụng đường hầm hoặc ống áp lực. Đường hầm tuy đắt và khó thi công, phức tạp hơn so với đường dẫn lộ thiên trên mặt đất nhưng ít chịu ảnh hưởng của môi trường xung quanh, không phải theo dõi thường

a, hoặc làm ngăn chứa nước của buồng điều áp hai buồng, trong TTĐ ngầm đường iữa nhà máy vớ ó áp và không áp của TTĐ.

t đất hoặc trên sườn dốc tương đối ổn định, chúng đặt tựa trên mố đỡ hoăc trên giá đỡ, riêng ống bê tông cốt thép có bề dày tương đối lớn có thể chôn dưới đập làm bằng vật liệu địa phương, đường hầm được đào trong đá tốt và có thuyến ngắn. - Công trình dẫn nước không áp (hình 12-1 sơ đồ a, b, c, d, e) được dùng trong trường hợp mực nước thượng lưu ít thay đổi. Loại này thường là kênh dẫn, các loạ

ẫn và đường hầm không áp, có mặt nước thoáng trong đường dẫn. Kênh dẫn hay được dùng khi địa hình tuyến tương đối bằng phẳng, ít bị chia

Khi địa hình thay đổi nhiều, địa ch

xuyên trong quá trình vận hành, tuổi thọ đường hầm cũng dài. XII. 2. ĐƯỜNG HẦM DẪN NƯỚC CỦA TTĐ

Đường hầm (hay còn gọi là tunel) là công trình được đào trong đồi núi. Đường hầm dẫn nước của TTĐ là loại đường hầm ướt, có áp hoặc không áp. Ngoài nhiệm vụ dẫn nước phát điện, đường hầm còn dùng trong dẫn dòng thi công xây dựng đập, tháo lũ từ hồ chứ

hầm khô còn làm đường vận chuyển và giếng thông và dẫn cáp điện gi bên ngoài ... Sau đây ta xét cụ thể đường hầm c

151

XII. 2.

- Nguyên tắc chung đặt ra khi chọn tuyến là chọn tuyến ngắn nhất và đi qua vùng đá tốt, tránh vùng đất đất đá yếu, nứt nẻ hoặc sụt lở;

- Nếu phải đi qua vùng đất đá xấu thì đoạn đó phải ngắn để dễ thi công và giảm chiều dài đoạn này vì có lớp lót dày; - Tuyến đường hầm nên đặt vuông góc với hướng nứt của đất đá; - Bán kính lượn của đường hầm (R) trên mặt bằng phải thoả mãn điều kiện: R ≥ 5B (12-1) (B là bề rộng của đường hầm) và góc ngoặc tuyến dẫn không quá 600;

hầm

1. Chọn tuyến đường hầm và hình dạng đường hầm

1. Chọn tuyến đường hầm Việc chọn tuyến đường hầm do điều kiện địa hình, địa chất và điều kiện thi công (thiết bị thi công) quyết định:

- Chọn tuyến phải đảm bảo đảm bảo dễ thi công. Kết quả cuối cùng chọn tuyến tối ưu phải qua so sánh kinh tế - kỹ thuật một số phương án tuyến dự định. 2. Hình dáng mặt cắt ngang của đường

Hình 12-2. Hình dạng mặt cắt ngang đường hầm.

Hình dáng mặt cắt ngang đường hầm tuỳ thuộc vào chế độ thuỷ lực, điều kiện địa chất công trình tuyến, khả năng chịu lực của lớp áo hầm, phương pháp đào và trang thiết bị thi công đường hầm. Thông thường đường hầm có áp thường có hình dạng tròn (hình 12-2,a) vì chịu lực tốt, hình dạng đơn giản, dễ đào và đổ bê tông bằng cơ giới, khối lượng đào hầm và đổ bêtông nhỏ, chế độ thuỷ lực tốt nhất, vỏ áo chịu lực đều. Hình (12-2,b) có dạng ôvan là dạng biến đổi của mặt cắt tròn, nó có thêm đoạn chữ nhật nằm ngang ở giải giữa tạo ho lớp áo chịu áp lực nước và áp lực đá núi đều hơn.

Đường hầm hầm có áp, trong đó có cả dạng m áp lực đất đá tác

ải

c không áp có nhiều dạng mặt cắt ngang hơn đường

ặt cắt tròn. Khi đá cứng, đặc dường như không cósốdụng lên đường hầm thì có thê dùng mặt cắt chữ nhật với vách đứng trần vòm tho(hình 12-2,c). Khi có áp lực áp lực đá phương đứng nhỏ, không có áp lực bên hông dùng mặt cắt đỉnh nửa tròn, vách đứng (hình 12-2,d). Khi có sự trương nở từ đáy hầm và áp lực phương đứng lớn, áp lực bên hông không lớn sử dụng dạng (hình 12-2,e). Khi

152

Kích thước mặt cắt ngang và độ dốc đường hầm không áp được chọn sao cho đảm bảo tháo được lưu lượng tính toán, không để nước đầy mặt cắt và tạo áp lực dư trên đỉnh vòm ở mọi chế độ vận hành. Do vậy mặt thoáng của nước ở chế độ ổn định phải thấp hơn trần hầm 0,15h và không nhỏ hơn 0,4 m. Khi thiết kế đường hầm có áp với

đặt trong k

i đât đá xung quanh đường hầm không có khả năng đả

oặc khi áp lực đá bằng

à độ nhám n

êtông cốt thép phức tạp, đặc biệt hi khố

Kiểu tạo vỏ bằng vữa phun tạo cho áo

hai lớp có độ bền và chống thấm cao hơn. Khi cột nước cao hoặc đường kính đường hầm lớn thì vòng trong của áo hai lớp làm bằng bêtông cốt thép.

áp lực theo phương đứng và ngang đều lớn thì dùng mặt cắt ngang dạng (hình 12-2,f). Hai loại sau nói chung ít được dùng trong thực tế.

chiều dài lớn thì kích thước mặt cắt ngang và cao trình đặt đường hầm phải đảm bảo độ dự trữ áp lực ở đỉnh hầm phải không nhỏ hơn 1,5 - 2 m cột nước trong mọi chế độ vận hành, kể cả ở chế độ không ổn định. Để bảo đảm điều kiện thi công thì kích thước tối thiểu của mặt cắt ngang đường hầm b x h ≥ 1,9 x 2,7 m. 3. Vỏ áo đường hầm Nói chung đường hầm dẫn nước của TTĐ đều có vỏ áo. Trường hợp hầm

hối đá vững chắc không có nứt nẻ thì vỏ áo thường được làm bằng cách phun vữa dày 5 - 10 cm để làm trơn bề mặt tiếp xúc với dòng chảy để giảm tổn thất thuỷ lực mà không cần chịu lực. Nếu khối đá có nhiều nứt nẻ thì lớp vữa đường hầm còn có tác dụng chống thấm. Ngược lại khi khi khố

m nhận tải trọng của áp lực nước bên trong và áp lực đất đá bên ngoài thì vỏ áo phải có kết cấu chịu các tác dụng của áp lực nước bên trong và nước ngầm bên ngoài, đồng thời chống thấm và giảm ma sát. Hình (12-3) sau đây là một số kết cấu vỏ áo chịu lực:

- Vỏ áo bêtông đúc liền khối của đường hầm áp lực (sơ đồ I) được dùng trong những điều kiện sau: đá chắc, có áp lực đá núi nhỏ cột nước H ≤ 60 m, h

không thì có thể dùng cho cột nước dến 100 m. Khi áp lực đá núi lớn, cột nước từ 30 - 60 đến 100 m thì có thể dùng sơ đồ (II) với một hoặc hai lớp cốt thép. Cốt thép hai lớp dùng khi xuất hiện vết nứt trong bê tông dưới tác dụng của áp lực thuỷ tĩnh. Ưu điểm của hai loại trên là vỏ áo liên kết tĩnh với đá nú, có khả năng chống thấm v

hỏ. Vỏ áo bêtông cốt thép chống kéo lớn hơn vỏ bêtông và vận hành an toàn hơn, mặt khác do chiều dày áo nhỏ hơn do đó giảm kích thước đào phá đá. Tuy nhiên nhược điểm của áo bêtông cốt thép (II) là công tác bk i đào qua đá chắc.

- Để khắc phục nhược điểm của sơ đồ (II) người ta đưa ra loại vỏ áo bêtông toàn khối hai lớp (sơ đồ III). Vòng ngoài của áo loại này là bêtông, vòng trong tăng cường bằng cốt thép. Số lượng cốt thép và chiều dày các vòng được xác định qua tính toán. Vỏ áo hai vòng có lợi thế dùng đối với đường hầm áp lực nhờ những điều kiện làm việc tĩnh khác nhau; trong giai đoạn xây dựng vòng bêtông ngoài gánh chịu áp lực đá núi và chiều dày của nó được xác định từ điều kiện này. Công tác cốt thép và thi công vòng trong được tiến hành nhờ sự che chắn của vòng bêtông ngoài. Cả hai vòng cùng liên kết chịu lực trong giai đoạn vận hành. Vòng trong của vỏ hai lớp thường làm bằng hìnhthức vữa phun cốt thép với một dãy thép xoắn.

Hình 12-3. Các kiểu vỏ áo chịu lực của đường hầm có áp

1- lỗ khoan phun xi măng gia cố; 2- ống để dổ xi măng; 3- cốt thép vòng; 4- cốt thép phân bố; 5- bêtông toàn khối; 6- vữa phun; 7- dăm sỏi; 8- ống tiêu nước; 9- vử xi măng; 10- khối bêtông; 11- thép tấm có đai; 12- thép xoắn chịu ép. - Vỏ áo đường hầm áp lực làm bằng bêtông cốt thép lắp ghép (sơ đồ IV) thường ược d

ớp vữa phun dày 15 - 25 cm n mặt trong của áo lắp ghép và mài nhẵn chúng. Ưu điểm chính của vỏ áo lắp ghép là

ay sau khi lắp ghép xong và công nghiệp hoá khâu chế

ước của khớp nối. ăng

hịu lự p

vòng ngoài của

đúc liền khối bên trong (sơ đồ V). Để đảm bảo sự kết

tạo từng đoạn dài 5 - 10 m từ thép tấm dày từ 10 - 20 mm và dày hơn rồi hàn ghép tại chỗ.

i đá nứt nẻ, phân bố tải ọng đ

vỏ áo đã thi công xong, vữa được nén qua các ống có đường kính từ 40 - 60 mm đặt qua vỏ vào các khoảng trống giữa vỏ áo và đá núi. Phụt vữa gia cố tiến hành trong điều kiện đá xung quanh nứt nẻ nhiều và bằng cách phun phụt vào khối đá xung quanh theo các lỗ khoan đặt hướng bán kính. Để bảo vệ vỏ hầm dưới tác động của nước ngầm xung quanh trong trường hợp áp lực nước ngầm lớn, người ta thường làm hệ thống thoát nước ngầm dọc theo đường

đ ùng với đường hầm dạng mặt cắt tròn kích thước nhỏ, các cấu kiện lắp ghép thường làm bằng bêtông, bêtông cốt thép, hãn hữu dùng kim loại (thép, gang). Để giảm độ nhám và nâng cao tính chống thấm, người ta tạo một llênhanh chóng đưa vào sử dụng ngtạo cấu kiện áo. Nhược điểm của kiểu vỏ áo này là thấm nhiều qua các khớp nối dọc của đường hầm, do vậy cần đảm bảo độ kín n - Vỏ áo tunel áp lực kiểu kết hợp. Để làm chặt các chỗ nối và nâng cao khả nc c của vỏ áo lắp ghép, người ta đặt thêm vòng đúc liền khối. Vỏ áo nhiều lớđược được hình thành bằng cách đặt một số lớp đúc liền khối, rồi đặt tiếp một số lớp lắp ghép ... cứ vậy nhận được kiểu vỏ áo kết hợp. Đối với kiểu này thườngvỏ áo được ghép bằng các cấu kiện lắp ghép bê tông, nhờ vòng ngoài bảo vệ cho phép tiến hành thi công thuận lợi vònghợp làm việc của các vòng trong và ngoài để nâng cao khả năng chịu lực của vỏ người ta sử dụng những giải pháp kết cấu khác nhau. Khi cột nước lớn có thể dùng ống thép đường kính lớn làm lớp vòng trong của kiểu vỏ áo này. Các đoạn ống này được chế

Trong xây dựng đường hầm công tác phụt vữa xi măng quanh vỏ đường hầm được tiến hành nhằm để: tăng cường khả năng chịu lực của hầm, tạo vùng đệm rắn chắc giữa hầm và khối đá bao quanh, tăng khả năng chống thấm khtr ều, giảm biến dạng của khối đất đá. Vữa phụt chia ra hai loại là phụt vữa gia cố và phụt vữa lấp đầy. Phụt vữa lấp đầy nhằm mục đích lấp đầy khe hở giữa vỏ đường hầm và khối đá xung quanh. Việc phụt vữa lấp đầy tiến hành sau khi

153

154

hầm với dạng ống sứ hoặc ống bêtông nhẹ và thoát nước ngang dưới dạng sỏi bọc xung quanh vỏ hầm (sơ đồ III và V, hình 12-3). XII. 2. 2. Tính toán kết cấu đường hầm dẫn nước của TTĐ Tính toán kết cấu vỏ áo đường hầm nhằm mục đích kiểm tra độ bền của vỏ áo và kiểm tra trị số áp lực cho phép truyền lên đât đá xung quanh vỏ hầm. Sự kết hợp cùng chịu lực giữa chúng là đặc điểm làm việc của đường hầm. Khi địa chất bao quanh vỏ áo đủ chắc, giữa vỏ hầm và mặt đá đào không có khe hở thì chúng có khả năng tiếp nhận áp lực nước từ phía trong cùng với áo vỏ, trường hợp này kết cấu vỏ áo đường hầm nhẹ hơn. Vì vậy việc đánh gía đúng điều kiện phối hợp chịu lực của chúng sẽ tạo điều kiện chọn được kết cấu đường hầm kinh tế và sử dụng lâu dài. Việc tính toán kết cấu và khả năng chịu tải của áo vỏ hầm theo phương pháp cơ học kết cấu theo tiêu chuẩn hiện hành với các tải trọng sau: - Tải trọng cơ bản gồm có: áp lực đất đá, lực kháng của đất đá, trọng lượng riêng của áo vỏ, áp lực nước phân bố đều trong tunel, áp lực nén của vữa xi mămg từ sau vỏ o, áp lực của nước ngầm khi dòng thấm ổn định, lực nhiệt độ phát sinh ở vùng băng giá

- Tải trọng tạm t đổi, do bêtông co ngót, p lực

ịch với độ sâu đặt tunel và kích ước m

ược iết kế tunel, bề dày vỏ

o của tunel không áp và có áp không được nhỏ hơn những chỉ dẫn sau: - Áo bằng bêtông cốt thép, khối bêtông lắp ghép thì bề dày: δ = 0,12 m; - Áo

- Áo trong bằng cốt thép phun xi măng và bêtông phun xi mămg δ = 0,05 m. Chiều dày tối thiểu của lớp bê tông bảo vệ cốt thép trong vỏ áo bêtông cốt thép

ỏ áo và phụ thuộc vào tính

ẪN CỦA TRẠM THUỶ ĐIỆN Mặc dù kênh dẫn là loại đường dẫn đơn giản, ngoài việc đảm bảo an toàn và ổn

định, nó còn phải tho chống xói lở, chống hư hỏng dưới tác động của điều kiện bất lợi do khí hậu và tảo mộc gây ra ..v.v... Kênh

ọn tuyến kênh phải dựa trên cơ sở so sánh kinh tế - kỹ thuật của các phương án.

áhời gồm: lực phát sinh do nhiệt độ thay

á nước ngầm khi kết cấu tiêu nước thấm bị hỏng, tải trọng do máy thi công truyền lên vỏ áo đường hầm khi thi công. - Tải trọng đặc biệt gồm: lực động đất, khi kể đến lực này cần có lập luận chuyên môn riêng. Trị số của lực động đất tỷ lệ nghth ặt cắt ngang đường hầm. Sơ đồ tính toán của vỏ aó đường hầm được xác định dựa vào cấu tạo và độ bền của khối đât đá bao quanh nó, có tính đến điều kiện làm việc thực tế của vỏ và phương pháp đào đường hầm. Các phương pháp tính toán vỏ áo đường hầm thuỷ công đtrình bày trong các tài liệu chuyên môn. Theo chỉ dẫn kỹ thuật thá

ở vòm, ở tường, ở vòm ngược đúc liền khối bằng bêtông hoặc bêtông cốt thép một lớp: δ = 0,20 m; - Áo ở vòm, tường và vòm ngược bêtông cốt thép hai lớp cốt thép: δ = 0,25 m; - Vòng trong bằng bêtông cốt thép: δ = 0,12 m; đúc liền khối được xác định phụ thuộc vào chiều dày của vxâm thực của nước, nhưng không lấy nhỏ hơn 3 - 5 cm. XII. 3. KÊNH D

ả mãn những yêu cầu về chống thấm, ổn định

dẫn của TTĐ là loại kênh động lực cho nên ngoài yêu cầu về khối lượng xây lắp nhỏ và đảm bảo an toàn cần phải xét đến hiệu quả về năng lượng của nó. Kênh dẫn được sử dụng rộng rãi trong TTĐ đường dẫn có mực nước thượng lưu giao động ít và được đặt trên địa hình tương đối bằng phẳng, khối lượng đào đắp ít. XII. 3. 1. Chọn tuyến kênh và hình thức kênh Việc chọn tuyến kênh có tính chất quyết định đến kết cấu và khối lượng đường dẫn cũng như thành phần công trình trên kênh. Việc lựa ch

155

đắp công trình nhỏ, tránh đi qua yến kênh đi qua địa hình tương đối

ênh đắp;

Nguyên tắc chọn tuyến kênh phải đảm bảo các yêu cầu sau: - Tuyến kênh phải ngắn để giảm khối lượng đào đồi quá dốc để đỡ khối đào lớn. Vì vậy nên chọn tubằng phẳng như ở lượn theo các đường đồng mức của đồi; - Địa chất tuyến kênh đi qua cần tránh nơi đất yếu, đất dễ sạt lở, tránh đặt nơi bị nước mưa từ sườn đồi tập trung đổ vào uy hiếp; - Khi điều kiện thi công cơ giới nên chọn tuyến kênh đào hơn là k - Côư gắng chọn tuyến không có hoặc ít phát sinh các công trình trên kênh (như cầu máng, cống luồn ...) để giảm khối lượng đường dẫn; - Ở nơi tuyến kênh đổi hướng cần tránh tuyến thay đổi đột ngột bất lợi về chế độ thuỷ lực trong kênh. Bán kính cong của trục tuyến kênh thoả mãn yêu cầu sau: r V≥ +11 122 ω và phải r ≥ 5b (12-3)

à bán kính cong, vận tốc trung bình trong kênh (trong đó: r, V, b, ω tương ứng lbề rộng đáy kênh, diện tích tiết d

, iện ướt của kênh).

Hình dạng mặt cắt ngang kênh tuỳ thuộc vào địa hình, địa chất tuyến kênh đặt trên nó. Thông thường mặt cắt ngang kênh thường dùng là hình thang, trường hợp đất yếu kênh lại có yêu cầu đào sâu thì chúng có dạng đa giác, parabol hoặc dạng tròn. Kênh đào qua đá tốt thì có thể dùng kênh chữ nhật hoặc mái kênh dốc. Kinh nghiệm nếu mặt kênh được bảo vệ bằng lớp bêtông, bêtông cốt thép hay xây đá thì hệ số mái dốc mặt trong m ≥ 1,25; còn các trường hợp khác m ≥ 1,5. Bố trí kênh trên mặt đất có thể có những hình thức sau (hình 12-4) sau:

Hình đất. - Sơ đồ I là kênh hoàn toàn đào trong đất. Kênh đào có nhiều ưu điểm là: ổn định tốt, khi đào trong đất tốt thì công nghệ thi công đơn giản, nhưng có nhược điểm là khối lượng công tác đất lớn.

12-4. Các hình thức bố trí kênh trên mặt

ênh đê đắp

bảo vệ mái của kênh.

- Sơ đồ IV là kênh hoàn toàn làm bằng đất đắp. Nhược điểm của kênh đắp là khối lượng đất đắp lớn, cần sử dụng kết cấu phức tạp để bảo vệ mái kênh ổn định và chống thấm. Do vậy hình thức kênh này ít gặp hoặc được dùng khi độ sâu lớp nước trong kênh nhỏ và địa hình bằng phẳng. - Sơ đồ II và III là kênh vừa đào vừa đắp, sử dụng khối lượng đất đào lòng k

bờ kênh. Như vậy đở tốn công chở đất đổ đi và giảm khối lương đào, tuy vậy biến dạng mái đât của khối đắp và mái đất tự nhiên sẽ không đều, do vậy khả năng làm việc của kênh phức tạp, cần phải làm lớp áo

156

ác và

theo đi bề rộng đỉnh kênh phải lấy không nhỏ hơn 2 mét, nếu có nhu cầu gia

bằng d (như công thức trên). Ngoài ra khi phần mái trên của kênh quá cao hơn cơ chín ơ phụ với bề rộng không nhỏ hơn 1 m và kgoảng cách giữa các cơ

- Sơ đồ V và VI là kênh dẫn đào trong đá núi. Lợi dụng khả năng chịu lực của đá núi tạo mặt cắt ngang kênh. Để chống thấm nước cần có lớp áo mỏng bảo vệ mái trong của kênh. Hình thức này có thể chọn mái đứng m = 0 hoặc dốc. Khi kênh đào sâu, trên đỉnh kênh cần làm cơ. XII. 3. 2. Cấu tạo mặt cắt kênh

1. Bờ và đỉnh kênh Đỉnh kênh là nơi đi lại và chỡ vật liệu tu sửa kênh trong giai đoạn khai th

ều kiện ổn định thì o thông thì phải lấy theo tiêu chuẩn của giao thông. Để bảo vệ kênh không bị

tràn nước thì cao trình đỉnh kênh phải cao hơn mực nước lớn nhất của dòng không ổn định trong kênh một đoạn là d = hS + e ( hS là chiều cao sóng gió so với mực nước tĩnh, e là độ vượt cao an toàn lấy theo cấp công trình và loại kênh). Khi kênh đào sâu, để ngăn cách phần dưới nước với phần khô người ta làm cơ với bề rộng cơ chính không nhỏ hơn 1,5 m và đỉnh cơ nằm trên mực nước cao nhất cũng một đoạn

h nhiều thì cần đặt cnên lấy từ 6 - 8 mtheo chiều cao.

Đối với loại kênh đắp, cần làm hệ thống thoát nước (hình 15,a) để hạ thấp đường bão hoà thấm để tránh đường bảo hoà ra mái kênh.

Hình 12-5. Cấu tạo mái và lòng kênh. 2. Áo mái kênh và lòng kênh Tiếp xúc giữa mái kênh với dòng nước được đặt lớp áo bằng bêtông, bêtông cốt thép hay đá xây láng vữa xi măng ..v..v.. nhằm giảm tổn thất thuỷ lực, chống xói lở lòng kênh, chống thấm nước. Đồng thời áo kênh còn cho phép tăng vận tốc trong kênh để giảm kích thước mặt cắt kênh và tăng ổn địnhmái kênh. Ao kênh bằng bêtông và bêtông cốt thép được ưa dùng trong kênh dẫn của trạm th

độ

uỷ điện (hình 12-5,b). Chiều dày áo bêtông gia cố lòng kênh có thể lấy từ 12 - 25 cm, gia cố mái dày trung bình từ 7 - 15cm. Dưới lớp áo là lớp đệm dễ thấm nước làm bằng cát, sói,hoặc cát hạt lớn dày 20 - 80 cm.

Áo bằng bêtông cốt thép được sử dụng khi địa chất tuyến kênh dễ biến dạng và biến dạng không đều hoặc ở nơi khí hậu thay đổi đột ngột. Tuy áo bêtông cốt thép có

157

ền cao và chịu biến dạng hơn bêtông nhưng đắt hơn. Chiều dày lớp áo bêtông cốt thép ường lấy từ 8 - 15 cm với hàm lượng cốt thép không quá 2%, đặt thép Φ8 - Φ12 mm

ích thước lưới cốt thép từ 20 x 20 đến 30 x 30 cm. Áo bêttông cốt thép có thể liền khối hông cần đặt khớp nhiệt độ, tuy nhiên vì để tiện thi công có thể phân khớp thi công với hoảng cách từ 10 - 20 m một.

Áo bằng gạch, đá lát không chít mạch được dùng để tăng ổn định kênh và chống ói, không có khả năng chống thấm.. Kênh còn được lót bằng đất dẻo để ch thấm, lớp

đầm kỹ dày từ 30 - 60 cm, bên trên được bảo vệ chống xói bằng lớp cát i dày từ 30 - 100 cm.

3. Vận tốc cho phép và điều kiện vận hành kênh Kênh dẫn nước phải đảm bảo không làm xói lở hoặc bồi lắng bùn cát lơ lửng

trong kênh và cần có vận tốc sao cho cây cỏ và thực vật không mọc được trong lòng dẫn để tránh làm tăng hệ số nhám. Kinh nghiệm vận hành TTĐ cho thấy khi độ sâu nước lớn hơn 1,5 m thì vận tốc cho phép cỏ không mọc được là 0,6 m/s. Theo điều kiện bảo đảm điều kiện giao thông thuỷ thì vận tốc dòng chảy không vượt quá 1,5 m/s để đảm bảo tàu thuyền đi lại được. Để không lắng và không xói thì:

[ ] < V < [ ] (12-4) Vận tốc cho phép không xói: Vận tốc này tuỳ thuộc loại vật liệu làm kênh, mái kênh và kích thước kênh. Trị số vận tốc này phụ thuộc vào bán kính thuỷ lực (R) kênh dẫn và độ lớn các hạt tạo nên đáy và mái kênh nếu chúng là hạt rời (xem Quy phạm QP-TL-C-I-76). Đối với đất dính theo kinh nghiệm [ ] chọn không lớn hơn 1,8 m/s, phụ thuộc vào loại đất. Kênh có áo bêtông, bêtông cốt thép, đá xây thì vận tốc này rất lớn, do vậy không cần thiết phải kiểm tra xói, mà vận tốc trong kênh được quyết định theo điều kiện kinh tế từ 2 - 3 m/s. Vận tốc cho phép không lắng: Vận tốc này phụ thuộc vào độ lớn và số lượng hạt bùn cát, bán kính thuỷ lực, hệ số đọ nhám kênh và các yếu tố khác. Theo công thức kinh nghiệm của I.I. Levi:

bthkkk

xnày được được sỏ

langV xoiV

xoiV

[ ]langV = 0 010 01

0 02254,,

.ω

tbdp

nR (12-5)

Trong công thức: ω là độ thô thuỷ lực (mm/s) của các hạt bùn cát có đường kính trung bình ; R (m) là bán kính thuỷ lực của mặt cắt kênh; p (theo % trọng lượng) các hạt bùn cát lơ lửng có đường kính lớn hơn 0,25 mm vượt quá 0,01%; 0,0225/n là hệ số hiệu chỉnh độ nhám lòng kênh khi nó khác với độ nhám thông thường của kênh đất không có lớp áo (n = 0,0225). XII. 3. 3. Kênh tự điều tiết và không tự điều tiết

Kênh dẫn được thiết kế với khả năng tháo được lưu lượng tính toán lớn nhất ở chế độ dòng ổn định đều trên toàn chiều dài kênh khi kênh cùng kiểu kết cấu, hoặc trên chiều dài từng đoạn kênh khi các đoạn có kết cấu khác nhau.

Khi lưu lượng của TTĐ nhỏ hơn lưu lượng tính toán lớn nhất, trong kênh không còn là dòng đều nữa. Khi chuyển động đều, mặt nước tự do trong kênh song song với đáy kênh và độ sâu trên cả chiều dài kênh không đổi.Trên (hình 12-6,a sơ đồ I) các đoạn có các độ dốc i1, i2, i3 theo dọc kênh không như nhau, nhưng tốc độ trung bình và độ sâu trên từng đoạn khi cùng lưu lượng lớn nhất Qmax thì không đổi. Khi giảm lưu lượng hát điện, lượng nước thừa là ể áp lực, để tránh

ường chắn ải làm công trình tháo ng là đập tràn) ở cuối kênh. Kích thước công trình tháo được xác định

tbd

p m dâng mực nước trong kênh và trong bcủa bể áp lực và đỉnh kênh thì cần phnước tràn qua t

nước thừa (thườ

158

để tháo được Qmax. Đồng thời với việc dùng đập tràn tháo nước thừa tránh để nước tràn qua

Hình 12-6. Sơ đồ thuỷ lực của kênh dẫn. đỉnh kênh còn cần phải có biện pháp tiết kiệm nước, do vậy ở cửa lấy nước đầu kênh

ự điều tiết. Kết quả của dùng van điều tiết lượng nước qua kênh theo lưu lượng TTĐ yêu cầu dẫn đến dòng chảy đều trong kênh có độ sâu mới tương ứng với lưu lượng tháo qua kênh nhỏ hơn lưu lượng Qmax. Như vậy việc giảm lưu lượng kéo theo giảm mực nước trong bể áp lực làm giảm cột nước của trạm thuỷ điện một lượng ∆h" (hình 12-6,a sơ đồ II). Để khắc phục tổn thất cột nước và lưu lượng ngoài việc dùng van đầu kênh để điều tiết

tổng tổn thất cột

ượng phát điện

hỉ đặt van a chữ điều tiết. Trong kênh tự điều tiết, khi lưu ng p

trình mực nước ở thượng lưu, và lớn nhất ∆hmax khi tháo với Qmax. So sánh hai loại kênh trên, kênh tự điều tiết có ưu điểm là tránh xả bỏ nước thừa trong mọi trường hợp và không cần van công tác đầu kênh, nhưng mặt cắt ngang kênh tăng dần theo tuyến, kênh càng dài thì khối lượng đào đắp kênh càng lớn. Do vậy kênh này nên dùng khi chiều dài kênh ngắn. Ngược lại, kênh không tự điều tiết tuy khối lượng đào đắp ít hơn, mặt cắt kênh thường như nhau trên toàn tuyến, nhưng lại phải xả

dẫn cần có cửa van để khống chế lưu lượng theo yêu cầu của TTĐ. Việc tháo nước bắt buộc qua tràn và dùng van điều tiết dẫn đến kênh có tên gọi là kênh không t

lưu lượng theo yêu cầu, cần phải tạo đường nước dâng ở đoạn cuối kênh, cố gắng dâng cao mực nước trong bể áp lực tương ứng với lưu lượng lớn nhất, giảmnước từ ∆h" đến trị số ∆h' (hình 12-6, sơ đồ II). Hình (12-6, sơ đồ III) trình bày phương án kênh có cao trình đỉnh không đổi suốt chiều dài kênh, nằm cao hơn mực nước cao nhất trong kênh khi lưu lbằng không (Q = 0). Khi giảm lưu lượng phát điện, mực nước trong kênh và bể áp lực sẽ từ từ dâng lên và đến khi dừng phát điện thì mực nước sẽ nằm ngang trên toàn chiều dài kênh dẫn. Ở đây không cần có đập tràn ở bể áp lực để xả bỏ nước thừa vì nước này được trữ lại trong kênh và không cần cửa van điều tiết ở đầu kênh (đầu kênh csử a), vì vậy kênh có tên gọi là kênh tựlượ hát điện nhỏ hơn Qmax thì mặt thoáng của dòng chảy trong kênh là đường cong nước dâng, còn khi lưu lượng phát điện bằng Qmax thì là dòng chảy đều có đường mặt thoáng song song với đường đay kênh. Phần dung tích gạch chéo trên sơ đồ III có thể được sử dụng để điều tiết dòng chảy cho TTĐ. Tổn thất cột nước theo chiều dài kênh tự điều tiết ∆h được tính toán tương ứng với lưu lượng cần tháo Q so với cao

159

i kênh này được dùng rộng rải hơn. XII. 4. TÍNH TOÁN THUỶ LỰC ĐƯỜNG DẪN Việc tính toán thuỷ lực đường dẫn của TTĐ (bao gồm kênh dẫn và đường hầm dẫn nước) nhằm mục đích xác định kích thước tiết diện, độ dốc đường dẫn (đối với

ồng thời tiến hành xác ịnh tổn thất thuỷ lực và tổn thất năng lượng khi trạm thuỷ điện vận hành ở các chế độ hác nhau với kích thước đường dẫn đang xét để so sánh lựa chọn. Để xác định kích

thước đường dẫn, người ta dựa vào chế độ ổn định tương ứng với lưu lượng tính toán. ính toán chế độ làm việc không ổn định xảy ra trong các quá trình chuyển tiếp bình ường hường khi sự cố nhắm kiểm tra sự làm việc

ổn định xem ở các phần liên quan khác sẽ đề cập trong các chương khác. XII. 4. 1. Tính toán thuỷ lực đường dẫn không áp Đường dẫn không áp bao gồm kênh dẫn và đường hầm không áp. Nhiệm vụ chung của tính toán thuỷ lực đường dẫn là căn cứ vào lưu lượng tính toán (lưu lượng

ặt cắt sau:

bỏ nước thừa khi lưu lượng phát điện nhỏ hơn Qmax, do vậy nó được dùng càng kinh tế khi kênh kéo dài. Trong thực tế loạ

đường dẫn không áp) khi biết lưu lượng tính toán của chúng. Đđk

Tth (như thay đổi phụ tải) và chế độ bất tổn định của hệ thống đường dẫ để có biện pháp bảo đảm an toàn cho đường dẫn. Phần này chỉ trình bày việc tính toán thuỷ lực với chế độ ổn định, còn tính toán ở chế độ không

lớn nhất) tháo qua đường dẫn ở chế độ dòng đều ổn định xác định ra kích thước mêdi ở dạngngang của nó. Để tính cho đường dẫn không áp ta dùng công thức của S

iQC R

=2

2 2ω (12-6)

Trong đó: Q là lưu lượng tính toán, C - hệ số Sêdi, ω, R, i - tương ứng là: diện tích mặt cắt ướt, bán kính thuỷ lực và độ dốc đáy đường dẫn.

pski:

Ngoài lưu lượng tính toán, để giải bài toán thuỷ lực thường phải biết là hình dạng mặt cắt ngang và hệ số nhám n của thành đường dẫn (hệ số nhám lấy theo QP-TL-C-1-76 hoặc các bảng tra Thuỷ lưc). Hệ số Sêdi được xác định dựa vào kích thước, dạng và độ nhám thành dẫn. Trong đó có thể dùng công thức của Paplô

Cn

R y= (12-7)

với

1

y n n R= − − −2 5 0 13 0 75 01, , . ( . ) Tổn thất cột nước trường hợp dòng đều xác định theo độ dốc i và chiều dài đoạn đường dẫn, tính theo công thức: ∆h = iL. Khi xác định kích thước mặt cắt ngang của đường dẫn không áp cần bảo đảm tốc độ dòng chảy từ điều kiện tháo lưu lượng lớn nhất đến tháo lưu lượng nhỏ nhất phải

càng hỏ,nh phải thông qua tính

toán so

iệc xác định mặt cắt ngang đường dẫn có áp (đường hầm có áp, đường ống) được tiến hành xuất phát từ tổn thất cột nước phát sinh khi tháo lưu lượng tính toán qua nó. Ở c ch thước và kết cấu đường dẫn thì tổn thất cột

không bồi lắng và xói lở lòng dẫn, đồng thời bảo đảm điều kiện diệt thảo mộc và đảm bảo giao thông thuỷ ..v.v... Từ điều kiện (12-6) ta thấy mặt cắt ướt của đường dẫn không áp được xác định theo độ dốc đáy của nó. Độ dốc càng lớn thì mặt cắt của nón ưng tổn thất cột nước và năng lượng càng lớn. Do vậy cần

sánh kinh tế - năng lượng để chọn (xem phần tiếp theo XII. 5). XII. 4. 2. Tính toán thuỷ lực đường dẫn có áp V

hế độ dòng chảy ổn định đều, khi biết kí nước được xác định theo công thức sau:

160

∑ = + ∑ =d cb dhgL

C Rvg K Q( )

222

22ξ (12-8)

Trong đó: là tổng các hệ số tổn thất cục bộ; L -tổng chiều dài đường dẫn, v -là vận tốc trung bình của dòng chảy; còn các ký hiệu khác như trên. Hệ số Sêdi trong (12-8) phụ thuộc vào hệ số nhám của đường dẫn có áp. Hệ số nhám của đường hầm có áo bêtông theo kết quả thí nghiệm n = 0,011 - 0,012. Tuy nhiên trong tính toán có kể đến khả năng tăng nhám trong quá trình vận hành đề nghị lâya lớn hơn, chọn n = 0,013 - 0,017 đối với đường hầm có mặt nhẵn; và chọn n = 0,016 - 0,023 đối với đường hầm có bề mặt không nhẵn. Trong đường dẫn có áp độ dốc dọc của tuyến đường dẫn không liên quan gì đến độ dốc thuỷ lực và có thể coi như không đổi hay thay đổi theo đường dẫn, nếu cần. Vị trí đường đo áp (theo chiều cao) phụ thuộc vào mực nước hồ và lưu lượng tháo qua đường dẫn và xác định trị số áp lực bên trong ở mặt cắt bất kỳ của đường dẫn.

Kích thước đường dẫn có áp được xác định trên cơ sở tổn thất năng lượng và khối lượng xây dựng (xem tiết XII - 5 ở sau). XII. 4. 3. Tính toán tổn thất thuỷ lực và năng lượng đường dẫn TTĐ Chế độ làm việc của TTĐ luôn thay đổi tuỳ thuộc vào yêu cầu phụ tải mà nó đảm nhận. Do đó tính tổn thất cột nước có liên quan với quá trình thay đổi lưu lượng. 1. Tính tổn thất cột nước trong đường dẫn a- Tính toán tổn thất thuỷ lực đường dẫn không áp Khi lưu lượng tháo qua đường dẫn không áp khác với lưu lượng tính toán khi đó dòng ch y trong nó là dòng biến đổi đều, đường mặt nước tương ứng là dòng nước dâng hoặc nước đổ. biến đổi ều đã ng pháp của B.A.Batmechép.). rên cơ

i Q (hình 12-7,a) Trên đồ thị: h1 là độ sâu nước đầu đoạn, h2- độ sâu mực nước cuối đoạn, ∆h - tổn thất cộ

ứng với độ sâu giới hạn hK của đường dẫn; khí lưu lượng trong đường dẫn Q ờng mực nước trong kênh là đường nằm ngang tương ứng với độ sâu cuối đường dẫn bằng h1 + iL. Khi

dòng chảy là dòng chảy đều với h2 = h1. Chênh c m 0) ư ủa đường dẫn không áp.

∑ cbξ

ả Có nhiều phương pháp để xác định đường mặt nước của dòng

đ trình bày trong các giáo trình Thuỷ lực (như phươT sở tính toán thuỷ lực ta xây dựng được đường mặt nước với nhiều lưu lượng khác nhau qua đường dẫn và xây dựng đường quan hệ mặt nước ở cuối đường dẫn vớ

t nước trên đường dẫn được xác định ∆h = iL + h1 + h2. Đường h2 = f(Q) hạ khi tăng lưu lượng và khi tháo Qmax thì tương

= 0 thì đư

lưu lượng trong đường dẫn là lưu lượng tính toán Q0 thìlệ h (Q ax - Q là khả năng v ợt tải c

Hình 12-7. Quan hệ mực nước cuối đường dẫn không áp và lưu lượng.

161

Tính toán tổn thất cột nước trong đường dẫn có áp cũng được tiến hành theo u.

2. Tính toán tổn thất năng lượng trong đường dẫn TTĐ Tổn thất năng lượng (ở đây là tổn thất điện lượng) do hai dạng tổn thất: Tổn thất

ó

- Tổn thất lưu lượng do bốc hơi, rò rỉ qua các cửa van và tổn thất do thấm có thể xét tới trong đường dẫn hở và dài, tuy nhiên theo kinh nghiệm vận hành trên các kênh ẫn nướ ỗi km dài;

- Tổn thất do thấm từ kênh vào đất được xác định theo bài toán thấm; - Đối với đường hầm dẫn nước thì tổn thất lưu lượng có thể bỏ qua; - Tổn lưu lượng trong thời gian xả bỏ nước thừa của TTĐ cũng cần xem xét. a - Tổn thất năng lượng do tổn thất cột nước Tổn thất năng lượng trên đường dẫn sinh ra do tổn thất cột nước có thể xác định theo trị số trung bình năm của liệt năm thuỷ văn, tính theo công thức sau:

9 81, η (12-9)

(hình12-8) ết lập ở

hình (12-7) đối với đường dẫn không áp, ta được các trị số tổn thất cột nước tương ứng p đường dẫn

t cột nước theo Q và cũng vẽ được đường duy trì tổn thất cột nước ∆h = f3(t). Hai đường Q = f1(t) và ∆h = f3(t) hình (12-8); - Từ giá trị Q và ∆h tương ứng ta tính và vẽ ra đường ∆N = f(t).

b. Tính toán tổn thất cột nước trong đường dẫn có áp

công thức (12-8) ở trên với các lưu lượng thay đổi mà TTĐ yêu cầ

cột nước và tổn thất do rò rỉ và xả bỏ lưu lượng. Trong đó dạng tổn thất về lưu lượng cthể bỏ qua hay được tính đến trong những trường hợp sau:

d c không có áo lót thì chúng chiếm chừng (0,2 - 0,5) % cho m

∆ ∆ ∆E N dt Q h dtT T

= =∫ ∫0 0

Để tính tích phân (12-9) ta có thể dùng phương pháp đồ giải như sau: - Dựa vào lưu lượng của TTĐ ta vẽ đường duy trì Q = f1(t) trong năm - Ứng với các trị số Q tra đường tổn thất cột nước ∆h = f2(Q) như đã thi

với các Q và vẽ được đường duy trì tổn thất cột nước ∆h = f3(t) . Trường hợcó áp ta sử dụng công thức (12-8) để tính tổn thấ

Hình 12-8.Các đồ thị để tính toán tổn thất năng lượng. ∆ ục hoành ot chính là năng

ng t cần xác định. Tính toán tổn Phần diện tích giới hạn giữa đường N = f(t) với trlượ rung bình năm bị tổn thất do tổn thất cột nước mà ta

162

thất năng lượng chỉ kể đến tổn thất cột nước được dùng trong giai đoạn tính sơ bộ hoặc được dùng khi các điều kiện tổn thất về lưu lượng được bỏ qua như đã nói ở trước. b. Tính tổn thất năng lượng trường hợp có xét đến những yếu tố khác Vào mùa lũ TTĐ thường phải xả bỏ nước thừa như vậy, cần đề cập việc tính tổn thất năng lượng trong mùa xả bỏ nước trong tổn thất chung của cả năm. * Đối với TTĐ có đường dẫn tự điều tiết:

- Đối với TTĐ đường dẫn tự điều tiết vào thời kỳ xả nước thừa, nếu cột nước làm việc H lớn hơn hoặc bằng cột nước tính toán (H ≥ Htt) thì có thể tăng lưu lượng lên để bù cho tổn thất cột nước nhằm đạt được công suất tối đa của trạm, và kich thước đường dẫn lấy tăng thêm để tháo được lưu lượng tăng thêm này. Trường hợp này tổn thất năng lượng do tổn thất cột nước gây ra khi xả nước thừa không tính đến trong (12-9).Và trường hợp nầy tổn thất năng lượng chung được tính không kể tổn thất mùa xả lũ:

dt (12-9')

trong năm, xem biểu đồ 12-8).

, nếu H < Htt, theo đường đặc tính tổng hợp vận hành turbine thì không thể phát được công suất tối đa của turbine, do vậy cần giảm lưu lượng tháo qua turbine. Để tính đến ảnh hưởng này trong mùa xả nước Tx tổn thất năng lượng tính thêm 1,5 lần. Khi đó tổn thất năm sẽ là:

(12-10)

m bớt lưu lượng nước dẫn qua

ổn thất cả năm được tính theo công thức:

∆ ∆E NXT

T= ∫

(Trong đó Tx là thời gai TTĐ xả nước thừa - Đối với TTĐ có dường dẫn tự điều tiết mùa lũ trạm xả nước thừa làm tăng mực nước hạ lưu do vậy giảm cột nước làm việc của TTĐ

∆ ∆E Q h To x= +15η max ∆N dt∫ xT

T

Trong đó Q0 là lưu lượng phát điện lớn nhất. * Đối với TTĐ có đường dẫn không tự điều tiết: Do có cửa van đặt ở cửa lấy nước đầu kênh để giảđường dẫn phù hợp với lưu lượng phát điện nên gần như giữ mực nước cuối kênh xấp xỉ ngưỡng tràn. Tổn thất thuỷ lực trong kênh ít biến đổi và gần bằng ∆hmax . Một cách gần đúng ta tính tổn thất năng lượng đối với đường dẫn không tự điều tiết như sau: - Đối với đường dẫn không tự điều tiết mà mùa xả nước có cột nước làm việc nhỏ hơn cột nước tính toán thì năng lượng t ∆ ∆ ∆E Q h T T Q h Ttb x= x− +9 81 15, ( )maxη η (12-11)

Trong đó Qtb là lưu lương trung bình nhiều năm; Tx là thời gian xả nước thừa. Trường hợp mùa xả mà cột nước công tác của TTĐ H ≥ Htt thì theo lập luận đã

trình bày ở trên sẽ không có thành phần tổn thất thứ hai trong công thức (12-11).

ể đến tổn thất cột nước dọc đường (bỏ qua tổn thất cục bộ) thì công thức tính tổn thất năng lượng theo công thức:

* Đối với TTĐ đường dẫn có áp : kĐối với TTĐ đường dẫn áp lực, nếu chỉ

∆EL

C R=

9 812 2, η

ωQdt

T

0∫ (12-12)

Có thể dùng phương pháp đồ giải để xác đinh năng lượng tổn thất như sau: - Vẽ đường duy trì lưu lượng Q ~ t (hình 12-8,b ở trên); - Từ các cặp Q ~ t ta xây dựng đường quan hệ Q3 ~ t.

163

Phần diện tích giới hạn giữa đường Q3 ~ t và trục hoành và đường thẳng ứng với thời gian một năm là T = 8760 giờ chính là ∆E cần tìm. Để đơn giản có thể gần

đúng coi tích phân = và tính: QdtT

0∫ tbQ T3

∆EQ TC Rtb=

9 81 32 2

, β

ω (12-13)

Trong đó: Qtb3 là lưu lượng trung bình lập phương (hình 12-8,b); β = 1,1 - 1,15 .

0 - T bởi tích phân từ TX - T. - Còn trường hợp mùa xả nước nếu H < Htt thì phải tính đến tổn thất năng lượng do xả nước thừa được nhân với hệ số 1,5 như đã trình bày ở phần trước. Ngoài ra, khi chọn tiết diện đường hầm áp lực người ta cố gắng tăng cao tốc độ dòng nước trong hầm, thường khoảng V = 3 - 5 m/s để giảm khối lượng đường hầm, và nếu

trên đường dẫn áp lực có buồng điều áp thì V < Vgh =

là hệ số tính đến việc giảm lưu lượng mùa lũCũng cần chú ý những điều đã đề cập ở đường dẫn không áp và tính như sau:

- Nếu mùa xả nước mà H ≥ Htt thì do có thể tăng lưu lượng để bù tổn thất cột nước, do vậy bỏ qua tổn thất năng lượng ở mùa nầy, lúc này thay tích phân từ

oH C RL

2

3, để đảm bảo điều

kiện ổn định sóng trong buồng điều áp, thường V = (0,75 - 0,8)Vgh . XII. 5. LỰA CHỌN MẶT CẮT KINH TẾ ĐƯỜNG DẪN TTĐ Trên một phương án tuyến đường dẫn, khi đã biết lưu lượng tính toán và độ dốc tuyến, nếu chọn đường dẫn có tiết diện lớn sẽ có khối lượng xây lắp lớn, nhưng vận tốc sẽ nhỏ dẫn tới tổn thất năng lượng ít, ngược lại nếu tiết diện chọn nhỏ sẽ có khối lượng xây lắp nhỏ nhưng vận tốc lớn và như vậy tổn thất năng lượng lại lớn. Như vậy việc chọn kích thước tiết diện đường dẫn của TTĐ phải trên cơ sở so sánh kinh tế - năng lượng của nhiều phương án để chọn phương án có lợi. Tiêu chuẩn kinh tế của các phương án là tổng chi phí tính toán năm là nhỏ nhất:

ZKTo

E (12-14)

Trong đó: K là vốn đầu tư xây dựng đường dẫn (bao hàm đường dẫn và các công trình, thiết bị trên nó) và vốn đầu tư vào các công trình liên quan (như c

C Z= + + → min

ửa lấy nước, bể áp lực ..v.v..); T0 là thời gian hoàn vốn tiêu chuẩn; C - chi phí vận hành năm, có thể lấy theo % của K, tức là C = pK, thường lấy C = 0,05 K; ZE - chi phí tính đổi để bù lại phần năng lượng bị tổn hao mà trạm khác phải bù (thường lấy nhiệt điện bù) tính như sau:

Eo

NDZT

p k N E s= +⎛⎝⎜

⎞⎠⎟ ⋅ ⋅ + ⋅

1∆ max ϕ ψ ⋅∆ (12-15)

Trong đó: NDk - vốn đầu tư cho một đơn vị công suất tăng thêm của trạm nhiệt iện thđ ay thế; max∆N - tổn thất công suất lớn nhất do tổn thất cột nước; ϕ = 1,1 - 1,15 -

là hệ số tính đổi về công suất của TNĐ thay thế; Ψ = 1,05 - 1,10 - hệ số tính đổi diện lượng của TNĐ thay thế; ∆E - tổn thất điện lượng cua TTĐ do tổn thất cột nước; s - đơn iá sản hi phí vận hành TNĐ. g xuất điện năng tính cho c

Để đơn giản tính toán, chi phí tính đổi năng lượng bị tổn thất có thể tính như sau: E pZ E s= ⋅ ⋅ψ ∆ (12-15') trong đó ps -là đơn giá điện năng, trong đó bao hàm cả chi phí sản xuất và chi phí mở rộng công suất của các TNĐ thay thế trên một đơn vị điện lượng.

Thường dùng đồ giải để xác định kích thước có Z cực tiểu từ tổng ZE và K/To+C Sau đây chúng ta áp dụng nguyên lý tính toán kinh tế trên (công thức 12-14) vào việc tính toán chọn mặt cắt ngang kinh tế của hầm áp lực cua TTĐ.

ậ ắt ướt dựa trên yêu ầu kinh tế là có đầu tư xây dựng, chi phí vận hành và tổn hao năng lượng nhỏ nhất. Sau ây trình bày nguyên lý tính toán trường hợp tổng quát và hay dùng là kênh chữ nhật có

sâu nước h. Xét trường hợp hai yếu tố này thay inh

Tính toán kinh tế kênh với lưu lượng tính toán, độ dốc kênh đã chọn và chế độ n thất

ăng lượ ng với mặt cắt ướt củ ăm của từng phương án. Chọn ra mặt cắt có Z nhỏ nhất. Các bước tính như sau: - Bước 1: Giả thiết các bề rộng đáy kênh: b1, b2, b3, ..., bn; - Bước 2: Với từng phương án b = const ta giả thiết các độ sâu h (h1, h2, h3,..., hm) rồi tiến hành tính toán khối lượng và tổn thất năng lượng tương ứng của các cặp b, h, trong đó thành phần ZE theo trường hợp cụ thể cuả tổn thất năng lượng, tính tổng chi phí tính toán năm Z của cặp b x h theo các công thức tính toán (12-14) đã trình bày. Với các cặp Z1~ h1, Z2~ h2 , Z3~ h3 ... vẽ được đường quan hệ Z = f(h) ứng với bề rộng đáy kênh b = const đã giả thiết. Cũng tiến hành như vậy đối với các bề rộng giả thiết khác, ta vẽ được các đường Z = f(h) ứng với từng b ( hình 12-9,a).

kênh dẫn và đườngXII. 5. 1. Tính toán lựa chọn mặt cắt kinh tế kênh dẫn TTĐ Kênh dẫn của TTĐ có mặt cắt ngang hình thang, hình chữ nhật hoặc vừa chữ nh t vừa hình thang ... Về nguyên tắc là xác định kích thước mặt ccđbề rộng đáy b và độ đổi, tính toán ktế chọn ra b x h kinh tế nhất. dòng chảy đều. Ta giả thiết các trị số b, h và tính ra khối lượng xây dựng kênh, tổn ng tương ứ a kênh để tính ra tổng chi phí tính toán n

Hình 12-9. Đồ thị xác định kích thước kinh tế kênh.

- Bước 3: Với mỗi bề rộng b trên đồ thị tìm được độ sâu h cho Z nhỏ nhất (các điểm 1, 2, 3, ..., 6 trên hình 12-9,a), tương ứng chọn được các cặp Zmin ~ b và vẽ dược đường quan hệ Zmjn = f2(b) (hình 12-9,b). Từ quan hệ này tìm được bề rộng kinh tế bKT:

vẽ được quan hệ Z =f(h), đường nét thước kinh tế.

ầu khác nữa hư yê ỷ, diệt thảo mộc ...v.v..

- Bước 4: Có bề rộng bKT lặp lại bước 2 vàđứt ở hình (12-9,a) và chọn được độ sâu kinh tế hKT. Vậy ta đã có kích

mãn các yêu c Để chọn kích thước cuối cùng của kênh còn phải thoản u cầu vận tốc tránh xói lở, bồi lắng trong kênh, vận tải thu

164

165

Người

tế xác định mặt cắt ường

XII. 6. BỂ ÁP LỰC CỦA TRẠM THUỶ ĐIỆN Kênh dẫn nước của TTĐ đường dẫn không áp có tiêt diện nhỏ không thể đủ kích

thước để đặt ống và các cửa van, lưới chắn rác ... của bộ phận lấy nước, kênh cũng không đảm bảo ổn định mực nước khi TTĐ thay đổi lưu lượng. Do vậy để chuyển dòng nước từ chế độ không áp (trong kênh dẫn) thành dòng chảy có áp (trong đường ống turbine), cần xây dựng một công trình lấy nước ở cuối kênh, gọi là Bể áp lực. XII. 6. 1. Cấu tạo các phần của Bể áp lực

Bể áp lực gồm có: ngăn trước, tường áp lực và đoạn chuyển tiếp để nối kênh và ngăn trước (hình 12-10). Nhiệm vụ của các bộ phận bể áp lực như sau:

- Đoạn chuyển nối kênh có tiết diện nhỏ với ngăn trước có tiết diện lớn đảm bảo dòng nước chảy thuận, tránh tách dòng, do vậy góc mở của nó không vượt quá 100 - 120

trên mặt bằng và đào sâu dần từ đáy kênh xuống ngăn trước với mái dốc m = 0,25 - 0,3. - Ngăn trước là phần chứa nước phía trước cửa vào đường ống có áp (ống

turbine). Để ổn định mực nước trước cửa vào ống turbine cũng như đủ kích thước đặt các bộ phận lấy nước, ngăn trước phải có kích thước đủ lớn, được đào sâu theo phương đứng và mở rộng theo phương ngang tạo một dung tích cần thiết. Vận tốc dòng nước trong ngăn nầy lấy nhỏ từ 0,6 - 0,8 m/s, trường hợp có kết hợp làm nhiệm vụ bể lắng cát thì vận tốc còn lấy nhỏ hơn. Trong phạm ví ngăn trước còn có công trình tháo nước thừa (thường là đập tràn tự do, có thể dùng xi phông tháo nước) để khi giảm lưu lượng phát điện thì lượng nước đến thừa sẽ được tháo vào đường xả nhanh đảm bảo không tràn nước qua đỉnh bể. Bùn cát lắng đọng trong ngăn trước cần phải được tháo đi bằng cống tháo cát đặt ở đáy phía trước ngưỡng lấy nước hoặc đặt bên dưới ngưỡng phần lấy nước của đường ống turbine.

- Tường áp lực là nơi bố trí các bộ phận lấy nước vào đường ống áp lực. Thực chất đây là một cửa lấy nước, do vậy nó có đủ các hạng mục công trình và thiết bị của một cửa lấy nước như đã trình bày ở chương Công trình lấy nước. Để tránh bùn cát kéo vào đường ống , ngưỡng của lấy nước đặt cao hơn đáy bể từ 0,5 - 1 m. Đỉnh tường áp lực và tường ngăn trước phải đặt cao hơn mực nước cao nhất trong bể từ 0,3 - 1 m. Lưới chắn rác đặt nghiêng 70 - 750 so với phương ngang để dễ vớt rác bằng thủ công. Cửa van dùng trong bể áp lực thường là cửa van phẳng. Chiều dài phần thu nước được xác định dựa vào yêu cầu đủ kích thước bố trí lưới chắn rác và các cửa van, thường 3 - 5 m.

ta có xu hướng giảm kích thước để giảm khối lượng và giảm thời gian thi công. Đối với kênh ngắn, ở chế độ đường nước đổ để bảo đảm trị số lưu lượng vượt tải Qmax lớn hơn lưu lượng tính toán Q0 đáng kể thì cần tăng thêm kích thước kênh. Vận tốc kinh tế trong kênh lát bê tông hoặc bê tông cốt thép kinh nghiệm lấy từ 1,5 - 2,5 m/s. XII. 5. 2. Lựa chọn kích thước mặt cắt đường hầm dẫn nước TTĐ Đối với đường hầm dẫn nước không áp thì việc tính toán kích thuớc mặt cắt hoàn thàn tương tự kênh dẫn. Khái niệm đường dẫn tự điều tiết và không tự điều tiết của kênh dẫn áp dụng vẫn được đối với đường hầm không áp. Chế độ thuỷ lực trong tính toán đường hầm không áp là chế độ dòng đều, tổn thất cột nước lớn nhất có thể lấy gần đúng ∆hmax= iL. Vận tốc kinh tế trông đường hầm không áp thường từ 2,5 - 3,5 m/s, sở dĩ lấy lớn hơn trong kênh vì xây dựng đường hầm đắt hơn kênh dẫn. Chế độ thuỷ lực trông đường hầm có áp không phụ thuộc vào độ dốc tuyến đường dẫn, cho nên tuỳ vào điều kiện địa hình và địa chất để chọn độ dốc đường hầm. Mặt cắt đường hầm có áp thường có dạng tròn. Tính toán kinhđ hầm áp lực cũng tuân theo công thức (12-14). Vận tốc kinh tế trong đướng hầm áp lực thường trong khoảng 3,5 - 6 m/s.

12- khe phai sửa chữa, 9- kênh tưới.

I và II là tốt nhất vì hướng dòng chảy từ kênh vào đường ông turbine thuận dòng. Nhược điểm là bố trí công trình tháo vật nổi gặp khó khăn, do vậy dùng phao nổi hoặc tường hướng vật nổi về dốc tháo. Sơ đồ này nếu bể áp lực đặt trên đồi dốc còn làm tăng khối lượng đào bể. - Sơ đồ dẫn nước kiểu hông IV: nhược điểm của nó là dòng chảy bị đổi góc 900 do hướng chảy bị ngoặc vì vậy tăng tổn thất thuỷ lực và bùn cát lắng đọng không đều trong bể nên khó tháo rửa bùn cát. Ưu điểm của sơ đồ này là chiều dài bể nhỏ, và khi bể dặt trên đồi dốc thì khối lượng đào bể sẽ giảm và dễ tháo vật nổi; - Các sơ đồ trung gian III và V: trong sơ đồ bố trí này hướng dòng nước từ kênh xiên góc với hướng đường ống. Về khối lượng và thuỷ lực chúng trung gian giữa các sơ đồ bố trí ở trên.

Hình 12-10. Các bộ phận của Bể áp lực. 1. kênh dẫn; 2- ngăn trước; 3- tường áp lực; 4- ống turbine; 5- ngưỡng tràn; 6- cửa tháo cát; 7- cửa lấy nước vào kênh tưới; 8- đường xả nước thừa; 10- lưới chắn rác; 11- van công tác;

XII. 5. 2. Các sơ đồ bố trí tổng thể Bể áp lực Việc bố trí mặt bằng Bể áp lực phụ thuộc vào địa hình, địa chất, địa chất thuỷ văn và thành phần bể áp lực. Hình (12-11) trình bày một số sơ đồ bố trí Bể áp lực: - Về thuỷ lực, sơ đồ dẫn chính diện

166

Hình 12-11. Các sơ đồ bố trí bể áp lực 1- kênh dẫn; 2- ngăn trước; 3- ống turbine; 4- tháo vật nổi; 5- tràn nước; 6- tường hướng vật nổi; 7- phao nổi; 8- trụ hướng dòng; 9,10- dốc nước.

có Bể điều tiết ngày trong thành phần trạm thì

rí này giảm toàn bộ kích thước kênh dẫn không áp 1, công trình nối tiếp 9 giữa Bể áp l

ác sơ đồ a, b)

ể áp lực.

TTĐ đường dẫn không áp, nếuviệc bố trí tổng thể Bể áp lực có liên quan đến Bể điều tiết ngày (BĐTN). Hình (12-12) trình bày một số phương án và sơ đồ liên quan giữa hai hạng mục đó như sau: - BĐTN bố trí giữa tuyến kênh (phương án I với các sơ đồ a, b, c), cách bố trí này giảm kích thước đường dẫn nước 1 phía trên BĐTN, đoạn kênh 4 sẽ tăng tiết diện để đảm bảo dẫn được lưu lượng lớn nhất của TTĐ; - BĐTN bố trí cuối đường dẫn không áp (phương án II với các sơ đồ a, b, c). Cáchbố t

ực và BĐTN cần đảm bảo dẫn được lưu lượng lớn nhất của TTĐ; - BĐTN nối với ống turbine 12,14 bằng ống áp lực 13 (phương án III với c

. Cách bố trí này giảm mực nước trong Bể áp lực khi tháo và trữ nước ở BĐTN, và khi độ sâu của BĐTN lớn thì cho phép giảm khối lượng B

Hình 12-12. Các phương án bố trí Bể điều tiết ngày và Bể áp lực.

167

168

XII. 5. 3. Tính toán xác định kích thước và ổn định Bể áp lực 1. Tính toán thuỷ lực xác định kích thước Bể áp lực Xác định kích thước Bể áp lực bao gồm xác định chiều sâu, chiều dài bể và kích thước các hạng mục công trình trong bể. Sau đây ta tính toán xác định kích thước chúng: a. Kích thước phần tường áp lực Tường áp lực là một cửa lấy nước, do vậy nó phải có kích thước đủ để bố trí các thiết bị như cửa van, phai, lưới chắn rác, thiết bị thao tác van ... Chiều dài dọc theo dòng chảy lấy đủ bố trí thiết bị trên, theo kinh nghiệm có thể lấy từ (3 - 5) m đối với loại nhỏ. Bề rộng mỗi khoang lấy nước lấy tuỳ vào đường kính ống turbine D như sau: (12-16) Bề rộng của tường áp lực có n khoang sẽ là: (12-17) Trong đó d là bề dày trụ pin, có thể lấy từ d = (0,6 - 1) mét. Độ sâu tối thiểu của ngưỡng lấy nước hK kể từ mực nước bình thường cuối kênh phải đảm bảo độ ngập sâu của ngưỡng dưới mực nước thấp nhất trong bể và đảm bảo mép cửa nhận nước thấp hơn mực nước thấp nhất để không khí không lọt vào đường ống turbine. Vận tốc cho phép trên lưới chắn rác để dảm bảo dọn rác VK thường lấy trong khoảng VK = (0,7 - 0,8) m/s. Vậy chiều sâu hK có thể xác định theo công thức sau:

kb D= ÷( , , )1 5 1 8

B n b n dk= + −( )1

kT

k kh

Qb V

= (12-18)

Trong đó Q là lưu lượng lớn nhất qua đường ống turbine. T

Hình 12-13. Sơ đồ xác định kích thước bể áp lực

Độ ngập sâu tối thiểu của mép trên đường ống turbine dưới mực nước thấp nhất

ong bể ) để không lôi không khí vào ống được xác định theo công thức sau:

tr ( min∇

to kh

V Vg

= ÷−

( )2 32

2 2 (12-19)

Trong đó V0 là vận tốc lớn nhất trong đường ống turbine.

169

iện ở chế độ làm việc không ổn định hi tăng tải của TTĐ ổ máy đang làm việc thì tăng tổ máy cuối cùng đầy

. N rong bể khi (Z - 1) l

Mực nước thấp nhất min∇ trong bể xuất hk , khi (Z - 1) ttải ếu ký hiệu mực nước t àm việc đầy tải là z−∇ 1 , và là sóng

m áp (hình 12-13,a) lớn nhất khi tăng đầy tải tổ máy cuối cùng thì: (12-20)

+ Đối với kênh tự điều tiết thì

∆ hgiả

min∇ = ∇ −−z h1 ∆ z−∇ 1 khi (Z - 1) tổ máy làm việc ổn định với

công suất lớn nhát có thể xác định từ đường nước dâng trong kênh dẫn, còn kênh không tự điều tiết thì lấy bằng cao trình mực nước trên tràn, tương ứng với lớp nước tràn khi xả lưu lượng lớn nhất của 1 tổ máy (Q ) qua tràn;

+ Chiề áptm

ảmu cao sóng gi ∆ h được xác định trên cơ sở tính toán dòng hông ổn định trong kênh khi tăng lưu lượng lớn nhất của một tổ máy . Để tính đúng

i tính dòng không ổn định. Ở giai đoạn thiết kế sơ bộ có thể dùng phương ) như sau:

k∆ h ta phảtrình cân bằng nước trong thời gian tăng tải TS theo (hình 12-13,a

tms

sk

QT

cT hb2 2

=∆

, hoặc∆ hQc b

tm

k= ; vận tốc truyền sóng giảm áp c = g h k

ma Đỉnh tường bể áp lực và tường áp lực đặt cao hơn mực nước cao nhất x∇ để đảm bảo an toàn không tràn qua đỉnh, xác định theo công thức sau: d sh∇ = ∇ + +max δ và ≥ (0,3 - 1) m (12-21) Trong đó: + hS là chiều cao sóng tính theo tiêu chuẩn tính sóng; + δ là độ cao an toàn theo cấp công trình lấy như sau: δ = 0,2 - 0,25 m khi kênh dẫn lưu lượng Q < 30 m3/s; δ = 0,3 - 0,4 m khi kênh dẫn lưu lượng Q = 30 - 100 m3/s; δ = 0,4 - 0,5 m khi kênh dẫn lưu lượng Q > 100 m3/s. + max∇ - là cao trình mực nước lớn nhất trong bể, tính cho trường hợp sự cố cắt toàn bộ phụ tải. Đối với kênh tự điều tiết nó được xác định khi tính dòng không ổn định với mực nước ban đầu là mực nước bình thường và cắt tải với Q

max của trạm. Ta có: max

'∇ = +MNBT h∆ ' có thể xác định sơ bộ ∇ theo cân bằng (hình 12-13,b) và có:

h

htm

k

Qc b

''∆ = , với vận tốc truyền sóng tăng áp 'c g h Vk k= − .

Đối với kênh không tự điều tiết thì max∇ l ấy bằng mực nước trước tràn khi tháo toàn bộ lưu lượng TTĐ qua tràn: max∇ = +MNBT h tran .

b. Ngăn trước và công trình xả nước thừa (đập tràn): Đập tràn có kích thước BT x HT xả được lưu lượng lớn nhất của TTĐ khi đột

gột cắt toàn bộ phụ tải. Thường độ sâu lớp nước tràn trên ngưỡng tràn HT lấy theo kinh ghiệm HT = (0,2 - 0,6) m, như vậy tính ra được bề rộng tràn BT đối với đập tràn thực ụng theo công thức (hình 12-13):

nnd

BQ

m g HTo

T=

2 3 2/ (12-22)

Cao trình ngưỡng tràn ấy cao hơn mực nước bình thường (MNBT) ở uối kênh và bể từ (3 - 5) cm để tránh tràn nước khi có giao động mặt nước.

∇ng.tran lc

170

ó đoạn chuyển tiếp riê uyển tiếp vào găn trước như m bảo đủ bố

. Mặt cắt ngang ơn ngưỡng lấy

vào cửa lấy nướ

L = 5 (H - h) + 1 m (12-24) Trong đó h là chiều sâu cuối kênh. Nếu bể áp lực làm nhiệm vụ bể lắng cát thì chiều dài L phải tính thoả mãn điều kiện lắng cát nữa. 2. Tính toán ổn định bể áp lực Đặc điểm của bể áp lực của TTĐ đường dẫn không áp là thường đặt trên sườn đồi dốc, do vậy vấn đề ổn định trượt và tác dụng thấm cần phải được tính toán cẩn thận. Hình (12-14) là một số sơ đồ bố trí của bể trên sườn dốc và khả năng mất ổn định của bể dưới tác dụng của các lớp trượt và dòng thấm gây ra.

Ngăn trước của bể áp lực là đoạn nối cuối kênh với tường áp lực (có thể cng như hình 12-13, hoặc cũng có thể gộp chung đoạn ch hình 12-10). Kích thước và kết cấu cuả ngăn trước phải đản

trí cửa lấy nước và phải thuận dòng để giảm tổn thất thuỷ lực trong nóg áp lực. Đáy ngăn thấp hdòng chảy của ngăn tăng dần từ kênh đến tườn

nước ( dov∇ ) của tường áp lực từ (0,5 - 1) m để bùn cát lắng đọng và không kéo c khi xả cát. Do vậy chiều sâu cuối ngăn trước sẽ bằng:

H md dov= ∇ − ∇ + ÷( , )0 5 1 (12-23) Chiều dài ngăn trước sơ bộ xác định theo công thức:

Hình 12-14. Sơ đồ tính toán ổn định bể áp lực 1- tường chắn bể áp lực; 2- tường bên; 3- bờ kênh; 4- dòng thấm; 5- các lớp đất

- Sơ đồ I và II biểu thị dòng thấm 4 chảy ra ngoài mái dốc gây trượt mái dốc. Việctính ổn định trong trường hợp này cần tính ổn định thấm bao gồm tính lưu lượng thấm, xác định đường bão hoà thấm, sự phân bố áp lực thấm, vận tốc dòng thấm dưới đáy và xung quanh công trình;

- Sơ đồ III thể hiện trường hợp bể áp lực đặt trên nhiều lớp đất 5 có đặc tính cơ khác nhau và hướng nghiêng của các lớp trùng với hướng dốc của địa hình thì khả ăng trượt hỗn h y cần tiến hành

kiểm tra ổn định Tính toán ổn định chung của bể áp lực cần phải tiến hành với các sơ đồ trượt phẳng của đáy móng, trượt hỗn hợp, tính lún và tính kiểm tra ứng suất dưới đáy móng. Đối với công trình trên nền đá việc tính thấm nhằm mục đích xác định áp lực lên phần dưới đất của công trình.

lýn ợp theo các mặt tiếp xúc rất dễ xảy ra. Trường hợp nà

trượt theo từng lớp đât cùng với công trình.

171

Chương XIII. ĐƯỜNG ỐNG TURBINE

Chương XII đã có trình bày về đường dẫn nước có áp của TTĐ. Đường ống turbine là phần đường ống dẫn nước có áp, có nhiệm vụ dẫn nước có áp từ Cửa lấy nước (ở TTĐ kiểu sau đập) hoặc từ Bể áp lực (ở TTĐ đường dẫn không áp), hoặc từ Buồng

nhau, làm việc với những cột nước khác nhau ... Người ta có thể phân loại ống turbine theo những dấu hiệu sau đây: 1.Phân loại theo vật liệu làm ống Theo vật liệu làm ống thì có các loại: ống thép, ống gỗ, ống bêtông cốt thép, ống chất dẻo...Trong số đó ống thép và bêtông cốt thép được dùng phổ biến hơn cả.

- Ông thép được dùng với mọi cột nước từ thấp đến cao (ống thép của TTĐ Bôgôta ở Colombia với H =2000 m) do khả năng chịu lực của thép cao, kết cấu gọn nhẹ, độ nhám nhỏ nên tổn thất bé. Ống thép thường đặt hở trên mặt đất, không chôn trực tiếp dưới đất nếu không có bảo vệ chống rỉ và áo bêtông bao ngoài để chịu áp lực đất;

- Ống bêtông cốt thép, thường dùng với cột nước H < (30 - 50) m do khả năng chịu lực và chịu thấm của bêtông không cao. Tuy nhiên ống bêtông cốt thép có bề dày lớn nên có thể chôn dưới đất, do không bị hoen rỉ do vậy không cần bảo dưỡng khi chôn ngầm, mặt khác bêtông cốt thép còn được dùng với lưu lượng lớn. Tuy nhiên nhược điểm của loại ống này ngoài chịu lực thấp, khó chống thấm nó còn có kết cấu nặng nề;

- Ống gỗ, được sử dụng ở nới sẵn gỗ, khí hậu ôn hoà và giao thông không thuận lợi, việc bảo quản ống chống mục có khó khăn. Thực tế ngày nay không dùng nữa;

- Ống làm bằng chất dẻo hiện nay cũng bắt đầu được sử dụng trong TTĐ, tuy nhiên cũng chưa nhiều. Phân loại theo vị trí đặt ống

ngầm (TTĐ ngầm). - Ống đặt hở: ống được đặt trên mặt đất hoặc đặt trong rãnh hay hành lang trong

đập đất đá. Đặt hở dễ kiểm tra sửa chữa, tuy nhiên nó chịu tác động của môi trường (nhiệt độ thay đổi, đất đá nền sạt lở, uy hiếp của nước mưa ...);

- Ống chôn dưới đất: khi đường kính ống nhỏ (thường nhỏ hơn 2 - 2,5 m) người ta đặt ống trong hào và phủ lên một lớp đất mềm. Loại này trực tiếp chịu áp lực đất đá bên trên và bên hông do vậy phải dày đủ chịu lực bên ngoài, tốt nhất dùng ống bêtông cốt thép;

- Ống đặt trong đập bêtông: được đúc bằng bêtông và đặt thép chịu lực; - Ống đặt ngầm dưới đất: dùng với TTĐ ngầm.

III. 1 đường ống turbine Chọ uyến đường ống turbine

Tuyến đường ống được lựa chọn trên cơ sở bố trí tổng thể của TTĐ. Việc bố trí hợp lý tuyến đường ống có ảnh hưởng lớn đến giá thành công trình và tính an toàn, tin cậy trong vận hành trạm thuỷ điện. Đề xuất một số phương án tính toán và chọn phương án nào phải qua so sánh kinh tế - kỹ thuật để chọn. Chọn tuyến cần theo yêu cầu sau:

điều áp (ở TTĐ đường dẫn áp lực, có buồng điều áp) vào turbine thuỷ lực. XIII. 1. KHÁI QUÁT VỀ ĐƯỜNG ỐNG TURBINE XIII. 1. 1. Phân loại đường ống turbine

Đường ống turbine có rất nhiều loại với những hình dáng và kích thước khác

2.Phân theo vị trí đặt ống thì có: ống đặt hở trên mặt đất, ống chôn trong đất (như

dưới đập, chôn vòng quanh đập), ống đặt trong đập bêtông, ống

X . 2. Chọn tuyến và bố trí 1. n t

172

- Chọn tuyến ngắn, thẳng. Chọn tuyến như vậy không những hạ thấp giá thành , giảm tổn thất thuỷ lực và trị số áp lực nước va trong ống có lợi cho vận hành ổn định TTĐ. Thường đặt tuyến ống thẳng góc với đường đồng mưc cao độ để ngắn chiều dài ống, tuy nhiên nếu tuyến thẳng mà khối lượng đào nhiều có thể thay đổi hướng tim ống và xây dựng tại đó mố néo để giữ chặt đường ống; - Không nên đặt ống quá dốc để tránh khó thi công và tránh làm mất ổn định đường ống. Độ dốc đặt ống không vượt quá 400. Trong đó độ dốc đặt ống bêtông cốt thép và ống gỗ nhỏ hơn so với ống thép; - Mái dốc của mặt đất nơi đặt ống phải đảm bảo ổn định, tránh sạt lỡ. Nên đặt ống theo dốc dương của sườn núi để dễ tiêu nước mưa dọc ống và tránh dòng nước từ

lớn hơn ba lần đường kính ống và tại nơi đó phải đặt mố néo ống. Đỉnh trên của mặt cắt ống phải th

a- Các phương thức cấp nước vào turbine

khe núi uy hiếp, không đặt ống ở nơi tụ thuỷ, sạt lỡ. Các mố đỡ và mố néo ống cần đặt nơi ổn định, tốt nhất đặt các mố trên nền đá gốc; - Ở nơi tuyến ống phải chạy cong thì yêu cầu bán kính cong của tuyến phái

ấp hơn áp lực nước va âm tương ứng từ 2 - 3 m để tránh chân không trong ống. 2. Các phương thức cấp nước và thành phần cửa van trên ống turbine

Hình 13-1. Các phương thức cấp nước vào tổ máy. Dẫn nước vào turbine có thể phân làm ba phương thức sau (hình 13-1 ở trên): - Cấp nước riêng lẻ: ở phương thức này mỗi tổ máy có một ống cấp nước riêng (sơ đồ I, II và III hình 13-1). Cấp nước theo các sơ đồ này an toàn, khi một ống riêng bị sự cố thì chỉ dừng mỗi tổ máy ấy thôi còn các tổ máy khác vẫn phát điện, kết cấu đường

c mố, khớp nhiệt độ phải nhiều, khối lượng xây dựng tuyến đặt ống phải lớn. Vì vậy phương thức này dùng có lợi khi đường ống

rbine ngắn, như dùng cho TTĐ kiểu sau đập hay khi chiều dài từ bể áp lực đến turbine gắn.

ống đơn giản. Nhược điểm của phương thức này là tốn kém về khối lượng ống cũng như các công trình trên ống như số lượng cá

tun

173

- Phương thức cấp nước liên hợp (sơ đồ V, VI hình 13-1), nghĩa là toàn nhà máy chỉ có một đường ống cấp nước chung. Phương thức này ngược lại với phương thức câp riêng lẻ, nó có giá thành rẻ hơn nhưng kém an toàn vì khi ống chung có sự cố thì toàn bộ nhà máy phải ngừng lam việc. Kết cấu đường ống ở phần rẽ nhánh sẽ phức tạp hơn và phải trang bị thêm các cửa van ở mỗi nhánh rẽ. Vì vậy phương thức cấp nước liên hợp sử dụng có lợi khi TTĐ có lưu lượng nho, cột nước lớn và đường ống rất dài..

- Phương thức cấp nước theo nhóm (sơ đồ IV), phương thức này là mỗi đường ống cung cấp nước cho một số tổ máy. Đây là phương thức cấp nước trung gian giữa hai phương thức trên. Phương thức này được sử dụng khi đường ống tương đối dài, lưu lượng tương đối lớn và số tổ máy nhiều.

Ngoài ra, ở TTĐ kiểu đập có công suất tổ máy lớn, nếu dùng một ống turbine cung cấp cho tổ máy gặp khó khăn về công nghệ chế tạo ống có đường kính quá lớn hoặc sử dụng turbine có hai buồng xoăn thì xuất hiện giải pháp dùng hai ống cho một tổ máy (sơ đồ VII, hình 13-1).

Trong các phương thức cấp nước chung dẫn nước từ nguồn về nhà máy, việc chọn hướng dẫn nước vào trong nhà máy có thể có những hình thức sau:

+ Sơ đồ (hình 13-1,a, e) dẫn nước vào các tổ máy bằng ống riêng theo hướng thẳng góc với trục nhà máy. Sơ đồ này thuận dòng nhưng nhà máy bị uy hiếp khi ống bị vỡ hoặc mố néo bị xô trượt. Để bảo vệ nhà máy cần xây tường chắn vững chắc hướng dòng chảy ra ngoài nhà máy theo kênh thoát nước.

+Sơ đồ (hình 13-1,d, c) dùng đường dẫn chung hoặc ống phân nhóm đi vào nhà máy từ phía sườn dốc. Sơ đồ này an toàn hơn cho nhà máy nhưng tăng tổn thất thủy lực và tăng khối đào đặt ống dọc theo nhà máy .

b - Sơ đồ đặt van trên đường ông turbine Để đảm bảo điều kiện vận hành, sự cố và sửa chữa đuyường ống và turbine trên

ường ống có đặt các cửa van. Tuy vậy việc có đặt van hay không và đặt ở vị trí nào hải tu ộc vào chiều dài ống, cột nước tác dụng lên ống và phương thức cấp nước

dùng của van ẳng

van cầu (có kết cấu nặng nề, ít rò rỉ, lực thao tác bé, dùng ở cột nước cao, đường kính ống không lớn). Hình (13-2) trình bày khái quát một số dạng sơ đồ đặt van, chúng cần xem xét cụ thể về diều kiện sử dụng thích hợp. - Sơ đồ I (hình 13-2): chỉ bố trí van sửa chữa 1, van công tác 2 ở cửa nhận nước đầu đường ống, không đặt van trên ống turbine. Sơ đồ này dùng khi một ống cấp nước cho một turbine, chiều dài đường ống nhỏ (không quá 150 m) và cột nước H ≤ 150 m. Khi có sự cố thì đóng van 2, khi sửa chữa thì đóng van 1, lượng nước trong ống không lớn nên tổn thất năng lượng nhỏ và thời gian để tháo nước từ ống ngắn, thời gian quay lồng ngắn nên không nguy hiểm về quay lồng tổ máy;

đp ỳ thucủa từng đường ông cụ thể. Cửa van đặt trên đường ống turbine thườngph (có tổn thất thuỷ lực nhỏ, kết cấu đơn giản, dường kính nhỏ), cửa van đĩa (lực thao tác bé, tổn thất thuỷ lực lớn khi mở hoàn toàn, dùng cho ống có đường kính lớn),

Hình 13-2. Các sơ đồ bố trí van trên đường ống. - Trường hợp một đường ống cấp nước cho một turbine như trên, nhưng chiều

n 200 - 300 m) (sơ đồ II) thì ngoài cửa van 1 và 2 đặt ở đầu đường ống còn phải đặt cửa van 5 ở cuối đường ống để đóng khi cần sửa chữa turbine mà không phải tháo hết nước trong đường ống; - Trường hợp ống có rẽ nhánh ( một ống cung cấp cho nhiều tổ máy) thì ngoài cửa van 1 và 2 ở đầu đường ống, còn phải bố trí thêm ở cuối đường ống trên các ống rẽ cửa van 5 (sơ đồ III). Dùng cửa van 5 trong trường hợp tổ máy nào sự cố hoặc cần sửa chữa thì đóng cửa van của riêng nó, còn các van khác vẫn mở và làm việc bình thường; - Trường hợp đường ống dài, chịu áp lực nước lớn nếu cần có buồng điều áp trên ống để giảm áp lực nước va, vẫn có hai van 1 và 2 đặt đầu đường ống, ngoài ra còn cần phải bố trí các cửa van như sau (các sơ đồ IV, V, VI hình 13-2): + Nếu sau buồng điều áp 13 có rẽ nhánh vào các tổ máy, nhưng nếu các đường

+ Đôi khi trên ống turbine có bố trí ở đầu hai van 8, 9 còn ở cuối ống cũng bố trí hai van trước turbine 6, 7(sơ đồ VI, hình 13-2). Sơ đồ này sử dụng khi TTĐ đường dẫn có cột nước cao ( từ 800 m trở lên) và đường ống dài. XIII. 2. ĐƯỜNG ỐNG THÉP Trong xây dựng Thuỷ điện đường ống bằng thép được sử dụng rộng rãi bởi đường thép có những ưu điểm sau đây: - Chịu được áp lực lớn, chịu được cột nước từ vài mét đến hàng nghìn mét; - Do bề mặt kim loại nhẵn do vậy độ nhám nhỏ dẫn đến tổn thất thuỷ lực nhỏ;

dài đường ống lớn (trên 150 m) và ống chịu cột nước lớn (lớn hơ

ống rẽ nhánh ngắn thì chỉ cần bố trí van 5 trên các ống rẽ là đủ; + Nếu sau buồng điều áp 13 các ống rẽ nhánh có chiều dài lớn và cột nước cao đến 400 m thì đầu ống turbine (ngay sau buồng áp) phải đặt cửa van 9 và cuối đường ống turbine phải bố trí van trước turbine 6. Cửa van 9 dùng để đóng ống turbine của nhánh cần sửa chữa hoặc bị sự cố. Cửa van trước turbine 6 để đóng sửa chữa hay sự cố turbine đó;

174

175

- Dễ chế tạo, gia công và lắp ghép thuận tiện. Bố trí thích nghi ở mọi thay đổi của địa hình, địa chất, dễ phân chia nhánh. Việc thi công ống đơn giản.

Nhược điểm của ống thép là do bề dày thành ống nhỏ do vậy không trực tiếp chịu áp lực đất đá đè lên trên ống. Vì vậy đường thép được dùng rộng rãi ở dạng đặt lộ thiên trên mặt đất, muốn chôn đất phải có bêtông hoặc hành lang bao quanh bảo vệ. XIII. 2. 1. Cấu tạo đường ống thép và các bộ phận thiết bị, công trình của nó Đường ống bao gồm thành ống và các mố néo giữ, mố đỡ, khớp nhiệt độ, lỗ quan sát, ống tháo rửa, van xả khí đặt cùng với ống. Hình (13-3) trình bày các hình thức đặt ống và tên gọi của chúng. Có ba hình thức đặt ống sau đây: - Hình thức ống có tim ống thẳng, giữa hai mố néo không đặt khớp nhiệt độ, gọi

ống liên tục (hình 13-3,a). Loại này khi nhiệt độ thay đổi sẽ phát sinh ứng suất nhiệt ống, nó được dùng khi môi trường có nhiệt độ ít thay đổi;

- Dễ lắp đặt khớp nhiệt ở đầu tiếp xúc của hai đoạn ống nối nhau để loại bỏ được ứng suất do nhiệt độ thay đổi ...

làtrong thành

Hình 13-3. Các hình thức đặt ống thép. - Hình thức tim ống thẳng, có đặt khớp nhiệt độ giữa hai mố néo (hình 13-3,b), gọi là ống kiểu phân đoạn. Hình thức này, khi nhiệt độ thay đổi đoạn nối giữa hai ống trong khớp nhiệt sẽ tự do dịch chuyển do vậy loại trừ ứng suất nhiệt trên thành ống. Hình thức được dùng nhiều trong xây dựng thuỷ điện; - Hình thức tim ống cong theo địa hình, không có khớp nhiệt độ trên ống, đây cũng là hình thức liên tục. Do tim ống cong nên khi nhiệt độ thay đổi ống sẽ co giản gây ứng suất nhiệt trong thành ống, tuy nhiên do tim ống cong nên phần nào có dịch chuyển tự do, vì vậy ứng suất nhiệt được hạn chế. Hình thức này khó định tim ống, ít dùng. Sau đây chúng ta di vào nghiên cứu các bộ phận của ống. 1. Các loại đường ống thép a - Ống thép đúc sẵn Đây là loại ống được đúc sẵn trong nhà máy thành những đoạn có chiều dài từ 4 đến 12 m và đường kính nhỏ không quá 0,6 m theo tiêu chuẩn hoá để dễ cho sử dụng. Loại ống này có chất lượng cao, dễ chuyên chỡ và lắp ghép ở hiện trường bằng phương pháp hàn hoặc ghép bu loong. Tuy nhiên có hạn chế là chỉ đúc ống có đường kính nhỏ.

176

b - Ống thép trơn được chế tạo từ hàn hoặc tán đinh

Hình 13-4. Các loại ống thép và kiểu nối ống. Khác với loại đúc sẵn, ống loại này được chế tạo từ việc uốn cong các tấm thép theo bán kính định trước rồi dùng liên kết hàn hoặc liên kết đinh tán nối các tấm ấy lại với nhau. Do vậy với mọi cở ống đều có thể tạo được ở trong nhà máy hoặc ở hiện trường. Dùng liên kết hàn tốt hơn liên kết đinh tán vì nó ít tốn thép và mặt trong ống nhẵn giảm tổn thất cột nước trong ống. Trong hai loại mối hàn dọc và hàn ngang thì mối hàn dọc chịu áp lực nước lớn, do vậy mối hàn dọc quan trọng hơn và được bố trí so le ọc theo ống để tránh tập trung ứng suất (hình 13-4,a).

Hì ng, hoặc ùng hình

c. Ống có hàn đai cứng và ống đai chịu lực - Ống hàn có đai cứng (hình 13-4,δ): mặt ngoài thành ống hàn các vòng đai cứng để làm cho thành ống đủ độ cứng chống lại sự mất ổn định (móp méo ống) của thành ống dưới tác dụng của chân không trong ống hoặc ống bị biến dạng khi chuyên chỡ. Các vòng cứng không có tác dụng tham gia chịu áp lực nước bên trong ống; - Ống hàn có đai chịu lực (hình 13-4,b): đây là loại ống có lắp các vòng đai bên ngoài thành ống (dùng lắp nóng hoặc lắp nguội), khi vòng đai co ngót (lắp nóng) hoặc thổi lưu chất vào ống thành ống bị lượn sóng (lắp nguội) tạo ứng suất trước cho thành ống, làm tăng khả năng chịu lực của thành ống. Loại ống có đai chịu lực có ưu điểm là

d nh (13-4,c) trình bày một số hình thức hàn nối các tấm thép khi tạo ố

thức nối bích giữa hai đoạn ống với nhau. d

177

giảm chiều dày ống từ (30 - 35)% so với ống trơn, tuy nhiên loại ống này khó chế tạo và tổn thất cột nước lớn. Do vậy chúng được dùng ở TTĐ cột nước cao và lưu lượng nhỏ. 2. Cấu tạo phần ống rẽ nhánh

-5) trình bày một số sơ đồ rẽ nhánh đường ống, các hình thức kết cấu rẽ nhành phụ thuộc vào số lượng ống rẽ, áp lực nước trong ống và cách bố trí đối xứng hay lệch. Có những hình thức rẽ nhánh sau:

- Ông rẽ bên không đối xứng (hình13-5,a): ở chỗ cắt để nối ống rẽ từ ống chính sẽ có lực không cân bằng và người ta lắp thên bản thép gia cố để chịu lực này. Chiều rộng bản thép gia cố có thể lấy không nhỏ hơn (0,12 - 0,18) đường k ống chính, bề dày thành ống chỗ nối cũng lấy từ (1,15 - 1,5) chiều dày tính toán của ống. Hình thức rẽ nhánh này thường áp dụng cho TTĐ cột nước thấp hoặc đường kính tương đối nhỏ;

- Ống rẽ nhánh kiểu rẽ đôi, rẽ ba đối xứng (hình 13-5,δ,b): ở đây người ta dùng các dầm 1 chữ U và dầm lưng 2 để gia cố, trong đó dầm chữ U gánh vác lực không cân

I): kiểu này dùng khi cột nước c ống có ớn, ngời ta đ ền vỏ cầu bao quanh phần rẽ ống,

thất cột nước, giữa ống và cầu đúc lỗ thông nhau mục đích giảm chênh áp lực giữa bên trong và bên ngoài ống làm cho bề dày ống mỏng hơn. Đây là kiểu nối rẽ phức tạp.

Để đảm bảo độ bền và ổn định chỗ rẽ ống ta có thể đúc nó trong khối bê tông của mố néo ống, nhờ sự tham gia chịu lực của khối bêtông này gánh bớt cho ống.

3. Khớp nhiệt độ Khi nhiệt độ môi trường thay đổi, đoạn ống sẽ bị co hoặc giản làm thay đổi

chiều dài đường ống, tuy nhiên ống bị giữ chặt bởi các mố néo hai đầu do vậy bên trong đường ống sẽ xuất hiện ứng suất nhiệt độ. Để tránh ứng suất nhiệt ta tách hai đầu đoạn ống ra và đặt khớp nhiệt độ tại đó, giữa hai đầu đoạn ống có khe hở do vậy chúng tự do

Hình 13-5. Các hình thức rẽ đường ống. Chỗ rẽ nhánh có kết cấu phức tạp, gây tổn thất cột nước lớn và giảm yếu khả

năng chịu lực của ống, do vậy cần có gia cố thêm. Hình (13

bằng lớn, còn dầm lưng chịu lực nhỏ hơn; - Ống rẽ nhánh kiểu hình cầu (hình 13-5, sơ đồ

ao. Khi đường kính không l úc liống bên trong có tác dụng hướng dòng để giảm tổn

178

a - Khớp kiểu trượt ờng kính dưới 2,5 m (hình

ịu p lực n

b - Khớp kiểu đĩa đàn hồi Khớp nhiệt kiểu đĩa đàn hồi được biểu thị ở hình (13-16,c,d). Kiểu này được

dùng khi đường kính ống lớn và cột nước không lớn. Nhờ hai vòng đĩa mềm nối hai đoạn ống cho phép ống chuyển vị dọc trục.

c - Khớp nhiệt - lún

nền bị lún. Trên hình (13-16,e), nút A là khớp lún, nút B là khớp nhiệt độ.

dịch chuyển, tránh được ứng suất nhiệt độ. Vì vậy khớp nhiệt còn gọi là khớp co giản. Khớp nhiệt tốt nhất đặt ngay sau mố néo trên của đoạn đường ống. Khớp nhiệt độ có ba loại sau:

Kết cấu khớp kiểu trượt đơn giản, thường dùng với đư13- 16,a,b), khớp a là khớp đúc với đường kính ống từ (0,426 - 0,87) m, còn khớp b là khớp của ống hàn với đường kính từ (0,97 - 3,04) m. Khớp trượt chỉ cho phép ống tự do co giản theo hướng dọc trục ống. Vật liệu chống thấm thường dùng là dây gai hoặc cao su đối với ống nhỏ, hoặc bằng chì đồng đối với ống lớn. Khớp trượt có khả năng chá ước lớn .

Khớp này làm chức năng giản dài tự do khi nhiệt độ thay đổi, vừa xoay khi ống mố ống bị lún thẳng đứng (hình 13-16,e). Khớp nhiệt độ - lún được đặt ở nơi

Hình 13-16. Các loại khớp nhiệt độ.

179

4. Mố néo ống

Mố néo (còn gọi là mố ôm) có nhiệm vụ néo chặt đường ống không cho chuyển dịch bất kỳ phương nào, nó được đặt ở những nơi tuyến ống thay đổi phương hoặc nơi mà chiều dài đường ống dài quá 150 - 200 m. Mố néo phải được đặt trên nền chắc chắn không lún. Về cấu tạo chia mố néo làm hai loại: mố kín và mố hở. Mố néo kín (hình 13-17,a): đặc điểm của mố kín là đường ống được được bao trong khối bê tông, bên ngoài vỏ ống có hàn các vòng thép và chôn vào bêtông để giữ chặt đường ống đổ bêtông bao trực tiế ống với bề dày 0,4 m còn bên ngoài xây đá vữa max 100#. Mố néo kín vững chắc và được dùng khi đường kính ống không lớn. ười ta hàn những đai thép lên v ố c ác đai ố néo hở dễ kiểm tra sửa chữa nhưng cấu tạo phức tạp. Một dạng đặc biệt của mố néo là mố néo cầu (hình 13-17,b), ống có thể xoay.

. Vật liệu làm mố bằng bêttông max 100# - 150#, có thể p

Mố néo hở (hình 13-17,δ) được dùng khi ống có đường kính lớn, ngỏ ng và hôn c vào mố bêtông để néo chặt ống. M

Hình 13-18. Các loại mố đỡ ống. Mố đỡ được đặt dọc bên dưới đường ống nhằm đỡ ống khỏi bị võng. Không nên ngàm ống vào mố mà tạo cho đương ống dễ dàng dịch chuyển trên mặt tiếp xúc với mố đỡ để hạn chế ứng suất tiếp giữa mố và ống. Khoảng cách giữa các mố sơ bộ xác định như sau

ml rq R= 2 7, 'δ

(13-1)

R'- là cường độ tính toán của vật liệu khi hệ số điều kiện làm việc m = 0,6; q - tải trọng phân phối ngang trên một mét dài ống; r - bán kính trung bình ống; δ - chiều dày vỏ ống. Mố đỡ có những loại sau:

180

181

ằng bêtông hoặc đá xây, ường ông quá 10 m, góc bao mố α = 90 - 1200, đường ống ược đ

b - Mố đỡ có vành đai (hình 13-18b,c) Loại này có hàn một vành đai 1 bên ngoài vỏ ống và và gắn các phần tiếp xúc của ống và mố. Mố vòng đai lại có thể chia ra một số kiểu sau: - Mố có vành đai trượt: loại này có phần tiếp xúc cố định là đường ray đặt trong khối bêtông thân mố, phần tiếp xúc động là thép chữ U úp gắn trên vành đai. Khi nhiệt độ thay đổi ông sẽ dịch chuyển và thép U trượt trên thép ray I. Loại này vẫn là ma sát trượt nhưng bộ phận tiếp xúc chắc chắn, không bị vênh như thép lót yên ngựa. Do vững

1,5 m; - Mố có vành đai con lăn, ở đây thay thế tiếp xúc trượt bằng bố trí con lắn 2, lăn trên tấm thép mố. Do ma sát lăn nhỏ nên được dùng cho ống lớn hơn; - Mố có vành đai kiểu đu đưa. Về cấu tạo tương tự như các loại có vành đai, chỉ khác là thay thế con lăn bằng cơ cấu đu đưa làm ma sát giảm rất nhiều. Tuy nhiên hai loại con lăn và đu đưa có kết cấu phức tạp, nên dùng cho ống lớn. XIII. 2. 2. Tính toán đường ống thép Nội dung tính toán đường ống thép bao gồm: xác định đường kính D và bề dày thành ố

sánh kinh tế - năng lượng. Trước tiên cần sơ bộ xác định đường kính ống để làm cơ sở định ra một số phương án và tiến hành tính toán kinh tế để so sánh chọn như đã trình bày ở chương XII. a - Sơ bộ xác định đường kính kinh tế ống áp lực Lập công thức sơ bộ theo vận tốc kinh tế Vkt của ống, ta có công thức:

a - Mố đỡ dạng yên ngựa (hình 13-18,a) Mố đỡ dạng yên ngựa có cấu tạo đơn giản, có thẻ làm bth được bố trí cách nhau khđ ặt tựa trên bề mặt dạng yên ngựa bằng xi măng của mố. Để giảm ma sát giữa mố và thép ống, người ta lót tấm thép dưới ống, có khi lại bôi mỡ giữa ống và lớp thép cho trơn. Tuy nhiên loại này ma sát trượt vân lớn và thép lót dễ vênh, cho nên mố yên ngựa được dùng với óng có đường kính bé hơn 1 m.

chắc nên loại này được dùng với ống có đường kính từ 1 -

ng δ, kích thước đai ống, xác định kích thước các mố néo và mố đỡ ống, cấu tạo và kích thước khớp nhiệt độ ... Sau đây đề cập các nội dung tính toán đã nêu. 1. Xác định kích thước đường ống Như đã trình bày ở chương XII, nếu tăng đường kính ống thì đầu tư sẽ tăng nhưng tổn thất năng lượng lại giảm, và nếu giảm đường kính ống thì khả năng ngược lại. Vậy chọn đường kính là bao nhiêu phải qua tính toán so

ktkt

DQ

V= max

,0 785 (13-2)

max m/s; còn vận tốc kinh tế của ống thép Vkt = (3 - 6) m/s; của ống bê tông cốt thép lấy Vkt = (2 - 4) m/s.. Ngoài ra đường kính kinh tế còn có thể xác định theo các công thức kinh nghiệm của Bundsu (người Đức) như sau:

Trong đó Q là lưu lượng thiết kế qua ống,

ktD Q= 0 052 37 , max , khi H < 100 m (13-3)

ktDQH

=5 2 3

7 , max , khi H > 100 m (13-4)

H là cột nước tác dụng có kể đến nước va dương.

182

b - Sơ bộ xác định bề dày thành ống Bề dày thành ống sơ bộ xác định chỉ dựa vào áp lực cột nước nước (kể cả áp lực nước va dương) bên trong ống, lập được công thức tính bề dày chịu lực của ống sau đây:

[ ]δγ

ϕ σ≥

H D2

(13-5)

Trong đó: là trọng lượng riêng của nước; γ ϕ - là hệ số xét đến chất lượng mối hàn làm giảm yếu đường ống ϕ = (0,9 - 0,95), lấy nhỏ hơn 1; [σ] -ứng suất cho phép của thép, lấy giảm 25% để kể thêm các lực khác ngoài áp lực nước. Tính bề dày theo (13-5) rồi cộng thêm từ 1 đến 2 mm phòng rỉ. Ống thép xác định theo điều kiện chịu lực thường mỏng, dễ bị biến dạng khi vận chuyển, lắp ráp. Do vậy bề dày còn cần phải tính đến điều kiện ổn định theo công thức (13-6) đối với ống trơn (hoặc phải làm đai cứng để đảm bảo ổn định):

δ ≥D

130 (13-6)

h tính toán tổn thất thuỷ lực (tổn thất năng lượng), áp lực nước va ..v.v.. của phương án, xác định kích thước các mố ống, khớp nhiệt, khối lượng xây dựng tuyến ống ... Từ đó tính toán kinh tế và so sánh chọn phương án (xem chương XII). 2. Các lực tác dụng lên đường ống Tính toán các lực tác dụng lên đường ống để có cơ sở tính toán kết cấu đường ống, lựa chọn đúng bề dày thành ống và xác định kích thước các mố néo, mố đỡ ống. Lực tác dụng lên đường ống được phân các nhóm lực sau: - Nhóm lực chủ yếu: đó là các lực chính tác dụng thường xuyên khi ống vận hành, nó bao gồm: áp lực nước, trọng lượng nước và ống, lực ma sát giữa nước và thành ống, lực ma sát giữa ống và mố đỡ, lực li tâm của dòng nước ..v.v... Dùng nhóm này để thiết kế đường ống; - Nhóm lực thứ yếu: là những lực tác dụng không thường xuyên lên đường ống, gồm có: lực khi thi công lắp ráp sinh ra, lực khi thử nghiệm ống, lực sinh ra khi gió bão, áp lực tăng lên khi điều tốc bị phá hoại ..v..v... Cần dùng để kiểm tra đường ống, - Nhóm lực đặc biêt: gồm có lực động đất, lực sự cố ..v.v...

Sau đây là tập hợp các công thức tính toán các lực, với quy ước lấy chiều lực như sau : lực dọc lấy chiều dương là chiều dòng chảy, lực vuông góc với trục ống lấy dương là chiều đi từ trên xuống.

a - Các lực trong đường ống phân đoạn Hình (13-19) mô tả các lực tác dụng lên đường ống phân đoạn và công thúc tính.

Khi có các phương án đường ống (tuyến ống, đường kính ống, bề dày) tiến hàn

Hình 13-19. Các lực tác dụng lên đường ống phân đoạn đặt hở. a* - Các lực do áp lực nước trong ống gây ra: - Áp lực nước tác dụng lên thành ống, có phương vuông góc với thành ống làm cho ống bị kéo (hình 13-19,a). Khi đường kính ống lớn thì áp lực tại điểm x tính theo:

xop H

D= +γ α( cos .cos

2ϕ ) (13-7)

ϕ - góc nghiêng của đường ống so vơi phương ngang; α - góc của điểm x lấy so với phương đứng;

D0 - đường kính trong của ống. - Lực dọc trục sinh ra khi đóng van đường ống:

Trong đó: γ là trọng lượng riêng của nước; H - cột nước tại tim tiết diện, kể cả áp lực nước va;

12

4A HDo= γ

π (13-8)

- Lực dọc sinh ra khi đường kính ống thay đổi từ sang (hình 13-19,b) oD' oD''

22 2

4 4A HD

HDo o= −γ

πγ

π''

' '' '

(13-9)

- Lực dọc trục do áp lực nước tại khớp nhiệt độ, đẩy về hai phía (hình 13-19,c):

2t 12 2

4A H D Do= −γπ

( ) (13-10)

- Lực dọc trục sinh ra tại chỗ ống cong và và hợp lực của chúng R:

3'A 3''Ar r rR A A= +3 3

' '' (hình 13-19,d):

183

184

3 4A H= γ 2

' ''Doπ

(13-11)

32

4'' ' '

' 'A H

Do= γπ

(13-12)

b* - Các lực do trọng lượng nước và bản thân ống gây ra (hình 13-19,e): - Trọng lượng phân bố đều theo chiều dài ống, theo phương thẳng đứng:

qD

Doo o= +γ

πγ π δ

2

4 (13-13)

Thành phần dọc trục của lực này truyền xuóng mố néo la:

42

4AD

D Loo o= +( )

γ πγ π δ ϕ sin (13-14)

ố đỡ và mố néo gây uốn là:

Thành phần vuông góc với trục ống tác dụng lênm2

1 4ND

lo= ⋅γ π

ϕcos (do trọng lượng nước) (13-15)

2N D lo o= γ πδ ϕcos (do trọng lượng ống) (13-16) Trong các công thức trên: l là khoảng cách giữa hai mố đỡ; - trọn ng riêng của thép ô dày thành ống. Thành phần dọc trục của A4 sinh ra tại mố néo có phương thay đổi từ :

oγ g lượ ng; δ - bề

1ϕ → 2ϕ

42

14( ) sinA D lo

o= +γ π γ π δ ϕ (13-14')

D'1 o

42

2 24'' ( )A

DD lo sino= +γ π γ π δ ϕ (13-14'')

c* - Lực ma sát: Lực ma sát sinh ra ở nơi có các vậ ếp xúc dịch chuyển t ng đố nhau. H ng

ủa lực ma sát ngược chiều với chiều dịch chuyển của vật khi nhiệt độ thay đổi. Chúng có những lực sau (hình 13-19,f,c): - Lực ma sát giữa ống và mố đỡ khi nhiệt độ thay đổi (hình 13-19,f): 2

o

t ti ươ i ước

5 1A f N f n N N= ± = +( ) (13-17) Trong đó: f là hệ số ma sát giữa mố đỡ và thành ống; n - số mố đỡ. - Lực ma sát giữa nước chảy và thành ống:

62

4' 'A h

Dtt

o= γπ

(13-18)

h'tt, h''tt là tổn thất cột nước phía trên và phía dưới mố néo tính đến khớp nhiệt

62

4'' ''A h

Dtt

o= γπ

(13-19)

- Lực ma sát giữa ống và vòng chèn tại khớp nhiệt độ kiểu trượt (hình 13-19,c): 7 1A f H D b= ± γ π (13-20) Trong công thức: f - hệ số ma sát giữa vật chèn chống thấm ống lấy f = 0,2 - 0,3; D1 đường kính ngoài của ống; b - chiều dài đoạn chống thấm.

185

d* - Lực li tâm chỗ uốn cong (hình 13-19,g): Tại chỗ ống cong ngoài lực thuỷ tĩnh A3 ra còn có lực li tâm do thay đổi phương vận tốc dòng chảy V. Với đoạn ống cong đều có góc ôm β, bán kính cong thì lực li tâm R có phương nằm trên phân giác của góc ôm β, chiều hướng ra ngoài tính như sau:

ρ

R dRg

DV

o= =∫2

24 2

22

2cos sin

/φ

γ π ββ (13-21)

Để tiện tính toán phân R ra hai thành phần dọc trục phía trưứoc và sau đoạn ống:

8 82

24

' ''A A gD

V= =γ π

(13-22)

b - Các lực bổ sung thêm trong đường ống liên tục Trong đường ống liên tục do có ngàm ở hai đầu do vậy phát sinh số lực sau: a* - Lực do nhiệt độ thay đổi từ t1 sang t2

Khi đó độ dài đường ống thay đổi một lượng ∆L và có độ giản dài tương đối là ε = ∆L / L = α.∆t = α. (t2 - t1). Ứng suất nhiệt sinh ra do bị ngàm cứng sẽ là:

t E E tσ ε α= = ∆ Vậy lực dọc trục do nhiệt sinh ra sẽ là: t tA D= σ π δ . Với ống thép thì: hệ số

giản dài ε = 12. ; Mô dun đàn hồi thép ống E = 2,1. kG/cm2−610 610 , t tσ = 25 2, ∆ .Vậy tA D t= 25 2, π δ ∆ , (kG) (13-23) b* - Lực do biến dạng ngang gây ra

Dưới t ống, nếu ống ược co giản tự do thì biến dạng ngang làm cho ống thay đổi mọt đoạn ∆L, tuy nhiên do ống bị ngàm cứng không co giản được do vậy trong ống sinh nội lực A9 :

ác dụng của áp lực nước bên trong gây ứng suất kéo thành

đ

9A Dz= µσ π δ (13-24) γ δz H D= / 2 Trong đó: µ là hệ số poát xông; σ - ứng suất vòng do áp lực nước.

cụ thể mà đưa vào một số lực sau đây cho thích hợp: - Lực chân không: Lực này xảy ra khi tháo cạn nước trong ống mà không khí hông kịp vào, hoặc khi có áp lực nước va âm trong ống. Vì vậy ngay phía sau cửa van

công tác người tay nhiên để an toàn khi tính toán độ bền và độ cứng đường ống phải xét trường hợp

ống hoàn toàn bị chân không với áp suất chân không

c - Các lực khác tác dụng lên đường ống Ngoài các lực đã kể trên còn có những lực khác, khi tính toán ống tuỳ điều kiện

k đặt ống thông khí để bổ sung không khí vào ống để phá chân không,

tu ckp kG cm= 1 1 2/ ;

- Áp lực gió: cần tính ở nơi đặt ống lộ thiên có gió mạnh; - Áp lực đất: khi ống chôn trong đất; - Lực thi công: phải xét trong điều kiện lắp ráp ống tại hiện trường; - Lực động đất: tuỳ cấp động đất, theo quy phạm thiết kế ở vùng có động đất; - Các lực đặc biệt xảy ra khi đường ống bị sự cố. Cần chú ý, các lực nêu ở trên không phải nhất thiết đồng thời xuất hiện. Vì vậy căn cứ vào cụ thể từng trường hợp tính toán, tình hình bố trí đường ống và kết cấu cụ thể mà có tổ hợp lực tính toán xác thực. Các công thức tính lực ở trên thành lập cho ống thép, tuy vậy cũng có thể vận dụng tính toán tương tự cho các loại ống khác với chỉ tiêu thích hợp của từng loại ống cụ thể. 3. Tính toán kết cấu đường ống thép đặt hở

186

Khi tính toán kết cấu ống thép, trước tiên phải chọn tổ hơp lực tác dụng nguy hiểm nhất lên ống, sau đó tiến hành tính toán kiểm tra những mặt cắt ống đặc trưng. Các mặt cắt này là những mặt cắt ống ở giữa hai mố đỡ, mặt cắt tại nơi lắp vành đai và nơi đặt ống lên mố đỡ. Tính toán kết cấu gồm tính toán kiểm tra độ bền và độ ổn định ống. a. Tính toán, kiểm tra độ bền thành ống * Đối với đường ống có đường kính nhỏ Tính toán kiểm tra ứng suất theo công thức với hai trường hợp tăng và giảm nhiệt độ: 1σ σ σ µσ σ= + + ≤x u z [ ] (13-25) 2σ σ µ σ σ σ= + + ≤z x u( ) [ ] (13-26) Trong các công thức:

- Ứng suất dọc trục do các lực dọc gây ra là: xiA

Dσπ δ

=∑

;

- Ứng suất uốn gây nên bởi các lực thẳng góc với trục ống uσ , trường hợp ống phân đoạn sơ đồ lực có thể coi như dầm liên tục một đầu ngàm (ở néo) và một đầu tự do (ở khớp nhiệt độ) dưới tác dụng của trọng lượng nước và ống phân bố đều. Mô

men uốn tại giữ nhịp và tại mố đỡ có thể lấy gần đúng là:

mố

MN N

l=+

⋅1 210

; mô men

chống uốn đối với ống ngắn, ít mố đỡ: WD

=π δ2

4, vậy: u

MW

MD

σπ δ

= ± = ±4

2 ;

- Ứng suất kéo vòng do áp lực nước trong ống gây ra: zH D

σγ

δ=

2;

- µ là hệ số poát xông, lấy bằng 0,3; [σ] ứng suất cho phép của vật liệu làm ống, đối với ống thép lấy từ [σ] = (900 - 1050) kG/cm2. b* - Đối với ống có đường kính lớn Trường hợp ống thép có đường kính lớn, áp lực nước bên trong phân bố không đều lên thành ống, do vậy tính toán phức tạp hơn. Quy phạm quy định dùng lý thuyết ba mô men để tính toán kiểm tra độ bền thành ống, theo các công thức sau đây:

12 24σ σ σ τ σ= − + ≤( )z y yz [ ] (13-27)

22 24σ σ σ τ σ= − + ≤( )x z xz [ ] (13-28)

32 24σ σ σ τ σ= − + ≤( )x y xy [ ] (13-29)

b - Tính toán kiẻm tra ổn định thành ống đặt hở Việc kiểm tra ổn định thành ống khi đóng van đột ngột mà ống thông khí mất tác dụng bên trong ống sẽ bị chân không, mặt khác khi thi công lắp ráp do ống mỏng không đủ độ cứng làm móp méo ống mất ổn định. Kiểm tra ổn định theo hai trường hợp sau: - Đối với ống trơ, không có vành đai cứng, muốn ống không móp méo thì độ chênh áp lực bên trong và ngoài ống (p) phải nhỏ hơn trị số áp lực dư giới hạn (pgh) theo công thức sau:

(13-30) Trong đó: k là hệ số an toàn, lấy k = 2; p - áp suất dư thực tế, nếu chỉ xét đến áp suất chân không p = 1kG/cm2

E - mô duyn đàn hồi của thép E = 2,1.106 kG/cm2 thì điều kiện ổn định

( )k p p E Dgh⋅ ≤ = 2 3δ /

187

của ống thép trơn là: δ ≥D

130 như đã trình bày ở công thức (13-6).

- Đối với ống có vành đai cứng: Nếu điều kiện (13-6) không đảm bảo, để thành ống ổn định thì phải lắp vành đai cứng bên ngoài vỏ ống. Vành đai cứng có kích thước đủ ổn định ống khi thoả mãn điều kiện (13-30), trong đó áp lực dư giới hạn được tính theo công thức sau:

ghpE J

R l=

⋅3

3 (13-31) k

Trong đó: J là mô men quán tính của vành cứng và đoạn thành ống chịu ảnh hưởng của vành cứng, đoạn này có chiều dài ol r a= 2 0 78( , )δ + (xem hình 13-20,c). l - là khoảng cách giữa các vành đai cứng (l = l0);

Rk - là bán kính vòng tròn đi qua trọng tâm vành cứng; r - là bán kính trung bình của thành ống. 4. Tính toán các mố néo và mố đỡ ống Nhiệm vụ của mố néo là néo giữ ống không cho dịch chuyển, nhiệm vụ của mố đỡ là đỡ ống khỏi võng và tạo điều kiện cho ống dễ dịch chuyển dọc tuyến ống với ma sát nhỏ. Thiết kế ống thoả mãn những yêu cầu trên. a - Thiết kế mố néo ống Mố néo là loại kết cấu trọng lực, cường độ của nó dễ thoả mãn, vì vậy tính toán mố néo chủ yếu dựa vào điều kiện chống trượt và điều kiện ứng suất nền để xác định kích thước và thể tích của mố. Tuỳ thuộc vào loại nền đặt mố néo ta có hai loại hình thức mố. Mố néo đặt trên nền đất có đáy phẳng nằm ngang (hình 13-20,d) kích thước đáy B x L. Mố néo đặt trên nền đá để giảm nhỏ kích thước mố người ta làm mặt đáy dạng bậc nghiêng trực giao với hướng hợp lực (hình 13-20,e). Tải trọng tính toán mố néo là các lực dọc trục (Ai) (đã trình bày ở trên) chiếu lên

ai phương nằm ngang ox và thẳng đứng oy: ΣX = ΣAcosα ΣY = ΣAsinα

à áp lực đất (E), trọng lượng mố (G) .v.v.. Các lực dọc và hướng của chúng được tính với hai

h

v trường hợp nhiệt độ tăng và nhiệt độ giảm (hình 13-20,a,b).

Hình 13-20. Sơ đồ và lực tác dụng lên mố néo a - các lực dọc trục khi nhiệt độ tăng; b - các lực dọc trục khi nhiệt độ giảm; c - sơ đò tính vành đai ống; d - mố néo trên nền đất; e - mố néo trên nền đá. Từ điều kiện cân bằng về trượt ta xác định được trọng lượng của mố néo:

Gk X E

fYct=

+∑− ∑

( ),và tính ra thể tích mố néo: W =

G

moγ

Trong đó: là hệ số an toàn chống trượt, thường lấy ≥ 1,5; f - hệ số ma sát giữa mố néo và nền; - trọng lượng riêng vật liệu làm mố. Từ thể tích mố ta định ra được kích thước ngoài cả mố. Đối với mố kín, yêu cầu mố phải bọc kín toàn đoạn ống chỗ cong, hai đoạn ống thẳng ở hai đầu doạn ống cong phải chôn vào bêtông mố không nhỏ hơn 0,4 m, bề dày lớp bêtông bao quanh ống không nhỏ hơn 0,8 đường kính ống. Kích thước đáy mố được chọn đồng thời phải thoả mãn điều kịên không để phát sinh ứng lực kéo (tức ) ở nền và hợp lực tác dụng lên móng có độ lệch tâm

nhỏ và ứng suất nền p đặn (nghĩa là tỷ số giữa

ctk ctk

moγ

188

minσ > 0

hân bố đều σσ

max

min≤ 2).

Ứng suất nền dưới mố néo được tính theo công thức nén lệch tâm sau:

189

σ σ=+∑

± ≤Y GBL

eB

( ) [16

] (13-32)

Trong đó: e là độ lệch tâm của hợp lực; B, L - bề rộng và dài của đáy mố néo. Sau đó tién hành kiểm tra ổn định lật của mố, lấy với điểm S (hình 13-20,d). b - Thiết kế mố đỡ ống

XIII. 3. ĐƯỜNG ỐNG BÊ TÔNG CỐT THÉP XIII. 3. 1. Phân loại cấu tạo và lắp đặt đường ống bêtông cốt thép 1. Phân loại và lắp đặt đường ống bêtông cốt thép

Ở các TTĐ cột nước nhỏ và trung bình, đường ống bê tông cốt thép được sử dụng có khi có lợi hơn là đường ống thép, ở các TTĐ kiểu sau đập với đập làm bằng vật liệu địa phương (như đập đất, đập đá đổ) đường ống đặt dưới thân đập thì ống bêtông cốt thép càng được sử dụng rộng rãi. Ống bêtông cốt thép có thể chia hai loại: Ống bêtông cốt thép thông thường: đổ tại hiện trường hoặc ống đúc sẵn. Ống đúc sẵn có mặt cắt tròn đường kính nhỏ (đường kính thường 2 m trở lại), đúc thành từng đoạn ống dài từ 3 đến 5 m, chất lượng cao và được chỡ đến hiện trường lắp ghép lại, tăng nhanh được tốc độ thi công. Ống đổ tại hiện trường thường có kích thước lớn hơn, thường có tiết diện thường hình chữ nhật (thường đặt dưới đập đất đá), đổ từng đoạn dài 70 - 80 m và đổ từ giữa về hai đầu ống và nối các đoạn lại bằng các khớp nối. Ống bêtông cốt thép thông thường, thường được sử dụng với cột nước nhỏ, đến 50 m. Tuy nhiên khi ống nhỏ thì cột nước có thể đạt tới 70 - 80 m, thậm chí có thể hơn. Nhược điểm chính của ống bêtông cốt thép là kết cấu dày nên ống nặng, khó lắp ghép, khả năng chống thấm và chống rò rỉ khó, biến dạng nhiệt dọc ống lớn.

hồi lớn, tính chống thấm cao, trọng lượng nhẹ, chịu áp lực cao. Loại này có

tính năng chịu lực cao, giảm chiều dày ống, tiết kiệm cốt thép làm ống. Cột nước có thể đạt tới 160 m, hiện nay có thể chế tạo được ống ứng suất trước có đường kính tới 2 m. Để tránh nứt gãy đường ống bêtông cốt thép, do trọng lượng ống quá lớn, nên người ta không đặt ống lên các mố dỡ mà đặt ống lên trên các đệm đỡ liên tục (đệm bêtông hoặc nền đất đá) (hình 13-21). Các đệm đỡ có thể làm bằng đá xây vữa xi măng M100# hoặc bêtông đá hộc M150# với góc bao ống 2α là 900, 1350 hoặc 1800. Khi nền là đá cứng, ống có đường kính lớn hơn 0,6 m thì đệm ống có thể làm dạng yên ngựa (như hình 13-21,a) hoặc đặt trực tiếp trên nền đá qua lớp đệm hình cung (hình 13-12,b). Khi nền là đất thì đặt ống t ạch đá vụn gia cố. Khi nền rất tốt và đường k ếp trên nền cứng.

Việc tính toán và xác định kích thước của mố đỡ về ổn định và ứng suất cũng tương tự như tính đối với mố néo. Mố đỡ gánh chiu phản lực hướng pháp tuyến cảu trọng lượng nước và trọng lượng ống, mố đỡ cho phép ống dịch chuyển theo hướng trục ng để ố thích nghi với sự do giản ống khi nhiệt độ thay đổi. Khoảng các giữa hai mố đỡ

lK sơ bộ xác định théo công thức (13-1). Mố đỡ thường bằng bêtông max M 100# hoặc D < 0,8 m). bằng đá xây vữa M100# (khi đường kính ống

Ống bêtông cốt thép ứng suất trước. Ống này được chế tạo trong nhà máy, có tính đàn

rên lớp đệm và dưới lớp đệm phải lót lớp gính ống nhỏ hơn 0,6 m, có thể đặt ống trực ti

Hình 13-21. Các kiểu đặt ống và các hình thức nối ống

1- vật liệu tẩm nhựa đường; 2- đầ ống trong; 3- gioăng cao su; 4- dầu ống ngoài; 5- dây thừng tẩm nhựađường; bảng chắn nước; 7- vữa xi măng; 8- thành ống; 9- vật chắn nước; 10- bao tải thô tẩm nhựa đường;11- tấm đồng hoặc kim loại không rỉ; 12- vữa nhựa đường; 13- thành trong ống; 14- bao tải mịn tẩm nhựa đường. Ống bêtông cốt thép dễ nứt gãy khi nền bị lún không đều do vậy địa chất tuyến đặt ống phải tốt, phải có biện pháp ngăn chặn hiện tượng lún không đều. Cần xây mố néo ở những nơi tuyến ống thay đổi và nơi ống dài đặt trên sườn dốc. Khi địa hình bằng phẳng, tuyến ống thẳng thì cứ 150 - 200 m cũng đặt một mố néo. Khi nhiệt độ môi trường thay đổi đột ngột, ống bêtông cốt thép dễ phát sinh lực hướng trục do nhiệt độ, để tránh lực này người ta đem chôn ống dưới đất (hình 13-21,c) hoặc đắp đất lên ống (hình 13-22). Độ sâu chôn đỉnh ống tối thiểu phải là 1 m, riêng vùng có động đất tối thiểu 1,5 m.

. Cấu o của ống bêtông cốt thép sở đủ chịu lực và

ép nứt.

2 tạ Thành ống bêtông cốt thép có độ dày δ được tính toán trên cơổn định trong giai đoạn thi công lắp nối, phải chống được thấm, không cho ph

190

Theo kinh nghiệm thì chiều dày có thể chọn sơ bộ theo công thức: δ = (1 1÷ ) oD ,

8 10oặc th g thức: h eo điều kiện chống nứt khi chịu kéo trung tâm, tính sơ bộ theo côn

σ−n o a a

k

k P r FR

(13-33) δ =

Trong đó: kn là hệ số an toàn về điều kiện chống nứt; o = r oD /2 bán kính trong cm2); của ống; P - áp lực nước tại tâm mặt cát có kể nước va (kG/

191

- ứng suất tính toán của cốt thép, thờng lấy aσ aσ = 300 kG/cm2; (cm2);

- ứng suất kéo cho phép của bêtông (kG/cm2); Vì công thức trên chỉ mới kể áp lực nước nên hệ số kn phải lấy lớn hơn so với quy phạm từ 20 - 30% để kể đến những lực khác và bề dày δ phải lớn hơn 10 - 20 cm.

Φ Φ10, mỗi lớp tối thiểu 6 thanh, khoảng cách a < ợng thép không nhỏ hơn 0,2%. Lớp bảo vệ không nhỏ hơn 2 cm. Cấu tạo chỗ nối ống (hình 13-21): đây là chỗ xung yếu nhất, vì vậy cần rất chú ý trong thiết kế lẫn thi công. Sau đây là một số hình thức nối: - Hình thức kiểu lồng ống (hình d): dùng cho ống đúc sẵn, đường kính < 0,6m; - Hình thức nối bằng (hình 13-21,e,g): dùng cho ống lớn đổ tại hiện trường ; - Hình thức nối tiếp kiểu ống nối đầu có vòng bao ngoài (hình 13-21,đ): dùng cho ống đúc sẵn, đường kính tương đối lớn, cột nước cao. Hình thức này cấu tạo phức tạp nhưng hiệu quả chống rò rỉ nước tốt. Chiều rộng khe hở giữa hai đầu ống nối lấy chừng 1,5 - 2 cm để đảm bảo co giản tự do giữa hai đầu đoạn ống nối. XIII. 3.2. Tính toán kết cấu ống bêtông cốt thép Tính toán kết cấu ống bêtông cốt thép đơn giản hơn tính vỏ đường hầm tunel vì các tải trọng tác dụng lên nó dễ xác định chính xác hơn đối với tunel. Phụ thuộc vào điều kiện xây dựng, điều kiện vận hành đường ống có thể tính với các tổ hợp tải trọng

c dụn

giai đoạn ử nghiệm ống, lúc này trong đường ống không có nước, ống chưa được lấp đất;

c - Trường hợp thi công - gồm những tải trọng có thể xảy ra trong giai đoạn thi

aF - diện tích cốt thép vòng trên 1 m dài ốngkR

Cốt thép đặt trong thành ống bê tông cốt thép thông thường, nói chung đặt hai lớp thép, chỉ trừ ống nhỏ ống quá mỏng mới đặt một lớp. Cột thép vòng chịu lực thường dụng Φ6 đến Φ16, khoảng cách a giữa hai vòng thép không lớn hơn 1,5.δ, một mét dài bố trí tối thiểu 6 vòng, hàm lượng cốt thép không nhỏ hơn 0,4%. Thép dọc cấu tạo dùng

6 đến 30 cm, hàm lư

tá g lên ống. Thường có ba trường hợp tính toán sau: a - Trường hợp vận hành: gồm các tải trọng khi đường ống làm việc bình

thường; b -Trường hợp thử nghiệm: gồm các tải trọng có thể phát sinh trong

th

công ống, ống đã bị đắp đất và trong ống chưa có nước.

Hình 13-22. Ống lấp đất và sơ đồ tải trọng tác dụng lên ống. a- Cắt ngang; δ - cắt dọc; b - chi tiết nối; ϑ - mộng ghép cao su. 1- ống bêtông cốt thép; 2- nền bằng đất cát sỏi đầm chặt; 3- đất đắp đầm chặt; 4- đất đắp không đầm; 5- thiết bị tiêu nước dọc; 6- thoát nước ra khỏi phạm vi ống; 7- đất sét chống thấm; 8- đường tạm để lắp ống; 9- mộng ghép bằng cao su; 10- bi tum; 10- bi tum; 11- rãnh vòng để đặt mộng ghép; 12- cốt thép làm việc; 13- cột thép dọc.

Các tải trọng tác dụng lên đường ống gồm có: - áp lực nước bên trong ống, - trọng lượng bản thân ống, - áp lực đất thẳng đứng; - áp lực dất ở vòm; - áp lực hông của đất đắp, - trọng lượng nước trong ống (hình 13-22,e).

Việc xác định ứng lực (mômen uốn M, lực pháp N) phát sinh trong thành ống tròn , ống tựa trên nền định hình có góc tựa trung tâm 900 (hình 13-22,e) do từng loại tải trọng đã nêu trên tác dụng lên ống cho ở bảng (13-1).

oPcG BG ΠGσG oG

192

193

Bảng 13-1. Tính ứng lực do các tải trọng gây ra

Do Mô men uốn (Tấn.m) Lực pháp (Tấn) lực AM BM ΓM AN BN ΓN

cG 0,123 r 0,0707 -0.0823 r 0,206 -0,0616 0,250cG cG r cG cG cG cG oG 0,123 r 0,0707 r -0,0823 r -0,271 -0,2210 -0,0686oG oG oG oG oG oG B 178 BG r 0,141 BG r -0,145 BG r 0,180 BG -0,03G 0, 50 0,500BG BG ΠG 0,155 r 0,076 r -0,117 r 0.229 -0,0840 0,500ΠG ΠG ΠG ΠG ΠG BG σG -0,12 -0,12 0,125 r 0,500 0,5000 - 5 σG r 5 σG r σG σG σG

oP - - - - oP or - oP or - oP or Ghi chú: Các công thức để tính các tải trọng trong bảng 12-1 trên: - Trọng lượng bản thân ống: c btG r h= 2π γ ;

- Trọng lượng nước trong ống: ; - Áp lực đất đắp thẳng đứng: D

o o oG r= π γ2

B dG h= γ 3 1 ;

- Áp lực đất đắp ở vòm: D ; ΠG d= 0 1075 12, γ

- Áp lực đất đắp bên hông: σ γϕ

G H D tgd o= −12 45( ) ;

2 Trong các công thức:

là bán kính trong của ống (m); r - bán kính vòng tròn qua tim thành ống; ủa đất đắp; - trọng lượng riêng của nước;

- góc nội ma sát của đất đắp; - trọng lượng riêng của vật liệu làm ống; Mô men mang dấu (+) khi thành ống bị kéo; ứng lực pháp mang dấu (+) khi chịu nén. Các ký hiệu khác được mô tả trên hình (13-22,e) trang trước. Ngoài ra tuỳ điều kiện cụ thể chịu tải trọng của ống cần tính toán bổ sung các ứng lực do tải khác nữa (nếu có) cho khác cho phù hợp thực tế chịu tải của ống. Việc tính toán kết cấu bêtông cốt thép xem trong các tài liệu và giáo trình kết cấu bêttông cốt thép.

or d - trọng lượng riêng cγ oγ

ϕ btγ

194

Chương XIV. NƯỚC VA VÀ CHẾ ĐỘ LÀM VIỆC KHÔNG

ỔN ĐỊNH CỦA TRẠM THUỶ ĐIỆN XIV. 1. KHÁI NIỆM CƠ BẢN VỀ NƯỚC VA VÀ CÁC CHẾ ĐỘ CHUYỂN TIẾP CỦA TRẠM THUỶ ĐIỆN

hoặc mở cửa van hoặc cơ cấu hướng dòng để điều chỉnh lưu lượng của turbine người ta nhận thấy áp lực nước trong ống tăng giảm đột ngột, đường ống rung động và phát ra tiếng động dữ dội. Hiện tượng này gọi là hiện tượng nước va thuỷ lực. Nguyên nhân vật lý của sự tăng hay giảm áp lực do nước va trong đường ống là do quán tính của khối nước đang chảy trong đường ống. Trong môn học Thuỷ lực, hiện tượng này đã được trình bày. Chương này chỉ đi sâu tính toán nước va trong đường ống turbine nhằm mục đích tính toán độ bền và ổn định đường ống cũng như các bộ phận qua nước của turbine, tính toán điều chỉnh turbine ở các chế độ chuyển tiếp trong vận hành tổ máy thuỷ lực. Áp lực thuỷ động trong ống được xác định bởi vị trí đường đo áp. Ở chế độ làm việc ổn định, lưu lượng dòng chảy phụ thuộc vào vị trí mực nước thượng lưu, vào vận tốc dòng chảy V và tổn thất cột nước htt trên đoạn từ cửa vào ống áp lực đến mặt cắt cần tính toán. Vị trí giới hạn của đường đo áp ở chế độ ổn định được chỉ ra ở hình (14-1,a): vị trí cao nhất ứng với MNDBT khi lưu lượng phát điện bằng 0, còn vị trí thấp nhất ứng với mực nước MNC và lưu lượng qua turbine là cực đại.

XIV. 1. 1. Hiện tượng nước va trong đường ống áp lực của Trạm thuỷ điện Khi đóng

Hình 14-1. Nước va thuỷ lực trong đường ống áp lực.

Trị số áp lực bên trong pC tại mặt cắt bất kỳ (C-C) của ống được biểu thị qua

chiều cao áp lực

γp mét ng cách từ trục ống đến

C là:

cột nước và được xác định bởi khoả

đường đo áp, phụ thuộc vào vị trí đường đo áp và cao trình mặt cắt. Cột nước tại C-C C CH p Z= + (14-1)

195

đo áp có thể thay đổi đáng kể so với vị trí dòng ổn định. Trong điều kiện này lực uán tính tạo nên tăng hoặc giảm áp lực - đó là áp lực nước va

không phụ thuộc vào hình dạng mặt cắt ống. Khi biết CH và hình dạng của ống , theo (14-1) dễ dàng tìm ra áp lực thuỷ động bên trong Cp . Ở chế độ không ổn định, khi thay đổi lưu lượng qua ống, vị trí tức thời của đường

∆ Hq . Hình (14-1,δ) biểu ị vị trí giới hạn của đường đo áp ở các chế độ dòng không ổn định: đường trên là ường hợp đóng turbine khi giảm lưu lượng; còn đường dưới là trường hợp mở turbine ng lưu lượng. Khi đóng turbine, gây ra nước va tăng áp trong đường ống, cần tính toán

độ bền đường ống; còn khi mở turbine trong ống sẽ sinh nước va giảm áp, trong một số điều kiện có thể kéo theo chân không sâu trên một số đoạn riêng biệt. Ngoài ra nước va thuỷ lực làm thay đổi cột nước tác dụng lên turbine khiến công suất phát ra giao động trong quá trình quá độ điều chỉnh tổ máy thuỷ lực. Điều này cho thấy việc xác định trị số áp lực nước va là giai đoạn rất quan trọng đối với việc thiết kế mọi đường ống áp lực. Để làm rõ những yếu tố chính của áp lực nước va người ta nghiên cứu dạng đơn giản với quy ước là nước và thành ống không bị biến dạng (tuyệt đối cứng). Xét một đường ống có chiều dài L, đường kính D, mặt cắt đầu là A-A nằm trước turbine hoặc trước cửa van; mặt cắt cuối B-B ở cửa lấy nước (hình 14-1,δ). Rõ ràng là ở mặt cắt cuối B-B là ẽ được xác định chỉ ở cao trình mực nước thượng lưu, do vậy . Để

xác định

thtrtă

BH s BH∆ = 0AH∆ cần sử dụng phương trình động lượng viết cho một khối chất lỏng nằm

giữa hai mặt cắt A-A và B-B:

d mV

dtXx( )

= ∑ (14-2)

và khối lượng chất lỏng m bằng: mg

F L=γ

;

ở đây: F là diện tích mặt cắt Trục x được chọn trùng với trục đường ống; chiều trục x lấy từ mặt cắt A-A hường về mặt cắt B-B (hình 14-1,δ). Tổng hình chiếu các ngoại lực tác dụng lên khối chất lỏng lên trục x là ∑X

ới thànng 0). N

bao gồm hình chiếu của áp lực thuỷ động trong mặt cắt A-A và B-B và lực ma sát v h ống (áp lực nước trong ống thẳng góc với thành ống nên chiếu lên trục x bằ ếu bỏ qua lực ma sát vì trong ống năng lượng nó có giá trị nhỏ, thì: F∑ = − = −X H H F HB A Aγ γ( ) ∆ , thay vào (14-2) và rút ngắn sẽ được:

∆L dV L dQAHg dt gF dt

= − = − (14-3)

Công thức (14-3) rất quan trọng. Nó chỉ ra rằng trị số áp lực nước va sẽ tăng khi tăng chiều dài đường ống và phụ thuộc vào gia tốc dòng nước:

- Khi mở turbine: dVdt

> 0, ∆ H < 0 nước va âm;

- Khi đóng turbine: dV

< 0, ∆H > 0 nước va dương dt

Tuân theo công thức (14-3) thì dạng biểu đồ ∆ AH t( ) theo thời gian phụ thuộc vào sự thay đổi của lưu lượng Q(t). Trên hình (14-1,b) chỉ ra hai trường hợp:

1) khi dQ/dt = const thì:

As

H LgF

QT

∆ = , ( ST là thời gian đóng turbine) (14-4)

2) khi dQ/dt thay đổi thì áp lực nước va cực đậi sẽ lớn hơn trường hợp 1), ước

tính sơ bộ có thể nhận: ∆∆

max ( , , )As

HLgF

QT

= ÷1 2 1 4 (14-5)

Trong đó ∆Q là độ thay đổi lưu lượng trong thời gian TS. Công thức trên cũng cho thấy rằng có thể giảm trị số áp lực nước va trong ống khi tăng thời gian TS. Để tính toán độ bền đường ống cần phải biết biểu đồ phân bố áp lực nước va dọc theo chiều dài đường ống. Theo cách lập công tức (14-3) thì ta có thể xác định áp lực nước va ở bất kỳ mặt cắt nào của đường ống, chỉ cần thay vào trong đó chiều dài tương ứng CL của đoan giữa C-C và B-B như sau:

CC

HLgF

dQdt∆ = − ; từ (14-5) cũng thấy rằng khi đường ống có mặt cắt không đổi

thì áp lực nước va ∆H thay đổi tuyến tính dọc chiều dài ống, như hình (14-1,δ). Thường đường ống có tiết diện thay đổi nhỏ dần từ trên xuống (hình 14-1,c) ta áp dụng xác định áp lực nước va tại mặt cắt thứ i nào đó, ta tính nước va từng đoạn rồi cộng dồn từ trên xuống. Ví dụ áp lực nước va tại mặt cắt 2-2 như sau (hình 14-1,c):

( ) ( )23 2

3

3

2

2∆ ∆ ∆H H H

Lg F

LgF

dQdt

= + = − +

Viết khái quát, công thức tính áp lực nước va tại mặt cắt K-K bất kỳ sẽ bằng tổng áp lực gia tăng trên từng đoạn kể từ đầu đường ống như hình (14-1,c) như sau:

196

∆Hg dt Fii

dQ lk ik( ) = − ∑=

1 (14-6)

ế

XIV. 1. 2. Các chế độ chuyển tiếp khi điều chỉnh tổ máy thuỷ lực Khi thiết đường ống áp lực cần phải tính đến tất cả các dạng chuyển tiếp nảy

nh khi tổ máy làm việc. Các quá trình đó như sau: 1. Khởi động tổ máy: Đây là quá trình chuyển tiếp của tổ máy đang ở chế độ

ghỉ chuyển sang chế độ bắt đầu nhận tải. Turbine mở CCHD từ độ mở không tải aX lên ộ mở khởi động am lớn hơn aX một ít (hình 14-2,a) đủ để mômen động lưc M của dòng ước th rong các ổ trục. Tổ máy bắt đầu quay nhanh dần và

va ở dạng

ây là quá trình dừng máy bình thường. Để dừng

X

1

Nghiên cứu thực nghiệm thấy rằng quan niệm thành ống và nước không biến dạng chỉ dùng tính gần đúng cho TTĐ có cột nước không cao, chiều dài đường ống tương đối ngắn và thời gian đóng mở turbine tương đối dài. Ở điều kiện thực tế tính toán nước va người ta sử dụng quan niệm nước va trong ống đàn hồi sẽ phù hợp thực t

tiếp sau. hơn, chúng ta sẽ xét ở phần XIV. 2.

si nđn ắng mômen cản do ma sát tđến khi gần đạt đến vòng quay định mức n0 thì đóng CCHD về lại độ mở không tải aX, tại đây mômen M cân bằng với mômen cản của ma sát và vòng quay đạt vòng quay định mức n0, tần số máy phát bằng tần số lưới điện, máy phát hoà đồng bộ và đóng mạch. Sự thay đổi áp lực thuỷ động trong quá trình khởi động không lớn, áp lực nướcnước va âm (xem hình 14-2,a, quan hệ H ~ t). 2. Dừng máy: (hình 14-2,b). Đmáy, CCHD bắt đầu đóng dần độ mở, (lúc này lưu lượng giảm dần và trong đường ống xuất hiện nước va dương ∆H, cột nước tăng làm chậm quá trình giảm mômen, tổ máy vẫn đang quay với vòng quay định mức), đến khi giảm đến độ mở không tải a thì máy

phát được cắt khỏi lưới và tiếp theo độ mở CCHD đóng hoàn toàn, lưu lượng giảm đến không, mômen M lúc này có giá tri âm. Vòng quay BXCT sẽ giảm dần do sức cản của nước, cho đến khi còn lại 35 - 40% vòng quay định mức thì hệ thống hãm máy phát sẽ tác động và nhanh chóng dừng tổ máy.

197

Hình 14-2. Các quá trình chuyển tiếp của tổ máy thuỷ lực.

aX và tổ máy không cắt khỏi lưới điện. 4. Cắt tải: Đây là ng hợp tổ máy xảy ra sự cố, các máy cắt lập tức tự động cắt tổ máy khỏi lưới điện. Lúc này mômen trên trục turbine lớn hơn mômen cản nhiều và vòng quay tổ máy tăng nhanh (hình 14-2,d). Máy điều tốc lập tức đóng CCHD, lưu lượng turbine giảm gây nước va dương làm tăng cột nước và làm chậm quá trình giảm M. Quá trình đóng bớt độ mở CCHD vẫn tiếp tục và vòng quay tổ máy vẫn tiếp tục tăng cho đến khi đạt cực đại, cho đến khi M trên trục turbine giảm tới 0 ở độ mở am > aX và sau đó đổi dấu âm do sức cản của nước thì số vòng quay giảm dần. Quá trình đóng vẫn tiếp tục và số vòng quay giảm cho tới khi độ mở CCHD dóng hoàn toàn (a0 = 0) nhưng vòng quay vẫn lớn hơn vòng quay định mức n0. Cho đến khi vòng quay xấp xỉ vòng quay định mức thì máy điều tốc sẽ mở CCHD về độ mở không tải và duy trì độ mở này để chờ quá trình đóng lại tổ máy vào lưới sau này. Điều quan trọng của quá trình cắt tải là nước va lớn nhất và số vòng quay lớn nhất không được vượt giá trị cho phép.

3. Điều chỉnh công suất: Khi tổ máy làm việc theo yêu cầu thay đổi phụ tải sẽ tăng hoặc giảm công suất từ Nmax dến Nmin xảy ra đủ chậm và vòng quay tổ máy luôn duy trì ở vòng quay định mức n0. Vùng thay đổi công suất của của turbine tâm trục thường từ (100 - 50)%, còn turbine cánh quay từ (100 - 25)% công suất định mức. Hình (14-2,c) biểu thị quá trình tăng công suất. Việc tăng công suất tương ứng với độ mở ban đầu khi phụ tải bằng 0, độ mở a0 = aX đến độ mở cuối cùng ac khi t = TS, lúc này lưu lượng tăng nên gây nước va âm làm giảm cột nuớc, làm chậm quá trình tăng công suất (tương ứng M), do vậy phải đến tP turbine mới đạt công suất yêu cầu. Quá trình giảm tải tương tự như quá trình dừng máy (hình 14-2,b), chỉ khác là quá trình giảm tải thì độ mở CCHD là a0 giảm xuống độ mở

trườ

198

XIV. 2. TÍNH TOÁN NƯỚC VA TRONG ĐƯỜNG ỐNG ĐÀN HỒI Có hai khái niệm về nước va được đưa ra trong tính toán là: nước va trong đường ống tuyệt đối cứng (như đã trình bày ở trên) và nước va trong ống đàn hồiđàn. XIV. 2. 1. Cơ sở lý thuyết của nước va trong ống đàn hồi Tính trị số áp lực nước va theo quan niệm thành ống và nước trong ống không biến dạng theo phương trình (14-4) và (14-5) thì áp lực nước va phụ thuộc vào thời gian đóng mở turbine TS, nếu thời gian TS giảm đến vô cùng bé thì ∆H tiến đến vô cùng lớn. Trong thực tế điều này không xảy ra, chúng chỉ đạt đến một trị số giới hạn nhất định, có nghĩa là sự biến dạng đàn hồi của vật liệu làm ống và nước trong ống có tác dụng làm giảm trị số của áp lực nước va.

Chúng ta nghiên cứu hiện tượng nước diễn biến thế nào trong ống có biến dạng đàn hồi với sơ đồ đơn giản nhất (hình 14-3). Giả sử lúc đầu vận tốc dòng chảy trong ống là V đóng đột ngột turbine, tốc độ dòng nước giảm một lượng 0 , ∆V , gây nên lực quán

Hình 14-3. Ảnh hưởng đàn hồi đối với nước va. tính tăng áp với áp lực nước va dương ∆H . Tuy nhiên khi áp lực tăng do có tính biến dạng đàn hồi nên chất lỏng bị nén lại, còn thành ống thì bị giản ra tạo ra một thể tích phụ để chứa chất lỏng phía trước chảy đến. Lượng nước này chảy vào đoạn ống bị giản nở thì vận tốc giảm nhỏ và áp lực của nó tăng lên và làm cho đoạn ống tiếp giáp nó cũng giản ra. Như vậy sự thay đổi vận tốc và áp lực ở các tiết diện kế tiếp tiết diện A chỉ có thể xuất hiện sau một thời gian nhất định, tạo nên sự lan truyền sóng áp lực từ A-A ngược lên thượng lưu với vận tốc truyền sóng c hưũ hạn . Như vậy khác với ống và nước không biến dạng (ống tuyệt đối cứng) , ở ống đàn hồi khi vận tốc cuối ống thay đổi thì vận tốc và áp lực nước trong toàn bộ đường ống không đồng thời thay đổi tức thì mà có sự biến đổi dây chuyền, dưới dạng truyền sóng dọc ống. 1. Phương trình cơ bản của nước va trong ống đàn hồi Xác định trị số áp lực nước va trong ống đàn hồi khi thay đổi tức thời vận tốc dòng chảy trong ống một lượng ∆V tt, hai mặt cắt B-B và C-C cách nhau một đoạn dx (hình 14-3). Đầu thời đoạn sóng nước va ∆H ở B-B, qua thời gian dt giây truyền đến mặt cắt C-C với quảng đường dx = c.dt, khối chất lỏng m = (γ/g)Fdx, hình chiếu của ngoại lực trên trục x là Σ ∆X H F= γ . Dùng phương trình động lượng (14-2) ta có:

γ

γg

FcdtVdt

H Ftt∆∆= , rút gọn ta có:

∆Hg

= (14-7) ∆c Vtt

ấy dấu (+) khi giảm vận tốc, dấu (-) khi tăng vận tốc. ∆ tt l

199

Phương trình (14-7) là phương trình cơ bản tính toán nước va cho ống đàn hồi khi thay đổi vận tốc tức thời, cho trị số có khả năng và giới hạn của áp lực nước va, do nhà bác học Nga N.E. Jucôpski tìm ra, còn gọi là phương nước va trực tiếp. Trong đó không có mặt chiều dài ống. Tốc độ truyền sóng đàn hồi của nước va c có vai trò lớn và được xác định theo công thức lý thuyết sau:

cE

Knuoc

F

=+

1425

1 (14-8)

Ở đây: 1245 là tốc độ truyền âm trong nước, m/s; Enuoc là mô duyn đàn hồi của nước, bằng 2.104 kG/cm2; KF là hệ số biến dạng của diện tích mặt cắt ống khi áp lực bên trong p

thay đổi, kG/cm2 Đối với ống thép đường kinh D, dày δ thì : → FtK

ED

=δ

t thép không n

(mô dyun

đàn hồi của thép là: Et = 2. 106 kG/cm2). Đối với ống bêtông cố ứt có thể

tính gần đúng: FbtK

ED

=+δ β( ,1 9 5

2

) (môdyun đàn hồi của bêtông lấy trung bình Ebt

= 2.105 kG/cm , δ là chiều dày ống, β là hệ số đặt cốt thép vòng, bằng 0,015 - 0,05). Kinh nghiệm cho thấy: đối với thép c = 750 - 1200 m/s; đối với ống bêtông cốt

/s; ống gỗ c = 70 - 700 m/s. 2. Nước va khi v

ời mà tr xem với thời gian TS ta đóng mở dần dần turbine theo từng nấc, mỗi khoảng thời gian ∆t tương ứng với lượng vận tốc ∆V. Trong từng thời gian ∆t có thể xem thay đổi ∆V là tức thời, liên kết toàn bộ quá trình đóng mở ta có kết quả gần đúng của quá trình đóng mở. Hình (14-4) biểu diễn quá trình diễn biến nước va trên đường ống khi V = V(t).

thép c = 900 - 1100 mận tốc trong ống áp lực thay đổi từ từ

điều chỉnh turbine không thể thay đổi vận tTrong thực tế ốc một cách tức thong thời gian nhất định, thời gian đóng mở hoàn toàn ký hiệu là TS.Ta hãy xét

Hình 14-4. Sơ đồ truyền sóng nước va khi đóng từ từ turbine. - Đóng turbine thay đổi vận tốc một lượng ∆V1 tương ứng tăng áp lực nước ∆H1

200

theo công thức (14-7): ∆∆

Hc V

g11= ; trong khoảng thời gian 1t sóng ∆H1 sẽ truyền

ngược lên phía hồ, (sơ đồ áp lực nước va biểu thị giai đoạn 1t bằng vòng tròn có ghi ký hiệu 1). Cuối thời đoạn sóng ∆H1 đi được quảng đường 1t ∆ 1x = c. 1t ;

- Đóng tiếp để thay đổi vận tốc ở đầu thời đoạn 2t một lượng ∆V2, tương ứng

phát sinh sóng ∆∆

Hc V

g22=

∆H1 vẫn truyền ti

và bắt đầu truyền từ A-A về phía hồ, đồng thời ở thời

đoạn này sóng ếp về phía hô, và cuối 2t sóng ∆H đi được một quãng 2

2x = c.( - ), còn sóng ∆H1 đi được quãng đường c.2t 1t 2t (trên sơ đồ hình 14-4, ta ểu thị giai đoạn ằng vòng tròn ghi ký hiệu 2 bên trong);

- Cuố (tức đầu thời đoạn

∆

2t bbii 2t 3t ) lại đóng tiếp lượng ∆V3, tương ứng ph sinh

nước va ∆∆

Hc V

g33=

n về gần hồị giai đoạn 3t b

. Sóng ∆H3 truyền từ A-A về phía hồ, đồng thời sóng ∆H2 tiếp

tục truyề , còn sóng ∆H1 đã đến hồ và từ hồ phản xạ về phía A-A (trên sơ đồ ta biểu th ằng vòng tròn ghi ký hiệu 3 bên trong);

Và quá trình truyền sóng (từ A về B) và phản sóng (từ B về A) cứ tiếp diễn cho đến khi turbine đóng hoàn toàn tại thời điểm hợp TS. Tại thời điểm này tại các mặt cắt có áp lực nước va như sau:

Trường hợp 1 ( thời gian đóng mở ngắn hơn một pha: TS ≤ 2Lc t f= ) :

Tại A-A: ∆ ∆ ∆ ∆Hcg V V V

cg VA

omax max( ...)= + + + =1 2 3 (*)

So sánh (*) với (14-7) ta thấy : mặc dù vận tốc tại A-A không thay đổi tức thì từ vận tốc ban đầu bằng V0max đến vận tốc cuối bằng 0, nhưng nếu thời gian đóng mở TS nhỏ hơn hoặc bằng thời gian một pha nước va thì trị số áp lực nước va tại đó sẽ giống như trường ợp thay đổi vận tốc tức thời (tính theo 14-7), tức là nước va trực tiếp.

Trường hợp 2

h

( thời gian đóng mở lâu hơn một pha: TS > 2cL

t f= ) :

Trường hợp này là turbine đã đóng hoàn toàn nhưng đã có ít nhất một sóng phản xạ đầu tiên về đến A-A và xoá bớt áp lực nước va ở đó, lúc nầy tại A-A có:

∆ ∆ ∆ ∆ ∆Hcg V V V V

cg VA

omax max( ...)= + + − − <1 2 3 1 (**)

có nghĩa là áp lực nước va lớn nhất nhỏ hơn áp lực nước va trực tiếp, trị số của nó không chỉ phụ thuộc tốc độ truyền sóng c , vận tốc ban đầu (khi t =0), vận tốc cuối (khi t = TS) mà còn phụ thuộc vào thời gian và quy luật đóng mở turbine. Đó là nước va gián tiếp.. Nước va gián tiếp rất phức tạp, tuy nhiên trị số áp lực nước va nhỏ hơn nước va trực tiếp, do vậy trong thực tế chỉ cho phép xảy ra nước va gián tiếp , mà ta sẽ nghiên cứu sau đây. 3. Phương trình sóng nước va gián tiếp (phương trình mắc xích) a. Phương trình sóng nước va gián tiếp, trị số tuyệt đối Ta đã biết sóng nước va gián tiếp là kết quả trác dọng tổng cộng của sóng di chuyển từ điểm gây sóng dọc theo trục x (sóng thuận) và sóng di chuyển ngược chiều trục x về lại điểm gây sóng (sóng nghịch). Do vậy ta xét hai trường hợp sóng này.

* Xét trường hợp sóng nghịch từ B đến A (hình 14-5,a):

Hình 14-5. Sơ đồ thành lập phương trình dây chuyền sóng nước va. Mặt cắt A-A nằm về phía turbine, mặt cắt B-B nằm về phía hồ, cách nhau một đoạn l. Áp lực nước va đầu thời đoạn là đường (1) cao hơn áp lực nước va cuối thời đoạn - đường (2) vì đây là trường hợp sóng nghịch, trị số áp lực nước va giảm đi. Đầu thời đoạn v

201

ận tốc và trị số áp lực nước va tại A-A là tA

tAV H, ∆ , tại B-B có t

BtBV H, ∆ .

uối thC ời đoạn vận tốc và áp lực nước va tại A-A là t l cA

t l cAV H+ +/ /, ∆ , tại B-B là sẽ là:

t l cB

t l cBV H+ +/ /, ∆ . Như vậy tại mỗi mặt cắt có sự thay đổi trị số áp lực nước va như sau:

Tại A-A: ∆ ∆H Hcg

V Vt l cA

tA

tA

t l cA

+ +− = − −/ /( ) (*)

∆ ∆H Hc

Tại B-B: g

V Vt l cB

tB

tB

t l cB

+ +− = − −/ /( ) (**)

Trong hai công thức trên đầu vế phải có dấu trừ ví đây là sóng nghịch. Nếu bỏ qua tổn thất ma sát thì nước va truyền đi không bị biến dạng nên: t

Bt l cAH H∆ ∆= + / và

tB

t l cAV V= + / . Biến đổi và cộng hai công thức (*) và (**) với nhau và sắp lại ta có:

∆ ∆H Hcg V Vt

At l cB

tA

t l cB− = −+ / ( ) + / (14-9)

ề A-A. *. Xét trường hợp sóng thuận từ A đến B (hình 14-5,b):

ng nước va

Tại A-A:

Phương trình (14-9) là phương trình truyền sóng nghịch từ B-B v

Hình (14-5,b) là sơ đồ để xác định phương trình dây chuyền sóuận. th Trên sơ đồ này đường (1) nằm thấp hơn dường (2) vì đây là sóng thuận tăng áp.

Các ký hiệu và diễn giải để thành lập công thức tương tự trường hợp sóng nghịch, chỉ khác ngược chiều. Cũng có sự thay đổi áp lực nước va tại mỗi mặt cắt A và B như sau:

∆ ∆H Hc VA A A A( )g Vt l c t t t l c+ +− = −/ / (*')

Tại B-B: ∆ ∆H Hg

V Vt l c t tB

t l cB

+ +− = −/ /( ) (**')

Trong hai công thức trên đầu vế phải có dấu cộng ví đây là sóng thuận. Cũng bỏ qua tổn thất ma sát thì nước va truyền đi không bị biến dạng nên: t

cB B

At l cBH H∆ ∆= + / và

tA

t l cBV V= + /

phương trình truy. Biến đổi và cộng hai công thức (*') và (**') với nhau và sắp lại ta có

ền sóng thuận (14-10) từ A-A về B-B như sau:

∆ ∆H Hcg V Vt

Bt l cA

tB

t l cA− = − −+ +/ /( ) (14-10)

b. Phương trình sóng nước va gián tiếp, trị số tương đối Để tiện tính toán người ta đưa trị số nước va tuyệt đối (14-9) và (14-10) về trị số

nước va tương đối (không thứ nguyên) bằng cách sau đây:

Đặt ξ =∆HH0

gọi là trị số áp lực nước va tương đối; ột nước tỉnh chưaứinh nước va; 0H c

202

vV Q q= = =

max ma

V Q

x là vận tốc và lưu lượng tương đối;

µ = =cQg H F

c Vg H

max max2 20 0

là hệ số quán tính đường ống.

Chia hai vế của các phươ ế phải nhân với

tỷ số

ng trình (14-9) và (14-10) cho 0 và vH

maxVmaxV

, cuối cùng theo cách đặt các đại lượng không thứ nguyên trên ta có phương

trình truyền sóng nước va gián tiếp trị số tương đối cho hai trường hợp sóng trên sau: - Phương trình truyền sóng nghịch từ B về A: ξ ξ µt

At l cB

tA

t l cBv v− = −+ +/ /( )2 (14-11)

- Phương trình truyền sóng thuận từ A về B: ξ ξ µt

Bt l cA

tB

t l cAv v− = − −+ +/ /( )2 (14-12)

Áp dụng tổng quát cho quá trình truyền sóng dây chuyền trên đường ống, ký hiệu nửa pha nước va là = l/c. Vậy ta có hệ phương trình truyền sóng dây chuyền nước va gián tiếp, sau đ ết cho t = n

θây vi θ bất kỳ ( với n = 0, 1, 2, .., ...):

Truyền sóng nghịch: ξ ξ µθ θ θ θnA

nB

nA

nBv v− = −+ +( ) ( )( )1 12 (14-13)

: BTruyền sóng thuận θ θ θ θn n ξ ξ µAn nB Av v= −+ +( ) ( )1 1 (14-14)

Các phương trình (14-13) và (14-14) gọi là phương trình truyền sóng, hoặc phương trình mắc xích vì dựa vào đó ch ta có thể xác được trị số áp lực nước va ở các nửa pha kế tiếp nhau khi biết các điều kiện biên và điều kiện ban đầu. XIV. 2. 2. Tính toán nước va bằng phương pháp giải tích

− −( )2

Có thể dùng phương trình truyền sóng nước va tuyệt đối hoặc tương đối kết hợp với các điều kiện biên hoặc điều kiện ban đầu để tính áp lực nước va. Ở đây trình bày cách sử dụng các hệ phương trình truyền sóng tương đối (14-13) và (14-14) để tính với hai phương pháp: giải tích và đồ giải. Tiết này ta dùng phương pháp giải tích để giải.

ết ta xác định các điều kiện biên và điều kiện ban đầu ở hai mặt cắt A-A và B-B của đường ống. - Tại mặt cắt B-B , nơi tiếp xúc với bể áp lực hoặc hồ chứa có kích thước lớn tại đây giao động mặt nước gần như không đổi do vậy coi như không có áp lực nước va nghĩa là: ;

1. Điều kiện biên và điều kiện ban đầu Để giải bài toán nước va bằng phương pháp giải tích trước h

ξ θnB = 0

203

- Tại mặt cắt A-A ở trước turbine: muốn tìm chính xác điều kiện biên tại đây cần nghiên cứu chế độ đóng mở cơ cấu hướng dòng hay van kim theo thời gian:

* Đối với turbine xung kích, quy luật đóng mở theo quan hệ

Q gA A= ϕω 2 H , vậy vận tốc tương đối tại A-A ở cuối pha thứ nhất sẽ là:

22

θθA

Av

QQ=

max=

+= + = +

2 0 2

02 2 1 1

22

1 1θ θθ θ

ω

ωτ ξ τ ξ

g H Hg H

AA A( )

max

∆

Và tương tự ta có điều kiện biên ở A-A ở cuối pha thứ n bất kỳ sẽ là:

2n2n

θθA

Av

QQ=

max= + = +τ ξ τ ξθ θ2n 2n1 1A

n nA , hay:

nA n nAv = +τ ξ1 (14-15)

Trong đó: nAv - vận tốc tương đối tại A-A ở cuối pha thứ n;

nAξ - áp lực nước va tương đối tại A-A ở cuối pha thứ n.

nτ - độ mở tương đối của van kim cuối pha thứ n. * Đối với turbine phản kích: quy luật đóng mở ở cuối pha n sẽ là:

2n1 1

2 0θv Q Q D H= =

max max' , lưu lượng qu2n 12n 1

2 0 2nθ θ θAA AQ Q D H H+' ∆

a turbine trong quá trình

ười Ý

chuyển tiếp rất phức tạp, phải dựa vào đường đặc tính của turbine để xác định các lưu lượng dẫn xuất 1

'Q tương ứng với các độ mở CCHD oa ứng với các cột nước cụ thể

(hay 1'n cụ thể). Để giải bằng giải tích một cách rất gần đúng, nhà khoa học ngLêvi đưa ra giả thiết rằng: sự thay đổi lưu lượng quy dẫn 1

'Q tỷ lệ với độ mở cánh

hướng dòng oa , nghĩa là: 12n 0 2n2n

θ θτ τ

'Q

Q

an≈ = = (*); trong đó nτ là độ mở tương

0θ' maxa

ối cơ max

đ cấu hướng dòng ở cuối pha thứ n. Vậy công thức (*) có thể ở dạng sau đây của điều kiện biên tại A-A cuối pha thứ n trở về công thức (14-15) ở trên:

n n n (14-15) - Điều kiện ban đầu: tại thời điểm t = 0 chưa xảy ra nước va, do vậy các đặc trưng H, Q tại các tiết diện óng đều ở chế độ ổn định, nếu bỏ qua

Av = +τ 1 Aξ

tổn thất thuỷ lực thì đường đo áp nằm ngang, có nghĩa là ∆H = 0 nên 0 0

A Bξ ξ= và 0 0A Bv v= . Mặt khác khi

sóng truyền đến sát B-B với thời gian rất gần t = L/c thì coi như tBv chưa kịp thay đổi,

do vậy có thể coi như 0 0A B

tBv v v= = .

2. Phương pháp giải tích cho đường ống đơn giản Đường ống đơn giản là đường ống có đường kính, bề dày và vật liệu làm ống hông

điều kiện biên (14-15) để giải lần t A-A cuối đường ống ở cuối các pha:

k đổi suốt chiều dài đường ống và không rẽ nhánh. Ta dùng các hệ phương trình mắc xích (14-3) và (14-4) và các điều kiện ban đầu và lượt xác định áp lực nước va tương đối tại mặt cắ

1 2ξ ξ θ= A , 2 4ξ ξ θ= A , 3 6ξ ξ θ= A , ..., nAξ ξ θ= 2n khi biết chế độ đóng mở cửa van kim

hoặc độ mở cánh hướng dòng ω ( )t 0a t( ) (hình 14-6).

Hình 14-6. Chế độ đóng mở tương đối cánh hướng nước.

a. Xác định áp lực nước va tương đối cuối pha thứ nhất (n = 1) 1 2ξ ξ θ= A : Viết phương trình truyền sóng thuận từ A đến B (phương trình 14-3):

ξ ξ µBθ θ θ θ

A B Av v− = − −2 ( ) 2 2 (*)

Dựa vào điều kiện biên tại B-B ta có và điều kiện biên tại A-A ta có θξB = 0

2 2 21 θτ ξA Av = + ; dưạ điều kiện ban đầu tại B ta có θ τ ξB Av v= = +0 0 1 τA =0 0 , θ θ

2 0 2 22 1θ θ θξ µ τ τ ξA A= − +( ) và dùng ký hiệu theo cuvậy thay chúng vào (*) ta có: ối pha rút ra phương trình xác định nghiệm áp lực nước va tương đối cuối pha thứ nhất:

1 1 011

2τ ξ τξ

µ+ = − (14-16)

- Tìmb. Xác định áp lực nước va tương đối cuối pha thứ n

áp lực nước va cuối pha thứ hai (n = 2) 2 4ξ ξ θ= A : ta viết phương trình

sóng thuận từ A đến B ta có: 3 4 3 42θ θ θ θξ ξ µB A B Av v− = − −( ) , dựa điều kiện biên tại B

à A ta có: và v 3 0θξB = 4 4 41θ θ θτ ξA Av = + . Cần tìm viết phương trình

truyền sóng ngược từ B đến ta có:

thêm 3θBv →

A 2 3 2 32θ θ θ θξ ξ µA B A Bv v− = −( ) . Với và

điều kiện biên tại A có:

3 0θξB =

2 2 21θ θ θτ ξA Av = + , thay vào và rút ra ta có nghiệm:

3θBv →

2 2 02 11

2τ ξ τξ

µ

ξ

µ+ = − − (14-17)

- Một cách tương tựa tién hành xác định nghiệm cho các pha thừ 3, 4, ... Ta có công thức nghiệm tổng quát cho cuối pha thứ n (

204

nAξ ξ θ2n

= ) bất kỳ:

n nn

in

τ ξ τξ

ξ11

01

+ = − −iµ µ2 1∑=

(14-18)

c. Nước va pha thứ nhất và pha giới hạn Trong tính toán và lắp đặt đường ống áp lực vấn đề người ta quan tâm là xác định được trị số áp lực nước va dương lớn nhất để tính toán độ bền đường ống và trị số

−

205

áp lực nước va âm nhỏ nhất để kiểm tra vị trí đặt ống tránh xuất hiện chân không trong ống.Vì vậy ở đây chúng ta xem xét vấn đề thiết thực này. Qua thực tế tính toán và vận hành đường ống áp lực của TTĐ người ta thấy áp

ờng hợp: rơi vào cuối pha thứ nhất,

tức là ặc rơi vào pha cuối cùng, gọi là pha giới hạn, tức

(hình 14-7,b). Sau đây chúng ta đi xác định các trị số nước va hai pha này.

Nước va pha thứ nhất Khi đóng mở van hay cánh hướng dòng, áp lực nước va đạt trị số lớn nhất ngay cuối pha thứ nhất, các pha tiếp theo có trị số nhỏ hơn. Do vậy ta chỉ cần tính toán trị số nước va cuối pha này. Từ phương trình nghiệm cuối pha thứ nhất (14-16) bình phương 2

vế và giải ra ta có nghiệm:

lực nước va lớn nhất maxξ rơi vào một trong hai trư

maxξ ξ= 1 (hình 14-7,a) ho

maxξ ξ= m

maxξ ξ= 1

1 0 12

0 12 2

02

122ξ µ τ µ τ τ µ τ τ τ= + ± + − −⎡

⎣⎢⎤⎦⎥( ) ( ) ( ) (*)

Cần chọn dấu của nghiệm của (*). Nếu chọn nghiệm có dấu (+) trong (*) thì nếu đóng turbine từ độ mở tương đối ban đầu 0 1τ = (đầy tải) đến đóng toàn bộ ( ) thì 1 0τ =

1 00 0

2 2ξ µ τ µ ξ> = = = =c V

g HHH

max maxmax

∆điều này vô lý. Do vậy nghiệm sẽ là:

1 0 12

0 12 2

02

122ξ µ τ µ τ τ µ τ τ τ= + − + − −⎡

⎣⎢⎤⎦⎥( ) ( ) ( ) (14-19)

Nước va pha thứ nhất thường xảy ra ở TTĐ có cột nước cao (thường H ≥ 150 - 250 m).

Hình 14-7. Sơ đồ nước va pha thứ nhất và pha giới hạn. Nước va pha giới hạn Trong quá trình đóng mở turbine , áp lực nước va tăng dần và đạt gía trị lớn nhất vào pha cuối (hình 14-7,b), tức là , gọi là nước va pha giới hạn. Để thành lập công thức tính áp lực nước va pha giới hạn ta dùng nghiệm (14-18) viết cho pha thứ (m -1) và pha m như sau:

maxξ ξ= m

maxξ maxξ ξ= m

m mm

ii

m− −

−

=

−+ = − − ∑1 1 0

1

1

21

21

τ ξ τξ

µ µξ (*)

m mm

ii

mτ ξ τ

ξ

µ µξ1

21

01

1+ = − − ∑

=

− (**)

Từ hình (14-7,b) ta thấy có thể coi và lấy hai vế tương ứng của (*) và (**)

trừ cho nhau ta có:

m m− ≈1ξ ξ

( )m m mτ τ ξµξ− + = −−1 1

1.

ộ chênh độ mở tương đối

m Coi quá trình đóng mở theo quy

luật tuyến tính thì đ ∆ τ τ τ= − = =−m mf

s s

tT

LcT12

từ đây suy

ra ∆ τµ ξ ξ1 + =m m = σ ξ ξ1 + =m m (***).

Ở đâyσ τ µ= = =∆ . max max22 0 0

LcT

cQgF H

LVg H Ts s

là hệ số đặc trưng quán tính đường

ống. Giải phương trình (***) ta được áp lực nước va giới hạn:

mξσ

σ σ= ± + 42( ) 2

(14-20)

ức trên, dấu (+) tương ứng với đóng, dấu (-) tương ứng với mở turbine. N ớc va pha giới hạn th Phán đ Để xá ) và (14-20)

nh ra, sau đó l ối lượng tính á ta có thể thành lập công thức gần đúng cho hai pha trên rồi so sánh chúng để tìm ra

tiêu chuẩn phán đoán nước va rơi vào pha nào rồi dùng công thức thích hợp để tính.

Trong công thư ường xảy ra ở TTĐ có cột nuớc thấp.

a nước va oán phc 9 định áp lực nước va lớn nhất ta dùng hai công thức (14-1ấy trị số lớn hơn trong hai công thức. Tuy nhiên để giảm khtí

to n

Khi tính toán gần đúng coi 1 12

+ ≈ +ξξ

theo khai triển gần đúng Taylo, vậy

công thức nghiệm nước va cuối pha thứ nhất (14-16) là:

206

1 1 011

2τ ξ τξ

µ+ = − → 1

10

112 2τξ

τξ

µ( )+ = − → + = − =1

1 0 121ξ

τµ

τ τ( ) ∆τ

→ =+

=− +

=+ −1

1 0 0

21

21

21

ξτ µ

µ τσ

µ τ τσ

µ τ σ∆

∆.

( ) (14-21)

Cũng tương tự gần đúng cho nước va pha giới hạn ta có:

mξσσ

=−2

2 (14-22)

- Điều kiện xảy ra nước va là pha thứ nhất khi: > hay ;

- Điều kiện xảy ra nước va là pha giới hạn khi: < hay 1ξ mξ µ τ0 1<

1ξ mξ µ τ0 1> . Như vậy để xác định áp lực nước va lớn nhất, trước tiên ta dùng các công thức

trên để phán đoán pha, nếu rơi vào pha thứ nhất thì dùng công thức (14-19) để tính còn nếu rơi vào pha giới hạn thì dùng công thức (14-20) để tính.

Chú ý rằng: các công thức tính ở trên phù hợp với turbine xung kích, tuy nhiên đối với turbine phản kích, quy luật đóng mở phức tạp giữa độ mở và lưu lượng không theo quy luật tuyến tính. Do vậy tính toán trên chỉ là gần đúng, để tính đúng xin xem phần tính theo phương pháp đồ giải. Trong phương pháp giải tích, nhà khoa học người

v o cá công số ệu chỉnh để đề cập đến quy luật đóng mở của turbine phản kích như sau: Nga G.I. Kriptrenko đưa thêm à c thức (14-21) và (14-22) hệ hi

10

21 2

ξσµ τ σ

=+ −b( )

(14-21')

m bξ

σσ

=−2

2 (14-22')

Trong đó, hệ số hiệu chỉnh b lấy như sau: .Trường hơp đóng turbine: b = 0,7 - ( nS/1000);

+ 1,1 - (nS/600). h n nước va trong ống phức tạê úng ta đã xét phương pháp tính toán áp l a trong đường ống

đơn giản, trong đó các đặc trưng của nước va là c,

.Trường hợp mở turbine: b 3. Tín toá p Phầ tr n ch ực nước v

µ σ, không thay đổi theo chiều dài ống và ống không có rẻ nhánh, trong thực tế thuỷ điện khi chiều dài đường ống dài, cột nước cao cần phải thay đổi đường kính, chiều dày thành ống, thậm chí vật liệu làm ống và cuối đường ống lại phân nhánh vào các tổ máy ... với mục đích về kinh tế. Đường ống phức tạp là ống có các đặc trưng nước va và kích thước thay đổi theo từng đoạn ống. Trong thực tế thường có hai dạng ống phức tạp hay gặp sau: - Đường ống có đường kính giảm dần từ trên xuống, không rẽ nhánh; - Đường ống có đường kính giảm dần từ trên xuống và córẽ nhánh.

Việc tính toán chính xác loại đường ống này rất phức tạp, phương pháp giải tích thường ta đưa về đường ống đơn giản tương đương có các đặc trưng trung bình c V, , ,µ σ , ...và vẫn dựa vào các công thức ống đơn để tính gần đúng.

Hình 14-8. Sơ đồ tính nước va ống phức tạp và vẽ biểu đồ áp lực nước va dọc ống. * Trường hợp 1: đường ống có chiều dày δ , đường kính D và vật liệu làm ống

thay đổi theo chiều dài ống, không rẽ nhánh (hình 14-8,a) có n đoạn ống như hình. Ta đưa về ống đơn giản tương đương có các đặc trưng sau:

207

max

max .V

V L

L

i ii

n

ii

n=∑

∑

=

=

1

1

; cL

Lc

ii

n

i

ii

n=∑

∑

=

=

1

1

; µ =c V

g Hmax

2 0; σ =

∑=

ii

n

s

L V

g H T

. max1

0; f

ii

n

tL

c=

∑=

21

Có các đặc trưng trung bình trên thay vào các công thức của ống đơn ta sẽ tính ra áp lực nước va của đường ống phức tạp cần tìm. * Trường hợp 2:ống có rẽ nhánh (hình 14-8,a'): Để tính áp lực nước va trong ống có rẽ nhánh về ống không rẽ nhánh có đặc tính thay đổi, giữ nguyên các đoạn ống chính và cắt bỏ đoạn ống nhánh cụt, các nhánh song song thay bằng một đoạn ống duy nhất. Ghép các đoạn ống nhánh lại trên cơ sởbảo toàn chiều dài và tổng diện tích ống nhánh, bảo toàn tốc độ truyền sóng c trên các nhánh. Ví dụ trên (hình 14-8,a') cần xác định áp lực nước va khi thay đổi độ mở turbine số 1 và 2 khi turbine số 3 đóng hoàn toàn ( ống nhánh số 3 là nhánh cụt) thì sơ đồ tính toán chuyển thành trường hợ đương có chiều dài L1 và diện tích 2F1, tốc độ truyền sóng c = c1 (với hai ống nhánh như nhau). Sau đó ta tính như đã trình bày ở trường hợp 1. 4. Vẽ biểu đồ áp lực nước va dọc theo tuyến ống

ống. Do vậy mực l không trừ tổn thất cột nước (hình 14-

8,b). Mục đích vẽ biểu đồ áp lực nước va âm là kiểm tra xem biểu đồ này có chỗ nào

chạm vào ống (tức chỗ ấy có chân không trong ống). Nếu chạm thì tốt nhất là hạ chiều cao ống xuống dưới biểu đồ hoặc xử lý bằng đai cứng để bảo đảm ổn định thành ống.

c m g bể áp lực lấy MNC và có trừ tổn thất cột

Để vẽ biểu đồ áp lực nước va dọc ống ta trải đường ống theo chiều dài. Tại mặt cắt cuối ống (A-A) ta tính trị số nước va dương

p 1, nhưng ở đây đoạn ống nhánh tương

Mục đích của việc vẽ biểu đồ áp lực nước va (+) lớn nhất là để xác định áp lực nước (bao gồm cột nước tĩnh cộng với áp lực nước va) tại các mặt cắt nước ở hồ hoặc bể áp ực phải lấy MNDBT và

Do vậy mực nước hồ hoặ ực nước tronnước (hình 14-8,b).

+ ∆HA và nước va âm − ∆HA , còn tại . Coi như áp lực nước va dọc ống phân bố theo quy luật

hân bố áp lực nước va trải dọc theo ống. C, A-A, B-B ta được biểu đồ áp lực nước

dọc ình 14-8,b). Trường hợp có buồng điều m tương tự và thể hiện biểu đồ áp lực nước va như (hình 14-8,∂).

thực tế sự phân bố áp uộc vào đặc tính ường à ở ban đầu của CCHD h oi phân bố áp lực

theo đường thẳng là gần đúng. Thực tế, nếu trạng thái nước va là pha thứ nhất thì quy luật phân bố áp lực nước va dọc ống là đường cong lõm, còn trạng thái pha giới hạn thì lại gần đường thẳng, như đường cong nét đứt trên (hình 14-8,δ).

IV. 2 Tín n nước va bằng phươn Như trên đã thấy phương pháp giải tích chỉ phù hợp với turbine xung kích mà không thích hợp đầy đủ đối với turbine phản kích, bởi lẻ ở turbine phản kích lưu lượng qua turbine trong quá trình chuyển tiếp rất phức tạp, nó phụ thuộc vào nhiều yếu tố như đặc tính độ mở của cánh hướng dòng, phụ thuộc vào vòng quay, vào góc xoay trong turbine cánh quay ..v.v... Những yếu tố này không thể hiện được bằng toán học mà bằng đường đặc tính tổng hợp chính - xây dựng trên cơ sở thí nghiệm. Ngoài ra, dùng phương

B = 0mặt cắt B-B sát hồ ∆Hđường thẳng, ta nối hai đầu ta được biểu đồ pCó trị số áp lực tại các vị trí đặt lên mặt cắt C-va ống (h áp ta cũng là

Chú ý rằng lực nứơc va dọc ống phụ thđ ống v độ m ay van kim, do vậy thực tế c

X . 3. h toá g pháp đồ giải

0a

208

209

pháp đồ giải không những xác định được trị số áp lực nước va lớn nhất mà còn có thể vẽ được sơ đồ áp lực nước va ở bất cứ tiết diện nào trên đường ống đơn lẫn ống phức tạp. Nhờ khả năng đa năng của nó nên phương pháp đồ giải được sử dụng phổ biến. Sau đây trình bày nội dung tính toán của phương này. Để tính toán đồ giải ta vẫn sử dụng các hệ phương trình nước va mắc xích tương đối (14-13) và (14-14), vẫn sử dụng điều kiện ban đầu , cần xây dựng lại điều kiện biên tại A-A cho phù hợp với turbine phản kích. 1. Chọn toạ độ trường và biểu diễn các nhóm phương trình mắc xích Căn cứ vào nhóm phương trình truyền sóng nghịch (14-13) và thuận (14-14):

θ θ θ

nBθξ = 0

ξ ξθn µnB

nA

nBv v= −+ +( ) ( )( )1 12

θ

A − (14-13)

ξ ξ µθ θ θnB

nA

nB

nAv v− = − −+ +( ) ( )( )1 12 (14-14)

biểu thị quan hệ giữa và v , do vậy ta chọn hệ trục toạ độ trường như hình (14-9): ξ

Hình 14-9. Biểu diễn phương trình mắc xích trên hệ trục ~ v.

i n là đường thẳng đi qua hai điểm có toạ

ξ

Nhận thấy mỗ hóm phương trình đềuđộA vA A( , )ξ và óm phương trình sóng nghịchB vB B( ,ξ .) Nh (14-13) là đường thẳng

à m α m phương trình sóng thuận (14-14) là

T

là trục ho nh ột góc (có tgα = 2µ); nhóm vớiđường thẳng làm với trục hoành một góc có tgα = - 2µ. Do vậy khi giải, nếu biết một điểm trên đường có thể dựa vào điều kiện ban đầu hay biên nữa là có thể xác định được điểm kia. rước hết ta cần biểu diễn điều kiên biên tại A-A là độ mở tương đối

τ ξ= f v( , ) trên hệ toạ đô, trong đó τ =a

(tbin phản kích) hay a max

τ =F

(tb. gáo) Fmax

2. Biểu diễn các đường đồng độ mở τ ξ= f v( , ) trên hệ trục a. Đường đồng độ mở vẽ cho turbine xung kích:

v = τ 1 + ξ . Để vẽ các Theo điều kiện biên tại A: công thức (14-15): đường ng τ ξ= f v( , )đồ , ta định trư ịớc các giá tr τ = 0 - 0,2 - 0,4 - 0,6 - 0,8 -1. Mỗi độ mở τ

giả thiết các giá trị và dùng công thứ h ra tương ứng các v. Như vậy với ta c (14-15) tín ξ

210

c m ξ= f v( , ) (hình 14-9,b). Chú ý rằng các đường τ mỗi độ mở τ ta vẽ đượ ột đường τđều đi qua điểm có to (0, -1) vì vớạ độ i các τ nhưng khi ξ = -1 thì v = 0. Còn vớ = 1

b. Đ

i τkhi v = 1 thì ξ = 0 nên đường τ = 1 đi qua điểm có toạ độ (1, 0).

ường đồng độ mở vẽ cho turbine phản kích: Để vẽ các đường đồng độ mở τ ξ= f v( , ) cho turbine phản kích ta sử dụng đường đặc tính tông hợp chính của turbine. Đổi trục 1'n sang trục ξ v ục 1

'Q sang v qua lập bảng 14-1 sau đây:

à tr

Bảng 14-1. Tính toán để vẽ các đường đồng τ ξ= f v( , ) τ = a a/ max 1 . . . 0,2 a a= ⋅τ max . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10'n 10'n 10'n

1'n

ξ =⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ −10

1

21

'

'nn

1'Q

10'Q 10

'Q 10'Q

vQQ

= +1

101

'

' ξ

Tính chuyển đổi từ sang 1'n ξ : từ công thức 11'n

n DH

= = n D

H1

01( )+ ξ (*); khi

chưa có nước va thì 101

0'n

n DH

= (**) . Khai triển (*) và (**) để hai vế của chúng đều

ằng câ( )n D12 ,b n bằng hai công thức và rút ra công thức chuyển đổi: ξ =

⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ −10

1

21

'

'nn

;

Tính chuyển uy dẫn của turbine đổi từ 1'Q sang v: Từ công thức q

Q Q D H= 1 12' = 1 1

201' ( )H+ ξQ D ; lưu lượng lớn nhất nhưng chưa có nước va

Q Q D Hmax'= 10 1

20 . Lập tỷ số v

QQ=

max, rút ra công thức chuyển: v

QQ

= 1

101

'

' ξ +

Từ hai công thức chuyển đổi ξ =⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ −10

1

21

'

'nn

và vQQ

= +1

101

'

' ξ ta tiến hành tính

toán bảng (14-1) như sau theo các bước sau: - Dòng 1: định các độ mở tương đối: τ = 1 - 0,8 - 0,6 - 0,4 - 0,2 - ... - Có độ mở cánh hướng dòng lớn nhất trên đường đặc tính turbine, tính ra

độ mở a theo công thức ghi trong bảng (dòng 2); maxa

211

- Định các trị số (dòng 3) và tra được các ương ứng (hình 14-10,a), ghi vào dòng 5; tính ra các tương ứng (ghi vào dòng 4); tương ứng tính ra các v (dòng 6).

1'n 1'Q t

ξ

Hình 14-10. Tra đường đặc tính tổng hợp chính của turbine. Từ kết quả tính ở bảng (14-1) các cặp v, ξ ứng với từng độ mở a. Vẽ được các đường đồng độ mở τ ξ= f v( , ) trên hệ trục đối với turbine phản kích (hình 14-10,b). 3. Đồ giải đối với ống đơn giản a. Đồ giải trường hợp giảm tải

Trước tiên ta lấy trường hợp giảm tải từ đầy tải đến đóng toàn bộ turbine để xét (từ 0 1τ = đến cτ = 0)

Hình 14-11. Đồ giải khi từ đầy tải đến đóng toàn bộ.

212

- Trước tiên định ra quy luật đóng turbine τ = f t( ) , từ quy luật này tiến hành vẽ các đường đồng độ mở τ ξ= f v( , ) với các 0 1τ = , 2tτ , 4tτ , 6 0t =τ như hình (14-11).

- Tính tgα = và vẽ tam giác cân có hai góc ± 2µ ±α lên bên cạnh hệ trục toạ độ ξ ~ v (hình 14-11). - Dựa vào điều kiện biên và ban đầu để xác định các điểm: tại thời điểm ở A

có toạ độ điểm it

sẽ i i iA v( , )ξ , tại B cũng có toạ độ điểm , như vậy từng thời

điểm ta biết được trị số áp lực nước va tương đối ứng với . Xác định các điều kiện biên, điều kiện ban đầu trước khi đồ giải. Tại đầu thời đoạn t = 0, lúc này chưa xảy ra nước va nên

i i iB v( , )ξ

iξ iv

0 0 1A Bv v= = vậy hai điểm 0 01 0 1 0A B( , ) ( , )≡ , sau nửa pha t = l/c sóng truyền từ A đến B và vì cuối thời điểm i gần B nên vận tốc tại B chưa đổi nên

t= l/c nước va mới tớtB Av v= =0 1 . Do vậy ba điểm 0 01 0 1 0A B( , ) ( , )≡ ≡ tB ( , )1 0 . Vậy ta

xác định được ba điểm trên hệ trục ξ ~ v. Áp dụng các phương trình truyền sóng mắc xích (14-13) và (14-14) cùng với các điều kiện biên cụ thể để giải như sau: + Để xác định áp lực nước va cuối pha thứ nhất tại A ( 2t

Aξ ) tức là tìm điểm

2t 2t 2tA vA A( ,ξ ) ta viết phương trình truyền sóng thuận từ A đến B sau:

tB A

tB Av vξ ξ µ− = − −2t 2t2 ( ) .

Phương trình này là đường thẳng đi qua điểm ) ã biết và làm với trục hoành

ột gót t

BtBB v( ,ξ đ

m c −α và điểm 2t 2t 2tA vA A( , )ξ cần tìm 2tA l. Điểm ại thuộc điều kiện biên tại A là

. Vậy điểm 2tτ 2tA là giao diểm của đường thẳng đi qua ) và đường .

+ Xác định điểm ) , viết phương trình sóng nghịch từ B đến A:

t tB

tBB v( ,ξ 2tτ

3t 3t 3tB vB B( ,ξ

2t 3t 2t 3t2A B A Bv vξ ξ µ− = −( ) Điểm nằm trên đường thẳng đi qua điểm 3tB 2tA và làm với trục hoành một góc α và

nằm trên trục hoành (vì ). Vậy từBξ = 0 2tA kẻ đường thẳng trên và cắt trục hoành ta được điểm ần xác định. + Cũng bằng cách này ta tiếp tục xác định được các điểm

3tB c

4 5t 6 7t t tA B A B, , , , ... Nếu không kể tổn thất thì các điểm cứ giao động , tuy nhiên do có tổn thất nên chúng sẽ tắt dần quanh gốc toạ độ. Nối các điểm A tại ta được đường biểu diễn áp lực nước va dương tại mặt cắt A-A.

Nhận xét chung: * Từ biểu đồ ta thấy Sau khi đóng kín turbine trong ống có phát sinh nước va

âm, có khả năng sinh chân không làm bẹp đường ống. * Phương pháp đồ giải còn có khả năng xác định áp lực nước va tại một mặt cắt

bất kỳ của đường ống. Ta hãy lấy ví dụ xác định áp lực nước va ở mặt cắt D-D nằm ở giữa đường ống. Vì D-D ở giữa ống nên thời gian truyền sóng từ A đến D và từ D đến B đều là 0,5t. Ta tiến hành đồ giải đê xác định áp lực nước va tại D như sau:

Đầu thời đoạn ta cũng có điểm ; thời điểm 0,5t cũng có Vậy các điểm

0 1 0D ( , ) 0 5t 1 0, ( , )D .

0 5t0 0 0,D D B A Bt≡ ≡ ≡ ≡ ta đặt chúng lên hệ trục (hình 14-11). Tiến hành đồ giải như sau:

213

+ Tìm điểm tA , nó là giao điểm của của phương trình sau:

0 5t 0 5t2, ,( )DtA D

tAv vξ ξ µ− = − −

và điều kiện biên . Từ ẻ đường thằng này (nét đứt) gặp được tτ 0 5t,D k tτ tA . + Tìm điểm , nó là giao điểm của hai đường :

1 5t,D

tA D

tA Dv vξ ξ µ− = −1 5t 1 5t2, ,( )

được điểm tB D

tB Dv vξ ξ µ− = − −1,5t 1,5t2 ( ) , 1 5t,D ≡ tA

+ Tìm điểm , nó là giao điểm của dường:

và trục hoành. + Tìm điểm , nó là giao điểm của hai đường sau:

2tB

1,5t 2t 1,5t 2t2D B D Bv vξ ξ µ− = −( )

2,5tD

2t 2,5t 2t 2,5t2A D A Dv vξ ξ µ− = −( )

+ Tìm điểm

2t 2,5t 2t 2,5t2B D B Dv vξ ξ µ− = − −( )

3tA , nó là giao điểm của đường:

2,5t 3t 2,5t 3t2D A D Av vξ ξ µ− = − −( ) và điều kiện biên 3tτ . + Tiếp tục như trên ta tìm được các điểm 3,5t 4 4 5t 5tD B D At, , ,,

ng biểu diễn áp lực nướự truyền sóng nướ

, ... Nối các điểm D lại với nhau (đường nét đứt) ta được đườ c va dương tại mặt cắt D-D. Tìm các điểm ở trên theo trình t c va sau:

0 0 5t 1,5t 2t 2,5t 3t 3,5tD D A D B D A Dt→ → → → → → →, ... * Chú ý ở trên ta vừa xét cách đồ giải cho trường hợp đóng từ đầy tải đến đóng toàn bộ, từ đó suy ra các trường hợp đóng sua đây: - Đóng từ đầy tải ( ) đến độ mở cuối nào đó (0 1τ = cτ > 0 ) (hình 14-12,a) ; - Đóng từ chưa đầy tải ( 0 1τ < ) đến đóng hoàn toàn ( cτ = 0 ) (hình 14-12,b); - Đóng từ chưa đầy tải ( 0 1τ < ) đến độ mở nào đó ( cτ > 0 ) (hình 14-12,c) .

Hình 14-12. Một số trường hợp đồ giải và cách đồ giải.

214

iệc tiến ành giả đối vớ ặt c ương tự chỉ có khác là chọn điều ki

b. Đồ giải trường hợp tăng tải Tiến hành đồ giải trường hợp tăng tải cũng tién hành tương tự, chỉ khác là thao tác từ trái sang phải và bên dưới trục hoành. Sau đây trình bày cách đồ giải cho trường hợp tăng tải từ độ mở ban đầu ( ) đến độ mở cuối (

V h đồ i i m ắt A-A cũng tện ban đầu từ và điều kiện biên thích hợp với từng trường hợp.

0 0τ > cτ < 1 ) , quy luật mở tương đối như hình vẽ (14-13). Dựa vào quy luật mở τ = f t( ) ta vẽ các diều kiện biên tại A-A như hình vẽ. Vẽ tam giác cân có góc ±α . Xác định các điểm theo điều kiện ban đầu tại A và B ta có 0 0 0 00 0A v B vA B( , ) ( , ) ≡ ≡ t t

BB v( ,0 ) vì 0 0A B

tBv v v= = .

Hình 14-13. Đồ giải trường hợp tăng tải. + Tìm áp lực nước va cuối pha thứ nhất, điểm

2t 2t 2tA vA A( , )ξ là giao điểm của:

phương trình : tB A

tB Av vξ ξ µ− = − −2t 2t2 ( ) và 2tτ . Ta xác định được 2tA .

+ Tìm điểm , nó là giao điểm của phương trình đường:

3t 3t 3tB vB B( , )ξ

2t 3t 2t 3t2A B A Bv vξ ξ µ− = −( ) và trục hoành (vì + Và cứ tiếp tục cách như vậy ta sẽ lần lượt xác định các điểm

Bξ = 0) .

4 5t 6t tA B A, , ... giao động xung quanh có toạ độ ( . Nối các điểm A lại ta có đường biểu diễn trị số áp lực nước va âm tương đối tại điểm mặt cắt A-A. Nhận xét: Qua đồ thị ta thấy trường hợp tăng tải sóng nước va yếu dần. Hình thức yếu dần này theo hai khả năng: + Mang tính chu kỳ lúc (-) lúc (+) (xem hình vẽ); + Tắt dần không chu kỳ (không sinh nước va (+) 4. Đồ giải đối với ống có đặc tính thay đổi dọc ống

Lấy ví dụ dồ giải cho đường ống (hình 14-14,a) có hai đoạn DB và DA, tương

cv , )0

ứng có kích thước như hình vẽ và các thông số max max, ,DBv ,DA DB DAv c c , đoạn DB có DBµ nên có tg DBα µ= ± 2 , còn đoạn DA có tg DAβ µ= ± 2 tương ứng

ta vẽ hai tam giác ngược với các góc ± α cho đoạn BD và góc ±β cho đoạn DA xem

hình vẽ (14-14,b). Quy luật đóng τ = f t( ) cho ở hình (14-14,a). Thời gian truyền sóng ADt s= 0 2, , thời gian truyền sóng DBt s= 0 4, , thời gian đóng hết turbine sT s= 1 6, .

Hình 14-14. Đồ giải áp lực nước va ống có đặc tính thay đổi dọc ống. Xác định các điều kiện ban đầu là: tại B-B luôn có nên các điểm B đều nằm trên trục hoành. Các điểm 6

Bξ = 0 0 0 0 0 2 0 2 0A B D D B B≡ ≡ ≡ ≡ ≡, , , và có toạ độ (1, 0).

Điều kiện biên tại A-A là τ ξ= f v( , ) đã vẽ trên hình (14-14,a). Tiến hành đồ giải:

+ Tìm điểm 0 4 0 4 0 4, , ,( , )A vA Aξ , nó là giao điểm của phương trình đường thẳng:

0 2 0 4 0 2 0 42, , , ,( )D ADA

D Av vξ ξ µ− = − − và biên 0 4 0 75, ,=τ → điểm 0 4,A

+ Tìm điểm , nó là giao điẻm của hai đường thẳng sau: 0 6 0 6 0 6, , ,( , )D vD Dξ

0 4 0 6 0 4 0 62, , , ,( )A DDA

A Dv vξ ξ µ− = −

+ Tìm điểm

0 2 0 6 0 2 0 62, , , ,( )B DDB

B Dv vξ ξ µ− = − − → được điểm 0 6,D .

+ Tìm điểm 1 1 1B vB B( , )ξ , nó là giao điểm của trục hoành và đường thẳng;

0 6 1 0 6 12, ,( )D BDB

D Bv vξ ξ µ− = − được điểm 1B .

0 8 0 8 0 8, , ,( , )A vA Aξ nó là giao điểm của phương trình đường thẳng:

215

0 6 0 8 0 6 0 82, , , ,( )D ADA

D Av vξ ξ µ− = − − và biên 0 8 0 5, ,=τ → được điểm 0 8,A .

a hai phương trình đường thẳng: + Tìm điểm 1 1 1D vD D( , )ξ , nó là giao điểm củ

0 6 1 0 6 12, ,( )B DDB

B Dv vξ ξ µ− = − −

2 ( )0 8 1 0 8 1, ,A D

DAA Dv vξ ξ µ− = − → được điểm 1D .

+ Tìm điểm 1,2 1,2 1,2A vA A( , )ξ , nó là giao điểm của phương trình đường thẳng:

2D

216

1 1,2 1 1,2A D A

AD v vµ− = − − và 1,2 0 25= ,ξ ξ ( ) 1,2A . → được điểm τ

+ Tìm điểm 1,4D vD D( , )ξ , nó là giao điểm giữa hai đường thẳng: 1,4 1,4

1 1,4 1 1,42B DDB

B Dv vξ ξ µ− = − −( )

21,2 1,4 1,2 1,4A D A Dv vDAξ ξ µ− = −( ) → được điểm 1,4D .

+ Tìm điểm 1,6 1,6 1,6A vA A( , ξ ) , nó là giao điểm giũa phương trình:

1,4 1,6 1,4 1,62D ADA

D Av vξ ξ µ− = − −( ) và biên 1,6A . → được điểm c = 0τ

+ Và cứ thế ta lần lượt xác định các điểm tiếp theo. Nối các điểm A ta được ường biểu diễn áp lực nước va tại A-A, nối các điểm D lại ta có đường biểu biễn áp lực ước va tại D-D.

Chú ý: Khi viết phương trình truyền sóng giữa A và D phải thời đoạn là 0,2 s, hi viết phương trình truyền sóng giữa B và D phải lấy thời đoạn là 0,4 s.

5. Đồ giải đối với ống phân nhánh Ta xét ống phân nhánh (hình 14-15,a) gồm hai nhánh AD' và CD''', với trường

ợp mặt cắt C đóng từ đầu và trong suốt quá trình không mở, đầu ống A đóng mở theo uy luật á = f(t) (hình vẽ) và dựa vào quy luật này vẽ được điều kiện biên tại A là các . Các điều kiện khác gồm có: ξ = =0 0 D luôn có điều kiện :

q q'' =Lập ba hệ toạ độ

đn k hq c ττ B Cv, , tại

D D D D D Dq v v v' ''' ' ' ' ' ' '+ ⇒ = + ξ τ~ ~v cho riêng ba đoạn ống : AD', CD''', D''B với các

thông số AD CD D B''' ' ' và các góc ' , ,µ µµ ±α tương ứng (xem hìmh 14i như sau:

-15,b). Sau đó tiến hành đồ giả Trên đoạn AD': Trước khi đóng (mở) thì điểm 0 0 0A vA A( , )ξ trùng với điểm D'

ở thời đoạn 1 s là 1 1 1D vD D' ( , )' 'ξ tại v = 1, nghĩa là: 0 0 1 1 0A D D≡ ≡ ' ( , ) .

+ Sau 2 s (tức 1 pha) ta có điểm 2 2 2A vA A( , )ξ là giao của phương trình đường:

1 2 1 22D AAD

D Av v''

'( )ξ ξ µ− = − − và điều kiện biên 2τ , → được điểm 2A .

+ Tìm điểm ) sau thời gian 3s , nó nằm trên đường đi qua 3 3 3D vD D' ( ,' 'ξ 2A :

2 3 2 32A DAD

A Dv vξ ξ µ− = −''

'( )

và một đường nữa chưa biết, cần phải phải xét thêm đoạn ống khác nữa để xác định. Trên đoạn CD''': Ở trạng thái ban đầu (tức là sau 2sec) khi ở A thay đổi thì ở C

chưa thay đổi, nên 2 0Cξ = còn 2 0Cv = (vì van C đóng) vậy điểm 2 0 0C ( , ) .

217

CD v vξ µ− = −' ' ' ( ) đi qua điểm Nhưng chưa xác định.

Trên đoạn BD'': Các điểm có cùng toạ độ (1, 0): 3

Điểm 3 3 3D vD D''' ( , )'' ' ' ' 'ξ sau 3sec là giao điểm của phương trình đường thẳng: C D C D''' '' '

2C . 3D'''2 3 2 32ξ

0 1 2B B B B≡ ≡ ≡ .

Sau 3sec điểm nằm trên đường thẳng đi qua điểm sau:

Điểm ũng chưa được xác định. 3 3 3D vD D'' ( , )'' ' 'ξ 1B

1 3 1 32B DBD

B Dv vξ ξ µ− = − −' '' '

' '( ) . 3D'' c

Hình 14-15. Đồ giải nước va ống rẽ nhánh.

Cần tìm ba điểm trên: 3D' , 3D'' và 3D''' . Ta đã có ba phương trình chứa ba

Ở đây ta dựa vào điều để giải

nếu số a thoả mãn điều kiện thì giả thiết đúng. Vậy các điểm , được xác định và ta đồ giải tiếp.

+ Tìm điểm

điểm trên, cần tìm thêm một điều kiên nữa để xác định chúng. iện tạ D D D' '' '' 'ξ ξ= và k i điểm giao D của ba ống: 3ξ = 3 3 3 3 3

D D Dv v v'' ' ' ' '= +

theo các bước sau: - Giả thiết 3 3 3D D D' '' ' ' 'ξ ξ ξ= = = a ( là một giá trị nào đó);

- Thay số a vào các phương trình trên để tìm ra các D D Dv v v' '' ' ' ', , , 3 3 3

3 3 3D D Dv v v'' ' ' ' '= +

3D' 3D'' , 3D'''Trên đoạn AD':

4 4 4A vA A( , )ξ , nó là giao điểm của phương trình sau:

3 4 3 42D AAD

D Av v''

'( )ξ ξ µ− = − − và biên 4τ .

218

+ Tìm điểm ) nó là giao điểm của phương trình sau: 5 5 5D vD D' ( ,' 'ξ

4 5 4 52A DAD

A Dv vξ ξ µ− = −''

'( ) đi qua điểm 4A và cần một điều kiện nữa mới

m đượ

' ' ' (vì ).

, )''' ξ , nó nằm trên đường thẳng đi qua điểm và

còn một điều kiện nữa sẽ xét sau. Trên đoạn BD'':

'' ( , )'' ' 'ξ

t điều kiện nữa đẻ tìm điểm

. Ta đã có ba phương trình chứa ba chúng. Ở đây ta dựa vào điều

i

trình trên để tìm ra các ' ' ,

điều kiện thì giả thiết đúng. được xác định và ta đồ giải tiếp.

Và cách tiến hành tương tự như trên ta lần lượt xác định các điểm tiếp theo như ình (14-15,b). Nối các điểm A với nhau, nối các điểm D lại ta được các đường biểu

Qua các công thức tính toán nước va chúng ta có thể nhận thấy những yếu tố có ảnh hưởng đến trị số của áp lực nước va sau đây: - Áp lực nước tăng khi vận tốc dòng chảy trong đường ống tăng; - Chiều dài đường ống càng lớn thì áp lực nước va càng lớn; - Đường kính ống càng nhỏ thì vận tốc càng lớn và áp lực nước va sẽ lớn; - Thời gian đóng mở turbine càng ngắn thì áp lực nước va càng lớn; - Áp lực nướcva phụ thuộc vào quy trình đóng mở turbine; - Vận tốc truyền sóng nước va có ảnh hưởng lớn đến trị số nước va. Dựa vào những yếu tố trên ta sẽ tìm biện pháp làm giảm áp lực nước đường ống. XIV. 3. 2. Các biện pháp giảm áp lực nước va đường ống Đối với lĩnh vực thiêt kế công trình thuỷ điện ta chú trọng giảm áp lực nước va theo hướng phương hướng: giảm chiều dài đường ống, tăng thời gian đóng mở turbine

, tăng đường kính ống. Còn quy trình điều chỉnh turbine do nhà chế tạo máy thuỷ lực đảm nhận. Ta đề cập đến phương hướng công trình sau:

tì c điểm D' , ta phải xét đoạn ống sau. 5Trên đoạn CD''':

C C+ Tìm điểm 4 4 4C v( , )ξ , nó là giao giữa phương trình đi qua điểm 3D''' :

3 4 3 4CD''' ( )− với trục tungD'''

2D C'''ξ ξ µ− = − D Cv v Cv = 0

+ Tìm điểm D vD5 5''' ( 5 4C

+ Tìm diểm 5 5 5 , nó nằm trên đường thẳng đi qua điểm 3B sau:

3 5 3 52B DBD

B Dv vξ ξ µ− = − −' '' '

' '( ) . Còn mộ

D vD D

5D''

Cần tìm ba điểm trên: 5D' , 5D'' và 5D'''điểm trên, cần tìm thêm một điều kiên nữa để xác địnhkiện tại điểm giao D của ba ống: D D D' '' '' 'ξ ξ ξ= = và D D Dv v v'' ' ' ' '= + để giả5 5 5 5 5 5

theo các bước sau: - Giả thiết 5 5 5D D D' '' ' ' 'ξ ξ ξ= = = b ( là một giá trị nào đó);

phương 5 5 5D D Dv v v' '' ', , - Thay số b vào các

5 5 5D D Dv v v'' ' ' ' '= + nếu số b thoả mãn

Vậy các điểm 5D' , 5D'' , 5D'''

hdiễn quá trình áp lực nước va tương đôi của các mặt cắt.

XIV. 3. BIỆN PHÁP GIẢM ÁP LỰC NƯỚC VA TRONG ỐNG XIV. 3. 1. Các yếu tố ảnh hưởng đến trị số áp lực nước va trong đường ống

sT

sT

219

1. Biện pháp giảm chiều dài đường ống: khi đường ống dài có thể rút ngắn chiều dài ống chịu nước va bằng cách tạo mặt thoáng trên đường ống có áp khi xây buồng điều áp (BĐA) trên đường ống. Lúc này chỉ đoạn ống có áp từ BĐA đến turbine mới chịu áp lực nước va. Vấn đề này sẽ được nghiên cứu ở chương XV sau. 2. Biện pháp tăng thời gian đóng mở turbine: Trong việc nghiên cứu quy trình đóng mở turbine từ từ ta đã thấy cùng với việc kéo dài thời gian đóng mở, phản sóng nước va sẽ xoá bớt áp lực nước va làm giảm trị số nước va gián tiếp và loại trừ hiện tượng nước va trực tiếp trong ống. Tuy nhiên cũng cần thấy rằng việc tăng cũng có giới hạn ví nếu tăng thời gian nhiều vì sẽ làm thay đổi vòng quay của turbine quá trị số quy định của điều kiện ổn định hệ thống điện và độ ền tổ máy. Vấn đề này sẽ được đề cập rõ ở phần " Tính toán bảo đảm điều chỉnh tổ

máy thuỷ lực". 3. Biện ệc tăng ở

ên để g nước còn có thể: lắp đặt van tháo không ở uồng

mô men cản, phần năng lượng thừa (hoặc thiếu) sẽ sẽ làm cho vòng quay tổ áy tăng lên (hoặc giảm) so với vòng quay định mức làm thay đổi tần số và điện áp của

lưới điện (tần số lưới điện chỉ cho phép thay đổi không vượt quá

sT

sT sT

b

sT pháp giảm tốc độ thay đổi vận tốc dòng nước : Ngoài vitr giảm tốc độ thay đổi vận tốc dònb xoắn turbine để khi đóng turbine một phần lưu lượng sẽ được tháo bỏ xuống hạ lưu mà không qua BXCT, do vậy mà dù CCHD đóng nhành nhưng vận tốc dòng nước trong ống vẫn thay đổi chậm. Ở turbine gáo người ta dùng thiết bị tách dòng để cắt phần nước thừa khỏi vào BXCT để van kim đóng từ từ giảm áp lực nước va trong vòi phun. 4. Tăng đường kính hay kích thước ngang đường ống: Việc tăng đường kính ống cũng tức là giảm vận tốc dòng nước trong ống, làm giảm lực quán tính dòng nước. Tuy nhiên biện pháp này làm tăng giá thành xây dựng, do vậy phải thông qua so sánh kinh tế dể chọn đường kính ống, như đã được trình bày ở chương đường ống áp lực. XIV. 4. TÍNH TOÁN BẢO ĐẢM ĐIỀU CHỈNH TỔ MÁY THUỶ LỰC XIV. 4. 1. Ýnghĩa và nhiệm vụ tính toán bảo đảm điều chỉnh tổ máy thuỷ lực Công suất của trạm luôn thay đổi theo biểu đồ phụ tải, do vậy cơ cấu hướng dòng hoặc van kim luôn phải điều chỉnh nhanh chóng để đảm bảo công suất phát ra cân bằng với phụ tải. Do đóng mở nhanh sinh ra hiện tường nước va uy hiếp đến an toàn của đường ống và thiết bị turbine. Mặt khác, khi thay đổi phụ tải do khả năng nhạy cảm của CCHD hoặc van kim không thể tức thời do vậy làm phá vỡ sự cân bằng giữa mô men quay vàm

± ÷0 1 0 2, ,ớ

đầy tải sang dệ thống điệ

Hz so với trị số định mức), không đam bảo chất lượng cấp điện. Khi vòng quay quá l n còn làm mất độ bền của máy, đặc biệt nguy hiểm là quá trình cắt tải từ ừng đột ngột khi có sự côt (lưu lượng turbine từ Qmax xuống Q = 0). Để h n làm việc an toàn và ổn định thì thời gian đóng mở ấy nhỏ sẽ có lợi, tuy nhiên nhỏ sẽ làm cho áp lực nước va tăng lên làm cho độ an toàn của đường ống và turbine s giảm. Vậy, nhiệm vụ của tính toán bảo đảm điều chỉnh tổ máy thuỷ lực là khi thiết k Đ cần xác định thời gian đóng mở turbine hoặc các biện pháp khác sao cho vòng quay của tổ máy và trị số áp lực nước va lớ t do điều chỉnh turbine phải nằm trong giới hạn cho phép. Phần trên ta đã biế định trị số áp lực nước va tương đối lớn nhất

sT l sTẽ

ế TTsT

n nhất cách xác

maxξ , nếu gọi độ tăng số vòng quay tương đối lớn nhất là maxmaxβ =

−n nn

0

0 (trong

220

đó là vòng quay lớn nhất, là vòng quay định mức) thì tiêu chuẩn tính toán bảo đảm điều chỉnh tổ máy là:

maxn 0n

maxξ < và [ ]maxξ [ ]max maxβ β≤ (14-15) Các giá trị cho phép lấy sơ bộ theo tiêu chuẩn ở bảng (14-2) sau đây:

Bảng (14-2). Trị số áp lực nước va lớn nhất cho phép

H (m) > 100 100 - 40 < 40

[ ]maxξ 0,15 - 0,3 0,3 - 0,5 0,5 - 0,7

Các trị số cho phép khi cắt toàn bộ phụ tải nằm trong phạm vi: 0,3 - 0,4. Khi đường ống ngắn hay TTĐ có vị trí quan trọng trong hệ thống thì có thể lấy nhỏ hơn. Trường hợp đặc biệt có thể lấy ≥ 0,5 song phải có luận chứng xác đáng. Trị số

sẽ được trình bày cụ thể hơn ở phần tiếp sau đây. Khi thiết kế TTĐ, các cơ quan thiết kế công trình và nhà máy chế tạo turbine, máy phát điện phải phối hợp tính toán để định ra thời gian đóng mở turbine, mô men đà của máy phát, số vòng quay lớn nhất có thể xảy ra trong vận hành, trị số áp lực nước va trong ống ... sao cho đầu tư vào đường ống kinh tế và đảm bảo an toàn vận hành tổ máy.

1. Thành lập công thức tính

quy luật giảm công suất theo đường thẳng thì:

0N

ST∫

[ ]maxβ

[ ]maxβ

[ ]maxβ

XIV. 3. 2. Tính toán xác định độ thay đổi vòng quay tổ máy Giả sử ở một thời điểm nào đó công suất turbine là N0 bằng phụ tải lức đó là P0. Sau đó phụ tải giảm xuống P1 còn công suất turbine phải qua một thời gian TS mới giảm

đến trị số N1 , vì vậy công sản ra sẽ thừa một lượng là ( )0 1N N dtST

−∫ , lấy gần đúng 0

12

02

( )0 1N dt− ≅ 0 12−N N

TS = J2

(14-16ω ω−

)

Hình 14-16. Quá trình thay đổi công suất khi đóng mở turbine.

Trong đó: 00

30ωπ

=.n

- tốc độ góc ứng với vòng quay định mức n0 (ứng với N0)

11

30ωπ

=.n

là tốc độ góc ứng với vòng quay n1 (khi công suất là N1).

221

J = i iG Dg

G Dg

. 2 2

4 4∑

=

ủa các bộ phậc coi là một khối (m)).

là mô men quán tính của vật quay (trong đó G

là tổng trọng lượng c n quay (kG), D - đường kính quán tính khi tất cả các bộ phận quay đượ gọi là mômen đà của các bộ phận quay, khi tính toán vì mô men đà của BXCT turbine nhỏ nên chỉ tính với rô to máy phát. Thay các trị số trên vào công thức (14-16) và rút gọn ta có:

2GD

( ) ( ) →0 12 2

12

02

3600N N TG D

g n nS− = −π

∆ ∆N TG D

g n n nS = +2 2

036002

π( ) ∆

(trong đó đặt: ∆ N N N= −0 1và ∆ n n n= −1 0 ). Biến đổi vế phải, sẽ có dạng:

∆∆ ∆

N TG D

g nn

nn

nS = +2 2

02

0 036002

π( ) (14-17)

Đặt β =∆ nn0

gọi là trị số tương đối của độ chênh tạm thời vòng quay, vậy (14-

7) viết lại là: 1

∆N TG D2

2πg n +03600

2 β β( ) (1S = 4-18) 2

Do công suất N tính bằng kW (1kW = 102 kGm/s) còn mô men đà máy phát điện GD2 tính theo T.m2 (1T.m2 = 1000 kGm2), g = 9,81 m/s2.Vậy công thức (14-18)là:

102∆N TG D

g nS = +1000

36002

2 202.

( )π

β β (14-19)

Giải phương trình (14-19) và biện luận chọn nghiệm ta β ta có : - Trường hợp giảm tải:

β = + −1364

1∆N TS 2

02G D n

(14-20)

- Trường hợp tăng tải:

β = − −1 1364

202

∆N TG D n

S (14-21)

2. Hiệu chỉnh kết quả tính β Các công thức tính (14-20) và (14-21) đều là gần đúng do khi thành lập công thức đã không xét đến một số nhân tố ảnh hưởng đến β , vì vậy chúng có sai số trong khoảng (20 - 30) %, nên chúng chỉ được dùng trong tính toán sơ bộ. Để trị số đúng β hơn cần đưa thêm vào các công thức trên các hệ số sau: *β β η ξ= ⋅ Các hệ số trên có ý nghĩa và cách xác định như sau:

- Hệ số xét đến sự phụ thuộc thực tế của công suất turbine vào độ mở cánh hướng dòng và g đặc tính tổng

⋅ ⋅ ⋅k k k kdt pt (14-22)

vòng quay turbine. Sự phụ thuốc này biểu thị qua đườn

hợp chính của turbine. Được xác định theo công thức sau:

η εk = (a) 1

αm1 β+

222

Ở đây : mn

nα = −( )max 1 ; trong đó maxn là vòng quay cực hạn của turbine khi

0cắt toàn bộ phụ tải máy phát mà độ mở turbine chưa thay đổi.

Nếu không biết số vòng quay cực hạn này thì mα có thể lấy gần đúng như sau: + Đối với turbine phản kích: m snα = +0 0016 350, ( ) ; + Đối với turbine xung kích: mα = 0,8. ε = 0,55 dùng cho turbine xung kích hoặc phản kích có tỷ tốc sn <150 ε = 0,45 dùng cho turbine phản kích thông thường ( sn = 200 - 300 ); ε = 0,35 dùng cho turbine phản kích có tỷ tốc lớn. - Hệ số xét đến độ nhạy của thiết bị điều tốc, trong thực tế điều tốc khởi động chậm trễ so với sự thay đổi phụ tải, thời gian chậm trễ ∆T = 0,15 - 0,3 sec:

dtkT

= +1 2sT

∆ (b)

- Hệ số xét đến ảnh hưởng của nước va làm thay đổi cột nước, ảnh hưởng công suất của turbine:

ξα

αξk

tT

tT

m

m

f

s

f

s= +

+− +

⎡

⎣⎢

⎤

⎦⎥1

0 5 13

12,( ) ) . max (c)

- Hệ số xét đến ảnh hưởng của sự thay đổi phụ tải trong quá trình điều chỉnh. Hệ số này phụ thuộc vào hàng loạt yếu tố, như tính chất của các nguồn điện, công suất và loại TTĐ khác cùng làm việc trong hệ thống điện ... Trị số bao giờ cũng nhỏ hơn 1 vì có hiện tượng tự điều chỉnh phụ tải, nghĩa là phụ tải tự ơi tăng lên một chút khi giảm tải (vì số vòng quay và tần số tăng khi giảm tải) ho m đi một chút khi tăng tải. Ngoài ra còn vì khi bỏ phụ tải hiện tăng số vòng quay không những bị mô men đà của tổ máy ấy cản trở mà còn bị cản trở bởi mô men đà củ ng máy điện khác trong hệ thống điện nữa. Trong t toán để an toàn lấy = 1 ứng với trường hợp c tải toàn bộ khi có sự cố. 3. Một số quy định về trị số giới hạn

ptk nó hặc giả

a nhữptk

maxβ trong tính bảo đảm đc tổ máy Trị số thường lấy ứng với chế độ cắt tàon bộ phụ tải, do nhà máy chế tạo cho trước. Nếu không có số liệu thì có thể lấy như sau: - Đối với TTĐ sau đập có đường ống dẫn thì

maxβ

maxβ = 0,4; - Đối với TTĐ ngang đập: maxβ = 0,25 - 0,3; - Đối với TTĐ có máy phát nhỏ, vòng quay lớn: maxβ ≤ 0,50; - Đối với TTĐ có turbine cánh quay: maxβ ≤ 0,3;

ng dẫn, công suất nhỏ: maxβ ≤ 0,70 - Đối với TTĐ đườ

maxβ - Trường hợp nhậ tải đột ngột từ 0 đến đầy tải thì = 0,50. Tuy nhiên điều này hiếm có vì chỉ có thể tăng trong thời gain từ 15 - 30 sec chứ không thể trong 2, 3 sec, nhất là đối với turbine cánh quay có công suất lớn. Do đó để tránh phức tạp cho công trình và giá thành xây dựng cao, nên thường chấp nhận maxβ > 0,5. - Trường hợp cắt giảm phụ tải khi máy ph không chạy hết công suất thì: + Giảm từ 75 % công suất đến 0 thì: β = 0,65 maxβ + Giảm từ 50 % công suất đến 0 thì: β = 0,45 maxβ

+ Giảm từ 25 % công suất đến 0 thì: β = 0,25 maxβ

Chương XV: BUỒNG ĐIỀU ÁP XV. 1. CÔNG DỤNG VÀ NGUYÊN LÝ LÀM VIỆC CỦA BUỒNG ĐIỀU ÁP

Như đã trình bày ở chương XIV, một trong những biện pháp giảm áp lực nước va trong đường ống áp lực có chiều dài lớn là xây dựng buồng điều áp (BĐA). Khi có

n - BĐA - ống turbine. Buồng điều áp dùng để bảo vệ đường dẫn nước áp lực khỏi nước va, làm giảm trị số áp

c nước va trong ống turbine và cải thiện việc điều chỉnh công suất của turbine thủy

mặt BĐA sẽ tạo thành hệ thống dẫn nước áp lực: đường dẫ

lựlực.

Hình 15-1. Sơ đồ bố trí BĐA và sơ đồ làm viêc của BĐA.

1- cửa lấy nước; 2- BĐA thượng lưu; 3- đường dẫn áp lực; 4- vị trí đặt BĐA có lợi về nước va; 5- ống turbine; 6- nhà máy ; 7- BĐA hạ lưu; 8- đường tháo áp lực; 9- giếng thông khí.

223

224

ng BĐA là hằng số quán tính của đường ống Tl xác định

Việc cần thiết phải xây dựng BĐA hay không tùy thuộc vào chiều dài đường dẫn

hoặc đường tháo nước có áp (đối với TTĐ ngầm) và tốc độ dòng chảy trong ống. Chỉ tiêu chung để đặt vấn đề xây dự

theo công thức: ∑=

ng giảm được á

được đặt gần trực tiếp ở cửa ra của ống xả. Hình (15-1,b) trình bày sơ đồ nguyên lý làm việc của buồng điều áp thượng lưu.

BĐA sẽ làm việc khi lưu lượng của đường ống áp lực thay đổi, có liên quan đến thay đổi công suất turbine. Khi phụ tải giảm, cơ cấu hướng dòng đóng bớt, lưu lượng trong ống dẫn turbine đột ngột giảm từ lưu lượng đầu (Qđ) đến lưu lượng cuối (Qc). Lúc nầy do quán tính, nước phía đường dẫn vẫn chảy về và làm dâng mực nước trong BĐA. Ở chế độ ổn định khi lưu lượng trong đường dẫn ( Qđd ) cân bằng với lưu lượng trong đường ống turbine ( Qtb ) thì mực nước trong BĐA nằm thấp hơn mực nước hồ một đoạn bằng tổng của tổn thất cột nước và cột nước lưu tốc: Zđ . Từ mực nước này, sau khi giảm tải mực nước sẽ dâng lên và đạt đến mực nước cao nhất nào đó Zm1 rồi bắt đầu hạ đến mực nước Zn1. Quá trình giao động tiếp theo sẽ tắt dần và ổn định ở vị trí Zc thấp hơn mực nước ở hồ tương ứng với chế độ ổn định mới của Qtb.Nếu đóng hoàn toàn độ mở turbine với Qtb = 0 thì mực nước cuối cùng trong BĐA sẽ ổn định bằng cao trình mực nước hồ.

Khi tăng tải, lưu lượng tăng từ Qđ đến Qc > Qđ, lúc này do đường dẫn ở xa chưa kịp tăng lưu lượng cho kịp với yêu cầu do vậy ống dẫn turbine sẽ lấy nước từ BĐA, làm cho mực nước trong BĐA hạ xuống và hạ xuống đến trị số cực tiểu nào đó Zn1 rồi sau đó ổn định ở cao trình đáp ứng phụ tải mới, thấp hơn mực nước hồ một đoạn Zc. XV. 2. CÁC LOẠI BUỒNG ĐIỀU ÁP Việc hình thành các loại buồng điều áp trong thực tế phải thoả mãn ba yêu cầu căn bản sau đây: bảo đảm trạm thuỷ điện làm việc ổn định, nhanh chóng tắt giao động mực nước trong BĐA, bảo đảm khối lượng xây dựng nhỏ. Những yêu cầu này có liên quan đến sự làm việc của hệ thống đường dẫn - ống turbine và các thiết bị liên quan. XV. 2. 1. Các loại buồng điều áp BĐA có thể chia làm bốn loại cơ bản sau (hình 15-2) sau đây:

=n

1i i

i

0

maxl F

LH.g

QT . Nếu Tl > 3÷6 s thì cần thiết xây dựng Buồng điều

áp. (trong đó Li, Fi là chiều dài, diện tích đoạn ống thứ i. H0 là cột nước tỉnh của trạm).

Tuy nhiên quyết định cuối cùng của việc xây BĐA hay không phải qua tính toán so sánh kinh tế kỹ thuật giữa BĐA và các biện pháp chống nước va khác thay thế BĐA.

Vị trí BĐA càng gần turbine thì đường ống turbine càng ngắn, do vậy càp lực nước va trong ống. Bởi vậy người ta mong muốn đặt BĐA càng gần nhà

máy càng tốt (vị trí 4 trong hình 15-1,a). Tuy nhiên điều đó sẽ có thể dẫn đến làm tăng chiều cao BĐA. Để giảm chiều cao BĐA, thường đặt nó ở phía trên chỗ gập của tuyến (vị trí 2) ống áp lực. Trên đường tháo nước có áp quá dài của TTĐ ngầm, BĐA hạ lưu

225

1. Buồng điều áp viên trụ BĐA loại trụ (sơ đồ I): có mặt cắt ngang không đổi. Buồng loại này được sử dụng khi trạm thủy điện có cột nước thấp, xây lộ thiên trên mặt đất. Ở cửa vào buồng hầu như cột nước lưu tốc bị tổn hao, gây nên tổn thất phụ về năng lượng. BĐA viên trụ có nhược điểm tắt sóng chậm và khối lượng lớn. 2. Buồng điều áp có cản phụ BĐA loại có cản phụ (sơ đồ II hình 15-2): khác với loại hình trụ đơn giản ở trên, người ta đưa vào vị trí nối tiếp giữa đường dẫn áp lực và bể một kết cấu cản thủy lực có dạng mặt cắt co hẹp hoặc hình thức khác (như lưới, lỗ cản, màn cản). Ở chế độ làm việc ổn định cản phụ không làm việc do vậy cột nước lưu tốc ở cửa vào BĐA không bị mất. Ở chế độ làm việc không ổn định, trên cản phụ xuất hiện sự chênh áp lực gây nên việc tắt nhanh giao động trong BĐA và giảm biên độ giao động mực nước trong bể áp lực. Tuy nhiên do có cản phụ làm cho áp lực nước va trong ống turbine tăng so với không có cản phụ, thậm chí áp lực nước va còn lấn sang đường dẫn áp lực trước buồng điều áp. Loại này cũng được xây dựng lộ thiên, làm bằng kim loại hoặc bêtông cốt thép và dùng cho TTĐ cột nước vừa và thấp. Đây cũng là loại hay được dùng.

Hình 15-2. Các loại buồng điều áp.

1 - BĐA loại trụ. 2- BĐA loại có cản. 3- BĐA loại hai buồng . 4- BĐA loại vi sai. 5- BĐA hơi nén 3. Buồng điều áp buồng

hỏ nối buồng ên và buồng dướ. Buồng trên có tác dụng trữ nước khi giảm tải và buồng dưới có tác

dụng bổ sung nước vào ống turbine khi tăng tải của các tổ máy.. Trong những điều kiện

vớnước lớ vào buồng trên và tháo qua đập tràn để giảm khối lượng xây dựng buồng điều áp. Loạ g tốt. Nó được sử ụng hợp lý với TTĐ cột nước cao với BĐA đặt ngầm dưới lòng đá chắc và khi

BĐA loại hai buồng (sơ đồ III ): gồm một giếng đứng tiết diện ntr

đó, khi giảm tải một lượng nước lớn được trữ vào buồng trên của bể. Buồng trên có thể làm ở dạng giếng đào hở (xem hình 15- ), i kết cấu này khi ngắt tải sẽ có một lượng

ni BĐA này có khả năng phản sóng tốt, tắt giao động nhanh, ổn định són d

hệ thống dẫn nước áp lực dài. 4. Buồng điều áp vi sai

226

tăng áp lực không khí, còn khi tăng tải mực nư giảm và áp lực không khí giảm. Loại BĐA khí nén có đặc điểm là phần trên của nó có thể đặt thấp hơn mực nước thượng lưu, điều này đôi khi là có lợi cho việc bố trí các công trình.

Loại buồng điều áp nửa khí nén (sơ đồ VI): loại này có đặt lỗ nhỏ thông khoảng không gian phía trên của buồng với khí trời. Khi làm việc ở chế độ ổn định thì áp lực mặt nước thoáng trong buồng bằng lực khí trời và khi mực nước tăng thì áp lực tăng còn khi mực nước hạ thì áp lực giảm. Việc thay đổi áp lực này tạo khả năng giảm kích thước của buồng điều áp. Cần lưu ý rằng BĐA nửa khí nén luôn phải đặt cao hơn mực nước hồ, đó là điểm khác biệt với loại BĐA khí nén. XV. 2. 2. Kết cấu buồng điều áp Các giải p

- Phải đảm bảo cho nó làm việc an toàn ở mọi chế độ làm việc không ổn định.

BĐA vi sai (sơ đồ IV, hình 15-2): đây là loại kết hợp đặc tính của loại hai buồng và loại có cản, nó gồm ống lớn bao ngoài và ống nhỏ nằm bên trong ống lớn. Ống nhỏ ối vớin đường dẫn và ống turbine bằng đoạn ống đứng ngắn. Ở đáy ống trong khoét

những lổ, qua những lổ đó nước từ bể vào ống turbine khi tăng tải. Sự làm việc của các lổ này khi tăng tải giống như sự làm việc của nút cản trong BĐA có cản. Khi giảm tải, nước nhanh chóng dâng qua đỉnh ống trong và tràn vào khoảng giữa hai ống. Lượng nước tháo qua lổ cản lúc nầy không lớn. Khi tăng tải, mực nước trong ống trong nhanh chóng hạ xuống tạo nên độ dốc đo áp lớn trong đường dẫn áp lực làm tăng lưu lượng trong đó. Do chênh lệch mực nước giữa các ống, nước từ ống ngoài qua các lổ chảy vào ống dẫn turbine. BĐA vi sai thường được dùng trong trường hợp khi điều kiện địa hình không cho phép dùng loại hai buồng, cần phải xây dựng BĐA vi sai bằng thép hoặc bêtông cốt thép xây nổi trên mặt đất.

Ngoài bốn loại buồng điều áp cơ bản đã trình bày ở trên, đôi khi còn có thể dùng loại buồng khí nén và nửa khí nén sau đây:

Loại buồng điều áp khí nén (sơ đồ V) : Trên măt nước là khoảng không gian kín được giữ một áp lực khí tương đối cao, áp lực nước ổn định khi chế độ làm việc là ổn định. Khi giảm tải, mực nước trong buồng dâng lên làm

háp kết cấu BĐA đảm bảo ba yêu cầu sau:

- Kết cấu buồng điều áp phải chọn đơn giản; - Phải đảm bảo việc xây dựng BĐA đưa lại lợi ích cho các công trình và thiết bị

khác của Trạm thuỷ điện về mặt kinh tế . Nếu có điều kiện thì cố gắng xây dựng BĐA trong đá cứng chắc để giảm vật liệu

xây dựng, tuy nhiên dối với đập đất thì thường chọn BĐA loại tháp nổi trên mặt đất. Sau đây chúng ta xem xét một số kết cấu BĐA đã được xây dựng trên thế giới. Trạm TĐ Aphure ở Ma rốc (hình 15-3) có N = 92MW, giao động cột nước trong

Hình 15-3. Buồng điều áp của TTĐ Aphure

khoảng 228÷235m, Q = 48m3/s , tunel áp lực đường kính 4m, dài 10,5km. BĐA loai trụ có cản, đường kính 30 m cao 26 m. Buồng điều áp được nối với đường ống áp lực qua đoạn n

va không vượt quá trị số áp lực trong đường dẫn khi mực nước trong BĐA lớn nhất, b

trụ dâng lên rất chậm, và tắt sóng lâu (sau TS = 10s mà mực nước chỉ dâng được có 0,5m). Mực nước dâng tương đối nhỏ, khoảng 4,52m là nhờ đường kính buồng lớn và hệ số sức cản lớn. Trạm TĐ Inguri ở Nga (hình 15-4).Hồ lấy nươc sâu 90m, đường dẫn dài 15,3km

ối có chiều cao 7,1m đường kính 4m. Chỗ tiếp giáp đường dẫn và đoạn nối bố trí màng cản có đường kính d = 1,95m. Mực nước dâng cực đại trong buồng so với mực nước hồ cao nhất khi giảm tải là = 4,52m.

Trong điều kiện ở đây có đường dẫn dài, chọn BĐA kiểu buồng sẽ kinh tế hơn, tuy nhiên do điều kiện địa hình nên BĐA chỉ có thể đặt lên phía trên cách nhà máy 2 km, do vậy kéo dài đường ống turbine làm tăng áp lực nước va uy hiếp công trình. Ở đây thiết kế với hệ số sức cản làm cho nước va nhảy sang cả đường dẫn, tuy vậy áp lực nước

ởi vậy trị số sức cản lớn đã được bù đắp. Ở đây đường kính BĐA 30m qúa lớn vượt qúa yêu cầu ổn định sóng. Mực nước trong

Hình 15-4. Buồng điều áp của TTĐ Inguri.

227

228

1- giếng điều áp; 2- buồng trên; 3- tunel đường dẫn; 4- cầu công tác; 5- đường hầm thi công; 6- ống turbine; 7- bêtông cốt thép; 8- màng xi măng; 9- áo thép; 10- cuối áo thép; 11- đường;

12- tường bêtông; 13- tường chắn bêtông cốt thép; 14- rãnh chắn đá núi. đường kính tunel 9,5m. Với điều kiện này chọn BĐA loại buồng có tràn là hợp lý. Giao động cột nước của trạm từ 445 - 325m, lưu lượng tính toán là 460m3/s khi vận tốc 6,6 m/s. Theo điều kiện ổn định chọn đường kính BDA là 20m. Giếng BĐA nối với đường dẫn qua đoạn ống ngắn có đường kính bằng đường kính giếng. Chỗ nối tiếp này tạo nút cản có hệ số cản ξ = 2. BĐA này là loại chỉ có một buồng trên với sức chứa khi giảm tài đến độ mở không tải các turbine (ứng với lưu lượng không tải là 40 m3/s) là 60000m3

Điều này cho phép giảm thể tích buồng trên 30000m3. Do không có buồng dưới nên khi tăng tải thể tích nước trong giếng đứng sẽ đảm nhận. BĐA nằm trong các lớp đá vôi chặt. Buồng trên được thông với mặt đất tạo điều kiện thi công theo các phương pháp giảm giá thàễnây dựng . Trạm TĐ Pređasô ở Italia (hình 15-5), có công suất 10,4 MW, một tổ máy, cột nước tính toán 184 m, đường hầm dài10,6 km có đường kính 2,14 m, lưu lượng 12 m3/s.

a) Cắ qua BĐ dưới. 1- đường dẫn; 2- ống turbine; 3- buồng trên; 4- buồng dưới; 5- ống thông khí; 6- giếng đứng; 7- đập tràn;

8- lỗ tràn nước từ buồng trên; 9- dầm của palăng xích; 10- thông khí; 11- van ống turbine.

Sử dụng BĐA loại hai buồng cao 79m, buồng trên có dung tích 550m3, ngăn dưới có dung tích 243m3, nối giữa chúng là giếng đứng có đường kính 3m. Ngăn trên có trần bằng bêtông cốt thép, dưới trần đặt ray của pa lăng xích và cung cấp khi vào buồng bởi ống 5. Để giảm tải trọng tác dụng lên trần của buồngtrên khi đột ngột thay đổi mực nước tr ng turbine đóng

Hình 15-5. Buồng điều áp của TTĐ Pređsô. t A; ) Bình đô bố trí; b) Cắt qua buồng trên; c) Cắt qua buồng

ong buồng người ta bố trí thông khí 10. Khi cửa van 11 ở đầu ố

229

nhanh, theo giếng đứng để vào buồng trên. Việc tháo nước buồng trên qua bốn lỗ tràn. Từ BĐA đưa nước về nhà máy qua ống turbine có đường kính 1,9m và dài 385m.

Trạm TĐ Đenicon đến năm turbine theo những đường ống turbine riêng dài 314m có đường kính 6m. Trạm có cột nước giao động từ 22,7÷39,5m, tương ứng có lưu lượng giao động từ 157÷200m3/s. Hằng số quán tính Tl = 5,7÷7,8s do vậy tuy chiều dài đường dẫn không lớn vẫn phải xây dựng

không khí sẽ theo ống 5 có đường kính 80cm đặt dọc

ở Mỹ (hình 15-6). Nước được dẫn

Hình 15-6. Buồng điều áp của TTĐ Đenicon

BĐA hoặc đặt thiết bị tháo không tải. Đây là loại BĐA có cản phụ được đặt trực tiếp trước nhà máy và ống áp lực hoàn toàn được bảo vệ khỏi bị nước va. Vị trí BĐA bố trí như thế rất lý tưởng đối với TTĐ có cột nước thấp. BĐA làm bằng thép có đường kính 17,3m mỗi tháp, cao 29m và được đặt trên móng bêtông. Đoạn ống nối giữa tháp và đường dẫn có đường kính 6m và đặt màng cản có đường kính 5,06m tạo nên nút cản. Tuy vậy ều.

h 15-7,b) sẽ hợp lý hơn, và trên phần trần đường hầm xả bố trí màng cản dạng đục lỗ để tắt nhanh giao động

cần thấy rằng nếu thay BĐA bằng thiết bị tháo không tải ở đây sẽ rẻ hơn nhi Trên đây là các BĐA thượng lưu nhà máy. Trên các TTĐ ngầm , khi đường tháo nước từ ống xả về hạ lưu có áp và chiều dài lớn thì có thể xây dựng BĐA hạ lưu ngay sau cửa ra ống xả. Diện tích mặt cắt ngang của BĐA hạ lưu được chọn dựa vào điều kiện làm việc ổn định của TTĐ, còn chiều cao của BĐA chọn xuất phát từ giao động mực nước khi giảm hoặc nhận tải với sự tính toán giao động mực nước ở hạ lưu. Ví dụ như BĐA hạ lưu của Trạm TĐ Xupic ở Ghinê (hình 15-7,a). BĐA ở trạm này xây dựng có chiều cao vừa đủ giao động mực nước hạ lưu. Nếu giao động mực nước hạ lưu thấp nên chọn hình thức tăng chiều dài của buồng vài trăm mét (hìn

230

ực nưm ớc trong BĐA. Khi đường xả dài và giao động mực nước hạ lưu lớn thì ở cửa ra của đường hầm sử dụng BĐA hạ lưu kiểu có cản hoặc kiểu buồng.

Hình 15-7. Buồng

Hình a) TTĐ Xupichi: 1-điều áp hạ lưu kiểu trụ ở đường tháo TTĐ Xupichi.

ống turbine; 2- nhà máy ; 3- BĐA hạ lưu; 4- đường hầm tháo nước.

- Trên TTĐ đường dẫn ngắn và cột nước không lớn, khi hằng số quán tính từ Tl ≥ 4(s) thì loại BĐA có cản là loại kinh tế hơn cả. Tuy nhiên chọn loại BĐA nào phải qua so sánh kinh tế để chọn. XV. 3. PHƯƠNG TRÌNH VI PHÂN CƠ BẢN CỦA BUỒNG ĐIỀU ÁP

b) Buồng điều áp hạ lưu: 1- BĐA; 2- màng cản (kết cấu cản); 3- giếng thông khí.

XV. 2. 3. Lựa chọn loại buồng điều áp Việc lựa chọn loại BĐA tính đến những yếu tố sau: chiều dài đường dẫn và chiều dài đường tháo nước, lưu lượng turbine, độ thay đổi cột nước, điều kiện địa hình địa chất ở nút trạm và độ giao động mực nước thượng lưu. Chọn BĐA theo hướng sau: - Khi đường dẫn kéo dài và chiều sâu tháo hồ lớn, cột nước tương đối lớn thì loại BĐA kinh tế nhất là loại buồng. Giếng đứng của loại này có kích thước mặt cắt ngang nhỏ, gần với kích thước mặt cắt ngang của đường dẫn, lượng nước tích cơ bản chủ yếu ở buồng trên với độ cao lớn, do vậy việc tắt giao động vận tốc trong đường dẫn sẽ nhanh . - Cùng với việc giảm cột nước thoả mãn yêu cầu ổn định làm việc của TTĐ thì diện tích mặt cắt ngang của BĐA yêu cầu tăng và kiểu BĐA cần có dạng trụ. Tuy nhiên BĐA loại trụ không phải là loại công trình kinh tế (mặt dù nó hay được dùng) vì cột nước vận tốc ở chỗ tiếp giáp giữa BĐA với đường dẫn gần như mất hoàn toàn. Vì vậy để cải thiện kết cấu BĐA hình trụ người ta đưa vào nút cản thuỷ lực. - Khi điều kiện địa hình - địa chất và điều kiện địa hình ở nút trạm bất lợi cho việc dùng BĐA loại buồng trong khối đá đào (do phải kéo dài ống turbine, làm tăng nước va trong ống turbine) thì nên dùng loại BĐA có cản thay thế. Để cải tiến loại BĐA có cản, người ta làm mặt cắt ngang tăng dần theo chiều cao để duy trì áp lực nước không đổi ở cuối đường dẫn trong giai đoạn dâng mực nước.

231

Để xác định kích thước BĐA và áp lực nước trên đường dẫn và ống turbine chúng ta cần phải xác định được giao động mực nước trong BĐA ở chế độ làm việc không ổn định của nó. Trước tiên ta lập các phương trình giao động mực nước trong nó. XV. 3. 1. Phương trình động lực học Cho sơ đồ ống áp lực có buồng điều áp dẫn nước đến turbine như hình (15-8,a). Giả thiết rằng nước không nén được và thành ống dẫn tuyệt đối cứng, áp lực tác động lên mặt nước thoáng của BĐA bằng áp suất khí trời, mặt cắt ngang của đường dẫn trong trường hợp tổng quát được chia ra một số đoạn như hình vẽ.

Hình 15-8. Sơ đồ tính toán để lập phương trình.

Phương trình Becnully đối với dòng chất lỏng không ổn định giữa hai mặt cắt trước cửa lấy nước A-A và mặt nước thoáng B-B của BĐA viết như sau:

∫++α

+γ

+=α

+γ

+2

1tt

2BB

BB

2AA

AA

fdL

dtdQ

g1h

g2VpZ

g2VpZ (*)

Trong đó: là tổng tổn thất cột nước trên đoạn giữa các mặt cắt;

∫2

1 fdL

dtdQ

g1 là cột nước quán tính trong hệ thống "đường dẫn - BĐA".

Các ký hiệu còn lại thể hiện qua hình vẽ. Gọi diện tích diện tích mặt cắt ngang các đoạn là f1, f2, gọi diện tích mặt cắt ngang BĐA là F, cột nước quán tính viết:

∫∫ += LL 22

11 +

F (**)

Trong công thức (**): Qbda là lưu lượng qua BĐA. Vì quán tính của khối nước

dLdQdV1dV1dLdQ1 bda2

dtdtgdtgfdtg 1

trong BĐA nhỏ, nên trong vế phải công thức (**) bỏ qua thành phần thứ ba. Gọi Z là chiều cao xác định mực nước trong BĐA, theo hình vẽ (15-8) thì:

Z = BAA

ZZp−+

γ; từ công thức (*) và (**) bỏ qua thành phần thứ ba, ta rút ra công

thức tính Z như sau:

Z = htt + 22

11 L

dtdV

g1L

dtdV

g1

+ (15-1)

Việc đưa vào phương trình động lực học (15-1) chiều dài và tiết diện các đoạn ường dẫn khác nhau làm phức tạp tính toán, để đơn giản người ta dùng đường dẫn

đ

232

trong đường dẫn V) thay cho đường dẫn ph"tương đương" (có chiều dài L , tiết diện f , vận tốc

ức tạp ở trên. Chiều dài đường dẫn tương đương có thể xác định được khi sử dụng sự cân bằng giữa các thành phần quán tính của đường dẫn thực với các thành phần quán tính của đường dẫn tương đương, như sau:

fLdV1fL

dV1LdV1L

dV1212

21

1 +=+ , từ đây ta códtgfdtgfdtgdtg 21

:

ffL

fL

L2

2

1

1td ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+= (***)

Đưa các yếu tố của đường dẫn tương đương vào phương trình (15-1) và biến đổi ta nhận được kết quả cuối cùng của phương trình động lượng (15-2):

)tttd

hZ(Lg

dtdV

−= (15-2)

Trong đó: htt là tổng tổn thất cột nước từ công trình lấy nước đến BĐA bao gồm: tổn thất cục bộ ở cửa lấy nước khi thay đổi mặt cắt đường dẫn, tổn thất cột nước do ma sát dọc đường dẫn, tổn thất cột nước ở chỗ tiếp giáp BĐA với đường dẫn. Nếu đường dẫn có tiết diện không đổi thì chiều dài L = Ltd

XV. 3. 2. Phương trình liên tục Nghiên cứu tại nút nối tiếp giữa đường dẫn - BĐA - ống turbine (hình 15-8,b), theo định luật liên tục của dòng chảy thì lưu lượng qua turbine (QT) sẽ bằng lưu lượng nước từ đường dẫn (Qd) cộng (hoặc trừ) lưu lượng từ BĐA (Qbda) chảy ra, nghĩa là:

QT = Qd + Qbda , hay viết cụ thể sẽ là:

QT = f V + FdtdZ

Chọn trục Z có chiều (+) như hình (15-8,a) hướng từ trên xuống và xét dấu của vận tốc

dòng nước trong BĐA ( tức dtdZ ) cuối cùng ta có phương trình liên tục sau:

FfVQ

dtdZ T −= (15-3)

Trong đó: F là tiết diện BĐA (m2), f, V lần lượt là tiết diện và vận tốc dòng chảy trong đường dẫn. Dựa vào hai phương trình vi phân cơ bản (15-2) và (15-3) ở trên chúng ta sẽ tiến hành tính toán mực nước trong buồng điều áp. Việc tính toán theo hai phương pháp sau: Phương pháp giải tích và Phương pháp đồ giải. Sau đây sẽ lần lượt trình bày các phương pháp tính đó theo từng loại BĐA.

XV. 4. TÍNH TOÁN THUỶ LỰC BĐA BẰNG GIẢI TÍCH

Mục đích toán thuỷ lực BĐA nhằm xác định biên độ giao động mực nước trong BĐA (mực nước cao nhất và thấp nhất) để chọn loại và kích thước của BĐA hợp lý nhất theo điều kiện kinh tế và kỹ thuật. Khi tính toán giao động mực nước cần chú ý: - Khi tính toán mực nước cao nhất trong BĐA lấy trường hợp an toàn với mực nước hồ là lớn nhất, tổn thất thuỷ lực là nhỏ nhất có thể xảy ra trong đường dẫn trong

233

trường hợp đó với hệ số nhám lấy nhỏ nhất, phụ tải giảm đột ngột từ lưu lượng lớn nhất đến lưu lượng bằng không; - Khi tính mực nước thấp nhất trong BĐA lấy mực nước hồ là mực nước chết, tổn thất thuỷ lực trong đường dẫn là lớn nhất có thể xảy ra với hệ số nhám lớn nhất với các trường hợp tăng tải sau: + Tăng công suất tương ứng với một tổ máy, nhưng không nhỏ hơn 33% công suất toàn nhà máy đối với nhà máy có công suất nhỏ hơn 30 MW; + Tăng công suất tương ứng với hai tổ máy, nhưng không nhỏ hơn 50% công suất toàn nhà máy đối với nhà máy có công suất lớn hơn 30 MW; + Tăng từ công suất nhất định đến toàn bộ công súât nhà máy, hoặc với một giá trị công suất mà nhà máy tham gia điều chỉnh tần số của mạng điện. Mực nước thấp nhất trong BĐA, để tránh không khí lọt vào turbine tối thiểu phải lấy cao hơn mép trên của ống dẫn turbine từ 2 đến 3m. Đối với BĐA hạ lưu sau ống xả thì mọi điều kiện công suất, tổn thất phải chọn ngược lại với tính toán trên của BĐA thượng lưu.

XV. 4. 1. Tính toán thuỷ lực BĐA hình trụ

1. Trường hợp không xét tới sức cản thuỷ lực Ta xét một hệ thống dẫn nước áp lực lý tưởng của TTĐ là làm việc không có tổn thất thuỷ lực và thay đổi lưu lượng tức thời. Với điều kiện đã nêu, ta bỏ qua tổn thất htt trong (15-2) và giảm công suất đến không (QT = 0) trong (15-3), ta có hai phương trình:

L

gZdtdV

= (15-2') và F

fVdtdZ

−= (15-3');

Đạo hàm phương trình (15-3') theo thời gian t và cân bằng với (15-2') ta nhận được:

0ZLFfg

dtZd2

2

=+ (15-4)

Giải phương trình (15-4), giao động Z có dạng (hình 15-9,a): Z = Z0 sin (kt + β) (15-5) Trong đó: Z0 là giao động cực đại mực nước trong BĐA so với mực nước tĩnh

của hồ; k = LFgf là tần số giao động; β là pha đầu.

Điều kiện ban đầu khi t = 0, Z = 0 và β = 0 thì: Z = Z0 sin kt (15-6)

Giao động mực mực nước trong BĐA khi không có tổn thất cột nước là giao động điều hoà không tắt (hình 15-9,a), có chu kỳ :

gfLF2

k2T π=π

= (15-7)

Để tìm (15-6) theo t:

độ giao động mực nước cực đại trong BĐA, ta đạo hàm

;ktcos.kZdtdZ

0=

sau đó lấy bình phương biểu thức vừa nhận được và (15-6), rồi cộng chúng lại, ta có:

20

22

2 ZZdZ1=+⎟

⎞⎜⎛ (*)

dtk ⎠⎝

Hình 15-9. Giao động mực nước trong BĐA

a) Giao động mực nước khi không xét tổn thất thuỷ lực: 1, 2- khi giảm hoặc tăng lưu lượng tức thời; b) Giao động mực nước khi cắt toàn bộ phụ tải có kể đến tổn thất thuỷ lực;

c) Biểu đồ để xác định mực dâng và giảm cực đại troamtron BĐA hình trụ khi đóng tức thời, toàn bộ turbine: 1- xác định mực nước Zm; 2- xác định Zn.

Biết rằng khi t = 0, Z = 0 và 0VFf

dtdZ

−= , thay vào (*) ta rút ra được:

gFLfVZ 00 −= (15-8)

Nếu lưu lượng turbine giảm tức thời từ lưu lương ban đầu (QT0 ) xuống lưu lượng cuối (QTc) tương ứng với vận tốc trong đường dẫn V0 và Vc thì mực nước dâng cực đại trong buồng điều áp sẽ là:

gFLf)VV(Z 0c0 −= (15-9)

Các công thức (15-8) và (15-9) dùng được cho cả trường hợp tăng tải khi xác định mực nước giảm trong BĐA hình trụ.

2. Trường hợp xét tới sức cản thuỷ lực a . Xét trường hợp ngắt tải: giả thiết rằng lưu lượng trong ống turbine thay đổi tức thờ ừ lưu lượng ban đầu (QT0) xuống lưu lượng cuối (QTc). Ở chế độ ổn định trước

hi ngắt tải mực nước trong BĐA thấp hơn mực nước trong hồ một đoạn Zđ (hình 15-i t

k

234

235

9,b) bằng tổng tổn thất cột nước dọc đường dẫn, cột nước cục bộ và tổn thất cột nước vận tốc tại nơi tiếp nối giữa đường dẫn và BĐA, được biểu thị theo công thức:

g2

Vg2

V)1

dL(hZ

20

20

cb0.tt0 Ψ=+ξ+λ== (15-10)

Và trong chế độ dòng không ổn định ta có tổn thất:

g2

Vh

2

tt Ψ= (15-11)

Cần thấ rằng khi giảm tải hoàn toàn QT = 0 thì từ (15-3) ta có:

y

2

2Z

dtd

fF

dtdV

−= . Khi đó: 2

2

2

tt dtdZ

gf2Fh ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛Ψ

=dtdZ

fF

−= và V

Đặt htt và dV/dt vào (15-2) ta nhận được phương trình giao động mực nước trong BĐA khi có tính đến sức cản thuỷ lực, như sau:

0ZLFfg

dtdZ

fL2F

dtd 2

2

2Z =+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛Ψ

= (15-3')

Ta ký hiệu các hằng số trong (15-3'): gL2Fk1

Ψ= và

LFfgk 2 = rồi giải phương

trình sẽ c nghiệm chung của phương trình (15-3') khi cắt toàn bộ phụ tải: đượ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

11

2Zk21

2

k21Z

kk

eCdtdZ

1 (15-12)

Dựa vào điều kiện ban đầu: khi t = 0 thì Z = h0 và 0tdt

dZ

=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ , rồi thay C1 vào (15-2), có:

1

2

2

1

k21Z

dtdZ

kk

e 01

−−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

(15-12')

Mực nước dâng cực đại trong BĐA hình trụ Zm có thể được xác định từ (15-12')

khi dZ/dt = 0. Biết rằng

10

02) k2dtk ⎠⎝=

21

Zh(k2

1hdZk−−⎟

⎞⎜⎛

2

2

120

0.tt dtdZ

kk

g2V.h ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=Ψ= , ta nhận được biểu thức Zm :

m

1

1)Zh(k2

Zk21

k21

e m01

+= (15-12'')

Đặt số hạng ở mẫu số SFk2 1

=Ψ

= , lấy lôgarit phương trình (15-12'') ta nhận

được các trị số không thứ nguyên để xác định Zm :

Lf1

SZ

SZ

1lnS

Z 0mm =⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +− (15-13)

Dựa vào phương trình (15-13) để xác định biên độ giao động mực nước cao nhất trong BĐA. Mực nước cao nhất của buồng được tính với mực nước hồ là MNDBT.

Để tiện tính toán có thể xây dựng đồ thị quan hệ S

Z~

SZ 0m (xem hình 15-9,c) để

tìm giao động cực đại mực nước trong BĐA khi tức thời giảm lưu lượng lưu lượng của turbine từ ( Q ) nào đó đến lưu lượng cuối Q = 0. Dùng đường 1 để tìm Z , còn T.0 TC mđường 2 để tìm giao động mực nước hạ Zn trong BĐA. Trong thực tế tính thấy rằng sức cản thuỷ lực trong hệ thống dẫn có ảnh hưởng rất lớn đến biên độ giao động mực nước trong BĐA, ví dụ với đường dẫn dài L = 1 km thì biên độ này có sai khác 13% , và khi L = 20 km sai khác tới 25% so với trường hợp không kể sức cản . Tác giả I.A. Trernhichin đưa ra công thức tính gần đúng khi có kể dến sức cản thuỷ lực như sau: Zm = Z0(1-0,681.ε + 0,154.ε2) (15-14) Trong đó: Z tính khi không kể đến sức cản (theo phương trình 15-9);

0

0

0.tt

Zh

=ε ; khi ε = 0÷2 thì sai số dới 2,3% so với tính chính xác.

b- Xét trường hợp tăng tải: Tăng tải với lưu lượng turbine từ lưu lượng ban đầu QT.0 lên lưu lượng cuối QT.C với trạng thái ổn định. Tính toán coi như mở tức thời, công thức xác định mực nước hạ thấp nhất trong BĐA sẽ là:

156,01){1(0 +−= nZZn nn

++

221 )1( n+ . 0

2]})1(1[ Znn εεε +++ (15-15)

236

Với: TC

T

Qn 0.= , còn

Q

0

.

Zctt=ε ( trong đó h

htt.c là tổn thất thuỷ lực cuối thời đoạn)

Nếu tăng lưu lượng turbine tức thời từ đầu bằng không QT0 = 0 đến QT.C thì: 0)]1(078,01[ ZZn εε ++= (15-16) Chú ý: các công thức (15-14), (15-15) và (15-16) chỉ phù hợp khi ε < 1,24, còn khi ε > 1,24 thì giao động không có chu kỳ và mực nước hạ thấp nhất bằng tổn thất cột

nước cu i thời đoạn Zn = htt.c.

XV. 4. 2. Tính toán thuỷ lực BĐA có kết cấu cản

ố

Hình 15-10. Nguyên tắc làm việc ở nút cản

I- Sơ đồ nguyên tắc làm việc của nút cản: a) khi giảm tải; δ) khi tăng tải II- Biểu đồ xác định mực nước cực đại khi đột ngột cắt toàn bộ phụ tải.

237

Khi có mặt cản phụ (ví dụ màng cản) đặt ở nơi tiếp nối giữa BĐA hình trụ và đường

dẫn áp lực sẽ làm thay đổi đáng kể chế độ thuỷ lực của hệ thống dẫn nước có áp. Ở chế độ ổn định thì cản phụ không làm việc, lúc này mực nước trong BĐA thấp hơn mực nước thượng lưu một trị số bằng tổn thất cột nước ban đầu, theo công thức (15-10):

g

Vg

VdL

gVhhhZ cbcbLtt 22

)1(2

20

20

20

0.0 ψξλ =++=++==

Ở chế độ không ổn định do tác dụng của kết cấu cản nên: Khi giảm tải (hình 15-10,a) áp suất phía sau vật cản (tức ở thân trụ) p2 nhỏ hơn áp suất p1 phía trước vật cản, do vậy cản có tác dụng tiêu hao bớt năng lượng của dòng chảy qua nó và làm tắt giao động nhanh hơn khi không có cản phụ. Sự chênh lệch áp suất này còn làm cho áp lực nước va lan sang đường dẫn. Ngược lại khi tăng tải (hình 15-10, ) thì p2 > p1 cản trở việc hạ thấp mực nước trong buồng. Đặc trưng cho nút cản là hệ số kháng thuỷ lực ξ

qua nút cản. Tổn thất cột nước qua nút cản là g

Vh bda

2.

2

ξξ = biết Vbda = Qbda / f (trong đó:

f - tiết diện đường dẫn; Qbda, Vbda- tương ứng là lưu lượng và vận tốc dòng nước trong BĐA).

a- Xét trường hợp cắt tải: Từ điều kiện cắt tải ( QTC = 0) và áp dụng công thức (15-2) và (15-3') cho trường hợp có nút cản ta có:

)( ξhhZLg

dtdV

tttd

−−= (15-17)

VFf

dtdZ

−= (15-18)

Trong công thức (15-17) tổng tổn thất cột nước trong đường dẫn và chỗ vào

BĐA sẽ bao gồm: ξξ hg

Vhhhhh cbLtt +++=+=2

2

(*)

Biểu diễn tỷ lệ tổn thất cột nước ở cản phụ theo tổn thất htt (là tổn thất chưa kể

đến cản phụ) thì: ψξ

ξλ ++ 10cb

tthZξη ξξ ==== 0.

Lhh

d Ký hiệu y = V/V0 và xem là: Vbda = V viết lại (*) ta có: h = (1 + η) Z0 y2 (**) Sử dụng (15-17), (15-18) và (**):

dZyd

gFZLfVy

ZZ )(

2)1(

2

0

22

0

−+= η (15-19)

Đặt ψξλ F

LfLF

LfgFZLfVS

cb

=++

==)1(2 0

20 (15-12')

dchuyểnphương

thành các đại lượng không thứ nguyên: x = Z/S và x0 = Z0/S, rồi lấy tích phân trình vi phân (15-19), ta có kết quả cuối cùng ở dạng:

))(1(

02

0

02

0

)1(1)1(

)1(1)1( xxe

xxx

xy −+−

+−+++

++

= η

ηηη

η (15-20) η

238

Dựa vào (15-20) để tìm mực nước cao nhất trong BĐA. Khi mực nước trong BĐA đạt cao nhất (Zm) thì vận tốc trong đường dẫn V = 0 và y = 0 và đặt xm = Zm/S. Giải phương trình ta được:

00 )1(])1(1ln[)1(])1(1[ln xxxx mm ηηηηη +−+−=+++−= (15-21)

Theo (15-21) ngời ta xây dựng họ đường cong xm = f( x0, η) (hình 15-10,II), dùng các đường này để xác định mực nước cao nhất trong BĐA có cản khi cắt tải. Dựa vào (15-12') tính ra S, biết Z0 và η tính được x0. Từ đó tra ra xm rồi tính ra Zm. Trên biểu đồ, đườ ng có vật cản.

ải (Qx) đến đầy tải (Qmax) của một tổ máy hoặc tăng toàn bộ c tổ máy trong phạm vi điều chỉnh bình thường, ví dụ tăng từ 50% đến 100% phụ tải với mực nước thượng lưu thấp nhất. Việc tính toán bằng phương pháp giải tích trường hợp này rất phức tạp, do vậy nên dùng phương pháp đồ giải hoặc sử dụng các phương pháp số trên máy tính để giải sẽ tiện lợi hơn.

XV. 4. 2. Tính toán thuỷ lực BĐA hai buồng

Buồng điều áp hai buồng thường được sử dụng khi hệ thống áp lực dài, cột nước lớn, mực nước thượng lưu thay đổi nhiều và đá núi đặc chắt, hồ chứa có độ sâu tháo lớn.

a- Khi cắt toàn bộ phụ tải:

Thông thường giếng đứng nối hai buồng có tiết diện bằng tiết diện đường dẫn, bởi vậy mực nước dâng khi cắt tải sẽ nhanh chóng đạt đến đáy buồng trên hoặc đỉnh tràn. Với điều kiện này cho phép không tính đến thời gian dâng mực nước, mực nước nhanh chóng đạt cao nhất Zm trong buồng, thể tích nước vào buồng trên WBT có thể coi như xảy ra khi mực nước trong buồng là Zm (hình 15-11). Xác định công thức tính WBT

ng ứng với η = 0 ứng với BĐA trụ thông thờng khô

b- Xét trường hợp tăng tải: Mực nước thấp nhất trong BĐA xảy ra trong hợp tăng tải. Trong thiết kế chọn trường hợp tính toán là tăng toàn bộ 1 tổ máy từ lưu lượng không t

Hình 15-11.Sơ đồ tính BĐA hai buồng. 1- buồng trên; 2- buồng dưới; 3- giếng đứng; 4- đường dẫn; 5- ống turbine; 6- ống đo áp;

7- mực nước động trước khi thay đổi phụ tải; 8- nút cản; 9- Z0 mực nước cao nhất trong BĐA .

239

như sau: Giả sử có vật cản ở đáy giếng đứng (hệ số cản thuỷ lực của nút cản ξ). Ta sử dụng phương trình (15-17) và phương trình nữa để lập công thức tính:

)( ξhhZLg

dtdV

tttd

−−= (15-17)

(15-22) phương trình (15-22) xác định thể tích phân tố nước qua đường dẫn sau thời gian dt khi lưu lượng turbine bằng không (QT = 0) và lượng nước thừa hoàn toàn vào BĐA. Tổn thất cột nước trong đường dẫn ở chế độ ổn định (*) và không ổn định (**) là:

fVdtdW =

gVdLZ cb 2

)1/(2

00 ++= ξλ (*)

g

VdLhh cbtt 2)1/(

2

ξξλξ +++=+ (**)

Đặt y = V/ V0 và chia (**) cho (*) ta có:

1/

1/

0 +++++

=+

cb

cbtt

dLdL

Zhh

ξλξξλξ

. Thay vào công thức (15-17), (15-22) ta có:

dWgZ

ydLfVydL

dLZZ

cb

cb

0

2202

0 2)(

1/1/

++++++

=ξλ

ξξλ (15-23)

Đặt: W2

)(

0

220

dgZydLfVA = và

1/1/

+++++

=cb

cb

dLdLB

ξλξξλ , công thức (15-23) thành:

W

)( 2ydZ

0

2

dABy

Z+= (15-23')

Giải (15-23') để tìm thể tích nước trong buồng trên. Cận tích phân ứng với trước khi ngắt tải là: y = V/V0 = 1 và khi ngắt tải hoàn toàn là y = V/V0 = 0 cho kết quả :

)1ln(2

W0

20

BTmv

BBgZ

LfV−= (15-24)

Trong công thức (15-24) : 0/ ZZv mm = Để xác định thể tích buồng trên cần phải biế giá trị Zm. Để làm điều này cần định ra

một số giá trị Zm (thường theo điều kiện kinh tế lấy từ 8÷12 m) và tính toán so sánh các trị số để chọn kết quả cuối cùng. Cũng cần chú ý rằng (15-24) được thành lập cho trường hợp đường kính giếng đứng nhỏ, và cũng vì giếng nhỏ nên dù có bố trí vật cản hay không thì tổn thất ở chỗ tiếp giáp với đường dẫn vẫn không thể bỏ qua.

Tương tự trường hợp giảm tải, khi tăng tải đột ngột thì buồng dưới có tác dụng bổ sung nước cho ống turbine, do vậy mực nước trong BĐA đang ở vị trí ban đầu ổn định Z0 (tương ứng với lưu lượng turbine đầu QT.0) hạ xuống đến mực nước thấp nhất Zn (tương ứng lưu lượng turbine cuối QT.C) và được giữ ở mực nước này cho tới khi lưu lượng đường dẫn đạt giá trị QT.C. Thể tích cần thiết của buồng dưới được xác định :

b- Khi tăng tải:

)()1()()1(1ln

2W 2

2

BD mxxmxx

mxx

gZLfV

nn

nn

n

n

c

c

+−

−+−−

= (15-25)

240

Trong (15-25): c

nn Z

Zx = và CT

T

QQm

.

0.= ; cZ là mực nước ổn định ứng với và

là vận tốc trong đường dẫn ở trạng thái ổn định sau khi tăng tải. Cũng cần thấy rằng để xác định thể tích buồng dưới cũng cần định trước một số trị số Zn và chọn trên cơ sở so sánh kinh tế - kỹ thuật các phương án. Trên đây trình bày phương pháp tính toán thuỷ lực xác địng kích thước buồng điều áp theo phương pháp giải tích đối với một số BĐA thường gặp, các trường hợp còn lại sinh viên có thể tìm hiểu ở các tài liệu Thuỷ lực và Thuỷ điện khác. XV. 5. TÍNH TOÁN THUỶ LỰC BĐA BẰNG ĐỒ GIẢI Đối với BĐA có hình dạng phức tạp, việc dùng phương pháp giải tích gặp nhiều khó khăn trong việc giải các phương trình, người ta sử dụng phương pháp đồ giải sẽ đơn giản hơn và kết quả nhận được cũng dễ nhận thấy hơn. Cơ sở lý luận của phương đồ giải cũng vẫn từ hai phương trình động lượng (15-2) và liên tục (15-3) được sai phân

hoá các thành phần vi phân thành sai phân:

CTQ .

CV

tZ

dtdZ

∆∆

≈ và tV

dtdV

∆∆

≈

Từ phương trình (15-2) và (15-3) ta có:

)( tthZL

tgV −∆

=∆ (15-26)

tF

fVQZ T ∆−

=∆ (15-27)

Mức độ chính xác của đồ giải tuỳ thuộc vào việc lựa chọn khoảng thời gian ∆t, thường lấy theo chu kỳ T (công thức 15-7), với mức chính xác cho phép có thể lấy theo như sau: t = ( 1/32÷1/40) T. Để đồ giải cần xác định sơ bộ kích thước BĐA theo điều kiện ổn định sóng vô cùng bế trong đó. Sau đây trình bày cách đồ giải các loại BĐA.

1. Đồ giải đối với BĐA hình trụ Để đồ giải cho BĐA hình trụ ta cần lập hệ toạ độ và biểu diễn các phương trình trên lên hệ trục. Ta biến đổi các phương trình (15-26) và (15-27) cụ thể như sau:

Phương trình (15-26) và (15-27) có thể viết lại như sau:

∆

)( tthZV −=∆ β (15-28)

tVFft

FQZ T ∆−∆=∆ (15-29)

Trong đó: đặt L

tg∆=β , và tổn thất 22

2

22)1( VV

ggV

dLh cbtt αψξλ

==++= ;

241

Biểu diễn hai phương trình trên lên hệ trục toạ độ v0z như hình (15-12,a) và biểu

Hình Biểu diễn các đườ g lên hệ trụ oz.

1- V = (Z - htt); 2- đường Z = ' - đườ Z = Q t/F - fV F 3- dường htt = V2; 4- đường Z = f(v).

iễn các đường lên hệ toạ độ: - Phương trình (15-29) là một đường thẳng: khi cắt toàn bộ phụ tải ( = 0) thì nó là

đường thẳng 2 qua gốc toạ độ (

15-12. đường

n-f t /F; 2

c vng t/

dTCQ

tVFfZ ∆−=∆ ) ; khi > 0 thì là đường thẳng 2' song

song vớ a hai đ ểm (0

TCQ

tF

Q CT ∆.

FQ CT .i với đường thẳng trên và đi qu i , ) và ( ;0)

- Đường tổn thất cộ c là đường cong 3 đi qua gốc toạ độ; - ∆V = β( Z - htt ) là đường thẳng 1 qua gốc toạ độ, làm với trục z một góc β.

- Tính toán khi cắt tải: Lấy trường hợp đột ngột cắt toàn bộ phụ tải, nghĩa là lưu lượ g qua turbine cuối cùng bằng không (QT.C = 0). Trường hợp này đường Z qua gốc toạ độ - đường 2 (hình 15-13).

2Vhtt α=t nướ

an

Hình 15-13. Đồ giải BĐA trụ khi đột ngột cắt hết tải. 1- đường V = (Z - htt); 2- đường Z = -f t /F;

3- dường htt = V2; 4- đường Z = f(v); 5- Z = f(t)

242

Cách tiến hành đồ giải như sau: - Khi chưa thay đổi phụ tải, vận tốc trong đường dẫn V0, mực nước trong BĐA thấp hơn thượng lưu một đoạn bằng tổn thất cột nước, từ trục v xác định vận tốc V0 và dóng xuống gặp đường 3 được điểm 0, là mực nước trong buồng đầu thời đoạn ∆t1; - Tìm mực nước trong BĐA và vận tốc đường dẫn ở cuối thời đoạn ∆t1 như sau: + Từ đường 2 đo được ∆Z1 là độ tăng mực nước ở trong buồng cuối thời đoạn;

uối thời đoạn ∆t1 là Z1 = Z0 + ∆Z1, đồng thời vận tốc trong đường dẫn cũng thay đổi một lượng ∆V1, do vậy từ điểm 0 kẻ đường thẳng song song với đường 1. Giao điểm I của đường này và mực nước Z1 xác định vị trí mực nước và vận tốc đường dẫn cuối thời đoạn ∆t1;

- Tìm mực nước trong BĐA và vận tốc đường dẫn ở cuối thời đoạn ∆t2 như sau: Từ điểm I cuối thời đoạn ∆t1, cũng là đầu thời đoạn ∆t2, kẻ đường thẳng đứng qua điểm I cắt đường 3 tại điểm I'. Tìm mực nước cuối thời đoạn ∆t2 bằng cách từ điểm I lấy lên một đoạn ∆Z2, giao điểm giữa đường ngang kẻ qua Z2 = Z1 + ∆Z2 với đường kẻ từ điểm I' và song với đường 1 là điểm II - biểu thị mực nước trong BĐA và vận tốc trong đường dẫn cuối thời đoạn ∆t2. - Các thời đoạn tiếp theo cũng xác định theo cách như trên, ta xác địnhđược các điểm III, IV, V, ... nối chúng lại ta được đường biểu thị mực nước 4 trong BĐA, cuối cùng mực nước sẽ giao động và tắt dần ở gốc toạ độ (ứng với VC = 0. Đường 5 là đường biểu thị sự biến thiên mực nước trong buông điều áp Z = f(t). Trường hợp giảm tải từ lưu lượng ban đầu (QT.0) đến cuối khác không (QT.C > 0) cách tiến hành đồ giải cũng tương tự, chỉ khác là dùng đường 2' (hình 15-12) có

phương trình (

+ Từ điểm 0 đặt lên một đoạn bằng ∆Z1 và xác định mực nước c

tVFft

FQ

Z TC ∆−∆=∆ ) thay cho đường 2 và giao động cuối cùng nằm

trên đường 3 ứng với vận tốc cuối đường dẫn VC.

b- Tính toán khi tăng tải: Xét trường hợp tăng tải đột ngột từ ban đầu (QT.0) đến lưu lượng cuối nào đó (QT.C). Việc thay đổi lưu lượng (QT.C - QT.0) tương ứng với việc nhận tải của một hoặc một số tổ máy. Khi đó việc tính toán vẫn giữ nguyên đường 1 và

3 còn đường 2 vẽ từ phương trình: tVFft

FQ

Z TC ∆−∆=∆

ằm trên đường 3, ứng v

đi qua điểm có VC = QT.C/f.

Việc đồ giải xuất phát từ diểm 0 n ới VO = QT.0 /f (hình 15-12,b) . Sau thời đoạn ∆t1, mực nước hạ xuống đoạn ∆Z1 (đo được trên đường 2), từ điểm 0 hạ xuống một đoạn ∆Z1 ta được mực nước cuối thời đoạn ∆t1 là Z1 = Z0 + ∆Z1, đồng thời sau ∆t1 vận tốc thay đôỉ một lượng ∆V1, do vậy giao của đường ngang Z1 và đoạn thẳng kẻ từ 0 song song với đường 1 là điểm I của đường Z = f(V). Sau đó xác định các điểm II, III, ..., VIII, ... bằng cách tương tự. Nối các điểm 0, I, ..., VIII ... ta được đường 4 là đường Z = f(V) và xác định được điểm V có mực nước hạ thấp nhất trong BĐA.

2 . Đồ giải đối với BĐA hình trụ có cản phụ

a- Tính toán khi giảm tải: Khi đột ngột giảm tải từ lưu lượng ban đầu (QT.0) xuống lưu lượng cuối bằng không (QT.C = 0). Đầu thời đoạn mực nước trong BĐA là (hình 15-14,a):

g

Vg

VdLhZ cbtt 22

)1(2

02

00.0 Ψ=++== ξλ

Sau khi ngắt tải, tất cả lượng nuớc trong đường dẫn sẽ đổ vào BĐA, ở nút cản

phụ sẽ có tổn thất ban đầu là g

Vh

2.

20

0 ξξ = (tương ứng với QT.0), tổn thất này được xác

định từ công thức: g

Vh

2.

2

ξξ = . Tổng tổn thất cột nươc trong đường dẫn và nút cản sẽ là:

g

Vhtt 2

).(2

ξ+Ψ= (15-30)

Từ (15-30) vẽ được đường htt = f(V) (đường 6). Cũng bằng cách đồ giải tương tự như đã làm với BĐA hình trụ, xuất phát từ điểm 0 ứng với VO ta xác định được đường mực nước Z = f(V) trong BĐA (đường 4) trong trường hợp cắt tải (hình 15-14,a). Để có được đường cong biểu thị sự thay đổi mực nước ở mặt cắt cuối đường dẫn Zđd = f(V) - đường 7 (hình 15-14,a), từ đường 4 ta cộng thêm tung độ cột nước tổn thất hξ của nút cản.

Hình 15-14. Tính toán đồ giải BĐA có cản phụ. a)- trường hợp cắt tải QT.0 đến QT.C = 0; b)- trường hợp tăng tải từ QT.0 đến QT.C

b- Tính toán khi tăng tải:

Khi đột ngột tăng tải từ lưu lượng ban đầu QT.0 đến QT.C , độ chênh áp lực ở nút cản phụ khi nước từ buồng điều áp vào ống turbine được xác định theo công thức:

243

gVV

h TC

2)(

.2−

= ξξ (15-31)

Trong đó VT.C = QT.C / f - là vận tốc trong đường dẫn ứng với lưu lượng cuối, còn hệ số tổn thất nút cản lấy khác với khi giảm tải. Độ chênh lệch áp lực làm tăng gia tốc dòng chảy trong đường dẫn, bởi vậy cần cộng thêm hiệu Z - htt, ta được đường xiên nét đứt (hình 15-14,b). Sự thay đổi mực nước trong BĐA với thời đoạn ∆t được xác

định từ công thức: tF

fVQZ TC ∆

−=∆ , với QT.C là hằng số.

Việc tính bằng đồ giải bắt đầu từ điểm I trên đường htt = f(V) - đường 3 tương ứng với chế độ ổn định với turbine bằng lưu lượng ban đầu trong đường dẫn. Tiến hành đồ giải tương tự như đã làm đối với BĐA hình trụ khi tăng tải và xác định được đường mực nước trong BĐA theo V, đường 4 (hình 15-14,b). 3. Đồ giải đối với BĐA hai buồng

Hình 15-15. Đồ giải BĐA hai buồng.

244

245

a- Tính toán ngăn trên khi ngắt tải:

Tính toán đồ giải BĐA với buồng trên có đập tràn hình vòng khi cắt tải từ lưu lượng ban đầu QT.O xuống lưu lượng cuối bằng không (QT.C = 0). Khi đồ giải ta vẫn sử dụng phương trình động lượng (15-26), trong đó tổn thất cột nước htt tính đến tổn thất ở nút cản (hình 15-15,a), phương trình liên tục được biểu thị bằng thể tích nước, dạng: W = f.V.∆t' (15-31) Để xác định chiều cao nước dâng trong phạm vi giếng đứng ∆ZG trong thời đoạn ∆t ta dùng biểu thức:

VZG.

−=∆ (15-F

Trong (15-32) ta chọn thời đoạn ∆t" < ∆t' trong (15-31) vì mực nước trong giếng dâng lên nhanh hơn trong buồng trên. Khi vượt khỏi ngưỡng tràn, nước sẽ tràn qua đập tràn vòng vào buồng trên với lớp nước tràn h

tf ''∆ 32)

T, xác định từ: fV = TT ghhD 2µπ , và:

32222 µπ Dg

hT = (15-33) 22Vf

Trong đó: D là đường kính đập tràn vòng, thường lấy bằng đường kính giếng; µ - hệ số lưu lượng của tràn vòng.

Từ các công thức trên ta vẽ trên hệ toạ độ (hình 15-15,a) các đường: hξ)] với ∆t' và ∆t" ;

- Đường ∆ZG = f(V) theo công thức (15-32); - Đường ∆W = f(V) theo công thức (15-31) với ∆t' ;

Tiến hành đồ giải bắt đầu từ việc vẽ đường cong tổn thất 6 từ cửa lấy nước đến BĐA bao gồm cột nước tổn thất ở nút hξ: htt + hξ = kV2 = f(V) . Trước khi cắt tải, mực nước trong BĐA ở cao trình Z , sau thời đo đầu ∆t" < ∆t' mực nước trong BĐA nhanh

i với ĐA hình trụ cho đến khi đạt ngưỡng tràn (điểm IV) (hình 15-15,a). Điểm IV được xác

định là giao điểm giữa đường hT = f(V) với đoạn mực nước 4 kéo dài III - IV'. Bắt đầu từ điểm IV mực nước trong BĐA theo đường hT = f(V) và các điểm V, VI, ..., IX được xác định theo phương trình động lực 1' với ∆t' > ∆t". Ta xác định được mực nước lớn nhất là Zm tương ứng với điểm IV.

Tương ứng với các thời đoạn ta đo được trên đường W = f(V) các giá trị dung tích ∆WIV, ∆WV, ..., ∆WIX và tính được thể tích trữ nước buồng trên là:

WB.T = ∆WIV + ∆WV + ... + ∆WIX

b- Tính toán trường hợp tăng tải : Tính toán buồng dưới của BĐA hai buồng với ta dùng trường hợp tăng tải đột ngột

từ lưu lượng ban đầu QT.O lên lưu lượng cuối QT.C. Trước hết cần xác định sơ bộ kích thước và cao trình trần buồng dưới (hình 15-15,b). Có diện tích buồng dưới và giếng đứng ta xây dựng đường quan hệ giữa thể tích của chúng theo mực nước Z theo các công thức sau đây tương ứng với giếng đứng và buồng dưới:

WG = FG. Z ( với Z ≤ Z') WBD = FBD ( Z - Z')

Ở đây : Z' là cao trình trần buồng dưới.

- Đường 1' và 1" biểu thị quan hệ ∆V = f[Z - (htt +

- Đường hT = f(V) theo công thức (15-33);

ạn 0

chóng tăng lên một đoạn ∆Z1. Việc đồ giải tiến hành tiếp theo tương tự như đốB

246

Sau đó ta xây dựng đường gia số thể tích nước từ BĐA cần bổ sung cho cho ống

Tiến hành tính toán đồ giải bắt đầu từ vận tốc ban đầu V0 = QT.0/f, có điểm I. Sau thời đoạn ∆t1, BĐA có thể bổ sung cho ống turbine một lượng nước ∆W1, đặt nó từ điểm A trên đường WG = f(Z) và dóng tìm được vị trí mực nước ở cuối thời đoạn ∆t1 là Z1. Kết hợp (Z1 - Z0) với đường ∆V = f(Z - htt) ta được điểm II đầu thời đoạn ∆t2, và đo được ∆W2. Đặt ∆W2 lên đường WBD = f (Z) tìm được mực nước Z2 cuối thời đoạn ∆t2. Sau đó tiến hành đồ giải lặp lại và nối các điểm I, II, ..., VIII được đường mực nước 4 trong BĐA, mực nước cuối cùng giao động quanh điểm B ứng với VT.C = QT.C/f. Ta tìm được mực nước thấp nhất trong BĐA là Zn (điểm VIII) và xác định được thể tích nước lớn nhất của buồng dưới là WBD trên đường WBD = f (Z) WBD = f (Z) hình (15-15,b). XV. 6. VẤN ĐỀ ỔN ĐỊNH HỆ THỐNG BUỒNG ĐIỀU ÁP Trong vận hành TTĐ thường xảy ra hiện tượng mực nước giao động nhỏ gây nên do phụ tải thay đổi nhỏ, làm thay đổi cột nước dẫn đến công suất phát ra không ổn định. Do vậy vấn đề ổn định mực nước trong BĐA đã được nhiều nhà khoa học nghiên cưu, kết quả đáng chú ý là của nhà khoa học Tôma công bố năm 1910. Với công trình nghiên cứu của mình Tôma đã đưa ra một số điều kiện của BĐA để Trạm thuỷ điện làm việc ổn định, đó là: diện tích giới hạn mặt cắt ngang của buồng điều áp và trị số tổng tổn thất cột nước của hệ thống đường áp lực cần đạt được để bảo đảm TTĐ làm việc ổn định. 1. Trị số diện tích giới hạn T đổi một

ng nh u lượng một lượng ∆Q để đảm bảo giữ cho công suất phát ra là hằng số. Tôma đã dựa vào những điều kiện này để giải bài toán và đưa ra công thức xác định diện tích phân giới sau: a- Khi TTĐ làm việc độc lập:

turbine sau mỗi thời đoạn ∆t là: ∆W = ( QT.C - f V )∆t. Các đường ∆V = f(Z - htt) và đường htt = f(V) cũng được xây dựng như đối với BĐA hình trụ.

ôma đã xét trường hợp vì một lý do nào đó mực nước trong BĐA thayỏ ∆Z, thiết bị điều tốc phải thao tác điều chỉnh để tăng hoặc giảm lưlượ

[ ])1( ∆+Lf

)1(22 0.'0 ∆+−

=tt

pg hHgaF (15-34)

b- Khi TTĐ làm việc trong hệ thống:

[ ])1( −∆+Lf β

=F)1(22 0.

'0 ∆+− tt

pg hHga (15-35)

a là hệ số tổn thất: trong công thức htt = aV2; H0' = H0 - httd - htt.0 , (khi Q0 = Qmax) ( httd, htt.0 - tương ứng là tổn thất trong đường dẫn và trong ống turbine)

Trong các công thức:

HH

δδη

η0

0=∆

Trong đó: η0 là hiệu suất turbine ứng với H0’ và vòng quay định mức;

δη/ δH tìm trên đường đặc tính toongr hợp chính của turbine.

247

ht

lm

NN−

=1

β , (trong đó: Nht là tổng công suất lắp máy của hệ thống).

2. Trị số tổn thất cột nước

Tổng tổn thất cột nước trên đường dẫn (httd) và tổn thất trong đường ống turbine (htt.0 ) phải nhỏ hơn một phần ba cột nước tỉnh (H0) là điều kiện ổn định thứ hai trong BĐA là: httd + htt.0 < H0 / 3 (15-36)

Có tiết diện giới hạn (Fpg), ta chọn tiết diện ngang của BĐA (F) theo điều kiện: F ≥ (1,1÷1,15) Fpg và đảm bảo điều kiện (15-36) thì bảo đảm làm việc ổn định .

đưa phương án xây buồng điều áp vào thành phần hệ thống dẫn nước hay không;

2. Theo điều kiện địa hình, địa chất, vật liệu xây dựng, điều kiện làm việc của TTĐ tiến hành bố trí vị trí và chọn loại BĐA thích hợp;

3. Định kích thước tiết diện ngang (F) của BĐA tối thiểu dựa vào điều kiện ổn định mực nước của Tôma ( theo các công thức15-34, 15-35 và 15-36), từ đó đưa ra một số phương án về kích thước BĐA;

4. Tính toán thuỷ lực xác định các mực nước lớn nhất và nhỏ nhất để xác định ẫn và ống turbine;

5. Tính toán kết cấu BĐA và tính toán kinh tế - năng lượng để chọn phương án BĐA.

Khi thiết kế BĐA nên chú ý một số vấn đề sau: - BĐA nên chọn hình thức đào một phần trong đá đủ để lợi dụng đá núi tham gia

chịu lực cùng với vỏ BĐA sẽ kinh tế hơn. Đối với TTĐ sau đập nên chọn BĐA lộ thiên, đối với TTĐ đường hầm dẫn nước dài qua đá chắc nên dùng loại BĐA hai buồng;

- Vị trí đặt BĐA để dung hoà giữa khối lượng BĐA và trị số áp lực nước va nên đặt trước nơi giao gữa tim đường dẫn và ống turbine hoặc nơi rẻ nhánh các đường ống. Đáy BĐA cao hơn đỉnh đường hầm từ 2 đến 3m bằng đoạn nối;

- Tính toán kết cấu BĐA theo ba trường hợp sau: + Mực nước trong BĐA cao nhất, do đó áp lực và trọng lượng nước lớn nhất; + Mực nước trong BĐA thấp nhất, trường hợp này áp lực nước bên ngoài cao

ất ho ĐA và lực đẩy dưới

ng ứng

Tính toán kết cấu BĐA chủ yếu là tính phần thân bể và tấm đáy của BĐA.

XV. 7. KHÁI QUÁT VỀ THIẾT KẾ BUỒNG ĐIỀU ÁP Nội dung và các bước lựa chọn và thiết kế BĐA gồm những phần sau:

1. Dựa vào hằng số quán tính T1 của hệ thống dẫn nước áp lực để xét có cần

đỉnh buồng và cao trình đặt đường d

nh ặc áp lực vữa phun cùng áp lực chủ động của nham thạch quanh Btừ đáy lên là cao nhất;

+ Những trường hợp trên cộng thêm ứng lực nhiệt độ và co ngót trong tươ

248

Phần II.b

NHÀ MÁY CỦA TRẠM THUỶ ĐIỆN

Chương XVI. NHÀ MÁY T.Đ VÀ CÁC THIẾT BỊ TRONG NHÀ MÁY THUỶ ĐIỆN

iết bị trên cần phải bố trí một cách hợp lý và thuận tiện, yêu cầu quá trình vận hành tốn kém ít nhất, an toàn, có hệ số lợi dụng các thiết bị cao nhất. XVI. 1. KHÁI QUÁT VỀ THÀNH PHẦN NHÀ MÁY TĐ XVI. 1. 1. Nhà máy TĐ và bố trí thiết bị trong nhà máy

Nhà máy thủy điện được chia làm hai phần, lấy cao trình sàn máy phát làm ranh giới phân chia: phần dưới nước và phần trên khô. Phần trên là kết cấu nhà công nghiệp thông thường chứa hệ thống cầu trục, các phần trên của máy phát điện, tủ điều khiển tổ

áy và

Nhà máy của trạm thủy điện là nơi chứa các thiết bị động lực chính (turbine,

máy phát điện) ngoài ra còn bố trí các thiết bị phụ để đảm bảo vận hành an toàn cho các thiết bị chính như: hệ thống các thiết bị điện: tủ điều khiển, thiết bị tự động, thiết bị bảo vệ, thiết bị phân phối điện, máy biến áp; các hệ thống phụ thuỷ lực; các xưởng sửa chữa và thử nghiệm ... Tất cả các th

m thiết bị điều tốc... Phần dưới nước chủ yếu chứa các bộ phận dưới của máy phát, ống áp lực, buồng turbine, BXCT, ống xả và bố trí hệ thống thiết bị thiết bị phụ cơ điện.

Hình 16-1. Các bộ phận công trình và thiết bị của nhà máy thuỷ điện.

1- Gian máy. 2- Cầu trục gian máy. 3- Nhà đặt van. 4- Lưới chắn rác. 5- Rãnh van. 6- Buồng xoắn.

1 ngang dàm đỡ cầu trục. 13- Cột đỡ dầm cầu trục. 14Hình (16-1) là mặt cắt ngang nhà máy thủy điện ngang đập, mô tả các bộ phận

chính và vị trí đặt các thiết bị của một nhà máy thuỷ điện.Trong nhà máy, ngoài các tổ máy phát điện còn có cầu trục dùng để lắp ráp và vận chuyển các cụm lớn của turbine,

7- Giếng turbine. 8- BXCT của turbine. 9- Ống xả. 10- Phòng phân phối. 11- Máy phát điện kiểu ô 2- Cắt -MBA; 15- động cơ tiếp lực.

249

máy phát điện, máy biến áp động lực và các thiết bị phụ trong nhà máy, trong gian máy thường dùng cầu trục cầu. Ngoài gian máy chính thường dùng cần trục chữ môn hoặc các loại máy trục khác như tời, máy nâng kích thủy lực... đặt tại chỗ. Cửa lấy nước và ống xả còn được trang bị lưới chắn rác, các cửa van và trang thiết bị cơ khí thuỷ công khác. Trạm Máy biến áp đặt song song ở thượng hoặc hạ lưu các tổ máy để rút ngắn chiều dài các thanh cái máy phát, trong điều kiện nhà máy ngang đập có ống xả dài đặt trạm biến áp phía hạ lưu nhà máy rất thuận tiện và kinh tế. XVI. 1. 2. Phân loại nhà máy thuỷ điện Nhà máy thuỷ điện được phân loại theo các cách sau: 1. Phân loại theo công suất lắp máy Phân loại theo cách này mang tính tương đối vì nó tuỳ thuộc vào mức độ phát triển kinh tế - kỹ thuật của từng quốc gia và mỗi quốc gia cũng tuỳ theo từng thời kỳ. Nói chung thường phân ra một cách tương đối các loại nhà máy sau: Trạm thuỷ điện nhỏ, khi: công suất lắp máy lmN < 5.000 kW; Trạm thuỷ điện trung bình, khi: lmN = 5.000 - 50.000 kW;

rạm th T uỷ điện lớn, khi: lmN > 50.000 - 1.000.000 kW. Theo TCVN 285 - 2002 đã phân ra các cấp TTĐ sau:

lmN Trạm thuỷ điện cấp V, khi: < 200 kW; Trạm thuỷ điện cấp IV, khi: lmN < 5.000 - 200 kW; Trạm thuỷ điện cấp III, khi: lmN < 50.000 - 5.000 kW; Trạm thuỷ điện cấp II, khi: lmN < 300.000 - 50.000kW; Trạm thuỷ điện cấp I, khi: lmN ≥ 300.000 kW; Khi TTĐ có lmN > 1.000.000 kW thường được coi là TTĐ cấp đặc biệt. 2. Phân loại theo điều kiện nhà máy chịu áp lực nước thượng lưu Phân loại theo cách này ta có: Nhà máy thuỷ điện ngang đập (nhà máy trực tiếp chịu áp lực nước thượng lưu); Nhà máy thuỷ điện sau đập và nhà máy đường dẫn ( không trực tiếp chịu áp lực nướ

3. Phân loại theo cột nước của trạm Thuỷ điện Phân loại theo cách này ta có:

Trạm thuỷ điện cột nước thấp, khi: < 50 m; Trạm thuỷ điện cột nước trung bình, khi: 50 m ≤ ≤ 400 m; Trạm thuỷ điện cột nước cao, khi: > 400 m. Với cột nước cao dưới 500 m thường có thể dùng turbine Tâm trục tỷ tốc thấp

hoặc turbine Gáo, trên 500 m sử dụng turbine Gáo. 4. Phân loại theo kết cấu nhà máy

Theo cách phân loại này ta có những loại nhà máy sau: Nhà máy thuỷ điện không kết hợp xả lũ (công trình xả lũ nằm ngoài nhà máy); Nhà máy thuỷ điện kết hợp xả lũ (công trình xả lũ nằm trong nhà máy); Nhà máy thuỷ điện kết hợp về kết cấu (nhà máy trong thân đập, nhà máy trong ác mố ụ, nhà

Nhà máy ngầm và nửa ngầm; Nhà máy thuỷ điện tích năng;

má

c thượng lưu).

maxH maxH

maxH

c tr máy trong tháp xả nước ....);

Nhà y thuỷ điện thuỷ triều ...

250

XVI. 2. ĐẶC ĐIỂM VÀ CẤU TẠO CỦA CÁC LOẠI NHÀ MÁY T.ĐIỆN

Trong phần Thủy Năng chúng ta đã biết có những loại TTĐ cơ bản và trong đó lại có những loại trạm đặc biệt, chúng tuân theo những yêu cầu chung song mỗi loại cũng sẽ có những nét đặc biệt riêng.

Nhà máy uỷ điện ngang đậ ( trực tiếp chịu áp lực nước thượng lưu, đồng thời cũng là công trình lấy nước trực tiếp vào turbine. Vì vậy loại nhà máy này được sử dụng thường với cột nước nhỏ (H ≤ 30 - 40 m). Các nhà máy lớn và trung bình thường dùng turbine cánh quay trục đứng. Những tổ máy lớn có đường kính BXCT D1 = (10 - 10,5) m (Ví dụ TTĐ thuỷ điện Xaratop, ở Liên xô cũ có D1 = 10,3m), NTB = (120 - 150) MW, QTB = (650 - 700) m3/s. Phần dưới ước c à đường dẫn. Áp lực nước từ một phía đòi hỏi nhà máy phải ổn định không bị o theo đế, và khi xây dựng trên nền không phải đá còn phải tính ổn định của nền và chống lún, như một công trình chắn nước. Vì cần bảo đảm tính vững chắc và ổn định, cũng như vì kích thước lớn và hình dạng phức tạp của buồng turbine và ống xả, phần dưới nước của nhà máy thủy điện ngang đập, loại đặt ngay tuyến công trình thường là phần đắt tiền nhất của công trình. Cửa lấy nước đặt ngay trước buồng turbine, có bố trí các rãnh thả lưới chắn rác, rãnh van sửa chữa, rãnh van công tác. Dùng cầu trục di động bên trên để nâng hạ lưới và van. Trong trường hợp có vật nổi lớn nguy hiểm, có thể đặt thêm tường ngực 10 để chắn (hình 16-2); bố trí rãnh 5 để thả van công tác khi cần ngăn nước vào buồng xoắn. Nếu có xả lũ kết hợp trong nhà máy thì đặt rãnh van sưã chữa 9 của công trình tràn có áp 3; cuối đường xả đặt van xã tràn 4. Việc bố trí công trình xả lũ trong nhà máy sẽ làm tăng thêm cột nước của trạm vào mùa nước lũ và giảm bớt chiều rộng đập tràn, dẫn đến giảm khối lượng công trình trạm. Phía trên đoạn khuếch tán của ống xả dài, bố trí thiết bị phụ, phòng phân phối điện cấp điện áp máy phát, trên nó là trạm máy biến áp ... Để thao tác van hạ lưu, ở hình trên cũng dùng cần trục cổng. ường ần ra của ống xả. Trạm phân

phối ca áp đặt ở phần trên ống xả và phần trên nhà máy.

1. Nhà máy thủy điện ngang đập th p hình 16-2) là một phần của đập dâng do vậy nó

n ủa nhà máy loại này ở trong trường hợp làm việc bất lợi hơn các loại sau đập vtrượt the

Đ ô tô 6 và đường tàu lửa 7cũng được đặt phía trên pho

Hình 16-2. Nhà máy thủy điện ngang đập có kết hợp xả lũ.

2. Nhà m

Nhà máy thủy điện sau đập thường dùng cho các trạm có đập khô và đập tràn xoắn kim loại

iảm đi trong nhà máy ngang đập.

n. oại nh ông đủ chiều rộng để đặt máy biến áp,

do vậy tận dụng khoảng trống giữa đập và nhà máy để đặt trạm biến áp là thích hợp . Cột điện cao thế có thể đặt trên thân đập bê tông. Nhà máy thuỷ điện sau đập thường dùng với cột nước từ (30 - 45) m ≤ H ≤ (250 - 300) m. Turbine được sử dụng thường là

héo. Để giảm ảnh

đập, nhà máy nằm sau đập

phòng phân phối và trạm biến áp ép giữa gian máy và đập. Hình (16-4,b) trình bày nhà máy thủ n máy

ong thân đập sẽ rút ngắn chiều dài đường ống áp lực do vậy giảm bớt tổn thất cột

áy Thủy điện sau đập:

với cột nước trung bình và cao. Với nhà máy sau đập, thường dùng buồngmặt cắt tròn. Nhờ những thay đổi kết cấu của nhà máy mà phần dưới nước gnhiều. Phần trên có thể dùng các kết cấu khác hoặc giống nhưHình (16-3) trình bày loại nhà máy có kết cấu hoàn toàn độc lập, đặt sau đập không tràL à máy này, ống xả không dài thường kh

turbine tâm trục, turbine cánh quay cột nước cao hoặc turbine hướng chưởng lún không đều, giữa đập bê tông và nhà máy đặt khớp lún.

Hình (16-4,a) là một ví dụ về nhà máy thủy điện sau tràn bê tông. Trong trường hợp này, các phần thiết bị điện khó bố trí, thường bố trí

y điện kiểu đập với nhà máy nằm trong thân đập bêtông khô. Việc đặt giatrnước,

251

Hình 16-3. Nhà máy thủy điện sau đập

ận hành của tổ máy làm việc ở môi trường độ ẩm và nhiệt độ ổn định, gi

ợc chú ý giải quyết. Việc thông thương với bên ngoài và đặt máy biến áp bên trong chật chội, phải bố trí đường hầm để thông ra ngoài và đặt máy biến áp bên ngoài về phía hạ lưu nhà máy.

cải thiện điều kiện vảm bớt khối lượng bêtông. Tuy nhiên, điều kiện thông gió, ánh sáng, chống ẩm

phải đư

Hình 16-4. Nhà máy thuỷ điện sau đập tràn và trong thân đập.

252

253

ản giống nhà máy thủy điện sau đập, song ch

trạm đường dẫn cột nước cao, sử dụng turbine tâm trục thì trong một số trường hợp sử dụng ống xả thẳng hình chóp hoặc ống xả loa kèn nên kết cấu phần dưới cũng đơn giản hơn, nước sau khi ra khỏi ống xả chảy

Đ đường dẫn lộ thiên.

3. Nhà máy thủy điện kiểu đường dẫn: Nhà máy thủy điện kiểu đường dẫn về cơ bỉ khác là kích thước phần dưới nước của nhà máy giảm nhỏ hơn do đường kính

turbine nhỏ, nhất là khi lắp turbine gáo. Ở những

về kênh xả hạ lưu. Hình (16-5) mô tả kết cấu của khu trạm của TT

Hình 16-5. Nhà máy thuỷ điện đường dẫn. 1- thép néo của mố néo ; 2- mố néo hở trên; 3- khớp nhiệt độ;

4- mố đỡ; 5- mố néo dươi; 6- cừ thép; 7- tường áp lực của BAL

Sơ đồ này bao gồm tường áp lực 7 của bể áp lực, nối tiếp từ bể áp lực về nhà máy là đường ống thép áp lực có đai, nhà máy dùng turbine tâm trục cột nước không cao. Mố néo tr của bể áp lực, ố néo dạng h máy, dùng mố

éo dạn ố néo trên. Ở đây dùng phương thức cấp nước riêng lẻ, chiều dài ống ngắn. Trạm máy bién áp và trạm phân phối cao áp đặt ở khu vực riêng, một đầu nhà máy. Nhìn chung nhà máy kiểu đường dẫn có kết cấu không có gì đặc biệt so với nhà máy thủy điện sau đập. 4. Nhà máy thủy điện ngầm:

Sự khác biệt giữa nhà máy ngầm và loại nhà máy khác là ở chỗ toàn bộ nhà máy đều được đặt ngầm trong lòng đất đá, liên hệ giữa nhà máy với bên ngoài bằng các ường h áy mà

kết cấu có khác: nếu nhà máy được đặt trong khối đá cứng chắc thì không cần lớp áo chịu lực, nếu khối đá yếu thì phải có lớp áo chịu lực bao quanh (hình 16-6).

Để bảo vệ gian máy khỏi nước thấm và nước ngưng tụ xuất hiện trên bề mặt đá hoặc lớp trên lớp áo bêtông, tường vòm ... thường xây lớp áo, giữa áo và lớp đá là không khí. Dùng thiết bị thông gió thổi qua khoảng không ấy để loại bỏ nước ẩm. Ở trạm thủy điện cột nước thấp và trung bình có kích thước turbine lớn, đồng thời nhà máy đặt trong đá yếu và nứt nẻ, do vậy trong nhà máy chỉ đặt turbine, máy phát và cầu trục cầu.

ên 2 của ống nằm kết hợp trong thành phần tường áp lực ở. Mố néo dưới 5 là thành phần của phần dưới nước nhà m

n g kín. Khớp nhiệt độ 3 được đặt sát sau m

đ ầm và giếng riêng. Tùy thuộc vào độ cứng của địa chất bao quanh nhà m

Hình 16-6. Bình đồ mặt bằng nhà máy thủy điện ngầm. - Xưởng cơ khí. 2- Thùng dầu. 3- Sàn lắp ráp. 4- Giếng thông gió. 5- Đường ray vận chuyển c đoạn ống. 6- Cửa tự đóng. 7- MBA tự dùng. 8- Phòng điều khiển TT. 9- Máy ngắt. 10- Tuy

nen dẫn cáp; 11- tuy nen MBA. 12-MBA dự trữ. I- Nhóm MBA thứ nhất. II- Nhóm MBA thứ hai.

Cửa ong đường hầm riêng dọc theo nhà máy. Khi nhà máy đặt không sâu so với mặt đất thì máy biến áp có thể đặt trên mặt đất. Dùng đường hầm để dẫn dây điện từ máy phát đến máy biến áp. Việc sửa chữa máy biến áp có thể tiến hành tại trạm phân phối cao áp, hoặc có thể dùng đường hầm đưa máy biến áp vào sàn lắp ráp trong nhà máy để sửa chữa.

Đối với những nhà máy đặt khá sâu dưới mặt đất thì máy biến áp được bố trí trong một đường hầm riêng chạy song song nhà máy (xem hình 16-6).

van sự cố đặt cuối đường dẫn và sửa chữa ống xả có thể bố trí tr

1cá

254

255

ảm được tổn thất điện năng từ thanh cái máy phát đến máy biến áp, đơn giản sơ đồ đấu dây và điều kiện làm việc của

Để bảo đảm nhiệt độ và độ ẩm thích hợp cho nhân viên vận hành và điều kiện làm việc bình thường của thiết bị, trong nhà máy ngầm cần phải có hệ thống điều hòa

có thể dùng nhiệt của máy phát và máy biến p để s

Đối với nhà máy có cột nước cao dùng turbine tâm trục có số vòng quay lớn, do kích thước tổ máy giảm thì máy biến áp có thể đặt trực tiếp gần gian máy trong cùng một khoang và có tường riêng để bảo vệ. Nhờ vậy gi

khối đá xung quanh nhà máy được ổn định vì số đường hầm đào trong đá ít..

không khí , hệ thống thông gió và hút bụi, á ưởi ấm gian máy về mùa lạnh. 5. Nhà máy thủy điện tích năng:

Hình 16-7. Nhà máy thuỷ điện tích năng với "tổ máy ba máy".

1- động cơ - máy phát; 2- turbine tâm trục; 3- khớp li hợp; 4- turbine gáo đồng bộ; 5- máy bơm đa cấp; 6- đế tựa.

Kết cấu nhà máy TĐ tích năng, nhìn chung cũng giống những nhà máy khác, chỉ

có phần dưới nước là kh nhà máy đặt cả turbine à máy c làm việc của turbine nhỏ hơn cột nước à má turbine

ay, còn máy áy như thế là tổ máy thuận nghịch, cho phép

đơn giản hóa sơ đồ bố trí nhà máy, giảm kích thước và giá thành xây dựng. Khi cột ước H = (12÷15) m thì turbine cáp xun thuận nghịch trục ngang là hiệu quả hơn cả. ùng t à máy phát - động cơ gọi là “ tổ máy hai máy “.

Khi cột nước cao hơn 100 - 150 m, dùng rộng rãi “ tổ máy ba máy “gồm turbine, ine. Giữa trục

nối của turbine và trục máy bơm dùng một khớp ly hợp để ngắt turbine hoặc máy bơm g ứng. Dưới khớp ly hợp bố trí một turbine gáo đồng bộ phụ

ác. Để đảm bảo chu trình làm việc, trong v phát. Trong mọi trường hợp, cột nướm y bơm tạo ra một ít. Có thể dùng các loại turbine tâm trục, cánh quay, cánh chéo đồng thời làm máy bơm. Để làm điều đó cần thay đổi hướng quphát chuyển thành động cơ điện. Các tổ m

nD ổ máy có turbine thuận nghịch v

máy bơm, máy phát - động cơ (xem hình 16-7). Máy bơm đặt sâu hơn turb

khi làm việc ở chế độ tươn

256

dùng khi đưa tổ máy bơm vào hoạt động mà không phải dừng tạm thời động cơ. Sơ đồ này cho phép nâng cao hiệu suất tổ máy. Để giảm bớt lực dọc trục tác dụng lên ổ chịu

đế tựa để đỡ trọng lượng máy bơm. Ngoài nh ực tế xây dựng thủy điện còn những loại

nhà máy khác (như nhà máy lộ thiên, nhà nưả ngầm, nhà may trong trụ, ...) rất đa dạng. XVI. 3. CÁC THIẾT BỊ TRONG NHÀ MÁY THUỶ ĐIỆN

lực của máy phát - động cơ, dưới máy bơm bố trí ững loại nhà máy trên, trong th

Hình 16-8. Sơ đồ công nghệ bố trí các thiết bị thuỷ điện 1-turbine; 2- máy phát; 3- van trước turbine; 4- máy biến áp; 5- cáp dẫn điện; 6- thiết bị làm mát mphát; 7- hệ thống đo lường và điều khiển; 8- hệ thống cấp nước kỹ thuật; 9- hệ thống khí nén; 10- hệ thống kích từ; 11- hệ thống dầu; 12- cầu trục; 13- phòng điều khiển TT; 14- trạm phân phối; 15- đường dây tải thuộc trạm; 16- cửa van ống xả; 17- két dầu áp lực; 18- tủ điều tốc; 19- ĐCTL; 20- hệ thống thoát nước.

Thiết bị của trạm thuỷ điện có thể được chia ra các loại: thiết bị động lực (gồm turbine và máy phát điện), thiết bị cơ khí, thiết bị phụ, thiết bị điện. Để hiểu khái quát về mối quan hệ giữa chúng có thể xem sơ đồ khái quát (hình 16-8) ở trang trên. Sau đây lần lượt hệ thống lại những thiết bị liên quan đã học ở các môn học và bổ sung cần thiết. Riêng về turbine thuỷ lực và các hệ thống thiết bị phụ cơ - thuỷ lực vừa đề cập ở phần I của giáo trình này, nên không trình bày lại. XVI. 3. 1. Máy phát điện của TTĐ Máy phát điện là thiết bị biến cơ năng của turbune thành điện năng cung cấp cho hệ thống điện, nó là loại máy phát đồng bộ ba pha có vòng quay thường thấp, cực lồi. Các bộ phận chính của máy phát là: phần quay rotor, phần tĩnh stator, hệ thống kích từ, hệ thống làm

Nguyê ỹ thuật, máy

nguội máy phát, hệ thống chống cháy, nén nước ... n lý làm việc của máy phát đã trình bày ở môn học Điện k

phát có thể lắp trục ngang hoặc trục đứng, trục xiên. Trong phần này chúng tôi chỉ trình bày phần máy phát trục đứng, gặp nhiều trong xây dựng thuỷ điện vừa và lớn.

257

dưới rotor; kiểu này lại chia hai kiểu ữa là c tiếp

Rotor của máy phát: Rotor 1 gồm có mayơ 3 gắn trên trục 4, khung 5 và vành bánh 6 để gắn các cực từ 7. Mỗi cực từ gồm có lõi thép và cuộn dây điện lấy điện từ máy kích từ 19 qua vòng góp 8 về và trở thành nam châm điện khi quay. Ở các máy hát hi õi thép của các cực từ ược là

máy và được gia cố chắc chắn. Kết cấu ổ trục của rotor máy phát gồm có hai loại với hai chức năng khác nhau:

Ổ trục hướng tâm 12 nhận tải trọng vuông góc với trục để định hướng trục; còn Ổ trục đỡ 13 (ổ chặn) nhận tải trọng theo chiều dọc trục. Các máy phát trục đứng thì ổ định hướng chịu tải trọng nhỏ, nhưng ổ đỡ phải nhận tất cả các tải trọng của trọng lượng phần quay tổ máy và lực dọc trục từ BXCT của turbine truyền tới (ở các tổ máy phát lớn tải trọng này có thể tới 2500 tấn và hơn). Riêng ở turbine trục ngang thì ổ hướng tâm còn làm nhiệm vụ đỡ cả trọng lượng bản thân của các phần quay tổ máy, trường hợp này ổ chặn chỉ chịu tải trọng động hướng dọc trục từ BXCT turbine truyền tới.

là đĩa thép b có mặt

1. Phân loại và các bộ phận của máy phát điện thuỷ lực Dựa vào vị trí tương đối giữa rotor và ổ trục đỡ chia máy phát ra hai kiểu chính:

- Máy phát điện kiểu treo (hình 16-9): ổ đỡ đặt trên giá đở trên, nằm trên rotor; - Máy phát kiểu ô (hình 16-10): ổ đỡ đặt n : kiểu ô thường với ổ đỡ đặt trên giá đỡ dưới, kiểu ô thấp với ổ đỡ đặt trựlên nắp turbine- hình (16-10) trình bày máy phát kiểu ô thấp - không có giá đỡ dưới. Hình (16-9) và (16-10) trình bày cấu tạo các bộ phận của hai kiểu máy phát.

p ện đại, vành 6 được làm từ các lá thép vòng dày 3-4 mm. Lđ m từ những lá thép dập dày 1,5 -2 mm, số lượng cực từ xác định qua tính toán.

Stator của phát phát: Stator 2 của máy phát gồm: thép từ 9, cuộn dây 10 (trong hình vẽ là phần dây đưa ra bên ngoài của nó) và thân 11 để gắn cực từ. Để tăng khả năng làm mát, trong các thép từ có các rãnh thông gió. Thân của stator được đặt lên bệ

Ổ đỡ có ống lót a gắn chặt vào trục quay, phần dưới của nódưới được chế tạo rất cẩn thận (gọi là "gương") b là mặt tiếp xúc động với mặt tiếp xúc cố định c của ổ trục đỡ. Các tấm vòng c nằm trên các bulông d, truyền tải trọng xuống kết cấu chịu lực bên dưới. Mặt trên của các tấm vòng (xéc măng) này là mặt trượt được

Hình 16-9. Máy phát điện kiểu treo (70.000 kVA, n = 428,6 v/ph)

phủ lớp babít. Các bulông tựa d đảm bảo phân đều tải trọng giữa các xéc măng. Đĩa b và xéc măng c được đặt trong hộp dầu bôi trơn , trong hộp có các ống dẫn nước làm mát ổ ỡ. Khiđ đĩa b chuyển động, dầu được kéo vào các rãnh hở của các phần quay tạo nên

258

Hình 16-10. Máy phát điện kiểu ô thấp (120.000 kVA, n = 62,5 v/ph).

hững

ưới rô

ời gia

n nêm dầu có áp lực lớn đủ để hơi nhấc phần quay lên khi quay. Khi dừng máy, vòng quay tổ máy giảm dần, lúc này ổ đỡ làm việc ở chế độ nặng nề nhất, do vậy bên d to đặt máy hãm 14 để hãm máy phát. Thường khi vòng quay rotor còn lại từ 35÷40% vòng quay định mức là máy hãm phải tác động để dừng máy, không để kéo dài th n chạy máy với vòng quay thấp.

259

260

ọc trụ yền xuống và được đỡ theo phương ngang nhờ

iểu ô,

thống làm mát riêng. Bố trí xung quanh thân stator các thùng làm nguội bằng ống dẫn ước 1

ng lạ được tháo ra ngoài. ác sơ hệ th ng kín cho m phát đó đồ I

Ở máy phát kiểu treo (hình 16-9) ổ đỡ nằm bên trên rotor máy phát. Tải trọng d c sẽ truyền qua giá đỡ trên 15 trukích 16. Giá chữ thập 15 có kích thước lớn, nên chiều cao gian máy sẽ lớn. Ở máy phát k ổ đỡ 13 được đặt lên giá đỡ dưới, bên dưới rotor, đối với kiểu ô thấp (hinh 16-10) không có giá dưới riêng mà được đặt trực tiếp lên nắp turbine, vì vậy kiểu ô có giá trên nhỏ chỉ để đỡ ổ định hướng, vì vậy chiều cao máy phát kiểu ô thấp hơn kiểu treo.

Thiết bị làm nguội máy phát : để giảm nhiệt độ ở thép từ và cuộn dây máy phát, thường người ta dùng thiết bị làm nguội bằng không khí. Trên rotor có gắn các cánh quạt 17 để hút gió vào làm mát máy. Đối với máy phát trung bình và lớn thì phải có hệ

n 8, không khí nóng từ rotor đi qua thiết bị này sẽ hạ nhiệt và lại quay về rotor. Hình (16-11) trình bày một số sơ đồ hệ thống làm nguội máy phát. Khi máy phát cócông suât nhỏ có thê dùng hệ thống làm nguội trực tiếp (sơ đồ I): lấy không khí mát bên ngoài nhà máy, đưa vào máy phát để làm mát, sau đó khí nó i C đồ II dùng phương pháp làm mát bằng ố áy lớn, trong sơ I,a được sử dụng rộng rãi hơn cả.

Hình 16-11. Các sơ đồ hệ thống làm nguội máy phát.

thống kích từ: Hệ thống kích từ làm nhiệm vụ cung cấp dòng điện một chiều

tor sẽ thườ . Tr ng hệ ống

ầ quay ối vớiiện n

hiều toặc hệ ián ếp tiệ í ới má

hát

ông suất định mức là công suất tác dụng lớn nhất của máy phát NMP, (kW);

Hệ

cho rotor máy phát chính để tạo nên từ trường cần thiết cho rotor, từ trường quay từro quét lên cuộn dây của stator dòng điện để cung cấp cho lưới. Trước đây người ta ng sử dụng hệ thống kích từ trực tiếp từ trục máy phát chính o th

- k ch từ 19, phnày, trên rotor máy phát có đặt máy phát điện một chiều í n của nón trục máy phát. Dòng điện một chiều sẽ được dẫn đến vòng tiếp xúc 8 của rotor. H ay, đặc biệt là máy phát lớn, thường dùng kích từ gián tiếp có nguồn điện một

hiều c ừ máy phát. Có thể dùng hệ thống gồm động cơ dị bộ và máy phát một ch thống kích từ ion bằng chỉnh lưu thuỷ ngân hay bán dẫn. Hệ thống kích từ gti n lợi hơn về mặt bố trí nhà máy do giảm được phần trên của máy p ònhát, c đốv y phát tỷ tốc thấp thì rẻ hơn. 2. Sơ bộ xác định các thông số và kích thước máy p a - Các thông số cơ bản của máy phát

- C3 UI, (kVA) - Công suất biểu kiến : S = NMP/cosϕ =

3- Công suât vô công : Q = S sinϕ = UI sinϕ, (var)

261

ới cácu đây

và

cm; có 2p = 30 cực từ).

ịnh mó sản ũng cóất lớ

ần dựu:

khi

vòng quay n (v/ph) tra được điểm tương ứng và có được , lấy tròn theo tiêu chuẩn

; 360; 400; 450; 500; 550; 600; 670; 750; 820; 900; 1000; 1100;

V loại turbine thông thường thì điện áp máy phát được chọn thiết kế theo thống kê sa tuỳ thuộc vào công suất của máy phát:

Khi NMP < 4 MW thì điên áp máy phát : UMF = 3,15 kV; NMP ≤ 15 MW thì điên áp máy phát : UMF = 6,3 kV; NMP ≤ 70 MW UMF = 10,5 kV; NMP > 70 MW UMF = 18 kV.

b - Các kích thước cơ bản của máy phát Kích thước có bản nhất của máy phát là đường kính ngoài của lõi thép từ stator

aD chiều cao lõi thép từ al , trong nhãn hiệu máy phát thờng có ghi các kích thước i: CB 940/235 - 30, nghĩa nầy và số cực từ ( Ví dụ nhãn hiệu máy phát của Liên xô cũ gh

là máy phát đồng bộ- C; trục đứng - B; aD = 940 cm; al = 236Trong thực tế chọn máy phát chúng ta dựa vào phương thức lắp trục, công suât

đ ức và vòng quay của máy phát lấy bằng vòng quay của turbine. Với máy phát đã c xuất, chọn được sẽ tra được các thông số và kích thước của chúng.Tuy nhiên c trường hợp không tra được máy phát thích hợp, nhất là khi máy phát có công su n ( N ≥ 20 MW) được chế tạo đơn chiếc cho công trình cụ thể phải đặt hàng. Trong giai đoạn thiết kế ban đầu, để có kích thước và trọng lượng phục vụ thiết kế ta c a vào số liệu thống kê tính ra thông số theo các công thức sơ bộ theo các cách sa

- Trước tiên dựa vào vòng quay đồng bộ để chọn kiểu máy phát: kiểu treovòng quay n ≥ 150 v/ph, kiểu ô khi n ≤ 75 v/ph.

- Xác định sơ bộ kích thước cơ bản iD , al theo cách: + Tra đồ thị (hình 16-12) sau đây: dựa vào công suất biểu kiến S (MVA) và

al alsau rồi tra tiếp iD :

al = 3301220; 1350; 1500; 1650; 1820; 2000; 2200; 2450; 2700; 3000 (mm). + Hoặc tính theo công thức kinh nghiệm dưới đây:

iDn

= 3 và S13 9 4,

ai

lD n

= 2 (16-1) S160

Trong đó: S - công suất biểu kiến (kVA); n - vòng quay đồng bộ (v/ph); al , iD tính ra (m). Quy tròn kết quả tính toán theo tiêu chuẩn.

+ Khi chọn máy phát điện đã có sản xuất (đã có al , S, n) nhưng các thông số của *máy tra được khác với các thông số của máy cần xác ức , và định (t al *S *n ) thì ta tính

chiều cao thép từ theo công thức: al*

a al l**= (16-2)

n S*

n S

Hình 16-12. Biểu đồ xác định sơ bộ các kích thước cơ bản của máy phát.

y ph t, sử d ng các công - Sau khi xác định các kích thước cơ bản al , iD của má á ụ

thức kinh nghiệm sau đây để sơ bộ xác định các kích thước khác c a mủ áy (hình 16-13): + Đường kính ngoài của lõi thép từ stator: a iD D= + −( , , )0 5 0 9 m; + Chiều cao máy phát: h l mst a= + 0 75, (hoặc 1,5m); + Đường kính stator: stD = (1,15 + 0,0007nO) Di (khi nO < 250 v/ph); stD = (0.92 + 0,0016nO) Di (khi nO > 250 v/ph); stD = (1,05 + 0,0017n ) D (đối với máy phát kiểu ô)O i

iể;

+ Chiều cao giá đỡ trên: h1 = (0,2 = 0,25).Di (đối với máy phát k u treo); iể ô);

+ Dường kình giá đỡ trên: D1 = ; + Chiều cao giá đỡ dưới: h2 = (0,1 - 0,12).Dg ( đối với máy phát kiểu treo; h2 = 0,25 - 0,3).Dg ( đối với máy phát kiểu ô); + Đường kính giá đỡ dưới: D2 = Dg + 0,4m; + Khoảng cách : a = (0,2 - 0,3)m ( đối với máy phát kiểu treo); = (0,4 - 0,5)m (đối với máy phát kiểu ô); + Khoảng cách trục: c = (0,8 - 1) m; + Chiều cao ổ trục đỡ: h3 = (0,2 - 0,25) Di (đối với máy phát kiẻu treo); = (0,15 - 0,2) Di (đối với máy phát kiểu ô); + Đường kính ổ trục đỡ: D3 = 9,4 - 0,5) Di; + Chiều cao chóp máy phát: hO = (0,3 - 0,5) m; + Đường kính chóp máy phát: dO = (0,2 - 0,25) Di;

= (0,1- 0,12).Di (đối với máy phát k ustD

+ Đường kính hố máy phát: Dh = (1,5 - 1,85) Di (đối với máy phát kiểu treo; = (1,4 - 1,5) Di ( đối với máy phát kiểu ô);

+ Chiều dày thiếu bị làm nguội máy phát: t = (0,35 - 0,375) m; 262

+ Khoảng trống đi lại ở hố máy phát: b > (0,4 - 0,5) m.

Hình 16-13. Các kích thước cơ bản của máy phát

a) máy phát kiểu treo; b) máy phát kiểu ô thường. - Trọng lượng chung của máy phát được xác định gần đúng theo công thức: G = A.Di la , (Tấn) (hệ số A = 35 - 45T/m2) đối với Di, la (m). Đối với máy phát kiểu ô thấp không có giá đỡ dưới thì trọng lượng của máy phát giảm bớt 6-7%. Trọng lượng rotor cộng trục lấy bằng (45 - 50)% trọng lượng chung của máy phát..

ầu trụó phải ia máy phụ có êm

máy nâng hạ riêng phục vụ cho thiết bị tại chỗ. máy

dầm cầu trục đặt dọc nhà máy, trên dàn thép có xe nhỏ 6 chạy trên ray dọc dàn thép. Xe nhỏ này chứa các tời nâng hạ móc cầu trục để cẩu và di chuyển vật cần

XVI. 3. 2. Cầu trục trong nhà máy thuỷ điện Trong nhà máy TĐ để phục vụ cho việc lắp ráp và sửa chữa tổ máy cần phải có

m ầm h của c c. Thông thường cầu trục chính bố trí trong gian áy chính, t oạt độngn bao quát toàn bộ gian máy và sàn lắp ráp. Ở các g n thể đặt th

Hình (16-14) trình bày về hệ thống cầu trục cầu trong gian máy của nhàthuỷ điện. Cầu trục cầu gồm một dàn thép 3, hai đầu có đặt các bánh xe lăn 4 chạy trên ray thép 5 của

263

Hình 16-14. Sơ đồ nâng thiết bị bằ ầu trục trong nhà máy.

nâng theo hướng ngang của nhà máy. Sự dịch chuyển phối hợp giữa dàn thép và xe nhỏ khống chế các vị trí của vật cần nâng. Móc cầu trục có hai cở: móc chính 8 để tháo lắp thiết bị nặng (như BXCT hoặc rôtor máy phát, máy biến áp..v..v.. ), móc phụ 7 có tốc độ thao tác nhanh hơn dùng để tháo lắp các thiết bị nhỏ, nhẹ hơn. Trong hình (16-14) trình bày cách cẩu rôtor máy phát và trục, do vật quá nặng phải ghép hai cầu trục lại và dùng một dầm ngang 1 để liên kết việc cẩu vật 2. Thông thường khi trọng lượng vật nâng không vượt quá khả năng cẩu của một cầu trục thì móc chính trực tiếp cẩu thiết bị như (hình 16-15), trên hình đang nâng BXCT của turbine tâm trục. Hình 10-7 (ở chương 10), trình bày về một lọai cầu trục cổng ngoài gian máy: Kết cấu cầu trục cổng có nhiều dạng khác nhau: không có công xon, có 1 hoặc 2 công xon. Các thiết bị nâng hạ vật nâng đặt trên đỉnh cần trục, các động cơ làm dịch chuyển cần trục đặt ở chân khung cần trục. Các bánh xe cần trục lăn trên đường ray. Cần trục cổng (còn gọi là cầu trục chữ môn hay cầu trục chân dê) thường được dùng để nâng hạ, vận chuyển các cửa van thượng, hạ lưu nhà máy hoặc các cửa van của đập tràn. Thường dùng một cần trục chung cho nhiều khoang đập tràn và cửa lấy nước của TTĐ ngang đập, hoặc bố trí cho các van hạ lưu nhà máy. Các thiết bị nâng tĩnh tại thường dùng máy tời hoặc máy nâng thuỷ lực (xem hình 10-8, chương 10). Chọn cầu trục trong nhà máy căn cứ vào trọng lượng và kích thước vật nâng lớn lớn nhất (rotor máy phát + trục, BXCT turbine + trục, MBA ...) và kích thước đủ bố trí các thiết bị và đi lại theo bề rộng gian máy, có sự kết hợp với nhịp cầu trục LK đã có sẵn Trường hợp không có cầu trục đã sản xuất thì mới đặt hàng chế tạo đơn chiếc, vì chế tạo đơn chiếc sẽ lâu và đắt hơn..

ng ghép hai c

264

265

Hình 16-15. Cẩu và vận chuyển BXCT turbine trong nhà máy.

XVI. 3. 3. Máy biến áp Việc truyền tải điện năng đi xa được tiến hành với điện áp cao nhằm giảm tổn thất trên dây tải và giảm tiết diện dây tải, khoảng cách tải càng xa và công suất tải càng lớn thì điện áp càng phải cao. Ví dụ để tải 500 MW đi xa 100 - 200 km cần phải có điện áp 220 kV. Khi nâng áp để tải điện đi xa thì cuối đường dây lại phải hạ áp xuống 3 đến 6 kV, và thường nhất là 380 V để cấp cho các hộ sử dụng điện. Do vậy máy biến áp phải làm nhiệm vụ nâng và giảm điện áp. Máy biến áp hiện đại thường có hiệu suất cao (đến 99% và hơn), tuy nhiên tổn hao chung cho các trạm biến áp vào khoảng 4 - 6% điện năng hàng năm của các trạm điện sản ra.

Máy biến áp có thể phân loại theo số cuộn dây: Máy biến áp hai dây cuốn (dùng nâng điện áp lên một cấp) và máy biến áp ba dây cuốn (dùng nâng điện áp lên hai cấp điện áp trung áp và cao áp cho hai hệ thống khác nhau). Hoặc phân loại theo số pha: máy biến áp ba pha và máy biến áp một pha. Cùng với máy biến áp ba dây cuốn, trong TTĐ còn có thể sử dụng máy biễn áp tự ngẫu, điểm khác cơ bản của nó là trong nó không chỉ có quan hệ về điện từ mà còn có quan hệ về điện giữa các cuộn dây trung áp và cao.áp. Loại này có nhiều ưu điểm trong vận hành và cho phép giảm điện áp ngắn mạch có thể xảy ra giữa cuộn thấp áp và một pha nào đó trong cuộn cao áp. Cấu tạo của máy biến áp: để nâng cao mức cách điện và cải thiện khả năng làm nguội, lõi thép từ và các cuộn dây máy biến áp được đặt ngập trong thùng dầu máy biến áp 1 (hình 16-16). Bên trên thùng dầu còn bố trí thùng giản dầu 5 (có thể tích 8-10% thể tích thùng dầu 1) thông với thùng 1 qua ống dẫn, để giản dầu khi nhiệt độ dầu tăng khỏi nổ. Van 8 có tác dụng phụt dầu sự cố do nhiệt độ làm giản thể tích dầu quá mức. Các đầu dây từ phòng phân phối máy phát dẫn đến sứ cách điện hạ áp 9 và dây ra điện áp cao qua sứ cao áp 3nối với dây tải về trạm phân phối cao áp. Để giảm nhiệt độ dầu trong

266

Hình 16-16. Các bộ phận và kích thước chính của máy biến áp ba pha.

a) Các bộ phận máy biến áp; b) Dồ thị xác định kích thước và trọng lượng MBA. Chú ý: - đường nét đứt là trọng lượng phần tháo ra rời của máy. - K, M là khoảng cách giữa các bánh lăn. thùng 1 xung quanh thùng có lắp các đường ống tản nhiệt 4 và tăng cường hạ nhiệt bằng các quạt gió 6. Bên dưới thùng 1 có hệ thống bánh xe lăn 2 để vận chuyển máy biến áp trên ray đi sửa chữa, khoảng cách giữa các bánh xe lăn có thể là 2000, 2500, 3000 mm. Để đổi hướng của bánh xe ta dùng kích nâng thùng 1 lên và quay bánh theo hướng mới. Khả năng vượt tải tạm thời của máy biến áp trong vài giờ có thể đạt 30 - 40%, còn vượt tải lâu dài có thể từ 5 - 10%. Lượng dầu sơ bộ tính cho cứ 1 kVA là 1 kg. Để chọn máy biến áp dựa vào yêu cầu: công suất tải S (kVA), điện áp nâng UBl B nối với lưới điện và điện áp thấp nối với máy phát UBMF B.

267

XVI. 3. 4. Bố trí thiết bị phụ trong nhà máy TĐ Yêu cầu bố trí các thiết bị này là bảo đảm vận hành an toàn, tiện lợi và kinh tế.

Cần chọn sơ đồ làm việc chắc chắn và đơn giản, thao tác thuận tiện, các phòng có liên quan cần đặt gần nhau để rút ngắn đường dây cáp điện, diện tích các phòng vừa phải, không lãng phí. Đối với nhà máy nhỏ, có thể bố trí các phòng trong gian máy, còn nhà máy lớn có thể phải bố trí riêng biệt mới bảo đảm đủ diện tích yêu cầu. 1. Các thiết bị thuộc nhóm các phòng thao tác Đây là nhóm các thiết bị điện và các bộ phận phục vụ việc vận hành nhà máy: a - Phòng điều hiển trung tâm là đầu não chỉ huy của toàn trạm. Trong phòng này bố trí các bảng điều khiển, các tủ tín hiệu đo lường và rơle bảo vệ. Diện tích phòng vào khoảng 80 - 200mP

2P với chièu cao 4 - 6 m, không có cột. Phòng điều khiển TT cần

bảo đảm sáng sủa, thuận tiện liên lạc với các bộ phận của trạm thông qua các cáp nhị thứ từ các nơi dẫn về. Vị trí của phòng này thường đặt cùng cao trình với sàn máy phát để rút ngắn đường cáp nhị thứ. Do trong phòng đặt các thiết bị đo lường, tín hiệu chính xác nên cần bố trí ở nơi yên tĩnh, tránh rung động và khách vãn lai. Để sớm đưa tổ máy đầu vào vận hành cần đặt phòng điều khiển ở đầu nhà máy hoặc gần tổ máy đầu tiên.

Bên dưới phòng điều khiển trung tâm là phòng cáp nhị thứ tập trung cáp từ các nơi về và phân phối đến các tủ, bản của nó, gọi là phòng dưới của phòng điều khiển TT; phòng dưới phải cao từ 2 - 2,5 m để có thể vào ra thay, sửa và kiểm tra cáp. b - Nhóm phòng điện một chiều : có nhiệm vụ cung cấp dòng một chiều cho các thiết bị đo lường, tín hiệu, điều khiển và thắp sáng khi sự cố nhà máy. Cụm phòng này gồm các phòng ắc quy, axit và phòng máy nạp điện cho ắc quy. Do khí độc từ ắc quy và axit nên chúng phải đặt tách biệt với các phòng khác và có các cửa thông gió riêng, không dùng chung cửa và hệ thống thông gió với phòng khác. Máy nạp nên đặt cạnh phòng ắc quy axit, nếu máy nạp có trọng lượng không lớn hay dùng chỉnh lưu thuỷ ngân thì có thể đặt ở tầng trên gần phòng điều khiển TT, tiện theo dõi nạp điện. Diện tích phòng ắc quy cần 30 - 60 mP

2P, phòng axit 10 - 15 mP

2P, phòng nạp điện 20 - 40 mP

2P.

c - Phòng phân phối cấp điện áp máy phát : Phòng này đặt các thiết bị đóng, ngắt (máy cắt, dao cách ly, cầu chì ...) để phân phối điện từ thanh cái máy phát đi đến trạm máy biến áp, máy biến áp tự dùng và đường dây tải khác. Để rút ngắn chiều dài thanh cái từ máy phát đến máy biến áp nên đặt phòng này giữa hai máy và gần sát máy phát, ở tầng xây ghé với gian máy phát cùng cao trình sàn máy phát, hoặc ở tầng turbine sát máy phát. Phòng phân phối cần cao ráo, bảo đảm an toàn đi lại, rộng chừng 6 - 8m, dài theo gian máy. d - Phòng điện tự dùng: Phòng này thường bố trí máy biến áp tự dùng và bảng điện tự dùng, ước chừng 30 - 50 mP

2P.

2. Bố trí các phòng thuộc nhóm sản xuất Đây là các nhóm phòng bảo đảm sự làm việc bình thường, gồm: các hệ thống dầu, cấp nước kỹ thuật, khí nén ... , các xưởng sửa chữa cơ khí, kĩ thuật điện, đo lường điện, thí nghiệm điện cao áp ... Nhóm các thiết bị điện được bố trí ở các tầng trên đảm bảo khô ráo, an toàn. Các nhóm cơ khi như dầu, nước thường bố trí ở tầng turbine, dọc nhà máy, phòng khí nén và xưởng cơ khí thường ở tầng turbine- dưới sàn lắp ráp, thiết bị cấp nước kỹ thuật và bơm tháo nước thường đặt gần tổ máy chính, tầng turbine.

268

3. Bố trí trạm máy biến áp chính của TTĐ

Hình 16-17. Các sơ đồ bố trí máy biến áp của trạm thủy điện.

Để giảm tổn thất điện năng trên đoạn giữa máy phát và máy biến áp động lực, người ta mong muốn đặt máy biến áp sát gian máy (trong một số trường hợp như trạm thủy điện ngầm, thậm chí còn đặt máy biến áp trong gian máy). Việc sửa chữa và kiểm tu máy biến áp có liên quan đến việc tháo lắp từng phần hoặc toàn bộ chúng, thường sử dụng cầu trục trong gian máy để làm việc này.Trọng lượng máy biến áp có thể đạt tới 300 tấn hoặc hơn, kích thước lớn của chúng cũng gây khó khăn cho việc chuyển dịch chúng theo phương đứng. Bởi vậy máy biến áp thường được đặt cùng cao trình sàn lắp ráp. Trong hình (16-17), các sơ đồ I, II, III là các phương án đặt MBA ở thượng hoặc hạ lưu cạnh gian máy. Với sơ đồ I và II việc đưa máy biến áp vào sàn lắp ráp thực hiện bằng đường ray riêng đặt dọc gian máy. Đối với TTĐ kiểu ngang đập thì sơ đồ II là thích hợp nhất vì tận dụng phần trên của ống xả dài để đặt máy biến áp. Đối với TTĐ kiểu đập làm bằng vật liệu địa phương hoặc và TTĐ đường dẫn hở khi công suất máy biến áp không lớn thường đặt chúng ở trạm nâng áp riêng , nằm trong khu nhà máy (sơ đồ IV). Trong các TTĐ kiểu đập với công trình tháo lũ đặt trên đỉnh nhà máy, để tránh bụi nước thường đặt máy biến áp trong gian kín hoặc đặt phía trên ở cao trình ngang đỉnh đập. Khi sửa chữa MBA thường phải rút lỏi của chúng bằng cầu trục gian máy, do vậy nếu cao trình của dầm cầu trục không đủ độ cao khi rút lỏi thì hoặc nâng cao trình dầm cầu trục hoặc trên sàn lắp ráp cần đào hố thả máy biến áp để tránh việc nâng chiều cao nhà máy. Ray vận chuyển máy biến áp cần đặt sao cho các máy biến áp khi đẩy qua máy biến áp đang làm việc mà không bị vướn.

269

4. Trạm phân phối cao áp: Trạm này có diện tích rất lớn nên thường được bố trí ngoài trời, nên gần trạm biến áp và đường giao thông, cao hơn mực nước lũ lớn nhất hạ lưu. Thường hệ thống thanh góp cao áp đặt một tầng và trãi rộng mặt bằng, tuy nhiên nếu địa hình chật hẹp thì có thể dùng hai đến ba tầng nhưng tốn thép hơn. Kích thước trạm này tuỳ thuộc vào sơ đồ đấu dây, sơ bộ có thể tạm lấy theo bước ô (mỗi ô bao gồm máy cắt, cầu dao cách ly và các thiết bị khác tuỳ theo cấp điện áp): U (kV): 35 110 220 330 500 Bước ô (m): 6 7 11 22 30 Chiều dài (m): 40 60 90 120 160 XVI. 4. KẾT CẤU VÀ KÍCH THƯỚC NHÀ MÁY THUỶ ĐIỆN

Như trên đã trình bày, nhà máy TĐ trục đứng chia làm hai phần: phần trên và phần dưới nước. Phần trên mang kết cấu của nhà công ngiệp thông thường. Phần dưới nước có kết cấu dạng khối, chiếm 80 - 90 % khối lượng bê tông của cả nhà máy, có kết cấu phức tạp khó chọn được sơ đồ lực chính xác trong tính toán, việc bố trí kết cấu và thiết bị không hợp lý sẽ gây lãng phí công của và làm khó khăn cho vận hành và vấn đề an toàn sau nầy. Cao trình sàn máy phát là ranh giới phân chia hai phần của nhà máy.

1. Bố trí và và kết cấu phần trên nhà máy thuỷ điện Hình (16-18) là mặt cắt ngang của một nhà máy thủy điện đường dẫn, trục đứng.

Phần trên là kết cấu bao che của một nhà công nghiệp thông thường. Cầu trục cầu chạy dọc gian máy nhờ các bánh xe lăn trên đường ray thép đặt trên dầm đỡ cầu trục, dầm đỡ làm bằng bêtông cốt thép hoặc bằng dầm thép, được giữ bởi các cột đỡ thẳng đứng dạng khung hoặc cột. Để thông gió và chiếu sáng, trên tường gian máy có nhiều cửa với tổng diện tích chiếm khoảng 1/3 - 1/5 diện tích mặt sàn. Cửa đầu gian lắp ráp tuỳ theo kích thước thiết bị đưa vào để xác định. Kết mái che có thể là dàn thép hoặc dầm mái bê tông cốt thép liên kết với cột và khung nhà máy (xem thêm hình 16-19,a và 16-21).

Hình 16-18. Kết cấu phần trên và phần dưới nhà máy TĐ trục đứng.

270

Hình (16-19,b) bố trí mặt bằng phần trên (gian máy phát, gian lắp ráp ... ). Tầng

này thường bố trí phần trên của máy phát điện như giá đỡ trên và ỗ trục đỡ của máy phát, máy kích từ (ngày nay ở các nhà máy thủy điện có xu thế chỉ còn kích từ đặt ở tầng máy phát). Sát máy phát, về một phía bố trí cụm tủ điều tốc và thiết bị dầu áp lực (có trường hợp chúng được đưa xuống cùng tầng với stator). Tủ điều tốc đặt gần thiết bị dầu và động cơ tiếp lực (động cơ này đặt trên nắp tuyrbine ở giếng turbine) để rút ngắn khoảng cách ống dẫn dầu áp lưc. Một phía khác của gian máy đặt tủ điện điều khiển tổ máy và các dụng cụ đo lường và bảo vệ tổ máy. Các phần điện nên đặt cùng phía với máy biến áp (ngoài gian máy). Phòng phân phối điện cấp điện áp máy phát đặt ở phòng xây ghé gian máy phát (hoặc nằm ở tầng stator của phần dưới nhà máy) để giảm khối lượng cáp động lực. Ngoài ra để liên hệ với các tầng dưới, ở tầng này còn bố trí cầu thang lên xuống các tầng, hố thả móc cầu trục xuống các tầng dưới để cẩu vật khi sửa chữa, lắp ráp. Bên ngoài nhà máy, về phía thượng lưu lợi dụng khoảng trống giữa nhà máy và đập để bố trí máy biến áp động lực hoặc đặt các máy biến áp ở hạ lưu - trên sàn ống xả. Dùng hệ thống đường ray để vận chuyển MBA đưa đến sàn lắp ráp để sửa chữa. Khi vận chuyển MBA cần đảm bảo khoảng cách để không va chạm giữa máy đem đi sửa và máy đang làm việc. Phía hạ lưu nhà máy đặt cầu trục cổng dùng chung cho các khoang hoặc loại thiết bị nâng hạ khác như tời điện, máy nâng thuỷ lực...để thao tác cánh van hạ lưu khi cần kiểm tra sửa chữa ống xả hoặc tiêu nước ống xả.

271

Hình 16-19. Cắt dọc và mặt bằng tầng trên nhà máy TĐ trục đứng.

Sàn lắp ráp thường đặt cùng cao trình đặt máy biến áp để tiện vận chuyển MBA và có thể đặt cùng cao trình hoặc cao hơn sàn máy phát để lợi dụng thêm phần trống của gian máy phát để bố trí thiết bị khi sửa chữa. Chiều dài sàn lắp ráp lấy bằng chiều rộng

272

gian máy phát để tiện dùng chung cầu trục. Diện tích của sàn này đảm bảo đủ bố trí các cụm thiết bị lớn của một và MBA để sửa chữa, lắp ráp (đối với nhà máy có số tổ máy nhỏ hơn hoặc bằng 10 tổ); khi số lượng máy lớn hơn thì đủ diện tích bố trí sửa chữa lắp láp hai tổ máy cùng một đợt. Các cụm thiết bị lớn cần bố trí ở sàn là: MBA, rôtor máy phát + trục, giá đỡ trên máy phát, nắp turbine, BXCT + trục, ổ trục, thiết bị dầu, thiết bị làm nguội máy phát ... (hình 16-21b). Khi bố trí rôtor và BXCT cần có lỗ xuyên sàn để hạ trục và cố định trục. Trường hợp để rút được lỏi MBA cần nhà máy quá cao, thường đào hố đặt MBA ở dưới sàn để rút lõi khỏi nâng cao trình dầm cầu trục. Để vận chuyển thiết bị vào nhà máy thuận tiện, vị trí của sàn lắp ráp được đặt ở phía bờ lòng sông.

2. Bố trí và kết cấu phần dưới nhà máy thuỷ điện Phần dưới nước của nhà máy có kết cấu dạng khối. Tầng trên của phần dưới

nước bố trí các kết cấu dưới của máy phát (stator, rôtor và các thiết bị làm nguội máy phát, bệ đỡ máy phát). Giếng turbine là phần kéo dài của bệ máy phát đến sàn nắp turbine. Tiếp theo là tầng turbine chứa: buồng xoắn, nắp turbine (trên nắp bố trí động cơ tiếp lực điều chỉnh cơ cấu hướng nước), cửa vào giếng turbine. Cửa van trước turbine và các thiết bị điều khiển nó đặt trước cửa vào buồng xoắn, nối buồng xoắn với ống dẫn nước áp lực. Két dầu áp lực của cửa van đặt bên cạnh van. Để tháo lắp cửa van thường dùng cầu trục thả từ gian máy chính hoặc đặt máy nâng riêng tại chỗ. Ngoài các thiết bị, ở tầng này còn có mở các hành lang, các phòng để đi lại và đặt đường ống các loại và các thiết bị phụ của nhà máy như: thiết bị lọc nước (đặt quanh giếng turbine), các thùng dầu, máy bơm tiêu nước... , các hệ thống đường dây cáp điện, đường ống các loại ...v.v..

Dưới tầng turbine là tầng ống xả, là khối bêtông lớn chứa đoạn cong và đoạn khuếch tán của ống xả, có hành lang tập trung nước để nhận nước từ buồng xoắn, ống xả. Dùng khoản không gian khoét giữa khối bê tông của hai tổ máy để đặt buồng bơm nước tiêu từ hành lang tập trung nước về hạ lưu. Chú ý rằng khi lượng nước cần tháo ít, bơm có thể trực tiếp tiêu nước từ buồng xoắn ống xả trong thời gian ngắn thì có thể không cần có hành lang tập trung nước trong thành phần tầng này nữa. Phần này còn bố trí các hố thấm và thiết bị bơm tự động tiêu nước thấm .Về phía hạ lưu là các trụ có rãnh để đặt van hạ lưu.

Nhà máy thủy điện trục ngang thường có kết cấu và thiết bị đơn giản hơn so với nhà máy thủy điện trục đứng. Thông thường thiết bị cơ điện được bố trí cả trên tầng máy phát điện, còn phần dưới nước chỉ bố trí ống xả hình nón cụt và hầm xả. Phần trên của nhà máy trục ngang cũng tương tự như nhà máy trục đứng, tuy nhiên khi tổ máy quá nhỏ, thiết bị nhẹ có thể không cần cầu trục hoặc dùng cầu trục điều khiển tay do vậy đơn giản hơn về kết cấu công trình. Tầng máy phát đặt các tổ máy nằm ngang, dùng rãnh cáp nhỏ đặt chìm trên sàn để dẫn cáp từ máy phát đến phòng (thường là tủ) phân phối và điều khiển của nhà máy. Thường trạm máy biến áp đặt ở trên bờ, một đầu nhà máy cùng trong trạm phân phối cao áp, điều khiển các trạm này cũng thường được bố trí chung trong gian máy.

Hình (16-20) sau đây thể hiện mặt cắt ngang và mặt bằng của một nhà máy thủy điện trục ngang loại trung dùng turbine tâm trục, buồng turbine là buồng xoắn, turbine và máy phát nối trục trực tiếp; máy điều tốc loại nhỏ đặt trực tiếp bên buồng xoắn. Các phòng điều khiển trung tâm và phòng phân phối điện cáp máy phát đặt phía thượng lưu, trong phần xây ghé với gian máy chính. Sàn lắp ráp đặt ở một đầu gian máy chính có cao trình đặt cao hơn mặt sàn gian máy phát và cùng cao trình với đường vào nhà máy.

273

Hình 16-20. Kết cấu và bố trí nhà máy thuỷ điện trục ngang.

Bên cạnh sàn lắp ráp có phân xường cơ khí phục vụ gia công sửa chữa nhỏ của nhà máy và kho dầu. Cũng cần chú ý rằng trong nhà máy thuỷ điện loại tương đối nhỏ, khi dùng truyền động cua roa giữa trục máy phát và trục turbine, có thể lợi dụng khoảng trống đủ lớn giữa các máy để tháo lắp sửa chữa thì không cần bố trí gian lắp ráp riêng. Tuy nhiên, cũng cần xem xét cụ thể đối với nhà máy cụ thể để quyết định sự có mặt hay vắng mặt của từng hạng mục của nhà máy dù là nhỏ, sao cho đảm bảo yêu cầu về kinh tế - kỹ thuật có lợi nhất. Trong nhà máy trục ngang thường vẫn bố trí sàn lắp ráp riêng, và thường dùng loại cầu trục điều khiển bằng thủ công đơn giản kiểu palăng xích. 3. Xác định kích thước nhà máy TĐ

Bố trí và xác định kích thước mặt bằng nhà máy cần đảm bảo những yêu cầu sau - Đảm bảo đủ kích thước để bố trí thiết bị, tránh lãng phí không cần thiết;

274

- Đảm bảo tiện lợi và an toàn trong vận hành và sửa chữa, do vậy cần đủ khoảng cách cho nhân viên đi lại không vướng máy móc thiết bị; khoảng thông thương tối thiểu 1m, khoàng trồng cạnh vật thể quay hay điện cao áp thì tối thiểu phải 1,5m;

- Cầu trục chuyển thiết bị lớn qua các tổ máy và các trang thiết bị trong gian máy không bị va chạm. Khi chọn kích thước mặt bằng nhà máy cần cố gắng tận dụng cầu trục đã được chế tạo sẵn; có kích thước, sức nâng phù hợp nhằm giảm giá thành cầu trục và đẩy nhanh tốc độ mua sắm cầu trục, chú ý đến tầm hoạt động của móc chính của cầu trục khi chọn kích thước nhà máy.

a - Xác định các cao trình và chiều cao nhà máy: Chiều cao của nhà máy phụ thuộc vào chiều cao của tổ máy, thiết bị, chiều cao

của kết cấu công trình và chiều cao nâng vật nặng của thiết bị nâng. Nó gắn liền với các cao trình chính sau:

- Cao trình lắp turbine ( lm∇ ): cao trình này được chọn thoả mãn yêu cầu phòng chống khí thực của tổ máy thuỷ lực, thường tính với mực nước sau nhà máy là nhỏ nhất và thoả mãn độ cao hút nước nhỏ hơn giá trị cho phép. Mặt khác nếu hạ cao trình lắp máy quá sâu để lợi về an toàn khí thực thì sẽ tăng khối lượng phần dưới nứơc, do vậy cần phải chọn thích đáng thoả mãn yêu cầu chống khí thực và khối lượng xây dựng ít;

- Cao trình sàn máy phát ( smp∇ ): là cao trình mặt sàn gian máy phát. Cao trình này có liên quan với chiều cao phần dưới tầng turbine và phần stator máy phát. Không gian bên dưới phải đủ chiều cao đặt thiết bị và để nhân viên vận hành đi lại an toàn, thường lấy từ 2,7 - 3 m. Cao trình sàn còn phải đảm bảo cao hơn mực nước hạ lưu lớn nhất, hoặc được che chắn không để nước tràn vào trong mọi trường hợp;

- Cao trình ray dầm cầu trục ( dct∇ ): là cao trình của mặt đường ray dưới bánh xe lăn của cầu trục. Điều kiện để xác định cao trình này là thoả mãn rút được vật cao và nặng nhất của tổ máy và vận chuyển chúng trong gian máy mà không va quệt các vật khác với khoảng cách an toàn từ vật di chuyển dến các vật cố định khác ≥ 0,25 - 0,5m. Chiều cao phần trên của nhà máy kể từ sàn máy phát đến trần nhà H (hình 16-21,a) tuỳ thuộc kiểu nhà máy kín (sơ đồ I, II) hoặc kiểu nửa kín (III) hay hở (sơ đồ IV); Ở nước ta chỉ dùng nhà máy kiểu kín thích hợp với thời tiết khắc nghiệt. Chiều cao gian máy H được quyết định dựa vào điều kiện nâng và vận chuyển vật nặng và rút lỏi MBA. Do vậy thông qua cao trình dct∇ và tính đến chiều cao cầu trục cộng với khoảng trống an toàn từ xe goòng đến trần chừng 500 mm là xác định được chiều cao gian máy.

275

Hình 16-21. Kết cấu phần trên và sàn lắp ráp

1-ray chuyển MBA; 2- MBA; 3- BXCT; 4- ổ trục với gối đõ; 5- rotor; 6- giá đỡ trên; 7- nắp turbine; 8- tổ máy; 9- kích từ, trục turbine, thiết bị làm nguội máy phát; 1-1- khớp lún; 2' - vùng làm việc của móc chính; 3' - vùng làm việc của móc phụ; b4 - phạm vi tác dụng của móc chính; b5 - của móc phụ.

Chiều cao phần dưới nước được tính từ cao trình tấm đáy ống hút đến vòng tựa stator máy phát (hình 16-18), bao gồm chiều dày bản đáy (thường lấy 0,5-2m trên nền đá và từ 3-5m trên nền mềm), chiều cao ống hút đã chọn, chiều dày lớp bêtông của buồng xoắn (thường lấy từ 0,8 -1m đối với buồng xoắn kim loại và từ 1,2 -1,5m đối với buồng xoắn betông), độ cao từ sàn turbine đến cao trình đáy stator máy phát để đi lại và bố trí thiết bị (thường lấy từ 2,7-3m).

b - Xác định kích thước mặt bằng nhà máy: Kích thước mặt bằng phần dưới và phần trên có liên quan nhau về tháo lắp và bố

trí thiết bị. Kích thước phần dưới phụ thuộc chủ yếu vào kích thước buồng xoắn và ống xả (hình 16-3), riêng nhà máy ngang đập còn phụ thuộc vào cửa lấy nước (hình 16-1 và 16-2). Kích thước phần trên nhà máy phụ thuộc vào số lượng và kích thước tổ máy, kích thước sàn lắp ráp, phạm vi hoạt động của cầu trục và lối đi lại cho nhân viên vận hành.

Chiều dài của nhà máy L: xác định theo công thức sau: L n l lslr= + +. ∆l (16-3) Trong đó: n là số tổ máy ;

276

l - chiều dài đoạn tổ máy, hay chính là khoảng cách giữa hai trục tổ máy cạnh nhau, khoảng cách nầy lấy bằng đường kính hố máy phát DBh B cộng thêm khoảng đi lại và kích thước thiết bị điều tốc (hoặc nếu kích thước buồng xoắn cộng với bề dày phần bêtông giữa hai buồng xoắn, nếu buồng xoắn có kích thước lớn hơn);

slrl - chiều rộng sàn lắp ráp, thường lấy ≥ chiều dài đoạn tổ máy: slrl = (1 - 1,2).l (khi số mỗi lần sửa chữa một tổ máy);

= (1,3- 1,5).l (khi số mỗi lần sửa chữa hai tổ máy). ∆ l - kích thước tăng thêm ở tổ máy cuối , thường lấy ∆ l = 2-5m. Kích thước chiều ngang nhà máy B: xác định dựa vào đủ bố trí máy phát, thiết

bị điều tốc (tủ điều tốc và két dầu áp lực), bản điện bên máy, thiết bị khác và khoảng đi lại, kết hợp nhịp cầu trục và phạm vi hoạt động của cầu trục.

4. Gia cố lòng sông ở hạ lưu nhà máy Dòng nước khi ra khỏi ống xả còn năng lượng khá lớn, cần phải tính toán gia cố

để bảo đảm an toàn cho hạ lưu, nhất là đối hạ lưu nhà máy thuỷ điện ngang đập. Yêu cầu đối với gia cố là: đảm bảo sự nối tiếp thuận dòng từ cửa ra ống xả với hạ lưu; loại trừ xói lỡ đối với công trình trong giai đoạn vận hành bình thường, đảm bảo không dâng nước ở hạ lưu và không cản đường ra của dòng thấm.

Cấu trúc gia cố lòng sông hạ lưu nhà máy gồm có ba phần sau đây (hình 16-22) - Sân tiêu năng: nằm ngay sau ống xả, có tác dụng tiêu hao phần lớn động năng

từ ống xả (hoặc từ lỗ xả ở nhà máy kết hợp xả lũ), đây là nơi chịu tác dụng của dòng không ổn định lớn nhất phía hạ lưu. Kết cấu sân tiêu năng thường là những tấm bê tông nặng đổ tại chỗ với bề dày từ 2,5 - 3m (có đục lỗ qua tấm để tiêu nước) và phải qua tính toán kiểm tra lại, phần này không đặt nằm ngang mà đặt dốc ngược với độ dốc 1 : 5 (hình 16-22a,b,c):

- Sân sau: nằm tiếp sau sân tiêu năng, có tác dụng tiêu hao nốt phần động năng còn lại và phân bố đều lại lưu tốc theo chiều sâu dòng chảy trước khi nhập vào lòng sông thiên nhiên. Sân sau thường nằm ngang và cấu tạo từ những tấm bêtông có chiều dày thay đổi với bề dày giảm dần từ 2 m và đến cuối là 0,6m. Ở nhà máy kết hợp khi có lưu lượng đơn vị q ≥ 40mP

2P/s thì một phần sân sau nằm nghiêng và có tường răng hay

cọc cừ bên dưới gia cố đoạn cuối của nó (hình 16-22,b); chiều dài sân sau là LBSS. B

- Đoạn gia cố sau cùng: nối tiêp giữa sân sau và lòng sông tự nhiên để bảo vệ cho sân sau. Kết cấu của đoạn này phụ thuộc vào địa chất lòng sông ngay sau nó. Chiều

sâu chỗ xói lỡ cục bộ xác định theo công thức p = kq

vkx1,2 ;

Trong đó: k - hệ số hiệu chỉnh; kxv - vận tốc không xói lở của đất lòng sông.

277

Hình 16-22. Gia cố hạ lưu nhà máy thuỷ điện. a,b) Gia cố trên nền đất và q = 20 mP

2P/s: 1- các bản betông 1,5m;2- các bảng bêtông 1m;

3- tầng lọc ngược ;4- đá đổ 0,4m; 5- đá hộc 0,4m, 6- lổ thoát nước b) Gia cố nhà máy không kết hợp nền đá cứng. Kích thước các đoạn được tính toán sơ bộ theo các công thức sau: a - Gia cố khi lòng sông trên nền đá: (hình 16-22,c).Trong điều kiện này phần

gia cố chỉ cần có sân tiêu năng với các tấm bêtông dày từ 1 - 1,5 m, trong các tấm sân tiêu năng có chừa lỗ thoát nước ngầm. Chiều dài sân tiêu năng sơ bộ tính như sau :

stnL = ( )2 3 1− h hB1 B là chiều sâu tại mặt cắt cửa ra ống xả ứng với lưu lượng bình quân nhiều năm. b - Gia cố lòng sông trên nền đất:(hình 16-22a,b). Trường hợp nầy phải có đầy

đủ sân tiêu năng, sân sau và phần gia cố cuối. Các tấm bêtông ở sân tiêu năng phải chừa lỗ thoát nước ngầm, sân sau là những tấm bêtông lát, phần gia cố sau cùng là những lớp đá đổ. Chiều dài các đoạn tính theo sơ bộ cho những trường hợp sau:

Chiều dài stnL = (2 - 3) 1 22

h h+ (đối với nhà máy không kết hợp có lưu lượng

đơn vị q ≤ 20 mP

2P/s và vận tốc trên sâu sau v = 2,5 m/s);

Chiều dài sân sau: LBSS B = (3 - 5) hB2; Chiều dài phần gia cố: LBGC B = (2 - 3) hB3B. Trường hợp trong nhà máy có kết hợp xả lũ thì lưu lượng đơn vị q sẽ lớn hơn,

lúc này các chiều dài của các đoạn gia cố sẽ tăng hơn so với nhà máy không kết hợp. Trong thực tế phải qua thí nghiệm mô hình gia cố hạ lưu để định. Sau đây, nếu không có kết quả thí nghiệm thì có thể tạm lấy các kích thước theo bảng (16-1) sau:

278

Bảng 16-1. Kích thước các đoạn gia cố Đặc trưng đât

q (mP

2P/s) Sân tiêu năng

( LBstn B ) Sân sau ( LBSS B)

Tốc độ sân sau (m/s)

Phần gia cố sau ( LBGC B)

Cát ≤ 20 ( )2 32

1 2÷+h h

( )3 5 2÷ h 2,5 ( )2 3 3÷ h

Sét ≤ 20 ( )2 32

1 2÷+h h

( )3 5 2÷ h 2,5 ( )2 3 3÷ h

Đá ≤ 20 ( )2 32

1 2÷+h h

- - -

Cát ≤ 40 ( )3 4

210

20

÷+h h

( )4 6 2

0÷ h 2,5 ( )3 4 30÷ h

Cát ≤ 60 ( )4 5

210

20

÷+h h

( )5 7 2

0÷ h 2,5 ( ) ( )4 5 30÷ +h p

Sét ≤ 60 ( )4 5

210

20

÷+h h

( )5 7 2

0÷ h 2,5 ( ) ( )4 5 30÷ +h p

Đá ≤ 60 ( )2 3

210

20

÷+h h

- - -

Trong bảng 16-1: hB1 B, hB2 B , hB3B là chiều sâu nước ở các đoạn ứng với lưu lượng bình quân nhiều năm

10

20

30h h h, , tương ứnglà chiều sâu nước ở các đoạn ứng với lưu lượng lũ thiết

kế, dùng đối với nhà máy kết hợp xả lũ; p - chiều sâu xói sau sân sau.

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 đoạn thi công lẫn giai đoạn vận hành, sửa chữa. Tính toán ổn định tiến hành cho cả nhà máy; độ bền của mỗi phần tử nhà máy ngoài việc phải tính khi nó tham gia làm việc chung với toàn nhà máy còn phải tính khi nó chịu tải trọng cục bộ. XVII. 1. TÍNH ỔN ĐỊNH TRƯỢT VÀ ỨNG SUẤT DƯỚI BẢN ĐÁY N.M 1. Tính ổn định chống trượt nhà máy Việc tính toán ổn định chống trượt của nhà máy là điều cần thiết đối với nhà máy kiểu ngang đập vì nó trực tiếp chịu áp lực nước thượng lưu; ngoài ra chỉ tính kiểm tra trượt cho nhà máy sau đập và nhà máy kiểu đường dẫn khi có bố trí khe lún - co ngót giữ đập và nhà máy, hoặc ở phía thượng lưu hoặc bên hông nhà máy có gia tải lớn.

Hình 17-1. Các mặt trượt và sơ đồ lực tác dụng lên nhà máy ngang đập

Tính toán ổn định trượt của công trình thuỷ công với ba dạng trươt:

- Trượt phẳng theo mặt tiếp xúc giữa công trình và nền (mặt trượt là mặt nằm ngang ở cao trình chôn sâu nhất của tấm móng (như hình 17-1,a - theo ABCD, ABCDEF, ABCDE hoặc theo lớp đất yếu nằm dưới tấm đáy);

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:

NB

=⋅

maxσγ

≤ K (17-1)

Trong đó: maxσ là ứng suất pháp lớn nhất trên đất nền (T/mP

2P);

γ - trọng lượng riêng của đất (t/mP

3P);

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):

( )

kf G U CB ET E T E

pH

a aB H aH=

− + +

+ − +

Σ Σ

( ) ( )> [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; pHE - áp lực đất bị động hạ lưu khi đáy bị đẩy trượt về hạ lưu; aB aHE E, - 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 pHE .

Hệ số an toàn cho phép [k] tra theo cấp công trình, bảng sau:

Bảng 17-2. Hệ số an toàn cho phép [k]

Trường hợp tính toán Cấp công trình I II III IV Vận hành bình thường 1,3 1,2 1,15 1,1 Đặc biệt 1,1 1,1 1,05 1,05 Sửa chữa 1,17 1,1 1,05 1,05

Các trường hợp tính toán kiểm tra ổn định trượt:: - Trường hợp vận hành bình thường: Tính với mực nước thượng lưu là MNDBT, còn mực nước hạ lưu lấy ứng với lưu lượng tháo một tổ máy. Các tải trọng tác dụng lấy đầy đủ với trọng lượng kết cấu của nhà máy, trọng lượng các thiết bị đặt đúng vị trí của chúng, phần chảy có đủ trọng lượng nước, áp lực nước thượng hạ lưu, áp lực thấm, đẩy nổi, áp lực đất đá thượng hạ lưu, ...v..v...

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, mực nước hạ là mực nước cao nhất. Ngoài ra còn kiểm tra các trường hợp có thể xảy ra nguy hiểm, như động đất, điều kiện thi công ... 2. Ứng suất dưới bản đáy nhà máy Việc xác định biểu phản lực ở dưới bản đáy nhà máy nhằm phục vụ cho việc tính kết cấu khi có phản lực dưới nền tác dụng và để tính lún, tính dịch chuyển ngang của công trình và đánh giá trạng thái giới hạn của nền. Trị số và quy luật phân bố ứng suất ở dưới bản đáy nhà máy phụ thuộc vào: đặc tính của tải trọng tác dụng bên trên, vào độ cứng và kích thước của mặt bằng móng, vào địa chất và tính cơ lý của đất nền cũng như ảnh hưởng của các công trình bên cạnh.

Hình 17-2. Sơ đồ tính lún và phản lực nền

Có thể tính phản lực dưới đáy nền theo hai phương pháp: nền là môi trường biến dạng tuyến tính hoặc theo phương pháp hệ số nền của Wincle. Trong đó tỷ số độ cứng của tấm đáy và nền có ý nghĩa quan trọng. Công trình tuyệt đối cứng thì biến dạng của nó không ảnh hưởng đến sự phân bố phản lực nền, còn công trình có độ cứng hữu hạn thì biến dạng của nó có ảnh hưởng đến sự phân bố phản lực nền. Có thể thông qua chỉ số độ dẻo t của hai ông Gorbunôp - Pôxađốp để đánh giá, có thể coi tấm đáy là tuyệt đối

cứng khi: tEE

lh

≈ 10 0

1

2

3 < 1 (17-3)

Trong đó: EB0 B, EB1 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 = kB0 B ω (trong đó kB0 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 hBc Bkhông đổi hoặc có bề dày vô hạn thì hệ số nền có thể tính theo công thức:

00

0 0

011 1 2k

Ehc

=−

+ −

µµ µ( ) ( )

(17-4)

Trong đó: hBC B= hằng số, bề dày của lớp nền chịu nén; 0 0µ , 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):

( , )x yy

y

x

x

Pk F

Mk J

xM

k Jyω = + +

0 0 0 (17-5)

Trong đó: F - diện tích đáy móng;

y x x y y xM P e M P e Jb a

Ja b

= = = =. ; . ;.

;.3 3

12 12 (móng chữ nhật).

( , )x yy

y

x

x

PF

MJ

xMJ

yσ = − ± ± (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 bỏ qua lực ma sát theo tấm đáy, thì ứng suất pháp d đáy công trình chịu nén lệch tâm trong bài toán phẳng xác định là (hình 17-2,b):

xP

a x

e xa

σπ

=−

+⎛⎝⎜

⎞⎠⎟2 2 21 2 (17-7)

Từ (17-7) ta nhận thấy σ BXB = 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 hBC B ≠ hằng số thì kBO 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 hBYB (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 đoạn giữa hai tổ máy, các phần dẫn và tháo nước tạo nên dạng khung. Các khung cắt theo theo vùng đặc trưng có phần trên dày được coi như dầm ngang có EJ = ∞ đưa về sơ đồ khung để tính. Thường các mắc khung đối xứng nên chỉ tính một nửa khung. Để xét đến sự liên kết làm việc giữa các khung ta đưa về khung không gian phức tạp và dùng máy tính để tính. 2. Tính độ bền chung theo phương dòng chảy (ngang nhà máy) Theo phương dòng chảy thì độ cứng của nhà máy do trụ van chính và phụ của ống xả tạo nên (hình 17-4). Tính theo phương này cũng có hai quan niệm về sơ đồ: a - Quan niệm thứ nhất: Tách một phần tử tính toán vuông góc với trục nhà máy và coi nó như một dầm tỉnh định nằm trên dầm đàn hồi, chịu tải trọng chủ động (các tải trọng do trọng lượng kết cấu và thiết bị) và phản lực nền. Dầm tính toán có thể gồm một

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 mặt cắt tròn hoặc bên ngoài dạng bát giác. Bệ đỡ loại này có độ cứng lớn, chịu lực tốt, chống xoắn và chịu chấn động tốt, do vậy loại này dùng cho máy phát trung bình và lớn.

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 GB1 B; trọng lượng sàn máy phát GB2 B; tải trọng di động trên sàn máy phát GB3B; trọng lượng stator máy phát và thiết bị phụ của nó AB1 B; trọng lượng giá đở dưới PB1 B. Tải trọng động A' gồm có: Trọng lượng rotor máy ph + trục AB3B; trọng lượng

BXCT + trục turbine AB4 B; áp lực nước dọc trục 2 12

4A k D H=γ

π , ( k = 0,9 đối với

turbine hướng trục; đối với turbine tâm trục tra quan hệ k ~ nBS B). Đưa tải trọng động về tải trọng tỉnh tương đương để tính là A' = kBĐB ( AB2 B + AB3 B + AB4 B), (hệ số động kBĐB = 1,5 - 2).B

Mômen tác dụng gồm: Mômen uốn M do phép dời lực thẳng đứng về tim bệ máy M ; mômen xoắn MK do cảm ứng điện từ giữa stator và rotor gây ra trên stator, trường hợp chập mạch là nguy hiểm nhất. Chúng được tính theo các công thức sau: M G e A e P ei i i i p= ∑ + +∑ ' 1 (xem hình 17-6)

ksk

MNx n

Nn

= ≈0 9754

,cos'

ϕk

skM

Nx n

Nn

= ≈0 9754

,cos'

ϕ, với N (kVA)

Lực ngang do MK gây ra mà mỗi bulông phải chịu: PK = 2 kMm D

, (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 A P

D+ +' 1π

và các mômen M và MK (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:

xxP M cJσ

δ= ±

. (17-8)

Trong đó: Mômen quán tính đối với trục trung hoà J = b 3 3

12 12δ δ

= ;

Mômen ở mặt cắt x - x do M gây ra đối với ống rỗng đàn hồi là:

287

( )x xx xM M e M

x= + =−β

ββ βcos sin Φ , (với Φ x( )β là hàm của xβ ,

trong đó β =−3 1 2

2 24 ( )µ

δR; 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 xnenRk

maxσ ≤ thì đặt thép cấu tạo; nếu không thì tính toán đặt cốt thép chịu lực.

b - Tính nội lực do mômen xoắn MK gây ra: Dưới tác dụng của mômen xoắn sinh ra ứng suất tiếp và điều kiện không đặt cốt

thép chịu lực (hình 17-7,b):

maxτ = ≤k

R

M RJ [ ] [ ]

τσ

= =3 3

nenRk

(17-9)

Trong đó: mômen quán tính cực của bệ máy: ( )RJ D d= −π32

4 4 .

c - Kiểm tra ứng suất cục bộ tại lổ vào giếng turbine: Tại lổ khoét diện tích chịu lực bị giảm (phần gạch gạch trên hình 17-7,b), cần

kiểm tra có cần đặt cốt thép chịu lực thêm hay không dưới tác dụng của MK. Ta đổi MK ra lực dọc tương ứng: NK = MK/R và tính được: σ = NK/F. Nếu σ ≤ [σ] thì không cần đặt thêm thép, ngược lại thì cần đặt thép. Cũng có thể dùng công thức tính σmax = k0 σ0 (trong đó: σ0 là ứng suất kéo của tiết diện khi chưa khoét lổ, k0 là hệ số , đối với lổ tròn k0 = 3), và dặt thép theo σmax . d - Tính ứng suất sinh ra do nhiệt: - Khi nhiệt độ bên trong và bên ngoài trụ cùng có sự thay đổi nhiệt độ ∆t như nhau thì dưới chân bệ máy (ngàm) sẽ sịnh lực cắt Qt và mômen uốn Mt như sau:

( )tME

R t=−

16 1

23

2β

δ

µα ∆ (17-10);

( )tQE

R t=−

16 1

33

2β

δ

µα ∆ (17-11).

Trong đó: hệ số co giản của bêtông α = 0,00001; các ký hiệu khác như trước. - Khi nhiệt độ bên trong t1 khác nhiệt độ bên ngoài t2, (t1 > t2) thì bên ngoài bệ máy sẽ chịu kéo và bên trong chịu nén. Ứng suất do nhiệt sinh ra trường hợp này sẽ là:

σα

µ=

−−

E t t( )( )

1 22 1

(17-12)

Hai đầu bệ máy bị giới hạn nên tăng ứng suất lớn hơn vì vậy lấy σđ = 1,4σ. 3 - Tính toán kiểm tra động lực bệ máy: Khi tổ máy hoạt động, dới tác dụng của các tải trọng động bệ máy bị chấn động cưỡng bức và tự do, cần phải tính toán kiểm tra an toàn cộng hưởng của nó.

a - Nội dung tính toán động lực bệ máy, gồm những phần sau: - Kiểm tra cộng hưởng bệ máy: để bảo đảm an toàn thì tần số giao động riêng (n0i) của bệ máy phải lớn hơn tần số giao động cưỡng bức (ni) từ (20 - 30)%, cụ thể là:

+ Điều kiện để không sinh cộng hưởng thẳng đứng: 01 2

220 30

n nn−

≥ ÷( )% ;

288

+ Điều kiện để không sinh cộng hưởng xoắn: 02 1

120 30

n nn−

≥ ÷( )% ;

+ Điều kiện để không sinh cộng hưởng ngang: 03 1

120 30

n nn−

≥ ÷( )% ;

- Kiểm tra biên độ chấn động của bệ máy, cụ thể: + Biên độ chấn động thẳng đứng, điều kiện an toàn khi: 1A < (0,1 ÷ 0,15) mm; + Biên độ chấn động xoắn, điều kiện an toàn khi: θA < (0,15 ÷ 0,20) mm; + Biên độ chấn động ngang, điều kiện an toàn khi: pA < (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 bulongckeoσ τ τ τ σρ ϕ θ= + + <

+ Ứng suất lớn nhất khi vận hành : [ ]ckeo bulongckeoσ τ τ σρ θ= + <

b - Cách tính toán cụ thể các thông số: - Tần số chấn động cưỡng bức n1 và n2: + Khi tổ máy quay, do lắp đặt không hoàn toàn đúng tâm dẫn đến tần số giao động ngang, lấy tần số này bằng vòng quay máy phát n, tức là n1 = n, (v/ph); + Do hồi chuyển giữa cánh tủbine và cánh hướng dòng, dẫn đến tần số giao động cưỡng bức thẳng đứng (đối với tổ máy trục đứng). Gọi Z1, Z2 tương ứng là số cánh hướng dòng và số cánh turbine, a là ước số chung của lớn nhất Z1 và Z2 thì tần số giao

động cưỡng bức thẳng đứng là: 21 2n n

Z Za

=.

, (v/ph).

- Tần số chấn động riêng (chân động tự do): 01n ; 02n , 03n +Tần số chấn động riêng thẳng đứng 01n : xác định dựa vào chuyển vị đứng và trọng lượng vật giao động, theo công thức sau (hình 17-8,a):

011 1 1 1

602

30n

gG G

= =π δ δ

(17-13)

Trong đó: 1 0G P P Pi a= + +∑ là toàn bộ tải trọng thẳng đứng (ΣPi), trọng lượng bản thân bệ máy (PO) , và trọng lượng tấm đỉnh buồng xoắn (Pa); δ1 - biến vị thẳng đứng của kết cấu dưới tác dụng của lực đơn vị (bao gồm cả biến vị đứng của bệ máy bị nén và biến vị của tấm đỉnh buồng xoắn.

Hình 17-8. Các sơ đồ tính toán tần số giao động tự do của bệ máy.

289

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

022 2 2 2

602

30n

gG G

= =π δ δ

(17-14)

Trong đó: 2 00 35G P Pi= +∑ , , (T) 2δ là biến vị ngang bệ máy khi lực đơn vị tác dụng lên đầu bệ máy. + Tần số chấn động riêng xoắn 03n (hình 17-8,c):

03602

30n

gI I

= =π ϕ ϕϕ ϕ. .

(17-15)

Trong đó: ϕI Q D P Ds

s= +2 0 0

2

40 35

4,

. là mômen quán tính của stator và bệ máy;

( )

ϕ π= =−

HG I

H

G D dR32

4 4

QS, D S tương ứng là trọng lượng và đường kính bình quân stator; PO, DO tương ứng là trọng lượng và đường kính bình quân bệ máy; ϕ là góc xoắn của kết cấu dưới tác dụng của mômen xoắn đơn vị; G là mômen đàn hồi chống cắt của bêtông G = 0,425 Ebt ; H - chiều cao bệ máy. - Biên độ giao động bệ máy 1 2 3A A A, , : + Biên độ giao động thẳng đứng 1A :

( )

11

1 12

12 2

12

120 2

AP g

G=

− +

.

,λ ω λ ω (17-16)

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;

101

30λπ

=n

= 0,104 01n ; và 12

2300 104ω

π= =

nn, .

+ Biên độ giao động ngang 2A :

( )

22

2 22

22 2

22

220 2

AP g

G=

− +

.

,λ ω λ ω (17-17)

Trong đó: 2 1 22P 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; m1 = W1/g - W1 là trọng lượng phần quay của máy

phát; 2ω ω= là góc quay của tổ máy khi vận hành bình thường; 2λ = π 02

30n

)

+ Biên độ xoắn ngang 3A :

( )

332

32 2

32

320 2

AM R g

I

n=− +

. .

,ϕ λ ω λ ω (17-18)

Trong đó: nMN

n= 0 975,

cosϕlà momên xoắn bình thường; R - bán kính ngoài

290

của bệ máy; 303

30λπ

=n

; 3 30ωπ

=pn

với pn là vòng quay lồng.

- Tính hệ số động kĐ: trên kia ta lấy tạm hệ số này từ 1,5 - 2, bây giờ phải kiểm tra lại, nếu hệ số đã lấy để tính lớn hơn hay bằng kĐ tính theo công thức sau là được:

kĐ = 1

10

2−⎛⎝⎜

⎞⎠⎟

nn

(17-19)

- Tính ứng suất cắt của bulông cố định bệ máy + Tính ứng suất căt bulông do chập mạch gây ra:

ϕτ =u M R

Jk

R (17-20)

Trong đó: R là bán kính qua lổ các bulông; ( )RJ D d= −π32

4 4 ;

U

Tt

e

e

a tT

T

a

a

=

+ −⎛⎝⎜

⎞⎠⎟

⎡

⎣⎢

⎤

⎦⎥

+

−

−

2 1 1

1

10 01

1

, là hệ số xung kích

130

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

at

tT

xr

=314

là hằng số quán tính máy phát (sec), do xưởng chế tạo cung cấp,

thường 0,05 sec; tx là điện kháng chập mạch; tr là điện trở mạch. + Tính ứng suất do lệch tâm của máy gây ra:

( )ρρ

τ απ

=−

42

2 2C A

D d (17-21)

Trong đó: α = 2 là hệ số mỏi của bulông; ρCE J

P H=

3 1 13 .

+ Tính ứng suất cắt do biên độ giao động của mômen xoắn gây ra:

θθτ α=

C AJR

. 3 (17-22)

Trong đó: α = 2 ; θ ϕC =

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 của vành khăn (P); - Mômen do bệ máy pháy ngăn cản chuyển vị xoay của mép trong tấm sàn (M).

Hình 17-10. Các sơ đồ tính kết cấu các phần buồng xoắn đa giác bêtông.

Theo lý thuyết tấm vành khăn có mép trong tự do hoặc tỳ đã được lập bảng tính sẵn. a2 - Tính kết cấu tường hạ lưu buồng xoắn : - Tính trường hợp tường phẳng dày (hình 17-9,a) có độ dày thay đổi và chiều cao cũng không giống nhau, chỉ cần tính phần mỏng nhất (abcd) và tính như tấm ngàm bốn cạnh, chịu tải trọng chịu tải trọng nước hình thang bên trong. Độ dài của tấm trên

mặt bằng do hai đường tiếp tuyến với đường cong buồng xoắn và tạo với sườn bên một góc 45P

OP, 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 pK để liên kết chịu lực giữa các thanh đứng. Thanh đứng chịu áp lực nước bên trong q1 và q2 và pK

Người ta đã giải ra được lực kéo theo công thức: kpq H H

R H=

+

+

( ),

264 1 625

14

2 2 4δ và

tính được các mômen uốn tại hai đầu ngàm A và B theo công thức sau:

A kMH q H H p= + −

21

260

5 211192

( )

B kMH q H H p= + −

21

260

5 311192

( ) (17-23)

g.nhip kMH q H H p= + −

21

248

27

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 x xM H q q= +19

0 75 21 2( , ) ( )'α α

y y yM H q q= +19

21 2( )'α α (17-24)

R H q q= +13

0 75 1 2( , ) ( )'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.

292

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 xoắn, có kể nước va; - Ứng lực nhiệt độ và co ngót bêtông (tính riêng). Các trường hợp tính toán: - Trường hợp vận hành bình thường: với mực nước thượng lưu là MNDBT; - Trường hợp đặc biệt: khi buồng xoắn có nước nhưng thiết bị bên trên tháo đưa đi sửa chữa, gây kéo mép trong buồng xoắn; khi buồng xoắn tháo cạn nước đê sửa chữa. -Trường hợp có nước va thuỷ lực khi cắt bỏ toàn bộ phụ tải. 2. Tính kết cấu buồng xoắn kim loại mặt cắt tròn Khả năng sử dụng chịu lực của buồng xoắn kim loại tròn là: - Buồng thép chịu áp lực nước bên trong, bêtông bên ngoài chịu tải trọng ngoài; - Buồng thép không chịu áp lực nước (thép dầy 8-10 mm) mà do bêtông chịu cả; - Buồng thép và bêtông cùng tham gia chịu áp lực nước bên trong.

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 lực theo phương pháp giá khung và dùng phương pháp cơ học kết cấu để tính (hình 17-11,a). b - Tính buồng xoắn tròn vỏ không chịu áp lực nước mà do bêtông chịu: Trường hợp này vỏ thép chỉ lấy bề dày từ 8 đến 10 mm chỉ để chống thấm. Phần bêtông bao quanh mới là phần chịu áp lực nước bên trong. Để tính diện tích cốt thép cho vòng bêtông trước hết ta coi như vỏ thép chịu áp lực nước, dựa vào công thức tính ứng suất pháp và ứng suất tiếp cho vỏ thép chịu lực và tính ra chiều dày vỏ thép từng vùng ở ba điểm vùng đặc trưng là K, H và M (hình 17-11,b):

Kc

p R rrδ

ρσ

=+. ( )..2

Mc

p RRδ

ρσ

ρρ

=++

. ( ).( )2

2 (17-24)

Hc

pδ

ρσ

=.

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:

Ka

Fp R r

r=

+1002

. . ( )..

ρσ

Ma

Fp R

R=

++

100 22

. . ( ).( )

ρσ

ρρ

(17-25)

Ha

Fp

=100. .ρ

σ

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

doca

Fp

=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; aσ - ứng suất cho phép của côt thép; cσ 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 pC còn lại bêtông chịu (p - pC). Trên cơ sở đó xác định chiều dày oá thép và tính ra diện tích cốt thép vòng bêtông. Dùng các công thức trong phần b nhưng thay p bởi (p - pC). Cần chú ý rằng cần tính kết cấu thêm với trọng lượng bản thân buồng xoắn, tải trọng ngoài (trường hợp thi công có ảnh hưởng dến độ bền của buồng xoắn). III. Tính toán kết cấu ống xả Tính toán kết cấu ống xả thường với bốn phần sau (hình 17-12,a) - Khối chóp dưới buồng xoắn (là đoạn nón cụt của ống xả); - Đoạn cong từ mặt cắt đi qua tim đoạn cong đến đầu trụ van giữa; - Dầm sâu (nằm bên dưới tường áp lực của buồng xoắn); - Đoạn khuếch tán của ống xả. 1. Tính toán kết cấu khối chóp Khối chóp của xả là kết cấu có độ dày thay đổi từ trên ( 1δ ) xuống dưới ( 2δ ), mặt trên phẳng, mặt dưới xoáy ốc. Để đơn giản tính toán ta đưa chóp về dạng trụ (hình 17-12,b) có chiều cao H (lấy chỗ cao nhất) với bán kính trụ lấy trung bình giữa R1 và R2 và bề dày cũng lấy trung bình giữa 1δ và 2δ . Để tính toán ta cắt 1 mét dài theo chu vi trụ và coi như một dầm có đầu dưới ngàm, đầu trên tựa (hoặc tự do) vào vòng bệ turbine. Sơ đồ lực và các tải trọng xem (hình 17-12,b).

Hình 17-12. Các sơ đồ tính đoạn chóp và đoạn cong của ống xả.

a - Các tải trọng tính toán gồm: - Tải trọng thẳng đứng P gồm: tải trọng bản thân, tải trọng tỉnh và động từ bệ máy truyền qua vòng bêh xuống chóp (tải trọng động nhân kĐ = 1,5 - 2 đưa về tỉnh);

296

- Mômen uốn M do dời lực P từ đỉnh chóp về trung tâm trụ quy ước với độ lệch tâm e = (R1 - R2) /2, vậy M = ΣPi.e; - Lực ngang do áp lực nước thượng lưu (tính từ mực nước thượng lưu đến đáy chóp; áp lực nước hạ lưu lấy ứng với mực nước hạ lưu lớn nhất. Trừ áp lực cho nhau còn lại biểu đồ áp lực nước hình thang với q1 và q2. b - Các trường hợp tính toán: - Trường hợp nhà máy vận hành bình thường, mực nước thượng lưu là MNDBT; - Trường hợp đang đầy tải ngắt sự cố , sinháp lực nước va lớn nhất; - Trường hợp sửa chữa ống xả: hạ lưu không có nước. 2. Tính kết cấu đoạn cong ống xả Đây là kết cấu phức tạp, có độ dày thay đổi, thường có dạng khối, chưa có phơng pháp tính hoàn chỉnh. Thường có thể tính như sau: - Phần trên (hình 17-12,a):có thể coi như bản hay dầm liên kết ngàm với tường buồn xoắn và gối lên chóp; hai hướng còn lại (song song với dòng chảy) có thể coi là ngàm hoặc tựa lên trụ ống xả. Đối với buồng xoắn kim loại, phần trên rất dày nên không cần tính mà chỉ đặt thép cấu tạo; - Phần dưới đoạn cong: hiện nay người ta coi nó như một tấm hình thang ngàm ba phía, riêng phía thứ tư (theo dòng chảy) có thể xem là tự do (nếu không có trụ giữa) hoặc tựa lên trụ giữa (hình 17-12,c) người chia nó thành những dãi dọc, ngang và tại các giao điểm các dãi đặt các lực bằng và ngược chiều nhau cùng tác dụng lẫn nhau và tại các giao điểm có độ võng cân bằng nhau. Từ đó tính ra c giá trị mômen. Nhà máy chế tạo kim khí Lenin (Liên Xô cũ) có lập sẵn bảng tính cho hai loại ống xả N4 và N5. 3. Tính kết cấu dầm sâu Dầm sâu là phần nằm dưới tường áp lực của buồng xoắn có tỷ số bề dày (H) và chiều dài nhịp (L) lớn hơn 1/2 (hình 17-13,a), nên ứng lực không phân bố theo quy luật đường thẳng nữa, vì vậy phải áp dụng lý luận dầm sâu để tính với dầm có thể là dầm đơn hay dầm liên tục. Do dầm rất cao nên tải trọng tập trung từ hàng trụ truyền qua đỉnh dầm đến đáy. Nếu theo đường khuếh tán 45P

0P 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

Z q L= α. . Diện tích cốt thép:

aT

Fk Z

=.σ

Khoảng cách từ đáy dầm đến hợp lực: 0Z L= ξ . Trong các công thức trên: k - hệ số an toán; Tσ - ứng suất cho phép của thép; các hệ số: ξ α; tra bảng theo β = H L/ và ε = C H/ . Đặt cốt thép nơi đặt hợp lực Z và D, tuỳ điều kiện có thể xê dịch một ít. 4. Tính kết cấu đoạn khuếch tán của ống xả Đoạn khuếch tán ống xả là một dầm rỗng có chiều cao thay đổi (hình 17-14,b). Khi tính toán ta cắt các băng dài 1 mét theo hướng vuông góc với dòng nước. Đây cũng là phần ống xả có nhiều phương pháp tính toán nhất. Việc xác định đúng thực tế làm việc của các khung phụ thuộc nhiều yếu tố. Đối với nhà máy kiểu kết hợp, ngoài vấn đề trình tự thi công ảnh hưởng đến kết cấu thì các khớp xuyên vuông góc với chiều dọc nhà máy nhằm bảo đảm thi công và giảm ứng suất nhiệt, lún cũng ảnh hưởng lớn đến sơ đồ lực của chúng. Hình 17-14,a trình bày một số khớp xuyên vừa nêu ở trên.

Hình 17-14. Các sơ đồ tính kết cấu đoạn khuếch tán ống xả.

- Khớp xuyên suốt I, thường từ một hoặc hai đoạn tổ máy đặt một khớp, nói chung khoảng cách giữa hai khớp loại I không quá 40 - 50 m;

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. Nếu nền là đá cứng thì để giảm nhẹ bề dày tấm móng ta nên cắt tách tấm móng ra khỏi trụ. Ta có sơ đồ khung hai ngăn tựa bên dưới (d). Dùng c phương pháp tính sau đây: a - Phương pháp sơ đồ khung có nút cứng của Galerkin: Đây là quan niệm sơ đồ hay được dùng ở Liên Xô cũ. Coi đoạn khuếch tán là tập hợp c khung phẳng vuông góc dòng chảy, các khung làm việc độc lập nhau. Vì tải trong khung đối xứng và tải trọng tác dụng cũng đối xứng qua tim trụ giữa, do vậy coi như ngàm ở trụ giữa. Vì vậy chỉ cần cắt một nửa đối xứng để tính (hình 17-14,c và17-15,a).

Hình 17-15. Các sơ đồ tính đoạn khuếch tán ống xả.

Tính theo khung dày hay khung mỏng dựa vào H/δ (nếu H/δ < 4 thì là khung dày và chọn khung h x l; nếu H/δ > 4 thì là khung mỏng và chọn khung H x L). Viện sỹ

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 tải 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 thực 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 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. 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 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-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 LỰC 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. Những 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 lượng 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. Vấn 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. Chọn 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 trực 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 điều 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 của 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 tự 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 lực 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

304

XIII. 2.1.Cấu tạo đường ống thép và các bộ phận thiết bị công trình XIII. 2. 2. Tính toán đường ống thép XIII. 3. Đường ống bêtông cốt thép 189 XIII. 3. 1. Phân loại cấu tạo lắp đặt đường ống XIII. 3. 2. Tính toán kết cấu ống bêtông cốt thép Chương XIV. NƯỚC VA VÀ CHẾ ĐỘ LÀM VIỆC KHÔNG ỔN ĐỊNH XIV. 1. Khái niệm cơ bản về nước va và các chế độ chuyển tiếp TTĐ 194 XIV. 1. 1.Hiện tượng nước va trong đường ống áp lực của TTĐ XIV. 1. 2. Các chế độ chuyển tiếp khi điều chỉnh tổ máy thuỷ lực XIV. 2. Tính toán nước va trong đường ống đàn hồi 198 XIV. 2. 1. Cơ sở lý thuyết của nước va trong ống đàn hồi XIV. 2. 2. Tính toán nước va bằng phương pháp giải tích XIV. 2. 3. Tính toán nước va bằng phương pháp đồ giải XIV. 3. Biện pháp giảm áp lực nước va trong đường ống 218 XIV. 4. Tính toán bảo đảm điều chỉnh tổ máy thuỷ lực 219 Chương XV. BUỒNG ĐIỀU ÁP CỦA TRẠM THUỶ ĐIỆN XV. 1. Công dụng vă nguyên lý làm việc của buồng điều áp 223 XV. 2. Các loại buồng điều áp 224 XV. 2. 1. Các loại buồng điều áp XV. 2. 2. Kết cấu buồng điều áp XV. 2. 3. Lựa chọn buồng điều áp XV. 3. Phương trnh vi phđn cơ bản của buồng điều áp 230 XV. 3. 1. Phương trnh động lực học XV. 3. 2. Phương trình liên tục

XV. 4. Tính toán thuỷ lực buồng điều áp bằng phương pháp g.tích 232 XV. 4. 1. Tính toán thuỷ lực buồng điều áp hnh trụ XV. 4. 2. Tính toán thuỷ lực buồng điều áp có kết cấu cản XV. 4. 3. Tính toán thuỷ lực buồng điều áp hai buồng XV. 5. Tính toán thuỷ lực buồng điều áp bằng phương pháp đồ giải 240 XV. 5. 1. Đồ giải đối với BĐA hình trụ XV. 5. 2. Đồ giải đối với BĐA có cản XV. 5. 3. Đồ giải đối với BĐA hai buồng XV. 6. Vấn đề ổn định hệ thống buồng điều áp 246 XV. 7. Khái quát về thiết kế buồng điều áp 247

Phần II.b. NHÀ MÁY CỦA 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 248 XVI. 1. 1. Nhà máy thuỷ điện và bố trí thiết bị trong nhă mây XVI. 1. 2. Phân loại nhà máy thuỷ điện

305

XVI. 2. Đặc điểm và cấu tạo của các loại nhà máy thuỷ điện 250 XVI. 3. Các thiết bị trong nhà máy thuỷ điện 256 XVI. 3. 1. Máy phát điện của trạm thuỷ điện XVI. 3. 2. Cầu trục trong nhà máy thuỷ điện XVI. 3. 3. Mây biến âp XVI. 3. 4. Bố trí thiết bị phụ trong nhà máy thuỷ điện XVI. 4. Kếu cấu và kích thước nhà máy thuỷ điện 269 1. Bố trí và kết cấu phần trín nhà máy TĐ 2. Bố trí và kết cấu phần dưới nhà máy TĐ 3. Xác định kích thước nhà máy TĐ 4. Gia cố lòng sông ở hạ lưu nhà máy TĐ Chương XVII. TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH VÀ KẾT CẤU PHẦN DƯỚI NHÀ MÁY TRẠM THỦY ĐIỆN XVII.1.Tính toán ổn định trượt và ứng suất dưới bản đáy NMTĐ 279 XVII. 2. Tính toán độ bền phần dưới của nhà máy TĐ 282 XVII. 2. 1. Tính toán độ bền chung của nhà máy TĐ XVII. 2. 2. Tính toán độ bền cục bộ phần dưới của nhà máy TĐ I. Tính kết cấu bệ máy phát điện trục đứng II. Tính toán kết cấu buồng xoắn III. Tính toán kết cấu ống xả TĂI LIỆU THAM KHẢO 300 MỤC LỤC