沙溪口水电站设计及发电机层楼板设计计算书.doc

第一章　枢纽布置3第二章　重力坝挡水坝段设计42．1　剖面设计42．1．1　坝顶高程52．1．2　坝顶宽度62．1．3　廊道的布置62．1．4　剖面形态62．2　坝体稳定分析和应力校核72．2．1　设计蓄水位时（一台机组满发）72．2．2　设计洪水位时102．2．３　校核洪水位时13第三章　重力坝溢流坝段设计153．1　溢流坝段空口尺寸拟定153．2　溢流坝段剖面设计163．2．1　堰顶高程163．2．2　堰面曲线173．2．3　上游曲线173．2．4　反弧段半径的确定173．3　坝体稳定分析和应力校核173．3．1　设计蓄水位时（一台机组满发）183．3．2　设计洪水位时203．3．3　校核洪水位时23第四章消能建筑物设计264．1　戽角264．2　反弧半径264．3　戽底高程和戽池长度274．4　戽坎高度274．5　尾坎27第五章水电站建筑物设计275．1特征水头的选择275．2水电站水轮机组的选型305．２．１　ZZ460水轮机方案的主要参数选择31５．２．２　ZZ560水轮机方案的主要参数选择33５．２．３　HL310型水轮机方案的主要参数选择375．3蜗壳和尾水管的计算415．4发电机的选择与尺寸估算435．4．1水轮机发电机主要尺寸估算435．4．2发电机外形平面尺寸估算445．4．3　发电机外形轴向尺寸计算45 5．4．4发电机重量估算455．4．5水轮机重量估算465．4．6变压器选择及布置465．5调速器与油压装置的选择465．5．1调速功计算475．5．2接力器的选择475．5．3调速器的选择485．5．4油压装置495．6厂房起吊设备的选择495．7主厂房各层高程及长宽尺寸的确定505．7．1水轮机组安装高程505．7．2尾水管地板高程和厂房基础开挖高程515．7．3水轮机层地面高程515．7．4　发电机楼板高程和安装场高程515．7．5吊车梁轨顶高程525．7．6屋顶面高程525．7．7厂房总高525．7．8主厂房平面尺寸的设计525．8水电站副厂房布置535．8．1位置的确定535．8．2高程及平面尺寸的确定535．9．2拦污系统设计545．9水电站厂房的稳定计算565．9．1正常水位运行工况565．9．1校核洪水运行工况585．9．2机组大修工况59第六章专题——发电机层楼板结构设计及计算616．1设计资料616．2设计依据616．4．1　梁格布置626．4．2各构件截面尺寸初估636．4板的计算646．4．1荷载计算646．4．2S1区楼板计算656．4．3S3区楼板计算686．4．4S4区楼板计算706．4．5S6区楼板计算716．4．6双向板另一方向计算736．4．7S2、S5、S7区楼板配筋746．5非框架梁的计算746．5．1L1梁计算746．5．2L4梁计算77 6．5．3L5梁计算796．5．4L8次梁计算826．5．5其余非框架梁配筋846．5．6非框架梁裂缝宽度验算846．5．7非框架梁挠度验算856．6框架梁的计算866．6．1　KL1梁计算866．6．2　KL2梁计算916．6．4KL6次梁计算966．6．5其余框架梁配筋986．6．6框架梁裂缝宽度验算986．6．7框架梁挠度验算996．8构造配筋设计1006．8．1　分布钢筋1006．8．2　箍筋1006．8．3　腰筋及拉筋1016．8．4　钢筋支座锚固长度1016．8．5　分离式配筋1016．8．6　板与主梁及风罩间附加钢筋1016．8．7　小次梁配筋1026．8．8　主次梁间附加钢筋102第一章　枢纽布置由沙溪口的水文地质资料可知，坝址位置设计洪水位88.00m，对应下游水位可由下泄流量在流量与下游水位关系曲线查得80.00m,水头为8.00m。校核洪水位88.50m,同理可查得下游水位81.00m，水头为7.50m，汛期限制水位85.50m，设计低水位82.00m。本电站水头不高，水深较小，水头在20m左右，水深不足40m，初步设计选择采用河床式厂房发电；洪水期下泄流量较大，河床较宽，可以选择溢流坝表孔泄洪；两岸山体不高，地质状况一般，选择重力坝挡水；考虑通航过木过竹需要，设置较高通航能力的船闸。考虑河床式水电站枢纽布置特点，为保证洪水季节泄水安全迅速，保证水流流态平稳，防止产生回流，初步将泄水建筑物即溢流坝布置在河床中间。经综合分析，确定了(Ⅰ).左岸船闸河床中部溢流坝右岸厂房布置方案，和(Ⅱ).左岸厂房河床中部溢流坝右岸船闸布置方案进行比选。(Ⅰ ).左岸船闸中部溢流坝右岸厂房布置方案考虑主河槽位于左河床靠近左岸30~50m之间，开挖至弱风化岩层需至48.00m高程左右，初步设计布置船闸易于通航需求；沿坝轴线自此至右岸500~600m之间，开挖至弱风化岩层需至57.00m高程左右，初步设计选择布置溢流坝和河床式厂房，考虑溢流坝洪水期泄洪不对电厂发电造成影响，其间用重力挡水坝衔接；考虑河流右岸交通便利，山坡较缓，易于出线进厂布置，而将河床式厂房置于右岸，且右岸现有铁路线沿河岸通过坝址，将厂房布置在右岸有利于利用铁路在工程施工时建筑材料的转运及机电设备安装时机电设备的运输。枢纽布置沿坝轴线从左岸至右岸的水工建筑物依次为：重力挡水坝、船闸、溢流坝、重力挡水坝、河床式厂房，开关站初步布置于河道右岸装配厂下游。(Ⅱ).左岸厂房中部溢流坝右岸船闸布置方案由于厂房布置在左岸原主河槽处，厂房施工时需开挖土石方较第一种方案小，相对节省工程投资。但由于开关站布置在河岸处，需要大量块石护岸，所以厂房施工开挖所产生的石料可用于开关站地基铺填，因此，在开挖问题上两种方案实际工程费用相差不大。综上，初步设计采用(Ⅰ).方案，即左岸船闸河床中部溢流坝右岸厂房方案，并采用重力坝挡水，溢流坝泄洪，消力戽消能。本工程按水利水电枢纽工程等级划分设计标准，确定工程等别为二等，主要建筑物级别二级，次要建筑物级别三级，临时建筑物级别为四级。第二章　重力坝挡水坝段设计基本设计参数：a).水位。上游设计洪水位：88.00m；校核洪水位：88.50m；正常蓄水位（汛期限制水位）85.50m；下游设计洪水位：80.00m；下游校核洪水位：81.00m；正常蓄水位（一台机组发电）：64.87m。b).坝底高程。坝底高程取未风化岩石边界开挖线57.00m。c).材料重度。混凝土重度可由《水工建筑物荷载设计规范》取大体积混凝土结构γ=24.0KN/,水的重度取γ=9.81KN/。d).岩石抗剪强度。由《沙溪口水电站基本情况简要说明》中表7得岩石抗剪强度指标建议值知，云母长英片岩与混凝土边界摩擦系数f=0.5，粘聚力c’=0.6kg/c㎡，K’=3.0，K=1.052．1　剖面设计 2．1．1　坝顶高程坝顶高程由静水位+相应情况下的风浪涌高和安全超高。即：坝顶高程▽=静水位+Δh式中：Δh=hl%+hz+hc式中：hl%——累积频率为1%的波浪高度，m；hz——波浪中心线高出静水位的高度，可用hz=计算，m；hc——取决于坝的级别和计算情况的安全超高，m；波浪要素hl%由官厅水库公式计算，得式中：hm——波浪高，当=20～250时，为累计频率5%的波高；当=250～1000时，为累计频率10%的波高；V0——计算风速，m/s；D——风区长度，即吹程，m；a).设计蓄水位情况：计算风速v0取为30m/s；设计洪水位下吹程D为2.00km；得hm=mLm=hm/Hm=1.467/(88.0-64)=0.069由荷载设计规范查表得hp5%/hm=1.90,hp1%/hm=2.32，所以hp1%=2.32/1.90×hp5%=2.32/1.90×hm=1.79mhz==hc=0.5m则Δh=h1%+hz+hc=1.79+0.708+0.5=2.998m坝顶高程=正常蓄水位+Δh=85.5+2.998=88.5mb).校核洪水情况： 计算风速v0取为15m/s；校核洪水位下吹程D为2.00km；得hm=mLm=Hm/Hm=0.617/(88.5-64)=0.029由荷载设计规范查表得hp5%/hm=1.92,hp1%/hm=2.89所以hp1%=2.89/1.92×hp5%=2.89/1.92×hm=0.93mhz==hc=0.4m则Δh=h1%+hz+hc=0.93+0.383+0.4=1.713m坝顶高程=正常蓄水位+Δh=88.5+1.713=90.21m坝顶桥梁采用装配式钢筋混凝土结构，桥下会有过流，为使工作桥与水流保持一定距离。并考虑其他因素，取重力坝坝顶高程取91.50m2．1．2　坝顶宽度非溢流坝的坝顶宽度一般可取为坝高的8%~10%（即2.72~3.4），且不小于3m。由本水利枢纽非溢流坝坝高=91.5-57=34.5m可初步取坝顶宽度为4m，为了满足设备布置和双线交通的要求，最终选定坝顶宽度为10m。2．1．3　廊道的布置坝体内灌浆廊道上游壁到上游坝面的距离应不小于0.05~0.10倍水头，且不小于4~5m，取4m，宽度2.5~3m，取2.5m。高度3~4m，取3m。坝体纵向排水检查廊道考虑坝高较小，只设基础排水廊道，高取2m，宽取1.5m。灌浆廊道距离基岩面距离不宜小于1.5倍底宽，即1.5×2.5=3.75m，取4m。2．1．4　剖面形态因本水利枢纽坝址摩擦系数较小，所以不能按常规坝体设计。按应力条件确定坝底最小底宽上游=0.125，则 ，其中，，，，河床底高程，H=91.5-57=34.5m按稳定条件确定坝底最小底宽，其中，K=1.05，f=0.5,其余同上。取坝底宽度32m。取上游折坡点为77m，下游折坡点为79.5m高程处。上游坡n=0.2，下游坡m=0.8图2-1挡水坝段剖面图2．2　坝体稳定分析和应力校核2．2．1　设计蓄水位时（一台机组满发）2．2．1．1　荷载计算自重 ΣW=24×0.5×4×20+24×10×34.5+24×1/2×18×22.5+24×1/2×18×22.5=14100kN/m↓ΣM=960×13.3+8280×7-4860×4=51288kN/m·m,逆时针上下游水压力上游水压力PX1=1/2×(85.5-57)2×9.81=3984.1kN→PY1=9.81×(8.5+28.5)×4/2=725.9kN/m↓下游水压力PX2=1/2×(64.87-57)2×9.81=303.8kN/m←PY2=9.81×(64.87-57)2×0.8/2=243.0kN/m↓ΣM=-3984.1×9.5+725.9×14.36+303.8×2.623-243.0×13.90=-30753.5kN/m·m顺时针扬压力由于扬压力较大，坝体设有防渗帷幕和上下游主副排水系统，由规范DL5077-1997，坝基面渗透压力扬压力强度系数为：α=0.25α=0.20α=0.50αH1=0.25×28.5=5.7mα2H2=0.5×7.84=3.92mΣU=[(28.5+5.7)×5/2+(5.7+3.92)×5/2+3.92×14+(3.92+7.84)×8/2]×9.81=2036.06kN/m↑ΣM=(-85.5×14.056-24.05×8.654+54.88×1+47.04×12.444)×9.81=-7550.5kN/m·m顺时针浪压力坝前水深Hm=28.5m≥lm/2=14.2/2=7.1m，为深水波PL=r0（LL+2hL+h0）LL/2-r0（Lm/2）2=9.81×(7.1+1.79+0.708)×7.1/2+9.81×7.1×7.1/2=334.3-247.46=87.04kN/m→ΣM=-334.3×24.6+247.26×23.77=-2346.41kN/m·m顺时针采用分项系数法进行挡水坝段稳定分析:作用效应系数S（*）=ΣPC=1.0×3984.1-1.0×303.8+1.2×87.04=3784.7kN/m 抗滑稳定抗力系数R(*)==1.3=3∑W=1.0×14100+1.0×725.9+1.0×243.0-1.1×1304.1-1.2×769.1=12711.5kN/mkN/m/m满足稳定要求2．2．1.3　应力校核水平截面上的边缘正应力=13032.84=10637.6kNB=32m上游垂直正应力=下游面垂直正应力=边缘剪应力上游边缘剪应力下游边缘剪应力铅直截面上的边缘正应力上游面水平正应力 下游面水平正压力边缘主应力上游面主应力下游面主应力应力满足要求2．2．2　设计洪水位时2．2．2．1　荷载计算自重ΣW=24×0.5×4×20+24×10×34.5+24×1/2×18×22.5+24×1/2×18×22.5=14100kN/m↓ΣM=960×13.3+8280×7-4860×4=51288kN/m·m,逆时针上下游水压力上游水压力PX1=1/2×(88.0-57)2×9.81=4713.7kN→PY1=9.81×(11+31)×4/2=824.0kN/m↓下游水压力PX2=1/2×(80.0-57)2×9.81=2594.7kN/m←PY2=9.81×(80.0-57)2×0.8/2=2075.8kN/m↓ΣM=-4713.7×10.33+824.0×14.31+2594.7×7.67-2075.8×9.867=-37473.8kN/m·m,顺时针扬压力　由于扬压力较大，坝体设有防渗帷幕和上下游主副排水系统。P1= P2=P3=P4=ΣU=(303.8+160.5)×5/2+(160.5+112.7)×5/2+112.7×14+(112.7+225.4)×8/2=1160.8+683.0+1577.8+1352.4=4774kN/m↑ΣM=-1160.8×13.76-683×8.646+1577.8×1+1352.4×12.44=-3476.17kN/m·m顺时针浪压力坝前水深Hm=28.5m≥lm/2=14.2/2=7.1m，为深水波PL=r0（LL+2hL+h0）LL/2-r0（Lm/2）2=9.81×(7.1+1.79+0.708)×7.1/2+9.81×7.1×7.1/2=334.3-247.46=87.04kN/m→ΣM=-334.3×24.6+247.26×23.77=-2346.41kN·m顺时针2．2．2．2　挡水重力坝的稳定分析采用分项系数法进行挡水坝段稳定分析:作用效应系数S（*）=ΣPC=1.0×4713.7-1.0×2594.7+1.2×87.04=2223.4kN/m抗滑稳定抗力系数R(*)==1.3=3∑W=1.0×14100+1.0×824.0+1.0×2075.8-1.1×1843.8-1.2×2930.2=11537.8kN/m/mkN/m/m满足稳定要求 2．2．2．3　应力校核水平截面上的边缘正应力=7991.6kN·m=12338.5kNB=32m上游垂直正应力=下游面垂直正应力=边缘剪应力上游边缘剪应力下游边缘剪应力铅直截面上的边缘正应力上游面水平正应力下游面水平正压力边缘主应力上游面主应力下游面主应力应力满足要求 2．2．３　校核洪水位时2．2．3．1　荷载计算自重ΣW=24×0.5×4×20+24×10×34.5+24×1/2×18×22.5+24×1/2×18×22.5=14100kN/m↓ΣM=960×13.3+8280×7-4860×4=51288kN·m,逆时针上下游水压力上游水压力PX1=1/2×(88.5-57)2×9.81=4867.0kN→PY1=9.81×(11.5+31.5)×4/2=843.67kN/m↓下游水压力PX2=1/2×(81.0-57)2×9.81=2825.3kN/m←PY2=9.81×(81.0-57)2×0.8/2=2260.2kN/m↓ΣM=-4867.0×10.5+843.67×14.31+2825.3×8-2260.2×9.867=-38729kN·m顺时针扬压力由于扬压力较大，坝体设有防渗帷幕和上下游主副排水系统。P1=P2=P3=P4=ΣU=(308.7+165.38)×5/2+(165.38+117.6)×5/2+117.6×14+(117.6+235.2)×8/2=1185.2+707.45+1464.4+1411.2=4950.25kN/m↑ΣM=-1185.2×13.75-07.45×8.641+1646.4×1+1411.2×12.444=-3202.2kN·m顺时针浪压力 坝前水深Hm=31.5m≥lm/2=7.1/2=3.55m，为深水波PL=r0（LL+2hL+h0）LL/2-r0（Lm/2）2=9.81×(3.55+0.93+0.383)×3.55/2-9.81×3.55×3.55/2=22.86kN/m→ΣM=-84.68×30.07+61.82×29.63=-714.6kN·m顺时针2．2．3．2　挡水重力坝的稳定分析采用分项系数法进行挡水坝段稳定分析:作用效应系数S（*）=ΣPC=1.0×4867.0-1.0×2825.3+1.2×22.86=2064.9kN/m抗滑稳定抗力系数R(*)==1.3=3∑W=1.0×14100+1.0×843.67+1×2260.2-1.1×1892.65-1.2×3057.6=11454.6kN/m/mkN/m/m满足稳定要求2．2．3．3　应力校核水平截面上的边缘正应力=8641.7=12253.6kNB=32m上游垂直正应力=下游面垂直正应力= 边缘剪应力上游边缘剪应力下游边缘剪应力铅直截面上的边缘正应力上游面水平正应力下游面水平正压力边缘主应力上游面主应力下游面主应力应力满足要求第三章　重力坝溢流坝段设计3．1　溢流坝段空口尺寸拟定设计洪水流量20500m3/s，校核洪水流量22500m3/s。考虑水电站发电用水（4Qmax≈2200m/s）及过船泄水和排沙孔泄水等影响，取Q0=3500m3/s,考虑坝址下游处河床岩石的岩性，岩体较为完整，抗冲刷能力尚可，故取单宽流量q=70m2/s。设计工况下，取α=0.8Q=20500m3/s 则Q=Q-αQ0=20500-0.8×3500=18100m3/s校核工况下，取α=1.0Q=22500m3/s则Q=Q-αQ0=22500-1.0×3500=19500m3/s则溢流前缘总净宽L=Q/q=19500/70=278.5m3/s取孔数n为16孔，溢流坝孔口形式采用初步设计采用开敞式溢流堰，则每空净宽b=L/n=271.4/16=16.96m，取17.0m。溢流堰闸门采用横轴弧形闸门，考虑将横缝布置在闸孔中间，则闸墩厚度可取稍薄一些，取d=3m。则溢流前沿总净宽L0=L+(n-1)d=nb+(n-1)d=16×17+15×3=317m。3．2　溢流坝段剖面设计溢流坝基本剖面的确定原则与非溢流坝相同，剖面除应满足强度、稳定和经济条件外，其外形尚需考虑水流运动要求。通常它也是由基本三角形剖面修改而成，内部与非溢流坝段相同。溢流面由顶部溢流段、中部直线段及鼻坎组成，上游面为直线或折线。图2-2溢流坝剖面示意图3．2．1　堰顶高程由，得 初拟m=0.49=0.92，则可列表计算如下：计算情况流量Q侧收缩系数淹没系数流量系数m堰上水头H0堰上水深H堰顶高程设计情况181000.920.9910.4910.4210.3677.64校核情况195000.9209900.4910.9510.8877.62取两种情况堰顶高程较小者，取77.62m。3．2．2　堰面曲线我国现行采用的为美国WES曲线，其曲线方程为：y=Hd为定型设计水头。由于校核洪水位为88.5m，堰顶高程为77.62m，所以，Hd=9.5；k、n为上游堰面坡度有关的系数。采用WES5型曲线。k=1.873，n=1.776。得：3．2．3　上游曲线上游曲线由曲线及直线段组成，直线段斜率取1：1。3．2．4　反弧段半径的确定由规范《混凝土坝设计规范SL319-2005》对于戽流消能，反弧段半径R与流能比有关，其中E——自戽底算起的总能头，88.5-60=28.5m，q——单宽流量，为66m3/s，。由规范E/R与K的相关曲线查得E/R=2.4,则R=E/2.4=28.5/2.4=11.875m,则R=12m。3．3　坝体稳定分析和应力校核 由于溢流坝段在一个坝段中既有溢流堰部分，又有闸墩部分，坝段之间分缝在溢流堰中间。故在坝体稳定分析和应力校核中应考虑整个坝段的联合受力，应以一个坝段为整体进行分析。3．3．1　设计蓄水位时（一台机组满发）3．3．1．1　荷载计算自重ΣW=476×17×24（堰重）+1255.8×3×24（墩重）+15×20×24（桥重）+20×9.81（机械设备中）=194208+90417.6+7200+196.2=292021.8kN↓ΣW/20=14601.1kN/mΣM=(194208×6.93+90417.6×2.2+7200×20.8+196.2×8)/20=84805.5kN·m,逆时针上下游水压力上游水压力PX1=1/2×(85.5-57)2×9.81=3984.1kN/m→PY1=0下游水压力PX2=1/2×(64.87-57)2×9.81=303.8kN/m←PY2=γ0V=9.81×4.87×18=859.9kN/m↓ΣM=-3984.1×9.5+303.8×2.623-859.9×11.8=-47199.0kN/m·m顺时针动水压力由于设计蓄水位时开闸出水时单宽流量较小，故未考虑设计蓄水位时的动水压力。扬压力由于扬压力较大，坝体设有防渗帷幕和上下游主副排水系统。P1=P2=P3=P4= ΣU=(279.59+69.90)×5/2+(69.90+38.60)×5/2+38.60×21.6+(38.60+77.40)×10/2=873.73+271.25+833.76+580=2558.74kN/m↑ΣM=-873.73×18.80-271.25×13.54-833.76×0+580×16.36=-10610.0kN/m·m顺时针浪压力坝前水深Hm=21.5m≥lm/2=14.2/2=7.1m，为深水波PL=r0（LL+2hL+h0）LL/2-r0（Lm/2）2=9.81×(7.1+1.79+0.708)×7.1/2-9.81×7.1×7.1/2=334.3-247.46=87.04kN/m→ΣM=-334.3×24.6+247.26×23.77=-2346.4kN/m·m顺时针3．3．1．2　溢流坝的稳定分析采用分项系数法进行挡水坝段稳定分析:作用效应系数S（*）=ΣPC=1.0×3984.1-1.0×303.8+1.2×87.04=3784.7kN/m抗滑稳定抗力系数R(*)==1.3=3∑W=1.0×14601.1-1.1×1144.98-1.2×1413.76+1.0×859.9=12505.1kN/m/mkN/m/m满足稳定要求3．3．1．3　应力校核水平截面上的边缘正应力=84805.5-47199.0-10610.0-2346.4=24650.1=12902.26kNB=41.6m 上游垂直正应力=下游面垂直正应力=边缘剪应力上游边缘剪应力下游边缘剪应力铅直截面上的边缘正应力上游面水平正应力下游面水平正压力边缘主应力上游面主应力下游面主应力应力满足要求3．3．2　设计洪水位时3．3．2．1　荷载计算自重ΣW==292021.8kN↓ΣW/20=14601.1kN↓ΣM=(194208×6.93+90417.6×2.2+7200×20.8+196.2×8)/20 =84805.5kN/m·m逆时针上下游水压力上游水压力PX1=1/2×(88-57)2×9.81=4713.7kN/m→e=10.33mPY1=0下游水压力PX2=1/2×(80-57)2×9.81=2594.7kN/m←e=7.67mPY2=γ0V=9.81×1/2×(2.38+20)×36.6=4017.7kN/m↓e=7.3mΣM=-58120.4kN·m顺时针动水压力φ1=450φ2=350hc=←e=3m↓e=12.8mΣM=-9257.7kN/m·m顺时针扬压力由于扬压力较大，坝体设有防渗帷幕和上下游主副排水系统。P1=P2=P3=P4=ΣU=(304.11+160.64)×5/2+(160.64+112.82)×5/2+112.82×21.6+(112.82+225.63)×10/2=1161.9+683.7+2436.9+1692.3=5974.8kN/m↑ΣM=-1161.9×18.56-683.7×13.44+2436.9×0+1692.3×16.36=-3067.8kN/m·m顺时针浪压力坝前水深Hm=24m≥lm/2=14.2/2=7.1m，为深水波 PL=r0（LL+2hL+h0）LL/2-r0（Lm/2）2=9.81×(7.1+1.79+0.708)×7.1/2-9.81×7.1×7.1/2=334.3-247.46=87.04kN/m→ΣM=-334.3×27.1+247.26×26.27=-2555.1kN/m·m顺时针3．3．2．2　溢流坝的稳定分析采用分项系数法进行挡水坝段稳定分析:作用效应系数S（*）=1.0×4713.7-1.0×2594.7+1.2×87.04-1.1×64.6=2152.4kN/m抗滑稳定抗力系数R(*)==1.3=3∑W=1.0×14601.1-1.1×738.4+1.0×4017.7-1.1×1845.6-1.2×4129.2=12445.8kN/mkN/m/m满足稳定要求3．3．2．3　应力校核水平截面上的边缘正应力=11804.5=13382.4kNB=41.6m上游垂直正应力=下游面垂直正应力= 边缘剪应力上游边缘剪应力下游边缘剪应力铅直截面上的边缘正应力上游面水平正应力下游面水平正压力边缘主应力上游面主应力下游面主应力应力满足要求3．3．3　校核洪水位时3．3．3．1　荷载计算自重ΣW==292021.8kN↓ΣW/20=14601.1kN↓ΣM=(194208×6.93+90417.6×2.2+7200×20.8+196.2×8)/20=84805.5kN/m·m逆时针上下游水压力上游水压力PX1=1/2×(88.5-57)2×9.81=4867.0kN/m→e=10.50mPY1=0下游水压力PX2=1/2×(81-57)2×9.81=2825.3kN/m←e=8m PY2=γ0V=9.81×1/2×(3.38+21)×36.6=4376.8kN/m↓e=6.91mΣMkN·m顺时针动水压力φ1=450φ2=350hc=←e=3m↓e=12.8mΣM=-10234.3kN/m·m顺时针扬压力由于扬压力较大，坝体设有防渗帷幕和上下游主副排水系统。P1=P2=P3=P4=ΣU=(309.0+165.54)×5/2+(165.54+117.72)×5/2+117.72×21.6+(117.72+235.44)×10/2=1186.4+708.15+2542.8+1765.8=6023.2kN/m↑ΣM=-1186.4×18.55-708.15×13.44+2542.8×0+1765.8×16.36=-2636.8kN/m·m顺时针浪压力坝前水深Hm=24.5m≥lm/2=7.1/2=3.55m，为深水波则浪压力为PL=r0（LL+2hL+h0）LL/2-r0（Lm/2）2=9.81×(3.55+0.93+0.383)×3.55/2-9.81×3.552/2=22.86kN/m→ΣM=-84.68×29.57+61.82×29.13=-703.2kN/m·m顺时针3．3．3．2　溢流坝的稳定分析 采用分项系数法进行挡水坝段稳定分析:作用效应系数S（*）=1.0×4867-1.0×2825.3+1.2×22.86-1.1×71.45=1990.5kN/m抗滑稳定抗力系数R(*)==1.3=3∑W=1.0×14601.1-1.1×816.3+1.0×4376.8-1.1×1894.6-1.2×4308.6=12621.5kN/mkN/m/m满足稳定要求3．3．3．3　应力校核水平截面上的边缘正应力=12486.4=13691.1kNB=41.6m上游垂直正应力=下游面垂直正应力=边缘剪应力上游边缘剪应力下游边缘剪应力 铅直截面上的边缘正应力上游面水平正应力下游面水平正压力边缘主应力上游面主应力下游面主应力应力满足要求第四章消能建筑物设计根据沙溪口水利枢纽溢流坝泄洪流量大，落差相对较小，泄洪频繁，下游水位变幅大和河床基岩抗冲能力低的特点，坝后的消能方式选择戽池式消能方案，即在消力戽戽坎后增设一道尾坎，并在戽坎和尾坎之间按产生淹没戽跃要求进行必要开挖，形成戽池进行消能。池内流态应尽可能保持稳定的“三滚一浪”流态，保证消能效果。4．1　戽角根据已建工程经验，戽角过大将造成过高涌浪，从而下游将产生过大水面波动，使下游岸坡和河床造成较大冲刷，而戽角过小消力戽内表面旋滚会趋于冲出戽外，易出现潜底混合流态，从而达不到最佳消能效果。经多方面比较选择戽角为35。4．2　反弧半径 由《混凝土重力坝设计规范》对于戽流消能，反弧段半径R与流能比有关，上式中E为自戽底算起的总能头，E=88.5-60=28.5m，q为单宽流量，取设计洪水位时泄洪的单宽流量66m3/s，则,由规范E/R与K的相关曲线查得E/R=2.4,则R=E/2.4=28.5/2.4=11.875m,则R=12m。4．3　戽底高程和戽池长度为保证下泄各级洪水流量时均能产生稳定的淹没戽流流态，戽底高程取60m，但下游河床右岸为滩地，高程62m到65m，仅左岸低于60m高程。因此，要稳定出流，坎后高程高于60m时需经开挖到此高程。为保证三滚一浪均在消力戽戽底和坎后戽池范围内，根据其他水利枢纽经验，选用戽池长度40m。4．4　戽坎高度在以上反弧半径和戽角确定的情况下，戽坎高度由下式求得,4．5　尾坎尾坎顶高程较低，将使戽池内形不成淹没戽流流态，因此不能取的过小，本电站尾坎顶高程选择64.0m。消力池具体尺寸见溢流坝横剖大图及枢纽平面布置大图所示。第五章水电站建筑物设计5．1特征水头的选择 装机容量：N=30万kw，单机容量（机组台数4台）7.5万kw。1）设计洪水位88.00m，由上下水尺水位~流量关系曲线可查得对应设计洪水流量为20500m/s时的下游水位为80.0m，则此时水头为8.00m。2）校核洪水位88.50m,由上下水尺水位~流量关系曲线可查得对应设计洪水流量为22500m/s时的下游水位为80.0m，则此时水头为7.50m。3）正常蓄水位时，四台机组发电。假设四个下泻流量Q，从水位流量关系图上查出相应的下游水位。由（其中取86%）可得Q～N关系曲线。Q=1900m/sZ下=67.06mH=18.44mN=295.60MWQ=2000m/sZ下=67.16mH=18.34mN=309.47MWQ=2100m/sZ下=67.26mH=18.24mN=323.17MWQ=2200m/sZ下=67.34mH=18.16mN=337.08MW由图得正常蓄水位，四台机组发电时Q=1935m/s,对应H=18.38m,Z下=67.12m4）正常蓄水位时，一台机组发电。假设四个下泻流量Q，从水位流量关系图上查出相应的下游水位。由（其中取86%）可得Q～N关系曲线。Q=420m/sZ下=64.86mH=20.64mN=73.14MWQ=430m/sZ下=64.88mH=20.62mN=74.81MW Q=440m/sZ下=64.90mH=20.60mN=76.47MWQ=450m/sZ下=64.92mH=20.58mN=78.14MW由图得正常蓄水位，一台机组发电时，Q=431m/s,对应H=20.63m,Z下=64.87m1）设计低水位时，四台机组发电。假设四个下泻流量Q，从水位流量关系图上查出相应的下游水位。由（其中取86%）可得Q～N关系曲线。Q=2300m/sZ下=67.42mH=14.58mN=282.93MWQ=2400m/sZ下=67.48mH=14.52mN=294.01MWQ=2500m/sZ下=67.56mH=14.44mN=304.58MWQ=2600m/sZ下=67.66mH=14.34mN=314.58MW 由图得设计低水位，四台机组发电时，Q=2460m/s,对应H=14.45m,Z下=67.55m1）设计低水位时，一台机组发电。假设四个下泻流量Q，从水位流量关系图上查出相应的下游水位。由（其中取86%）可得Q～N关系曲线。Q=510m/sZ下=65.08mH=16.92mN=72.80MWQ=520m/sZ下=65.12mH=16.88mN=74.06MWQ=530m/sZ下=65.20mH=16.80mN=75.12MWQ=540m/sZ下=65.24mH=16.76mN=76.36MW由图得设计低水位，一台机组发电时，Q=529m/s,对应H=16.80m,Z下=65.20m由以上水头值可得：最大水头H=20.63m最小水头H=14.45m加权平均水头为H=H1×50%+H×30%+H×20%=18.38×0.5+20.63×0.3+14.45×0.2=18.27m(其中H1为正常蓄水位四台机组满发时的水位)设计水头H=0.9H=16.44m5．2水电站水轮机组的选型 在水轮机型普表查得可选水轮机有：ZZ460，ZZ560，HL310四种型号，下面进行选型比较计算。5．２．１　ZZ460水轮机方案的主要参数选择1）转轮直径D1D1=式中：Nr——水轮发电机额定出力（kW）Nr=7.5/0.97=7.732万kwHr——设计水头（m），取16.44m。——设计流量（m³/s），它是限制工况下的Q1p值查表3-7得1.75m³/sη——原型水轮机的效率（%），由限制工况下的模型水轮机的效率修正可得，由于转轮直径未知，△η为知，可先估算效率修正值△η=6%，限制工况下的模型水轮机的效率为η=79.0%，η=η+△η=85.0%。代入计算得D1===8.91m根据水轮机转轮直径模型水轮机尺寸系列的规定，由上述计算出的转轮直径，选用比计算值稍大的转轮直径值。D1=9.0m2）选择水轮机的转速n==55.09r/min水轮机的转速一般采用发电机的标准转速，选择与上述计算值相近的发电机标准转速n=60r/min，P=50。3）效率及单位参数的修正=0.195m,=15.0m,=9.0m,H=16.44m,代入上式可求得：叶片在不同转角时的可由模型综合特性曲线查得，从而可求出相应值的原型水轮机的最高效率 当选用效率的制造工艺影响修正值=1，即可计算出不同转角时效率修正值，其结果如下：表5-1水轮机效率的修正叶片转角-10-50+5+10+15+2066.079.683.684.782.881.278.878.987.389.890.589.388.386.8-12.97.76.25.86.57.18.011.96.75.24.85.56.14.2ZZ460水轮机最优工况的模型效率为=85.0，由于最优工况接近于等转角线，故采用=4.8作为修正值，从而原型最高效率为η=85.0+4.8=89.8限制工况的=79.0，=1750L/s，则=10~15，由内插得=6.1，从而该工况下原型水轮机效率η=79.0+6.1=85.1与假定值85.0%相近。4）单位转速、单位流量的修正△n’1=n’10M（-1）△Q’1=Q’10M（-1）式中：n’10M——模型水轮机最优工况下的转速值（r/min）。Q’10M——模型水轮机最优工况下的流量值（m³/s）。△n’1/n’10M=-1=-1=2.78%<3%△Q’1/Q’10M=-1=-1=2.78%<3% 所以单位转速、单位流量均可不加修正。5）水轮机的流量Q’1max===1.715m³/s则水轮机最大引用流量为：Q’max=Q’1maxD12=1.715×9.02×=563.25m³/s电站机组台数为4台，所以，电站最大引用流量为4Q’max=4×563.25==2253.0m³/s6）工作范围检验与特征水头Hmin、Hmax、Hmin、Hr对应的单位转速为：n’1max=nD1/=60×9.0/=142.06r/minn’1min=nD1/=60×9.0/=118.89r/minn’1r=nD1/=60×9.0/=133.18r/min在ZZ460水轮机模型综合特性曲线上绘出Q’1max=1.715m³/s，n’1max=142.06r/min，n’1min=118.89r/min的直线，其所围的区域为水轮机的工作区域，图中阴影部分基本上包括了该特性区域的高效区。7）吸出高度HsHs=10–▽/900–(σ+△σ)H式中：▽－－水轮机安装高程（m），取65.0m。σ－－气蚀系数，由水轮机的设计工况参数n’1r=133.18r/min，Q’1M=1.715m³/s查ZZ460水轮机模型综合特性曲线可得，σ取0.58。△σ－－气蚀系数修正值，△σ取0.060则Hs=10–▽/900–(σ+△σ)H=10-65.0/900-(0.58+0.06)×16.44=-0.59m５．２．２　ZZ560水轮机方案的主要参数选择1）转轮直径D1D1= 式中：Nr——水轮发电机额定出力（kW）Nr=7.5/0.97=7.732万kwHr——设计水头（m），取16.44m。——设计流量（m³/s），它是限制工况下的Q1p值，查表3-7得2.00m³/s。η——原型水轮机的效率（%），由限制工况下的模型水轮机的效率修正可得，由于转轮直径未知，△η为知，可先估算效率修正值△η=5.5%，限制工况下的模型水轮机的效率为η=81.0%，η=η+△η=81.0%+5.5%=86.5%。D1===8.27m根据水轮机转轮直径模型水轮机尺寸系列的规定，由上述计算出的转轮直径，选用比计算值稍大的转轮直径值。D1=8.5m2）选择水轮机的转速n==65.3r/min水轮机的转速一般采用发电机的标准转速，选择与上述计算值相近的发电机标准转速n=65.2r/min，磁极对数P=46。3）效率及单位参数的修正=0.46m,=3.0m,=8.5m,H=16.44m,代入上式可求得：叶片在不同转角时的可由模型综合特性曲线查得，从而可求出相应值的原型水轮机的最高效率当选用效率的制造工艺影响修正值=1，即可计算出不同转角时效率修正值，其结果如下：表5-2水轮机效率的修正叶片转角-10-50+5+10+15+20+23 87.688.589.088.387.385.983.379.092.292.893.092.692.091.189.586.8-4.64.34.04.34.75.26.27.83.63.33.03.33.74.25.26.8ZZ560水轮机最优工况的模型效率为=89.0，由于最优工况接近于等转角线，故采用=3.0作为修正值，从而原型最高效率为η=89.0+3.0=92.0限制工况的=81.0，=2000L/s，则=20~25，由内插得=5.8，从而该工况下原型水轮机效率η=81.0+5.8=86.8与假定值86.5%相近。4）单位转速、单位流量的修正△n’1=n’10M（-1）△Q’1=Q’10M（-1）式中：n’10M——模型水轮机最优工况下的转速值（r/min）。Q’10M——模型水轮机最优工况下的流量值（m³/s）。△n’1/n’10M=-1=-1=2.9%△Q’1/Q’10M=-1=-1=2.9%所以单位转速、单位流量均可不加修正。由此可见，以上选用的D1=8.5m，n=65.2r/min是正确的。5）水轮机的流量Q’1max===1.888m³/s则水轮机最大引用流量为： Q’max=Q’1maxD12=1.888×8.52×=552.97m³/s电站机组台数为4台，所以，电站最大引用流量为4Q’max=4×552.97==2211.89m³/s6）工作范围检验与特征水头Hmin、Hmax、Hmin、Hr对应的单位转速为：n’1max=nD1/=65.2×8.5/=145.79r/minn’1min=nD1/=65.2×8.5/=122.02r/minn’1r=nD1/=65.2×8.5/=136.68r/min在ZZ560水轮机模型综合特性曲线上绘出Q’1max=1.888m³/s，n’1max=145.79r/min，n’1min=122.02r/min的直线，其所围的区域为水轮机的工作区域，图中阴影部分包括了该特性区域的大部分高效区域。7）吸出高度HsHs=10–▽/900–(σ+△σ)H式中：▽－－水轮机安装高程（m），取65.0m。σ－－气蚀系数，由水轮机的设计工况参数n’1r=136.68r/min，Q’1M=1.888m³/s查ZZ460水轮机模型综合特性曲线可得，σ取0.68。△σ－－气蚀系数修正值，△σ取0.06Hs=10–▽/900–(σ+△σ)H=10-65.0/900(0.68+0.06)×16.44=-2.24m５．２．３　HL310型水轮机方案的主要参数选择1）转轮直径D1D1=式中：Nr—水轮发电机额定出力（kW）Nr=7.5/0.97=7.732万kwHr—设计水头（m），取16.44m。—设计流量（m³/s），它是限制工况下的Q1p值，查表3-6得1400l/s=1.4m³/s。η—原型水轮机的效率（% ），由限制工况下的模型水轮机的效率修正可得，由于转轮直径未知，△η为知，可先估算效率修正值△η=5.5%，限制工况下的模型水轮机的效率为η=82.6%，η=η+△η=82.6%+4.4%=87.0%。D1===9.85m根据水轮机转轮直径模型水轮机尺寸系列的规定，由上述计算出的转轮直径，选用比计算值稍大的转轮直径值。D1=10.0m2）选择水轮机的转速n查表3-4得HL310型水轮机在最优工况下单位转速，初步假定=，将已知的和H=18.27m，D1=10M代入下式得==37.74r/min水轮机的转速一般采用发电机的标准转速，选择与上述计算值相近的发电机标准转速n=60r/min。3）效率及单位参数的修正查表3-6得HL310型水轮机在最优工况下模型效率为=89.6%，模型转轮直径为=0.39m根据式3-14得，则效率修正值=94.6%-89.6%=5%，考虑到模型与原型水轮机在制造工艺质量上的差异，常在已求的值中在减去一个修正值。现取=1.0%，则可得到效率修正值=4.0%，由此可得原型水轮机在最优工况下和限制工况下效率为与假设值相近。4）单位转速、单位流量的修正△n’1=n’10M（-1） △Q’1=Q’10M（-1）式中：n’10M——模型水轮机最优工况下的转速值（r/min）。Q’10M——模型水轮机最优工况下的流量值（m³/s）。△n’1/n’10M=-1==2.2%△Q’1/Q’10M=-1==2.2%所以单位转速、单位流量均可不加修正。由此可见，原假定的η=86.6%，Q’1=Q’10m，n’1=n’10m是正确的，那么上述计算及选用的结果D1=10.0m，n=60r/min是正确的。5）水轮机的流量Q’1max===1.365m³/s<1.4m³/s则水轮机最大引用流量为：Q’max=Q’1maxD12=1.888×102×=553.5m³/s电站机组台数为4台，所以，电站最大引用流量为4Q’max=4×553.5==2214m³/s6）工作范围检验与特征水头Hmin、Hmax、Hmin、Hr对应的单位转速为：n’1max=nD1/=60×10/=157.84r/minn’1min=nD1/=60×10/=132.10r/minn’1r=nD1/=60×10/=147.98r/min在HL310水轮机模型综合特性曲线上绘出Q’1max=1.365m³/s，n’1max=157.84r/min，n’1min=132.10r/min的直线，其所围的区域为水轮机的工作区域，图中阴影部分基本上未包括该特性区域的高效区域，所选机型不合理。7）吸出高度Hs由于机型不合理，不适用于本电站，吸出高度不再计算。表5-3水轮机选型比较 序号项目ZZ460ZZ560ZZ5601模型转轮参数推荐使用水头范围（m）15—2610—22<302最优单位转速（r/min）11613088.33最优单位流量（L/s）101594012204最高效率（%）85.089.089.65气蚀系数0.580.68/6原型水轮机参数工作水头范围（m）14.45-20.6314.45-20.6314.45-20.637水轮机直径（m）9.08.510.08额定转速n（r/min）6065.2609最高效率（%）89.892.093.1610额定出力（万KW）73320733207332011最大引用流量（m³/s）563.25553.97/12吸出高度Hs（m）-0.59-2.44/13高效区占有率较多很多很少★水轮机机型综合比选：1.转轮转速较大有利于减小发电机尺寸，降低造价，上述水轮机中ZZ560转速较高；2.水轮机直径越小，则蜗壳体积和座环体积有所减少，从而厂房宽度也会相应减小，降低了工程造价，有利于枢纽布置，上述水轮机中ZZ560直径较小；3.水轮机吸出高度越大，则安装高程越大，使尾水管底板高程升高，有利于减少开挖量，上述水轮机中ZZ460安装高程最大，而其转轮直径较ZZ560大，使其尾水管高度长度相应增大，又使其尾水管底板高程下降，综合两方面因素，在尾水管底板高程问题上，ZZ460与ZZ560相差不大，即开挖量相差不大4.高效区占有率有效的反应水轮机的工作效率，以上几种水轮机中，ZZ560的高效区占有率最大，ZZ460较多，HL310几乎没有占到高效区。经以上综合分析，选择ZZ560-LH-850。 5．3蜗壳和尾水管的计算1）蜗壳的型式：由于水头范围14.40~20.62<40m，故由《水电站厂房设计规范》建议采用混凝土蜗壳。2）蜗壳的包角：采用混凝土蜗壳的包角为180时，水轮机效率高，蜗壳前室的宽度较小，故本电站选用=180的混凝土蜗壳，，，蜗壳进口断面平均流速由蜗壳进口断面平均流速曲线得，取=。。由《水轮机标准座环尺寸系列》表得座环外径Da=12600mm，内径Db=11050mm3）蜗壳的断面形状混凝土蜗壳断面采用梯形，便于施工和减少径向尺寸，降低厂房土建投资，蜗壳断面形状采用m>n的形式。　则,符合要求图5-7蜗壳断面计算绘制曲线表5-4蜗壳渐变段内径数据表aimnbiFiRi76.0003.513.00082.6418013.3 65.1433.011.64363.72138.812.354.2862.510.28647.16102.711.343.4292.08.92932.9971.8610.332.5711.57.57121.1846.139.321.7141.06.21411.7525.598.310.8570.54.8574.6910.227.3中间断面顶角点，底角点变化规律采用直线变化规律，各中间断面面积Fi与其包角关系为，则做出曲线图5-8蜗壳断面计算曲线可在曲线上查得=45，R=9.25ma=2.95mm=2.53m=90，R=10.90ma=4.6mm=3.94m=135，R=12.20ma=5.9mm=5.06m=180，R=13.30ma=7mm=6m由此可绘出混凝土蜗壳的平面单线图。 4）尾水管尺寸主要参数选择尾水管尺寸按模型尺寸放大，则h=1.915D1=16.28m，L=3.5D1=29.75m，h5=1.1D1=9.35m，h6=0.55D1=4.68m，D4=9.35m，h4=1.1D1=9.35m,B5=2.2D1=18.7m，L1=1.417D1=12.04m.5）尾水管出口上翘：尾水管考虑岩石开挖问题，将出口扩散段底板向上倾斜，出口处较尾水管底面高2m，则倾斜角。可以，实验证明，这种变动对尾水管性能影响不大。6）尾水管不对称布置：由于蜗壳尺寸较大，厂房机组段长度很大程度上取决于蜗壳的宽度，而蜗壳的宽度在机组中心线两边是不对称的，若采用对称的尾水管则有可能增大厂房机组段宽度。故采用不对称布置。即将出口段的中心线向蜗壳进口侧偏心布置，=10.8°偏心距为2.3m。5．4发电机的选择与尺寸估算（主要参照文献《水电站机电设备（Ⅱ）》，下文中所示表X-X指该书中内容）水轮发电机额定容量Nrg=7.5万KW，额定转速nr=65.2r/min可套用发电机额定容量范围N=(80%~120%)Nrg=6~9万KW额定转速范围n=(90%~110%)nr=58.68~71.71r/min查《现有发电机型号主要参数及尺寸表》得，没有现成的机型可以套用。5．4．1水轮机发电机主要尺寸估算1、极距τ极距sf—发电机额定客量（KVA），sf=Nfcos=75000/0.85=88240kVAkj—系数，一般取8~10此时取9P—磁极对数P=462、定子内径Di Di=2P/π×τ=2×46/π×50=1464cm3、定子铁芯长度ltC——系数，查表得C=4×10-6~6.5×10-6取C=6.0×10-6ne——额定转速65.2r/minDi——定子内径（mm）4、定子铁芯外径Da（机座号）定子铁芯外径Da可按下式估算ne=65.2r/min<166.7r/min,则Da==1464+1.2×50=1524cm5．4．2发电机外形平面尺寸估算图5-9伞式水轮发电机尺寸示意图1、定子机座外径D1由ne<136.4r/min,得丁字机座外径D1=1.14Da＝1737cm2、风罩内径D2发电机额定容量Sf>20000KVAD2=D1+2.4m=1977cm3、转子外径D3D3=Di-2δ=1464cm式中δ为单边空气间隙，初步估算时可忽略不计。 4、下机架最大跨度D4由水轮机机坑直径D5及转轮直径8500mm查表7-2，得D5=1140cm，则D4=D5+0.06=1.14+0.06=1.2m=120cm5、推力轴承外径D6和励磁机外径D7发电机额定容量Sf=88240KVA查表7-3得D6=400cmD7=300cm5．4．3　发电机外形轴向尺寸计算1、定子机座高度h1发电额定转速ne<88.2r/min,则2、上机架高度h2由ne<150r/minDi/lin=1464/(105×65.2)=0.21>0.05可知应采用全伞式发电机则上机架高度h2=0.10Di=0.10×1464=146cm3、推力轴承高度h3励磁机高度h4和副励磁机h5、永磁机高度h6查表7—4得h3=h4=240cmh5=100cmh6=80cm4、下机架高度采用全伞式承载机架：h7=0.20Di=0.2×1464=293cm5、定子支座支承面至下机架支承面或下挡风板之间的距离h8伞式承载机架：h8=0.25Di=0.25×1464=366cm6、转子磁轭轴向高度h10无风扇时：h10=lt+60=105+60=175cm7、下机架支承面主主轴法兰底面距离h9=700~1500mm这里取h9=70cm8、发电机主轴高度h11h11=（0.7~0.9）H其中H为发电机总高度，即由主轴法兰盘底面至发电机顶部的高度，可又下式计算得：H=h1+h2+…+h9-h7=1227cm则h11=(0.7~0.9)H=(0.7~0.9)×1227=859-1104cm，取10.4m9、定子铁芯水平中心线至法兰盘底面距h12h12=0.46h1+h=0.46×265+175=297cm5．4．4发电机重量估算 发电机总重可由下式估算：式中：Gf——发电机总重量（t）ne——额定转速（r/min）Sf——发电机额定容量（KVA）K1——系数，伞式K1=7~10，这里取7.0发电机转子重可按发电机总重量1/2估算，则可得G=Gf=428.2t发电机飞轴力矩GD2:GD2=K2Di3.5lt=4.5×1.4643.5×105/10000=56727.7(t.m2)5．4．5水轮机重量估算查《水电站厂房设计》一书相关内容得，水轮机总重可由经验公式G=KD1aHb估算，其中a=10.7/(5+0.05(6.5-8.5))=2.18,b=0.40,K=2.45,则计算得G=797t.水轮机总重中转轮重量可由下式计算G1=1.4dHmax0.1D12.6=1.4×0.4×20.630.1×8.52.6=197.8t5．4．6变压器选择及布置a).变压器选择本电站采用三相变压器，出线采用扩大单元接线，即两台机组出线使用一台变压器，则本电站共需两台变压器。两台机组的额定容量为2Sf=88240×2=176480kVA。得：选用容量为18000kVA的变压器，电压等级为220kVA，则由《水电站厂房设计》附录中《大中型变压器重量及外形尺寸有关资料》表得选用SSPL—180000/220型变压器，总重量为159.2t，运输重108t，外型尺寸为8.03m（长）×3.03m（宽）×7.15m（高），吊出铁心需要高度10m。b).变压器布置变压器一般在主厂房附近作露天安排，且最好与主厂房和安装场同一高程，以便检修时推进安装场，利用吊车起吊检修。此外，布置时应考虑进出线方便，周围要留有一定空间，保证良好通风散热条件。本电站在主厂房下游侧有与发电机层同一高程的尾水平台，且面积较大，适宜放置主变压器，故考虑将主变放在该处。又考虑在枢纽布置时，将开关站布置在与厂房同侧的右岸，故可在厂房顶架设出线架，将变压器出线引向开关站接线处。5．5调速器与油压装置的选择 5．5．1调速功计算反击式水轮机的调速功可采用以下经验公式进行计算：A=（200~250）Q=(1.465~1.831)×10N.m>30000N.m式中：Hmax——最高水头，m;Q——最大水头额定出力时的流量，m3/s;D1——水轮机的标称直径，m;所以必须使用大型调速器，接力器柜和油压装置应分别进行计算和选择5．5．2接力器的选择a)．接力器直径的计算对大型调速器通常采用两个接力器来操作水轮机的导水机构，选用额定油压为4.0Mpa，则每个接力器的直径ds可由下式求得ds=λD1式中：——计算系数，由表4—3得，=0.03bo/D——导叶相对高度，取bo/D1=0.400由导叶数Z0=24，为标准对称导叶,选直径ds=λD1ds’=0.81ds=593.3mm选择与之相近且偏大的ds=600mm的标准接力器b).接力器最大行程计算接力器最大行程可由下列经验公式求得Smax=(1.4~1.8)式中：a0max——水轮机导叶最大开度，由模型特性综合特性曲线查得设计工况点下水位a0Mmax=40mm，则a0max=a0Mmax选用计算系数为1.5则Smax=1.4×738.6=1034.0mmc)．接力器容积计算 本电站两个接力器的总容积VS按下式计算得：d)．转浆式水轮机转轮叶片接力器对转浆式水轮机的双调节调速器，除选择导叶接力器外须选择转轮叶片接力器，直径，取较小系数，取5．5．3调速器的选择大型调速器的型号是以主配压阀的直径来表征的，主配压阀的直径d可用下式计算，接力器关闭时间选Ts=8S,Vm=4~5m/s取5m/s，则故选用DT-150型电气液压型调速器。表5-5：调速器外形尺寸型号机械柜l×b×h基础板L×B电器柜M×N×HDT-150750x950x13751200x1500550x804x2360 图5-9调速器外形图5．5．4油压装置油压装置的工作容量是以压力油罐的总容为表征的，此处油压装置不考虑放空阀和进水阀的用油，则压力油罐的容积可用下式计算：VK=（18~20）VS+（4~5）Vc=14.29~18.74m3由此选用与之相邻而偏大的YS-20型分离式油压装置表5-6油压装置外型尺寸(查《水电站厂房设计》)总容积V(m3)油筒外径D1(mm)基础架外径D0（mm）总高H(mm)筒高h（mm）油箱长度m（mm）油箱宽度n（mm）油箱体高k（mm）油箱总高L(mm)10×2184821785040371035003500206034005．6厂房起吊设备的选择设备型号台数选择：最大起重量459t，机组台数为4台，故主厂房起吊设备选用一台双小车起重机，额定起重量500t，跨度22m（根据厂房净宽确定）。表5-7工作参数表名义起重量t单台小车起重量（t）跨度lk（m）起重高度（m）速度（m/min）大车轨道起升运行主钩副钩主钩副钩小车大车2×2502505022321612.432.3QU120小车重电动机（型号/KW）总容重 重机最大轮压（t）（t）（KW）起升机构运行小车大车7248JZR2-64-10JZR2-41-8JZR2-42-8216表5-8吊车梁主要尺寸表主要尺寸小车轮距LT小车轮距KT大车轮距K大梁底面至轨道距F起重机最大宽度B轨道中心距起重机外端距离B1轨道面至起重机顶端距离H580028805800250106804605400轨道面至缓冲器距离H1车轨中心至缓冲器外端距离A操作室底面至轨道面h3小车长度Bt极限位置平衡梁吊点至大车轨顶极限距离（mm）吊钩至轨道吊钩至轨道中心距离hh1120092025004300主钩副钩L1L2430130061016001800吊具：单小车平衡梁尺寸图5-10平衡梁表5-9平衡梁参数吊钩起重量（t）平衡梁起重量(t)自重(t)2×250500550043002300100017121000140014.8075．7主厂房各层高程及长宽尺寸的确定5．7．1水轮机组安装高程 对于立轴流转浆式水轮机，其安装高程是指导叶中心高程，可由下式计算得：安装高程==64.87-2.24+0.4085×8.5=66.10m式中：——下游尾水位（m），Hs——吸出高度（m），D1——水轮机转轮直径（m），5．7．2尾水管地板高程和厂房基础开挖高程由前计算得本电站尾水管高：16.28m导叶高度b0=3.5m，取尾水管底部厚度3m（考虑要设置排水系统，故取较大值）。尾水管底板高程：Edr=,取48m厂房基础开挖高程：EC=上两式中：b0/2——半个导叶高度，m；——尾水管高度，m；——尾水管底板混凝土厚度，m；5．7．3水轮机层地面高程水轮机层地面高程是根据蜗壳上部混凝土厚度决定的。水轮机层地面高程可按下式计算：ETu=+RS+Hse=66.10+3.5/2+3.5+3.55=74.90m其中蜗壳进口断面上部混凝土厚度Hse由于河床式电站结构受力特点，取为3.5m。蜗壳进口半径RS由前计算得取为3.5m。5．7．4　发电机楼板高程和安装场高程发电机定子安装高程HST=水轮机地面高程ETu+进人孔+顶部深梁=74.90+2+1=78.90m发电机层地面高程因考虑以下两个方面因素a).要保证水轮机层上设备、管路、出线的布置要求。发电机层楼板高程EGe=发电机定子安装高程HST+定子支撑面至发电机层地面高度HGa=75.90+2+1+2.65+1.46=82.00m b).要保证泄洪时下泄的洪水不淹厂房。发电机地板高程EGe=最高尾水位ETmax+安全超高Hfc=81.0+0.5=81.5m故选择其中较大者为发电机层楼板高程，取为82.00m由于发电机层楼板高程已高于下游最高尾水位，故安装场高程可取为与发电机楼板高程同高为82.00m。厂区对外交通道路的高程及开关站高程均取为与发电机层楼板同高，均为82.00m。5．7．5吊车梁轨顶高程对于装设竖轴机组的厂房，控制吊车轨顶的因素主要是起吊发电机转子，水轮机转轮和在安装间检修变压器时起吊变压器所需要的高度，由横剖图绘制过程得取吊车梁轨顶高程为95.00m5．7．6屋顶面高程当吊车梁轨顶高车确定以后，根据已知起重机尺寸，其顶部与房顶大梁或天花板之间净距离应不小于0.3m，并应考虑安装和检修起重机的措施。由此计算得，厂房屋顶高程=吊车梁轨顶高程+吊车高度+安全高度+屋面梁高及屋面厚=95.00+5.40+0.3+2.3=103.00m5．7．7厂房总高由厂房屋顶高程减去厂房尾水管开挖面高程既得厂房总高103.00-45.00=58.00m5．7．8主厂房平面尺寸的设计1）机组段长度的确定机组段长度主要由蜗壳、尾水管、发电机风罩在X轴方向（厂房纵向）的尺寸来定，并考虑机组附属设备及主要交通道、吊运通道的布置等所需的尺寸。确定过程如下：表5-10机组段长度确定表a.蜗壳层L+x=R+x+=13.3+3=16.3mL-x=R-x+=8.7+3=11.7mb.尾水管层L+x=B/2++d=18.7/2+3+2.3=14.65mL-x=B/2+-d=18.7/2+3-2.3=10.05mL+x=L-x= c.发电机层机组段长度可按下式确定L1=Xmax+x+Xmax-x=16.30+11.70=28.00m式中，Xmax+x为机组段+X方向最大长度，Xmax-x为机组段－X方向最大长度机组段长度由发电机、水轮机、蜗壳、尾水管及相应保护层厚度确定。为了有效减小厂房尺寸，尾水管采用非正向布置，经综合考虑选择机组中心距28.00m。2）装配场的尺寸装配场的尺寸在考虑保证摆放上机架、发电机转子、下机架、水轮机顶盖等设备的同时，还应考虑吊车梁的等跨布置，本电站最终选择装配场长度为43.50m。3）主厂房长度的确定主厂房长度=端机组段长度+中部机组段长度+装配场长度=4×28.00+1+43.5=156.5m4）主厂房的宽度的确定主厂房宽度应从厂房上部和下部结构的不同因素考虑。上部宽度取决于吊车跨度，发电机直径，最大部件吊运方式等条件，下部宽度取决于蜗壳和尾水管的尺寸。本电站桥吊的跨度已确定为为22m，再加上下游立柱宽，最终主厂房的宽度为26.5m。经厂房各层平面图绘制过程验证，该宽度能够满足各个要求。本设计将机组中心线设在厂房上下游排架柱间中心线上，具体布置详见厂房横剖图。5．8水电站副厂房布置5．8．1位置的确定根据河床式水电站尾水管较长的特点，考虑将本电站副厂房主要部分设在主厂房及装配场的下游侧尾水管上部。其优点为，电气设备的线路都集中在下游侧，与水轮机进水系统设备互不交叉干扰，方便监视机组。且本电站将变压器放在下游尾水平台上，故使出线更为方便，缩短了母线的长度。此外，本电站考虑利用装配场层下空间布置一些辅助生产车间，如油库、油处理室、压气机室、机修间等。5．8．2高程及平面尺寸的确定根据主厂房各层高程情况，副厂房选择四层，分别布置于主厂房、装配场下游和装配场下层与水轮机同层楼面上。 下游尾水平台下副厂房的长度选择与主厂房一致。副厂房的宽度选择10.00m。装配场层下的副厂房尺寸及布置见水轮机层大图所示。具体房间分配见大图所示。5．9进水口尺寸及拦污系统设计5．9．1进水口尺寸确定由前5.3节可得蜗壳进口段垂直水流方向长度为B=B0+D1=13.3+8.5+0.2=22m，而机组段长度为28m，因此取进水口两侧混凝土墙厚为（28-22）/2=3m。由于进口段长度达22m，考虑在蜗壳进口段设立两个中墩，中墩宽度取为2m。为使水流平顺，连接进水口与蜗壳的上唇曲线常采用椭圆或圆弧，本次设计上唇曲线选用两个圆弧连接进水口与蜗壳，圆弧半径分别为4.5m和30m。进水口与蜗壳连接段下边缘采用直线连接，具体布置见厂房横剖大图所示。5．9．2拦污系统设计由设计资料知，沙溪口电站下游紧邻南平市，上游也有较多居民生活，故在沙溪口坝址处河流中漂浮物较多，这一点从当地的新闻报道中也得到了印证。漂浮物主要为“水浮莲”等杂草，生活垃圾和一些养殖业产生的死鱼等。如果不处理好电站进水口的拦污工作，将使电站机组的正常运行造成很大威胁。综合考虑沙溪口水电站的污物特点，考虑在进水口前50米处设置拦漂排，在进水口前端设置拦污栅。a).拦漂排设计。拦漂排由PVC浮筒和下部金属拦污排组成。浮筒直径设为50cm，长度为2m一段，其主要作用为拦截水面漂浮物和提起金属拦污排。下部金属拦污排高度选为1.2m，其主要作用为拦截悬浮于水重的污物。拦漂排轴线与坝前河道主流方向不宜太大，且排前流速不宜过大，防止拦污排被冲毁。根据《水电站机电设备手册（二）·金属结构》中建议，排漂排轴线与水流方向的夹角不应大于30°，故设排漂排轴线与水流夹角为30°（考虑为将漂浮物引向溢流坝处冲向下游，取较大值）。排漂排与从厂房上游侧伸出的导墙相连，其连接采用活动卡槽方式连接，使排漂排能够随着水位的变动而上下浮动。其连接方式如三维示意图5—12所示。 图5—11排漂排设计三维效果图图5—12排漂排与导墙连接方式示意图b).拦污栅设计。为便于清污和减少水头损失，选择过栅流速为0.8～1.2m/s,由于沙溪口水电站拦污栅淹没深度较小，可取上限值。又由于已经采取了排漂浮排措施，拦污栅前污物以较少，故可取较大的过栅流速。 考虑电站进水口拦污栅支承结构采用墩式结构，将拦污栅支承结构与进水口分开布置，在两者之间设有3m垂直水流流向的流道，设置这一结构的目的是如果一台机组前的污物积聚较多，影响了机组正常取水时，可使这一机组从两边机组的进水口引用部分水量，从而保证机组的正常运行。设计将拦污栅设在两个支墩结构之间，具体结构见蜗壳层平面图所示。拦污栅结构设计：机组发电引用流量Qmax=552.97m3/s,拟定过栅流速1.25m/s故拦污栅面积取S=QMAX/V=552.97/1.25=442.3m2由设计图，一台机组前的拦污栅长度为：28-2.5×2-1×5=18m，则拦污栅高度为442.3/18=24.5m,取进水口高程为61m，则拦污栅顶高程为85.5m。在每个拦污栅槽中沿高度方向设4块拦污栅，便于吊起清污。取每块拦污栅高度为6.2m，宽度取为3.4m。栅条厚度取12mm，宽取180mm，栅条净距b可由水轮机直径的1/20估算:b=D0/20=8.5/20=42.5cm,为保证拦污效果取30cm。5．9水电站厂房的稳定计算取三种工况进行验算：①正常水位运行工况：上游正常蓄水位，下游一台机组满发时的水位；②校核洪水运行工况：上游校核洪水位，下游相应洪水位③机组大修工况：上游取正常蓄水位，下游取一台机组满发，水轮机井中，水轮机转子、发电机转子被吊出，蜗壳、尾水管内无水重，闸门关闭。（由于设计洪水位运行工况上游水位为88.00m，校核洪水运行情况上游水位为88.50m，两种工况受力情况相似，故只计算校核洪水位工况）5．9．1正常水位运行工况1.荷载计算a)．自重这里将建筑物沿河流方向分为四部分：上游进水口部分，主厂房上部结构部分，副厂房尾水平台部分，下部基础结构部分。由《水工建筑物荷载设计规范》，取厂房下部混凝土结构重度24kN/m3，厂房上部结构混凝土结构重度25kN/m3.上游进水口部分：主厂房上部结构部分： 副厂房尾水平台部分：下部基础结构部分：得∑W砼=W1+W2+W3+W4=777655.3kNb).进水口蜗壳，尾水管中的水重：c)．水压力=9.81×(85.5-54)2×1/2×28=136275.6kN/m=9.81×(64.87-45)2×1/2×28=54224.15kN/md)．水轮机发电机重厂房中主要机械重即为水轮机重和发电机重，在正常水位运行工况中均考虑包括水轮机转子重量和发电机转子重量在内的全部重量。发电机重：856.5×9.81=8402.27kN水轮机重：797×9.81=3909.3kNe).扬压力由于扬压力较大，设计在厂房基础设防渗帷幕和上下游主副排水系统，由规范《水工建筑物荷载设计规范》，计算如下：p1=p2=p3=p4=U0=(397.3+172.4)×5/2+(172.4+97.46)×10/2+97.46×45.5+(19.46+97.46)×8/2=8377.4kN/m U=U0×L=8377.4×28=234567.8kNf)．淤沙压力由于厂房段机组进水口底面与河床底面基本相平，难以形成淤沙，故在厂房机组段稳定计算中不考虑淤沙压力。g).浪压力由前计算重力坝段时计算结果得p0=87.04kN/m,则P=p0×L=87.04×28=2437.1kN2.抗滑稳定计算={0.5×[777655.3+101773.0+(856.6+797)×9.81-234567.8]+58.9×68.5×28}/(136275.6-5224.15+2437.1)=5.39>3.03.抗浮稳定计算=W/U=895673/234567.8=3.8>1.15．9．1校核洪水运行工况1.荷载计算a)．自重同前正常水位运行工况得∑W砼=W1+W2+W3+W4=777655.3kNb).进水口蜗壳，尾水管中的水重同前正常水位运行工况c)．水压力=9.81×(88.5-54)2×1/2×28=163468.9kN/m=9.81×(81.0-45)2×1/2×28=177992.6kN/md)．水轮机发电机重厂房中主要机械重即为水轮机重和发电机重，在正常水位运行工况中均考虑包括水轮机转子重量和发电机转子重量在内的全部重量。发电机重：856.5×9.81=8402.27kN水轮机重：797×9.81=3909.3kNe).扬压力 由于扬压力较大，设计在厂房基础设防渗帷幕和上下游主副排水系统，由规范《水工建筑物荷载设计规范》，计算如下：p1=p2=p3=p4=U0=(426.74+239.12)×5/2+(239.12+176.58)×10/2+176.58×45.5+(176.58+353.16)×8/2=13896.5kN/mU=U0×L=13896.5×28=389102.0kNf)．淤沙压力由于厂房段机组进水口底面与河床底面基本相平，难以形成淤沙，故在厂房机组段稳定计算中不考虑淤沙压力。g).浪压力由前计算重力坝段时计算结果得p0=22.86kN/m,则P=p0×L=22.86×28=640.1kN2.抗滑稳定计算={0.5×[777655.3+101773.0+(856.6+797)×9.81-389102.0]+58.9×68.5×28}/(163468.9-177992.6+640.1)<0K’小于0的原因是由于上游水压力小于下游水压，K’小于0说明此时水平向受力指向上游，而由厂房横剖面图得厂房的开挖是由上游逐级向下游阶梯状开挖，故不可能产生向上游的滑动。3.抗浮稳定计算=W/U=895673/389102.0=2.27>1.15．9．2机组大修工况1.荷载计算a)．自重同前正常水位运行工况得∑W砼=W1+W2+W3+W4=777655.3kN b).进水口蜗壳，尾水管中的水重在检修时，进水口闸门及尾水管闸门均关闭，故进水口内，蜗壳，水轮机流道内及尾水管内均无水重。即c)．水压力=9.81×(85.5-54)2×1/2×28=136275.6kN/m=9.81×(64.87-45)2×1/2×28=54224.15kN/md)．水轮机发电机重厂房中主要机械重即为水轮机重和发电机重，在机组检修工况中应考虑水轮机转子和发电机转子吊出时其他机械的重量。发电机重：(856.5-856.5×1/2)×9.81=4201.1kN水轮机重：(797-797×1/2)×9.81=3909.3kNe).扬压力由于扬压力较大，设计在厂房基础设防渗帷幕和上下游主副排水系统，由规范《水工建筑物荷载设计规范》，计算如下：p1=p2=p3=p4=U0=(397.3+172.4)×5/2+(172.4+97.46)×10/2+97.46×45.5+(19.46+97.46)×8/2=8377.4kN/mU=U0×L=8377.4×28=234567.8kNf)．淤沙压力由于厂房段机组进水口底面与河床底面基本相平，难以形成淤沙，故在厂房机组段稳定计算中不考虑淤沙压力。g).浪压力由前计算重力坝段时计算结果得p0=87.04kN/m,则P=p0×L=87.04×28=2437.1kN2.抗滑稳定计算 ={0.5×[777655.3+4201.1+3903.3-234567.8]+58.9×68.5×28}/(136275.6-54224.15+2437.1)=4.6>3.03.抗浮稳定计算=W/U=785759.7/234567.8=3.34>1.1第六章专题——发电机层楼板结构设计及计算6．1设计资料1.本建筑位于非地震区，但结构会受到水轮机运行所产生震动的作用；2.建筑安全级别为Ⅱ级，结构重要性系数γ0=1.0；3.结构环境类别为Ⅰ类，则由《水工混凝土规范》得混凝土保护层最小厚度板为20mm，梁为25mm；4.建筑材料等级：混凝土：板梁均采用C30；钢筋：梁和板中的受力钢筋采用Ⅱ级，板中分布钢筋和梁中箍筋、构造钢筋采用Ⅰ级；5.承受荷载：钢筋混凝土重力密度：25kN/m3水泥砂浆：20kN/m3石灰砂浆抹面：17kN/m3楼面活荷载：30kN/m2（由《水工建筑物荷载设计规范DL5077-1997》查得5～10kW机组对应活荷载为20～40kN/m2，本电站单机装机容量为7.5万kW，取中间值30kN/m2）6．2设计依据1.厂房板梁结构采用整体现浇肋形结构，即在施工时浇筑完水轮机层后，又开始整体浇筑发电机层；2.楼板与发电机风罩的连接方式有简支连接和刚性连接；前者即将风罩边的楼板简直在风罩上，可避免由于机组震动和温度应力产生的辐射状裂缝；后者即将风罩与楼板浇筑成整体，其抗震性能好，但容易产生辐射状裂缝。本电站采用刚性连接。 3.按极限状态计算，考虑动荷载可能发生的最不利情况配筋；4.发电机层楼面板梁结构受力较大且受机组运行时的震动荷载，故应采取较为安全的弹性方法计算内力，在计算中不考虑塑性内力重分布影响；7.板和次梁的中间支座假定为铰支座，没有考虑次梁对板，主梁对次梁的约束作用。为考虑这种作用，采用调整荷载的方法来加以考虑，即加大恒载减小活荷载，以调整后的折算荷载代替实际作用的荷载进行最不利组合及内力计算；8.结构内力计算及配筋计算等过程均严格按照《水工混凝土结构设计规范》进行设计，对规范未尽事项参考《混凝土结构设计规范》设计。9.对于连续梁内力计算，采用TSSD探索者软件附带的连续梁计算软件，对于刚架内力计算，采用清华大学设计的结构力学求解器SMSLOVER进行求解。6．3　结构平面布置及构件截面尺寸初估6．4．1　梁格布置发电机层板梁结构布置应尽量做到系统化、规则化，即使每一个机组段都成为一个相同或基本相同的结构计算单元。楼板和发电机风罩可以简支连接或刚性连接；前者可减少乃至避免由于机组震动和温度应力产生的辐射状裂缝；后者抗震性能好，但容易产生辐射状裂缝。本电站采用刚性连接。板与主次梁或风罩整浇联系，次梁两端与主梁整浇，主梁上下游两端搁在排架柱上，中间与立柱整浇在一起。由于从楼板上游侧大体积混凝土结构设置牛腿施工时难度较大，且与上游侧与上体积混凝土相接的楼板板跨较小，且不在楼板主要受力范围内，考虑将与上游大体积混凝土相接的楼板设为悬臂板。具体梁格布置见下图： 图6-1发电机层楼板梁格布置图6．4．2各构件截面尺寸初估考虑发电机层楼板所受荷载较大，且可能承受较大冲击荷载，故板厚及主次梁尺寸均取较大值。板：板厚h=200mm次梁：梁高h=1000mm；梁宽b=500mm主梁：梁高h=1200mm；梁宽b=600mm 立柱：b×h=800mm×800mm用GoogleSketchUp三维绘图软件绘制楼板三维效果图如下图所示：图6-2发电机层楼板三维效果图1图6-3发电机层楼板三维效果图26．4板的计算6．4．1荷载计算 恒载标准值：20mm水泥砂浆面层：0.02×20kN/m3=0.4kN/m2200mm钢筋混凝土板：0.20×25kN/m3=5.0kN/m215mm板底石灰砂浆抹面：0.015×17kN/m3=0.26kN/m2Σ　　　　　　　　　　　　　qGk=5.655kN/m2恒载设计值：qG=1.05×qGk=1.05×5.655=5.94kN/m2活荷载标准值：qQk=30kN/m2活荷载设计值：qQ=1.2×qQk=1.2×30=36kN/m2荷载设计值：q=(qG+qQ)×1m=41.94kN/m2如前图所示，将楼板上的板分成S1～S6区。S4上有压力油罐及回油箱置于楼板上，其单位面积压力分别为70/(3.14/4×2.22)=18.41kN/m2，150/3.52=12.24kN/m2,均小于楼板荷载设计值，故不单独计算其受力，按连续楼板计算。根据设计依据6，将楼板上的荷载进行折算，计算成折算荷载：6．4．2S1区楼板计算A).计算简图A板单向板lA=min{l中-中，1.1×l净跨}=min{2.80，2.70}=2.70mB板单向板lB=min{l中-中，1.1×l净跨}=min{3.2，2.97}=2.97mC板单向板lC=min{l中-中，1.1×l净跨}=min{3.3，2.97}=2.97mD、E两板为双向板，且相互对称，其在y方向为主要受力方向，考虑其在x方向也将受力，故采用折减y方向跨度的方法，计算D、E两板在y方向与其余板的连续作用。D、E板支承情况为在y方向两边固定，在x方向一边与风罩固定，一边与圈梁简支。★（本设计中设沿厂房长度方向即与机组中轴线同向为x方向，沿水流方向即沿厂房宽度方向为y方向）y方向长度ly=lc=3.60+0.50=4.10mx方向长度lx=l0+0.5h=5.40+0.5×0.2=5.50m所以ly/lx=4.10/5.50=0.745,查双向板弯矩系数表得Mx=0.0164ply2=0.0164×41.94×4.102=13.32kN·mMy=0.0349ply2=0.0349×41.94×4.102=24.60kN·m 则D、E板在y方向的折算跨度为My=1/12pl2→lD、E=则计算简图可作如下：B).受力情况a．荷载工况一(恒载)b．荷载工况二(活载)c．荷载工况三(活载)d．荷载工况四(活载)e．荷载工况五(活载)f．荷载工况六(活载)g．荷载工况七(活载)C).内力计算表6-2S1区板内力计算表0支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座4跨中4支座5跨中5支座Mc048.48-72.3549.21-64.4641.69-53.2438.41-63.0147.680 V0-72.35132.01145.29145.29119.58119.58124．38131.28127.05127.050M’048.48-50.7849.21-46.7041.69-34.7738.41-46.1847.580其中支座边缘处弯矩按下式折算弯矩及剪力图：D).正截面强度及配筋计算：表6-3S1区板配筋计算表S10支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中M(M’)(kN·m)048.4850.7849.2146.7041.6900.12660.13260.12850.12200.108900.13590.14290.13810.13050.115601150.51209.61169.21105.1978.7配筋（mm2）D14@130D14@130D14@130D14@130D14@130D14@150实配面积（mm2）118411841184118411841026配筋率（％)0.6770.6770.6770.6770.6770.5863支座4跨中4支座5跨中5支座M(M’)(kN·m)34.7738.4146.1847.5800.09080.10030.12060.149100.09540.10590.12890.16230807.6897.11091.91145.40实际配筋（mm2）D14@130D14@150D14@130D14@130D14@150 实配面积（mm2）11841026118411841026配筋率（％)0.6770.5860.6770.6770.586注：板的常用配筋范围在0.4～0.8之间6．4．3S3区楼板计算A).计算简图A板为单向板，一边简支在连系梁上，一边与梁固定，lA=min{l中-中，1.1×l净跨}=min{2.80，2.70}=2.70mB板为单向板，两边均与次梁固定，lB=min{l中-中，1.1×l净跨}=min{3.2，2.97}=2.97mC板为双向板，在y方向为两边与次梁固定，在x方向一边与风罩固定，一边与主梁简支。y方向长度ly=lc=2.70+0.50=3.20mx方向长度lx=l0+0.5h=2.30+0.5×0.2=2.40m所以lx/ly=2.40/3.20=0.75,查双向板弯矩系数表得Mx=0.0364plx2=0.0364×41.94×2.402=8.79kN·mMy=0.0263plx2=0.0263×41.94×2.402=6.35kN·m则C板在y方向的折算跨度为My=1/12plC2→lC=则计算简图可作如下：B).受力情况a．荷载工况一(恒载)23.94kN/m23.94kN/m23.94kN/mb．荷载工况二(活载)c．荷载工况三(活载) d．荷载工况四(活载)e．荷载工况五(活载)（之后各板受荷情况与S3板相似，计算时不再列出受荷情况，其活载工况应考虑各个支座及跨中截面活荷载最不利布置的全部情况）C).内力计算表6-4S3区板内力计算表0支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座Mc034.36-59.4437.11-46.703.0313.79V064.18102.93120.86120.8679.5079.5024.74M’034.36-41.4937.11-37.113.0312.12其中支座边缘处弯矩按下式折算弯矩及剪力图：D).正截面强度及配筋计算表6-5S3区板配筋计算表S30支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座M(M’)(kN·m)034.3641.4937.1134.893.0312.1200.08980.10830.09700.09110.00790.031700.09420.11500.10220.09570.00800.03220797.59973.72865.04810.5467.29272.47 实际配筋（mm2）D14@150D14@150D14@150D14@150D14@150D14@220D14@220实配面积（mm2）10261026102610261026700700配筋率（％)0.5860.5860.5860.5860.5860.4000.400注：板的常用配筋范围在0.4～0.8之间6．4．4S4区楼板计算A).计算简图A板为双向板，其在x方向为主要受力方向，考虑其在y方向也将受力，故采用折减y方向跨度的方法，计算A板在y方向与其余板的连续作用。A板支承情况为在y方向两边固定，在x方向一边与风罩固定，一边与圈梁简支。y方向长度ly=lc=3.50+0.50=4.00mx方向长度lx=l0+0.5h=3.10+0.5×0.2=3.20m所以lx/ly=3.2/4.0=0.8,查双向板弯矩系数表得Mx=0.0348plx2=0.0348×41.94×3.202=14.95kN·mMy=0.0276plx2=0.0276×41.94×3.202=11.85kN·m则A板在y方向的折算跨度为My=1/12plA2→lA=B板为单向板，两边均与次梁固定，lB=min{l中-中，1.1×l净跨}=min{3.15,2.915}=2.915mC板一边与次梁固定，一边悬臂，则lC=min{l0+h，1.1×l净跨}=min{1.20，1.1}=1.1m则计算简图可作如下：B).受力情况S4受荷情况与S3板相似，其活载工况应考虑各个支座及跨中截面活荷载最不利布置的全部情况，受力简图可见S3板受力简图。C).内力计算表6-6S4区板内力计算表0支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座 Mc011.66-56.5552.12-36.26-16.930V037.3985.58130.15130.1565.9365.930M’011.66-37.5852.12-26.65-16.130其中支座边缘处弯矩按下式折算弯矩及剪力图：D).正截面强度及配筋计算表6-7S4区板配筋计算表S40支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座M(M’)(kN·m)011.6637.5852.1226.6516.13000.03050.09820.13620.06960.0421000.03090.10350.14690.07220.043100261.96876.621244.39611.57364.640实际配筋（mm2）D14@150D14@220D14@150D14@125D14@150D14@125D14@150实配面积（mm2）102670010261232102612321026配筋率（％)0.5860.4000.5860.7040.5860.7040.586注：板的常用配筋范围在0.4～0.8之间6．4．5S6区楼板计算A).计算简图A板为双向板，其在x方向为主要受力方向，考虑其在y方向也将受力，故采用折减y方向跨度的方法，计算A板在y方向与其余板的连续作用。A板支承情况为在y方向两边与次梁固定，在x方向一边与风罩固定，一边与主梁简支。y方向长度ly=lc=3.50+0.50=4.00m x方向长度lx=l0+0.5h=2.50+0.5×0.2=2.60m所以lx/ly=2.6/4.0=0.65,查双向板弯矩系数表得Mx=0.0476plx2=0.0476×41.94×2.602=13.50kN·mMy=0.0256plx2=0.0256×41.94×2.602=7.26kN·m则A板在y方向的折算跨度为My=1/12plA2→lA=B板为单向板，两边均与次梁固定，lB=min{l中-中，1.1×l净跨}=min{3.15,2.915}=2.915mC板一边与次梁固定，一边悬臂，则lC=min{l0+h，1.1×l净跨}=min{1.20，1.1}=1.1m则计算简图可作如下：B).受力情况S4受荷情况与S3板相似，其活载工况应考虑各个支座及跨中截面活荷载最不利布置的全部情况，受力简图可见S3板受力简图。C).内力计算表6-8S6区板内力计算表0支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座Mc15.68-20.46-53.1144.12-36.26-16.930V026.8184.42123.11123.1165.9365.930M’13.75-20.46-35.1744.12-26.65-16.130其中支座边缘处弯矩按下式折算弯矩及剪力图：D).正截面强度及配筋计算表6-9S6区板配筋计算表 S40支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座M(M’)(kN·m)013.7520.4635.1744.1226.6516.1300.03590.05340.09190.11530.06960.042100.03660.05500.09650.12280.07220.04310309.8465.4817.41039.7611.6364.6实际配筋（mm2）D14@220D14@220D14@150D14@150D14@150D14@150D14@150实配面积（mm2）70070010261026102610261026配筋率（％)0.4000.4000.5860.5860.5860.5860.586注：板的常用配筋范围在0.4～0.8之间6．4．6双向板另一方向计算在以上计算中，对于双向板的计算采用了在板跨连续的Y方向进行折减的方法进行计算，从而得出Y方向的受力配筋。而对于这些板的X方向还未进行内力计算和受力配筋。因此，以下对各块双向板的X方向跨中进行计算：表6-10双向板另一边配筋计算表双向板另一边配筋计算S1D板X向S1E板X向S3D板X向S4A板X向S6A板X向M(M’)(kN·m)13.3213.328.7914.9513.500.03480.03480.02300.03910.03530.03540.03540.02320.03980.0359442.8442.8290.4498.1448.9配筋（mm2）B12@150B12@150B12@150B12@150B12@150实配面积（mm2）754754754754754配筋率（％)0.430.430.430.430.43 6．4．7S2、S5、S7区楼板配筋S2区楼板A板与S3区楼板A板受力情况相似，可按其配筋情况配筋。B板面积较小，且Y向上游端与风罩相连，所以变形约束较大，内力较小，可按构造配筋。综合各因素，取S2区A、B两板上下受力钢筋均为D14@150。S5区楼板B板与S6区楼板C板受力情况相似，可按其配筋情况配筋。A板面积较小，且Y向下游端与风罩相连，所以变形约束较大，内力较小，可按构造配筋。综合各因素，取S5区A、B两板上下受力钢筋均为D14@150。S7区板形状狭长，受力绝大部分被传向x方向，而x方向的跨度只有1.5m，其弯矩很小，故可采用构造配筋要求对其配筋，取上下均为通长钢筋B14@150.6．5非框架梁的计算6．5．1L1梁计算A).荷载计算荷载标准值：由板传来的恒载:1、3跨5.655×（1.0+0.5+1.2）=15.26kN/m2跨5.655×（1.0+0.5+0.2）=9.61kN/m次梁自重：25kN/m2×0.5×（1.0-0.2）=10kN/m次梁粉刷：17kN/m2×0.015×（1.0-0.2）×2=0.408kN/m∑gk=1、3跨25.66kN/m2跨20.01kN/m恒载设计值：g=1.05×gk=1、3跨26.94kN/m2跨21.01kN/m活荷载标准值：qk=1、3跨30×（1.0+0.5+1.2）=81kN/m2跨30×（1.0+0.5+0.2）=51kN/m活荷载设计值：q=qk×1.2=1、3跨97.2kN/m2跨61.2kN/m折算荷载：B).计算简图L1梁为三跨连续梁，1、3跨计算跨度l=min{l中-中，1.05×l净跨}=min{8.6+0.6,8.6×1.05}=9.03m2跨计算跨度l=min{l中-中，1.05×l净跨}=min{8.4+0.6,8.4×1.05}=8.82m 翼缘宽度1、3跨b’f=min{l0/3,b+sn}=min{9030/3,500+2650/2+1000}=2825mm2跨b’f=min{l0/3,b+sn}=min{8820/3,500+2650/2+1000}=2825mm计算简图如下图所示：C).受力情况a．荷载工况一(恒载)b．荷载工况二(活载)c．荷载工况三(活载)d．荷载工况四(活载)e．荷载工况五(活载)D).内力计算表6-11L1梁内力计算表0支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座Mc01441.91-1483.30502.48-1481.301441.910V0753.811053.68762.97762.971053.681053.68753.81M’01441.91-1243.43502.48-1243.43-1441.910其中支座边缘处弯矩按下式折算弯矩及剪力图： E).正截面强度及配筋计算表6-12L1梁正截面配筋计算表L11跨中1支座2跨中2支座3跨中M(M’)(kN·m)1441.911243.43502.481243.431441.91B或bf’(mm)280050028005002800验算是否满足第一种情况是/是/是0.04710.22760.01640.22760.04710.04830.26190.01660.26190.04836117.35923.52097.75923.56117.3配筋（mm2）13D2512D256D2512D2513D25实配面积（mm2）63825890.829455890.86382配筋率（%）1.371.260.631.261.37注：梁的常用配筋范围0.6%～1.5%F).斜截面强度计算及配筋表6-13L1梁斜截面配筋计算表L10支座右1支座左1支座右2支座左2支座右3支座左V(kN)708.621008.49724.82724.821008.49708.621460.941460.941460.941460.941460.941460.94截面是否满足抗剪要求是是是是是是 409.06409.06409.06409.06409.06409.06299.56599.43315.76315.76599.43299.561051.291051.291051.291051.291051.291051.29是否大于剪力V是是是是是是实配箍筋B10@100B10@100B10@100B10@100B10@100B10@1006．5．2L4梁计算A).荷载计算荷载标准值：由板传来的恒载:5.655×（1.2+0.5+1.2）=16.39kN/m次梁自重：25kN/m2×0.5×（1.0-0.2）=10kN/m次梁粉刷：17kN/m2×0.015×（1.0-0.2）×2=0.408kN/m∑gk=26.79kN/m恒载设计值：g=1.05×gk=28.12kN/m活荷载标准值：qk=30×（1.2+0.5+1.2）=87kN/m活荷载设计值：q=qk×1.2=104.4kN/mB).计算简图由于楼板板梁布置图可见本梁右端的支座状况为与风罩以小角度斜交，风罩对本梁的变形约束较大。故右端考虑为固定支座。计算跨度为l=min{l中-中，1.05×l净跨}=min{8.6+0.6,8.6×1.05}=9.03m跨中截面翼缘宽度lf=min{l0/3,b+sn}=min{9030/3,500+2400}=2900mm计算简图如下图所示：C).受力情况a．荷载工况一(恒载)b．荷载工况二(活载) D).内力计算表6-14L4梁内力计算表L40支座1跨中1支座Mc0759.78-1350.73V0448.75747.91747.91M’0759.78-1181.89其中支座边缘处弯矩按下式折算弯矩及剪力图：E).正截面强度及配筋计算表6-15L4梁正截面配筋计算表L40支座1跨中1支座M(M’)(kN·m)0759.781180.89b或bf’(mm)02900500验算是否满足第一种情况0是/00.02400.216100.02430.246503184.25576.3配筋（mm2）4D25(构造配筋)7D2512D25实配面积（mm2）196434365890.8配筋率（%）0.420.731.26注：梁的常用配筋范围0.6%～1.5%F).斜截面强度计算及配筋 表6-16L4梁斜截面配筋计算表L40支座右1支座左V(kN)418.847181460.941460.94截面尺寸是否满足抗剪要求是是409.06409.069.78308.94837.21837.21是否大于剪力V是是实配箍筋B10@150B10@1506．5．3L5梁计算A).荷载计算荷载标准值：由板传来的恒载:1跨5.655×（1.2+0.5+0.1）=10.17kN/m2跨5.655×（1.225+0.5+1.35）=17.39kN/m次梁自重：25kN/m2×0.5×（1.0-0.2）=10kN/m次梁粉刷：17kN/m2×0.015×（1.0-0.2）×2=0.408kN/m∑gk=1跨20.57kN/m2跨27.90kN/m恒载设计值：g=1.05×gk=1跨26.94kN/m2跨21.01kN/m活荷载标准值：qk=1跨30×（1.2+0.5+0.1）=54kN/m2跨30×（1.225+0.5+1.35）=91.5kN/m活荷载设计值：q=qk×1.2=1跨64.8kN/m2跨109.8kN/m折算荷载：B).计算简图 由于楼板板梁布置图可见本梁1跨左端的支座状况为与风罩以小角度斜交，风罩对本梁的变形约束较大。故本梁一跨左端考虑为固定支座。L5梁为两跨连续梁，1跨计算跨度l=min{l中-中，1.05×l净跨}=min{4.75,4.36}=4.36m2跨计算跨度l=min{l中-中，1.05×l净跨}=min{9.2，9.03}=9.03m翼缘宽度1跨b’f=min{l0/3,b+sn}=min{1450,500+1200/2+500}=1450mm2跨b’f=min{l0/3,b+sn}=min{3100,500+1225+1350}=3075mm计算简图如下图所示：C).受力情况a．荷载工况一(恒载)b．荷载工况二(活载)c．荷载工况三(活载)d．荷载工况四(活载)D).内力计算内力计算得表6-17L5梁内力计算表0支座1跨中1支座2跨中2支座Mc640.1471.92-1711.641487.70V0346.22809.6911881188811.16M’640.1471.92-1443.41487.70 其中支座边缘处弯矩按下式折算弯矩及剪力图：E).正截面强度及配筋计算表6-18L5梁正截面配筋计算表L50支座1跨中1支座2跨中2支座M(M’)(kN·m)640.1471.921443.41487.700b或bf’(mm)500145050030750验算是否满足第一种情况/是/是00.11720.00450.26420.044300.12500.00450.31320.045302826.9298.47085.56301.90配筋（mm2）6D256D2514D2513D254D25（构造配筋）实配面积（mm2）29452945687263821964配筋率（%）0.630.631.471.370.42注：梁的常用配筋范围0.6%～1.5%F).斜截面强度计算及配筋表6-19L5梁斜截面配筋计算表L50支座右1支座左1支座右2支座左V(kN)367.26798.181115.51761.181460.941460.941460.941460.94截面尺寸是否满足要求是是是是 409.06409.06409.06409.06-41.80389.12706.45352.121051.291051.291051.291051.29是否大于剪力V是是是是实配箍筋B10@100D10@100B10@101D10@1016．5．4L8次梁计算A).荷载计算荷载标准值：由板传来的恒载:5.655×（1.35+0.5+1.2）=17.25kN/m次梁自重：25kN/m2×0.5×（1.0-0.2）=10kN/m次梁粉刷：17kN/m2×0.015×（1.0-0.2）×2=0.408kN/m∑gk=27.65kN/m恒载设计值：g=1.05×gk=29.03kN/m活荷载标准值：qk=30×（1.35+0.5+1.2）=91.5kN/m活荷载设计值：q=qk×1.2=109.8kN/mB).计算简图计算跨度为l=min{l中-中，1.05×l净跨}=min{8.7，8.5}=8.5m跨中截面翼缘宽度lf=min{l0/3,b+sn}=min{8400/3,500+1350+600}=2450mm计算简图如下图所示：C).受力情况a．荷载工况一(恒载)b．荷载工况二(活载)D).内力计算内力计算得跨中弯矩为705.27kN·m,0支座弯矩1097kN·m，0支座剪力为 711.19kN弯矩及剪力图：E).正截面强度及配筋计算表6-20L8梁正截面配筋计算表L80支座1跨中1支座M(M’)(kN·m)1097705.270b或bf’(mm)50024500验算是否满足第一种情况是是0　0.20080.02630　0.22640.02670　5121.42959.40配筋（mm2）10D258D254D25（构造配筋）实配面积（mm2）490939271964配筋率（%）1.050.840.42注：梁的常用配筋范围0.6%～1.5%F).斜截面强度计算及配筋表6-21L8梁斜截面配筋计算表L80支座右1支座左V(kN)711.19442.521460.941460.94是否满足抗剪要求是是409.06409.06 302.1333.46837.21837.21是否大于剪力V是是实配箍筋B10@150B10@1506．5．5其余非框架梁配筋由前发电机层板梁布置图可以看到KL3，KL4长度较短，两端均为一端与框架柱相连，一端与风罩相连，故其变形较小，内力也较小，可以按构造要求对其配筋。综合其他已计算梁的配筋情况，取上下均为通长配筋4D25。L2、L3、L7梁计算跨度与L10相似，其受力情况及两端支座情况也与L10相似，故其配筋可按L10配筋计算结果配筋。取梁上部为通长钢筋D4@25，下部为通长钢筋7D25。L6梁计算跨度与L11相似，其受力情况及两端支座情况也与L10相似，故其配筋可按L11配筋计算结果配筋。取梁上部取通长钢筋4D25，下部取通长钢筋4D25，左支座梁上部钢筋取10D25，跨中梁下部钢筋取7D25。回油箱边梁L13，吊物孔边梁L14，楼梯梁L15其受力情况较小，按构造要求对其配筋，其配筋率为1964/(400×565)=0.86%，在常用配筋范围之内，故可取上下均为通长钢筋4D25.具体配筋情况见配筋大图所示。6．5．6非框架梁裂缝宽度验算次梁裂缝宽度验算及下一段挠度验算取计算内力最大的L5的第二跨进行验算（按简支梁计算，其计算结果偏于安全），由于其跨度最大，受荷所产生的内力也最大，故如果该梁满足裂缝宽度要求及挠度要求，则其他梁的裂缝宽度及挠度也自然满足要求。该构件工作环境为Ⅰ级，则。A).荷载效应短期组合： B).荷载效应长期组合：则满足裂缝宽度要求。6．5．7非框架梁挠度验算A).计算效应组合值短期组合：长期组合：B).计算梁的短期刚度 C).计算梁的长期刚度对应于荷载效应短期组合对应于荷载效应长期组合D).验算梁的挠度查表可知：对于荷载短期组合对于荷载长期组合则梁的挠度满足要求6．6框架梁的计算6．6．1　KL1梁计算A).荷载计算恒载标准值：L2梁传来的恒载为:Gk=[10.408+5.655×(1.75+0.5+1.325)]×2.6+18.51×(1.75+0.5+1.325)=145.80kN中跨由于与风罩靠近，其受荷很小，受荷可假设为集中荷载作用在跨中，其恒载为:Gk=5.655×(1.8+0.5+1.8)]×0.4+18.51×(1.8+0.5+1.8)=85.17kN L3梁传来的恒载为:Gk=[10.408+5.655×(1.35+0.5+1.35)]×2.0+18.51×(1.35+0.5+1.35)=115.11kNL4梁传来的恒载为:Gk=[10.408+5.655×(1.35+0.5+1.35)]×4.0+18.51×(1.35+0.5+1.225)=168.11kN恒载设计值:GL2=153.09kNG中跨=89.43kNGL3=120.87kNGL4=176.61kN活荷载标准值：由《水电站厂房设计规范》设计楼面的梁，墙，柱和基础时，应对楼面活荷载标准值乘以0.8～0.85的折减系数，故qk=30×0.83=25kN,L2QK=25×3.575×(2.6+0.6)=286kN中跨QK=25×4.1×(0.4+0.6)=102.5kNL3QK=25×3.2×(2.0+0.6)=208kNL4QK=25×3.075×(4.0+0.6)=353.6kN活荷载设计值：L2Q=286×1.2=343.12kN中跨Q=102.5×1.2=123.0kNL3Q=208×1.2=249.6kNL4Q=353.6×1.2=424.32kNB).计算简图KL1及KL2梁的线刚度为EI=3×107×1/12×0.6×1.23=2.592×106N·m2，其下框架柱的线刚度为EI=3×107×1/12×0.8×0.83=1.024×106N·m2故两者线刚度之比小于4，则柱对梁的内力影响较大，应作为刚架来计算。刚架上1、3跨计算跨度l=l中-中=7.15m，2跨计算跨度l=l中-中=8.2m其下立柱的计算高度取其从水轮机层楼面至框架梁中心线的高度6.50m。计算简图如下图所示：C).受力情况a．荷载工况一(恒载+1、3跨布置活荷载) b．荷载工况二(恒载+1、2跨布置活荷载)c．荷载工况三(恒载+2、3跨布置活荷载)d．荷载工况四(恒载+2跨布置活荷载)D).内力计算a．荷载工况一(恒载+1、3跨布置活荷载)。此时，1跨中弯矩，0支座、3支座剪力为最大工况。弯矩图： 剪力图：b．荷载工况二(恒载+1、2跨布置活荷载)。此时，1支座弯矩及剪力为最大工况。弯矩图：剪力图：c．荷载工况三(恒载+2、3跨布置活荷载)。此时，2支座弯矩及剪力为最大工况。弯矩图：剪力图：d．荷载工况四(恒载+2跨布置活荷载)。此时，2跨中弯矩为最大工况。 弯矩图：剪力图：E).正截面强度及配筋计算表6-22KL1梁正截面配筋计算表KL10支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座M(M’)(kN·m)0618.66778.16221.01453.44731.60b或bf’(mm)01225600129560012250验算是否满足第一种情况是/是/是000.03140.08050.01060.04690.0371000.03190.08410.01070.04810.0378002144.12770.4757.81584.62543.20配筋（mm2）4D259D259D259D259D259D254D25实配面积（mm2）1960.4441844184418441844181960.4配筋率（%）0.290.650.650.650.650.650.29注：梁的常用配筋范围0.6%～1.5%F).斜截面强度计算及配筋 表6-23KL1梁斜截面配筋计算表G10支座右1支座左1支座右2支座左2支座右3支座左V(kN)643.37471.56289.77129.23282.08226.532128.132128.132128.132128.132128.132128.13截面尺寸是否满足抗剪要求是是是是是是595.88595.88595.88595.88595.88595.8847.49-124.32-306.11-466.65-313.80-369.351024.031024.031024.031024.031024.031024.03是否大于剪力V是是是是是是实配箍筋B10@150B10@150B10@150B10@150B10@150B10@1506．6．2　KL2梁计算A).荷载计算恒载标准值：L6梁受荷范围为1.75+0.5+1.325=3.575m则L6梁传来的恒载为:Gk=（10.408+5.655×3.575×4.2+18.51×3.575=194.80kNL7梁受荷范围为1.8+0.5+1.8=4.1m则L7梁传来的恒载为:Gk=（10.408+5.655×4.1）×2.6+18.51×4.1=163.23kNL8梁受荷范围为1.35+0.5+1.35=3.2m则L8梁传来的恒载为:Gk=（10.408+5.655×3.2）×4.0+18.51×3.2=173.25kNL5梁受荷范围为1.35+0.5+1.225=3.075m则L5梁传来的恒载为:Gk=（10.408+5.655×3.075）×4.3+18.51×3.075=176.45kN恒载设计值:GL2=153.09kNG中跨=89.43kNGL3=120.87kNGL4=176.61kN活荷载标准值： 由《水电站厂房设计规范》设计楼面的梁，墙，柱和基础时，应对楼面活荷载标准值乘以0.8～0.85的折减系数，故qk=30×0.83=25kN,L6QK=25×3.575×(4.2+0.6)=429kNL7QK=25×4.1×(2.6+0.6)=328kNL8QK=25×3.2×(4.0+0.6)=368kNL5QK=25×3.075×(4.3+0.6)=376.7kN活荷载设计值：L6Q=429×1.2=514.8kNL7Q=328×1.2=393.6kNL8Q=368×1.2=441.6kNL5Q=376.7×1.2=452.0kNB).计算简图同前K1梁计算，K2梁下框架柱对梁的内力影响较大，故应将K2梁与其下框架柱按刚架结构计算，其刚架上1、3跨计算跨度l=min{l中-中，1.05×l净跨}=min{7.0+0.2+0.4,7×1.05}=7.35m2跨计算跨度l=min{l中-中，1.05×l净跨}=min{7.4+0.4+0.4,7.4×1.05}=7.77m其下立柱的计算高度取其从水轮机层楼面至框架梁中心线的高度6.50m计算简图如下图所示：C).受力情况a．荷载工况一(恒载+1、3跨布置活荷载)b．荷载工况二(恒载+1、2跨布置活荷载) c．荷载工况三(恒载+2、3跨布置活荷载)d．荷载工况四(恒载+2跨布置活荷载)D).内力计算a．荷载工况一(恒载+1、3跨布置活荷载)。此时，1跨中弯矩，0支座、3支座剪力为最大工况。弯矩图：剪力图：b．荷载工况二(恒载+1、2跨布置活荷载)。此时，1支座弯矩及剪力为最大工况。 弯矩图：剪力图：c．荷载工况三(恒载+2、3跨布置活荷载)。此时，2支座弯矩及剪力为最大工况。弯矩图：剪力图：d．荷载工况四(恒载+2跨布置活荷载)。此时，2跨中弯矩为最大工况。弯矩图： 剪力图：E).正截面强度及配筋计算表6-24KL1梁正截面配筋计算表KL20支座1跨中1支座2跨中2支座3跨中3支座M(M’)(kN·m)0837.03778.18663.48776.651021.060b或bf’(mm)01225600129560012250验算是否满足第一种情况是/是/是000.04240.08050.03180.08040.0518000.04340.08410.03230.08390.0532002918.02770.42300.02764.73577.40配筋（mm2）4D259D259D259D259D259D254D25实配面积（mm2）1960.44418.14418.14418.14418.14418.11960.4配筋率（%）0.290.650.650.650.650.650.29注：梁的常用配筋范围0.6%～1.5%F).斜截面强度计算及配筋表6-25KL2梁斜截面配筋计算表KL20支座右1支座左1支座右2支座左2支座右3支座左V(kN)667.18471.56289.77316.79425.56324.75 2128.132128.132128.132128.132128.132128.13截面尺寸是否满足抗剪要求是是是是是是595.88595.88595.88595.88595.88595.8871.30-124.32-306.11-279.09-170.32-271.131024.031024.031024.031024.031024.031024.03是否大于剪力V是是是是是是实配箍筋B10@150B10@150B10@150B10@150B10@150B10@1506．6．4KL6次梁计算A).荷载计算荷载标准值：由板传来的恒载:5.655×（1.2+0.5+1.8×0.847）=18.23kN/m次梁自重：25kN/m2×0.5×（1.0-0.2）=10kN/m次梁粉刷：17kN/m2×0.015×（1.0-0.2）×2=0.408kN/m∑gk=28.64kN/m恒载设计值：g=1.05×gk=30.08kN/m活荷载标准值：qk=30×（1.2+0.5+1.8×0.847）=101.24kN/m活荷载设计值：q=qk×1.2=121.49kN/mB).计算简图计算跨度为l=min{l中-中，1.05×l净跨}=min{6.6，6.3}=6.3m跨中截面翼缘宽度lf=min{l0/3,b+sn}=min{6300/3,500+1300+1800}=2100mm计算简图如下图所示：C).受力情况a．荷载工况一(恒载) b．荷载工况二(活载)D).内力计算内力计算得跨中弯矩为751.98kN·m,剪力为477.45kN弯矩及剪力图：E).正截面强度及配筋计算KL60支座1跨中1支座M(M’)(kN·m)0751.980b或bf’(mm)021000验算是否满足第一种情况0是000.0328000.0333003166.00配筋（mm2）4D25(构造配筋)7D254D25(构造配筋)实配面积（mm2）196434361964配筋率（%）0.420.730.42注：梁的常用配筋范围0.6%～1.5%F).斜截面强度计算及配筋KL60支座右1支座左V(kN)453.58453.581460.941460.94 是否满足抗剪要求是是409.06409.0644.5244.52839.81839.81是否大于剪力V是是实配箍筋B10@150B10@1506．6．5其余框架梁配筋KL3和KL4跨度很小，只有不到两米，且支承与框架柱与风罩之间，对其变形及内力有较大约束，故其内力较小，可按构造配筋。取上下均为通长钢筋4D25。由前发电机层板梁布置图可见，KL5梁与KL6梁为对称的两个梁，其受力情况完全一致，故其配筋完全可按KL6配筋，取梁上部为通长钢筋4D25，下部为通长钢筋7D25。具体配筋情况见配筋大图所示。6．6．6框架梁裂缝宽度验算次梁裂缝宽度验算及下一段挠度验算取计算内力最大的KL2的第三跨进行验算（按简支梁计算，其计算结果偏于安全），由于其跨度最大，受荷所产生的内力也最大，故如果该梁满足裂缝宽度要求及挠度要求，则其他梁的裂缝宽度及挠度也自然满足要求。该构件工作环境为Ⅰ级，则。A).荷载效应短期组合： B).荷载效应长期组合：则满足裂缝宽度要求。6．6．7框架梁挠度验算A).计算效应组合值短期组合：长期组合：B).计算梁的短期刚度 C).计算梁的长期刚度对应于荷载效应短期组合对应于荷载效应长期组合D).验算梁的挠度查表可知：对于荷载短期组合对于荷载长期组合则梁的挠度满足要求6．8构造配筋设计6．8．1　分布钢筋在板中，垂直于受力钢筋方向还要布置分布钢筋。每米板宽中分布钢筋的截面面积不小于受力钢筋截面面积的15%。则本设计中发电机层楼面板中上下两层受力钢筋内侧的的分布钢筋面积为每米板宽15%×1026（B14@150）=154.9mm2，实际取为B10@250(AS=314mm2)。由于分布钢筋主要起构造作用，所以可采用光面钢筋（Ⅰ级钢）布置于受力钢筋内侧。6．8．2　箍筋 本设计中主次梁梁宽大于400mm，一排纵向受压钢筋多于3根，故采用四肢箍筋。图6-4　箍筋构造示意图6．8．3　腰筋及拉筋当梁高超过700mm时，为防止由于温度变形及混凝土收缩等原因在梁中部产生裂缝，在梁中的两侧沿高度每隔200mm设置一根不小于10mm的纵向构造钢筋，称为腰筋。本工程中选用与箍筋相同的B10钢筋，主次梁选用次梁腰筋间距为200mm，主梁腰筋间距为200mm。两侧腰筋之间用拉筋联系起来，间距为箍筋间距的倍数，钢筋选用B10。6．8．4　钢筋支座锚固长度连续梁中间支座上部纵向钢筋应贯穿支座或节点，下部纵向钢筋伸入支座或节点，本次设计在计算中没有考虑利用其强度，其伸入长度取为12d=300mm（V>VC/时）。6．8．5　分离式配筋板中钢筋的配置方法有分离式配筋和弯起式配筋，在过去的设计中常采用弯起式配筋，现在的工程中考虑提高钢筋施工效率，常采用分离式配筋。本设计中采用分离式配筋，即在配筋时采用将跨中钢筋和支座钢筋分别配置，并全部采用直钢筋。本设计中统一将板上部支座钢筋的切断位置选为离支座1200mm处，板下部跨中钢筋切断位置为深入支座后300mm。6．8．6　板与主梁及风罩间附加钢筋 板与主梁梁肋连接处及风罩连接处实际会产生一定的负弯矩，计算时一般不考虑，板的受力钢筋又与主梁平行布置，故应在板与主梁连接处的顶面，沿主梁垂直方向配置附加钢筋，选用B10@200。伸过主梁边缘距离不小于板跨度的1/4，统一取为800mm。在板与风罩连接处设与风罩垂直的方向环向配置附加钢筋B10@200,伸出风罩边缘的距离统一取为800mm。图6-５板中与主梁梁肋垂直的构造钢筋配筋1—板中的受力钢筋2—次梁3—主梁4—边主梁6．8．7　小次梁配筋楼板上回油箱及吊物孔边肋梁选用300mm×500mm，由构造要求上下各配4@25钢筋。箍筋采用二肢箍，选用B10@200。楼梯梁断面选用300mm×300mm，上下各配4@25钢筋，箍筋采用二肢箍，选用B10@200。6．8．8　主次梁间附加钢筋在主梁与次梁交接处，主梁两侧承受次梁传来的集中荷载，因为可能在主梁的中下部发生斜向裂缝。为防止破坏，集中荷载应全部由附加横向钢筋(箍筋或吊筋)承担。采用两侧各三道B10四肢附加箍筋，则 采用三道D20的吊筋，则则满足要求。　　图６-６