矩形渡槽设计计算说明书模板

工程名称: 哈密市五堡镇五堡大桥渡槽工程 设计阶段：施工阶段

渡 槽 计 算 书

计 算：

日 期：2015.09.01

哈密托实水利水电勘测设计有限责任公司

2015.09.01

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1 基本资料

五堡大桥渡槽定为4级建筑物，设计流量Q设=1.2m³/s ，加大流量Q m=1.56m³/s。，渡槽总长25.6m，进口与上游改建梯形现浇砼渠道连接，出口与下游改建矩形现浇砼渠道连接。

2 渡槽选型与布置

2.1 结构型式选择

梁式渡槽的槽身是直接搁置于槽墩或槽架之上的。为适应温度变化及地基不均匀沉陷等原因而引起的变形，必须设置变形缝将槽身分为独立工作的若干节，并将槽身与进出口建筑物分开。变形缝之间的每一节槽身沿纵向是两个支点所以既起输水作用又起纵向梁作用。根据支点位置的不同，梁式渡槽有简支梁式双悬臂梁式和单悬臂梁式三种型式。

单悬臂梁式一般只在双悬臂梁式向简支梁式过渡或与进出口建筑物连接时使用。 简支梁式槽身施工吊装方便，接缝止水构造简单，但跨中弯矩较大，底板受拉对抗裂防渗不利。简支梁式槽身常用的跨度为8-15m。本设计采用简支梁式槽身，跨度取为12.8m。梁式渡槽的槽身采用钢筋混凝土结构。

2.2 总体布置

渡槽的位置选择是选定渡槽的中心线及槽身起止点的位置。本设计的渡槽的中心线已选定。具体选择时可以从以下几方面考虑：

（1）槽址应尽量选在地质良好、地形有利和便于施工的地方，以便缩短槽身长度、减少工程量、降低墩架高度；

（2）槽轴线最好成一直线，进口和出口避免急转弯，否则将恶化水流条件，影响正常输水；

（3）跨越河流的渡槽，槽轴线应与河道水流方向尽量成正交，槽址应位于河床及岸坡稳定、水流顺直的地段，避免位于河流转弯处；

2.3 结构布置

根据渠系规划确定，选用钢筋混凝土简支梁式渡槽进行输水，槽身采用带拉杆的矩形槽，支承结构采用单排架型式，两立柱之间设横梁，基础采用整体板式基础支撑排架。渡槽全长25.6m，采用等跨布置方案，一跨长度为12.8m。进出口均用混凝土建造。

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3 水力计算

3.1 计算依据、公式及参数选择

(1)渠道水力要素

渡槽上游渠道梯形断面，设计流量1.2m3/s，设计底宽1.2m，设计水深0.33m，设计渠高0.85m，渠道边坡1:0.75，采用现浇砼形式。渡槽下游渠道矩形断面，设计流量1.2m3/s，设计底宽1.2m，设计水深0.245m，设计渠高0.85m，采用现浇砼形式。水力要素见表3-1

表3-1 渠道水力要素表

渠段 上游游 梯形渠道 下游游 梯形渠道 底宽Ｂ （m） 1.2 1.2 边坡 m 0.75 0 水深h （m） 0.33 0.245 糙率 n 0.015 0.015 纵坡 I 1/100 1/25 流速v流量Ｑ 备注 （m/s） （m³/s） 2.51 4.08 1.2 1.2 设计 流量 设计流量

(2)渡槽过水能力计算

由于L15h1，故根据明渠均匀流公式： QACRi

116CRn

式中 A——过水断面积（m2）； R——水力半径（m）； i——槽身纵坡；

n——槽身糙率（取n=0.015）。

初步拟定坡度i＝1/500，经试算底宽B1.2m，通过设计流量时水深h=0.71m，流速

vQ11.408m/s，超高h＝h0.05＝0.11m，则渡槽净深Hhh＝0.710.10.82，取A12H=0.9m。

当渡槽加大流量Q1.56m3/s时，经试算得水深h0.87m，则渡槽净深

H0.870.110.98m0.90m，故取H=1.0。水力要素见表3-2

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表3-2 渡槽水力要素表 渠段 渡槽 渡槽 底宽B （m） 1.2 1.2 水深h（m） 0.71 0.87 糙率 n 0.015 0.015 纵坡 I 1/500 1/500 流速v （m/s） 1.408 1.149 流量Ｑ （m³/s） 1.2 1.56 备注 设计流量 加大流量 3.2 水面衔接验算.

3.3.1渡槽总水头损失计算

⑴ 进口水面降落值

Z1＝11v2v12/2g

式中：1——渡槽进口渐变段损失系数，取0.1；

v——渡槽流速，1.408m/s；

v2——渡槽上游梯形混凝土渠流速，2.51m/s；

 可计算得，进口水面降落值为-0.242m。 ⑵ 槽身段水面降落值

Z2＝iL

式中：i——渡槽槽底比降，取0.002；

L——槽身长度，25.6m；

可计算得，槽身段水面降落值Z2=0.051m。 ⑶ 出口段水面回升值

2Z3＝12v2v2/2g

式中：2——渡槽出口渐变段损失系数，取0.3；

v——渡槽流速，1.408m/s；

v2——渡槽下游矩形混凝土渠流速，4.08m/s；

可计算得，出口水面回升值为-0.524m。

因此，可计算得总水头损失为Z＝Z1Z2Z3 0.333m。

3.3.2渡槽进出口底部高程的确定

已知：进口前渠底高程 3=465.461m

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则渡槽进出口槽底高程确定如下：

进口槽底高程 1＝465.46130.0677465.258=465.258m； 出口槽底高程 2＝1Z2＝1iL=465.207m；

3.3.3进口渐变段长度的确定

BL11.5~2.01

B式中 B1——进口前渠道水面宽度，1.695m；

B——槽身水面宽度，1.2m； 可计算得L12.12～2.83m，选取3.0m。

进口选取3.0m的浆砌石扭面与上游混凝土梯形渠道相接。

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4 槽身结构计算

4.1槽身尺寸拟定

根据前面水力计算可知，水深h=0.71m，净深H=1.0m，宽度B=1.2m。简支梁式渡槽的跨径一般为8m～15m，选取12.8m；侧墙高度选取1.4m，侧墙厚度一般为t=12～25cm，选取15cm；侧墙与底板交接处加设补角，补角宽及高选取10cm；矩形槽的拉杆间距采用1.9m，截面边长为10cm。具体尺寸如图4-1所示。

图4-1 槽身横断面图

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4.2荷载与组合

4.2.1荷载

根据方案拟定，渡槽的设计标准为4级，所以渡槽的安全级别Ⅲ级，混凝土重度为γ=25kN/m3，荷载分项系数为：永久荷载分项系数γG=1.05，可变荷载分项系数γQ=1.20，结构系数为γd=1.2。沿槽身纵向取单位长度脱离体进行计算。侧墙与底板为整体

连接，交接处为刚性节点。横杆与侧墙也是整体连接，但因横杆刚度远比侧墙刚度小，故可假设与侧墙铰接。

1．结构重力 侧墙

标准值 0.2622513.0kNm 设计值 1.0513.013.65kNm 底板

标准值 0.15253.75kNm 设计值 1.053.753.94kNm 拉杆

标准值 0.1252.5kNm 设计值 1.052.52.625kNm 槽内水重

① 满槽

标准值 1.181011.8kNm 设计值 1.2011.814.16kNm ② 设计水深

标准值 0.84108.4kNm 设计值 1.208.410.08kNm

一节槽身自重：（13.65+3.94+2.625）×12.8=258.72 KN

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2．风压力

作用于一节槽身的横向风荷载标准值（见《水工建筑物荷载设计规范》DL5077-1997）

WzzszW0

式中 s——风载体形系数,根据《渡槽设计和电算程序》规定，满槽时取1.3，空槽时取1.7；

z——风压高度变化系数，根据《渡槽设计和电算程序》规定，渡槽离地面高

度8m时取0.89；

z——风振系数，取1.0；

W0——基本风压值，取0.25KN/m2；

可计算得：

满槽情况下风荷载强度Wz0.29KN/m2，因此，作用于槽身上的横向风压力标准值为

0.2912.81.45.18kN，设计值为5.181.36.74kN；

空槽情况下风荷载强度Wz0.38KN/m2，因此，作用于槽身上的横向风压力标准值为

0.3812.81.46.79kN，设计值为6.791.38.81kN；

因风荷载所引起的内力较侧向水压力引起的内力小得多，故这里忽略风荷载的影响。

4.2.2荷载组合

渡槽按承载能力极限状态设计时，应考虑两种荷载组合：

① 基本组合（持久设计状况或短暂设计状况下永久荷载与可能出现的可变荷载的效应组合）

② 偶然组合（设计状况下永久荷载、可变荷载与一种偶然荷载的效应组合）

表1 渡槽按承载能力极限状态设计荷载组合

荷载组合 持久状况 基本组合 短暂状况 2 偶然组合 1 槽中为满槽水、无风工况下作用于槽身或支承结构的各种荷载 槽中无水、有风、漂浮物撞击工况下作用于槽身或支承结构的各种荷载 1 荷 载 槽中为设计水深、有风工况下作用于槽身或支承结构的各种荷载 槽中无水、有风工况下作用于槽身或支承结构的各种荷载 整理分享

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4.3槽身横向及纵向结构计算

4.3.1槽身横向结构计算

1、满槽水、无风工况内力计算

1.

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图4-2 槽身横向结构计算简图

简化后，图示结构为一次超静定，不计轴力及剪力对变位的影响，可求得赘余力X1

为

M0h3113hhl2X1hM02321 h61532式中  ——水的重度，10kN/m3；

h ——混凝土的重度，25kN/m3；

 ——底板厚度，0.15m；

t ——侧墙厚度，0.15m；

J21——侧墙的截面惯性矩；

J23——底板的截面惯性矩；

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21233J213J21J23/ hhlJ233J21J23/ lhlM0—槽顶荷载对侧墙中心所产生的力矩。

（1）侧墙内力计算

取计算截面距拉杆中心线为y，该处的侧墙弯矩My为

1MyX1yM0y3

6最大弯矩产生在y＝ym处，即此截面处的轴力

dMy1X1y20，因此，ymdy22X1。

NyQ3hy22y3htyP0 32h式中 Q—作用于槽身横截面上的计算剪力；

P0—槽顶竖向荷载；

（2）底板计算

距侧墙中线x处的底板弯矩为

1xMxX1hM0h3hhlx

621令x0，得底板端部弯矩M2X1hM0h3； 令xl，得底板跨中弯矩

611M3M2hhl2。 底板轴向拉力Ndh2X1；对底板左边缘点取矩，可得底

2211板剪力为Q2X1hq2l2h3M3/l。

26

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（3）拉杆计算

qANlNl

图4-3 拉杆计算简图

拉杆间距为1.9m，则一根拉杆的拉力为NlX1S。

11拉杆除承受轴向力Nl外，还承受拉杆自重qA，则弯矩MqA2l2、剪力QqA2l。

82计算结果见表4-2所示。

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表4-2 槽身横向结构内力计算表（满槽水+无风工况）

部位 基本参数 内力 X1(KN) y(m) 侧墙 弯矩M(KN.m) 剪力(KN) 轴力(KN) 端部弯矩(KN.m) 跨中弯矩(KN.m) 轴力(KN) 端部剪力(KN) 跨中弯矩(KN.m) 拉杆 轴力(KN) 剪力(KN) 设计值 0.627 1.125 -1.404 -5.137 11.119 -1.668 1.749 5.701 5.987 0.598 1.191 1.772 底板

2. 槽中为设计水深、有风工况内力计算 计算结果见表4-3。

表4-3 槽身横向结构内力计算表（设计水深+有风工况） 部位 基本参数 内力 X1(KN) y(m) 侧墙 弯矩M(KN.m) 剪力(KN) 轴力(KN) 端部弯矩(KN.m) 底板 跨中弯矩(KN.m) 轴力(KN) 端部剪力(KN) 拉杆 跨中弯矩(KN.m) 设计值 -0.372 1.125 -1.446 -3.788 9.919 -1.225 1.418 3.453 4.445 0.598 整理分享

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轴力(KN) 剪力(KN)

3. 槽中无水、有风工况内力计算 计算结果如表4-4。

-0.707 1.772 表4-4 槽身横向结构内力计算表（槽中无水+有风工况） 部位 基本参数 内力 X1(KN) y(m) 侧墙 弯矩M(KN.m) 剪力(KN) 轴力Ny(KN) 端部弯矩(KN.m) 底板 跨中弯矩(KN.m) 轴力(KN) 端部剪力(KN) 跨中弯矩(KN.m) 拉杆 轴力(KN) 剪力(KN)

设计值 -0.325 1.125 -0.366 -0.618 6.319 -0.366 0.488 0.325 1.148 0.598 -0.618 1.772 4.3.2 槽身纵向结构计算

根据支承形式，跨宽比及跨高比的大小以及槽身横断面形式等的不同，槽身应力状态与计算方法也不同，对于梁式渡槽的槽身，跨宽比、跨高比一般都比较大，故按简支梁理论计算纵向弯矩和剪力。

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图4-4 槽身纵向结构计算简图

1弯矩 MCqL2

81剪力 QAqL

2式中，L为计算跨度。由于此梁属于深受弯构件（l0/h5），因此，计算跨度取lc和

1.15ln之中的较小值（lc和ln分别为支座中心线之间的距离、净跨），取12.4m。

表4-5 槽身纵向结构内力计算表

工况 计算跨度L(m) 均布荷载q（KN/m） 最大弯矩M（KN.m） 最大剪力Q(KN) 满槽+无风 12.4 34.373 660.640 213.110 设计水深+有风 12.4 30.293 582.222 187.8135 无水+有风 12.4 20.213 388.485 125.318 整理分享

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4.4槽身配筋计算

4.4.1横向结构配筋计算

1、侧墙配筋计算

侧墙取最大弯矩处，近似按受弯构件进行配筋计算，钢筋、混凝土等级的选取参照《水工混凝土结构设计规范》表4.4.2。

采用HPB300钢筋，fy210Nmm2，K1.40。混凝土采用C25，fc11.9Nmm2。取保护层厚度a30mm（《水工混凝土结构设计规范》 表9.2.1），h0ha=120mm。

根据侧墙内力计算结果，取侧墙底部最大负弯矩截面计算配筋，M=1.45 KN·m，V=3.79KN，

（1）截面尺寸验算：

hwho120mm，

hw1200.124， b1000KV=1.4×3.79=5.306KN

0.25fcbh0=0.25×11.9×1000×120=357KN>KV

故截面尺寸满足抗剪要求。 （2）抗剪腹筋计算

0.7ftbh00.71.271000120106.68KNKV,

因此，不需要进行斜截面抗剪配筋计算。 （3）计算受弯钢筋：

KM1.41.45106s0.012 22fcbh011.91000120112s1120.0120.012<0.85ξb=0.522

（为防止发生超筋，对于HPB300，取0.85ξb=0.522）

Asfcbh011.90.012100012081.04mm2 fy210选用配筋为φ10@200对应单位墙宽中钢筋面积为393mm2。配筋率ρ=Ag/

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h0/b=393/120/1000=0.33%>最小配筋率0.20%，满足要求。

2、拉杆配筋计算

拉杆取跨中最大弯矩截面按受弯构件进行配筋计算，最大弯矩M=0.60 KN·m

KM1.40.60106s0.014 22fcbh011.9100070112s1120.0140.014<0.85ξb=0.522

（为防止发生超筋，对于HPB300，取0.85ξb=0.522）

Asfcbh011.90.01410007057.56mm2 fy210选用配筋为φ8@200对应单位墙宽中钢筋面积为251mm2。配筋率ρ=Ag/ h0/b=251/700/1000=0.36%>最小配筋率0.20%，满足要求。

3、底板配筋计算

底板为一偏心受拉构件，应按下列两种情况进行配筋计算： 1）两端最大负弯矩及相应的拉力N（支座截面），

2）跨中最大正弯矩及相应的拉力N（跨中截面）， K1.40。采用HPB300钢筋，fyfy210Nmm2，混凝土采用C25，fc11.9Nmm2。取保护层厚度aa30mm，（《水工混凝土结构设计规范》 表9.2.1），

h0h0ha=120mm。

a、支座截面配筋计算

根据底板内力计算结果，支座截面内力M=1.67 KN·m，N=5.70KN， （1）判别类型

e0=M/N=1.67×103/5.70=293.0mm＞h/2– a=150/2–30=45mm 属大偏心受拉。 （2）配筋计算

h 0=150–30=120mm，

e=e0–h/2+a =293.0–150/2+30=248.0mm，

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KNefcbsbh0As'fy'(h0a')32

1.45.71024811.910000.3851201203400.920210(12030)2

bh00.2%1000120240mm，选用钢筋φ10@200按构造要求配置As'min（A's=393mm2）。

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完美WORD格式 sKNefy'As'(h0a's)fcbh02

1.45.71000248210393(12030)0.033011.910001202h150e'e0as'29330338mm22KNe'1.45.7103338As142.71mm2

fy(h0as')210(12030)minbh00.2%1000120240mm22

按构造要求配置Asminbh00.2%1000120240mm，选用钢筋φ10@200

（As=393mm）。

b、跨中截面配筋计算

根据底板内力计算结果，跨中截面内力M=1.75 KN·m，N=5.70KN， （1）判别类型

e0=M/N=1.75×103/5.70=307.02mm＞h/2– a=150/2–30=45mm 属大偏心受拉。 （2）配筋计算

2

h 0=150–30=120mm，

e=e0–h/2+a =307.02–150/2+30=262.02mm，

KNefcbsbh0As'fy'(h0a')32

1.45.7010262.0211.910000.3851201203395.840210(12030)2

bh00.2%1000120240mm，选用钢筋φ10@200按构造要求配置As'min（A's=393mm2）。

KNefy'As'(h0a's)sfcbh021.45.701000262.02210393(12030)0.0330211.91000120

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h150e'e0as'307.0230352.02mm22KNe'1.45.70103352.02As148.63mm2

fy(h0as')210(12030)minbh00.2%1000120240mm22

按构造要求配置Asminbh00.2%1000120240mm，选用钢筋φ10@200

（As=393mm2）。

4.4.2纵向结构配筋计算

对于简支梁式槽身的跨中部分底板处于受拉区，故在强度计算中不考虑底板的作用，但在抗裂验算中，只要底板与侧墙的接合能保证整体受力，就必须按翼缘宽度的规定计入部分或全部底板的作用。

不考虑底板的抗弯作用，将渡槽的侧墙简化为h=1.4m、b=0.25m的矩形梁，按单筋矩形截面进行配筋，每个侧墙承受总荷载的一半，根据槽身纵向内力计算结果，侧墙作为简支梁，取跨中最大弯矩截面计算配筋，M=660.64/2=330.32 KN·m，支座剪力Vmax=213.11//2=106.56KN，

矩形截面按双层配筋，保护层厚度a=70mm，h0=1400-70=1330mm，K=1.4。 （1）截面尺寸复核：

hw13305.324mm， b250hwho1330mmmm，

KVmax=1.4×106.56=147.84KN

0.22fcbh0=0.22×11.9×250×1330=870.48KN>KVmax

故截面尺寸满足抗剪要求。 （2）抗剪腹筋计算

0.7ftbh00.71.272501330295.6KNKV127.87KN, 因此，不需要进行斜截面抗剪配筋计算，按构造配置腹筋。 （3）计算受弯钢筋：

fcbx=fyAS

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M11xMu[fcbx(h0)]KK2 完美WORD格式

式中 M——弯矩设计值，按承载能力极限状态荷载效应组合计算，并考虑结构

重要性系数γ0及设计状况系数ψ在内；

Mu——截面极限弯矩值； K————结构系数，K=1.40；

fc——混凝土轴心抗压强度设计值，混凝土选用C25，则fc=11.9N/mm； b——矩形截面宽度； x——混凝土受压区计算高度； h0——截面有效高度； fy——钢筋抗拉强度设计值； As——受拉区纵向钢筋截面面积；

将ξ=x/h0代入上式并令αs=ξ（1-0.5ξ），则有 M1d(fcsbh02)

fcξbh0=fyAs

ξ≤0.85ξb

根据以上各式，计算侧墙的钢筋面积如下：

KM1.4330.32106s0.088 2fcbh011.925013302112s1120.0880.092<0.85ξb=0.522

（为防止发生超筋，对于HPB300，取0.85ξb=0.522）

As选

fcbh011.90.09225013301735.68mm2 fy2104φ20+2φ18 ， AS=1257+509=1766mm2。配筋率ρ=Ag/

h0/b=1766/250/1330=0.53%>最小配筋率0.20%，满足要求。

按受力计算侧墙不需要配置腹筋，考虑到侧墙的竖向受力筋可以起到腹筋作

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用，但为固定纵向受力筋位置，仍在两侧配置φ8@150的封闭箍筋。同时沿墙高布置φ10@200的纵向钢筋。

4.5抗裂验算

4.5.1横向抗裂验算

侧墙按受弯构件进行抗裂验算，底板按偏心受拉构件进行抗裂验算，拉杆按轴心受拉构件进行抗裂验算。受弯构件，偏心及轴心受拉构件在荷载效应的短期组合及长期组合下，按下列公式分别进行抗裂验算：

受弯构件

短期组合 MsmctftkW0 长期组合 MlmctftkW0 偏心受拉构件：

短期组合 NsmctftkA0W0

e0A0mW0长期组合 Nl轴心受拉构件：

mctftkA0W0

e0A0mW0短期组合 NsctftkA0 长期组合 NlctftkA0 （1）侧墙抗裂验算

本设计按因为可变荷载比较小，故只按长期荷载效应组合进行抗裂验算。 基本数据：：ES=2.1×105N/mm2，Ec=2.8×104N/mm2， ftk=1.78N/mm2,γm=1.55，αst=0.7。具体计算如下：

EEs2100007.5 Ec28000As3930.33% bh01000120 整理分享

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y0(0.50.425E)h(0.50.4257.50.0033)12061.26mm

I0(0.08330.19E)bh3(0.08330.197.50.0033)100012031.5210mm84

按受弯构件抗裂公式计算：

I01.52108mctftkW0mctftk1.550.71.78hy012061.26 5.0KN.mMl1.45KN.m通过以上验算，侧墙配筋满足抗裂要求。 （2）拉杆抗裂验算

按轴心受拉构件抗裂公式计算：

A0AcEAs1000707.525171882.5mm2

ctftkA00.71.7871882.589.56KNNK1.19KN

通过以上验算，拉杆配筋满足抗裂要求。 （2）底板抗裂验算

基本数据：：ES=2.1×105N/mm2，Ec=2.8×104N/mm2， ftk=1.78N/mm2,γm=1.55，αst=0.7。

Mk=1.75 KN·m，Nk=5.70 KN。 具体计算如下：

e0MK1.75307.02mm NK5.70Es2100007.5 Ec28000EAs3930.33% bh01000120y0(0.50.425E)h(0.50.4257.50.0033)12061.26mm

I0(0.08330.19E)bh3(0.08330.197.50.0033)100012031.5210mm84

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A0AcEAs10001207.5393122947.5mm2

按偏心受拉构件抗裂公式计算：

8I01.5210mctftkA01.550.71.78122947.5mctftkA0W0hy012061.268I0 1.5210e0A0mW0e0A0m307.02122947.51.55hy012061.2614.71KNNl5.70KN通过以上验算，底板配筋满足抗裂要求。

4.5.2纵向抗裂验算

（1）抗裂验算

按受弯构件进行抗裂验算，受弯构件在荷载效应的短期组合及长期组合下，按下列公式分别进行抗裂验算

MsmctftkW0 MlmctftkW0

式中 Ms—由荷载标准值按荷载效应短期组合计算的弯矩值；

Ml—由荷载标准值按荷载效应长期组合计算的弯矩值；

m—截面抵抗矩的塑性系数；

ct—混凝土拉应力限制系数，对荷载效应的短期组合，ct0.85；对荷载效应的长期组合，ct0.7；

ftk—混凝土轴心抗拉强度标准值；

W0—换算截面A0对受拉边缘的弹性抵抗矩，W0I0； hy0基本数据：：ES=2.1×105N/mm2，Ec=2.8×104N/mm2， ftk=1.78N/mm2,γm=1.55，αst=0.7。具体计算如下：

EEs2100007.5 Ec28000 整理分享

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As17660.53% bh02501330y0(0.50.425E)h(0.50.4257.50.0053)1400723.65mm

I0(0.08330.19E)bh3(0.08330.197.50.0053)250140036.2310mm104

按受弯构件抗裂公式计算：

I06.231010mctftkW0mctftk1.550.71.78hy01400723.65 177.9KN.mMl330.32KN.m通过以上验算，槽身纵向配筋不满足抗裂要求。 （2）裂缝宽度验算

按受弯构件进行裂缝宽度验算，计算公式如下：

maxskEs(30c0.07dte)(mm)

式中 —考虑构件受力特征和荷载长期作用的综合影响系数，对受弯构件取α=2.1；

c—最外层纵向受拉钢筋外边缘至受拉区边缘的距离，c=25mm；

te—纵向受拉钢筋的有效配筋率，teAs/Ate，当te0.03时，取

te0.03；

Ate—有效受拉钢筋截面面积，对受弯构件Ate2ab；

sk—按荷载标准值计算的纵向受拉钢筋应力，N/mm2，对受弯构件：

skMk；

0.87h0As基本数据：：ES=2.1×105N/mm2，Ec=2.8×104N/mm2， ftk=1.78N/mm2,a=45mm，c=25mm。由附录表查得lim0.3mm，

具体计算如下：

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teAs17660.1 Ate225035max330.32106sk161.65N/mm2

0.8713301766dsk(30c0.07)Este2.1161.6520(30250.07)0.11mmlin0.3mm2100000.1

通过以上验算，槽身纵向配筋满足裂缝宽度要求。

4.6挠度验算

槽身使用阶段的挠度主要是由外荷载产生的，为控制槽身变形，对其进行挠度验算。挠度验算公式（见《水工混凝土结构设计规范》）为：

5Ml02 f48Bl对应于荷载效应的短期组合（并考虑部分荷载的长期作用的影响）时：

BlMsBs

M（）Msl1对应于荷载效应的长期组合时：

BlBs

为简化计算，根据现行水工混凝土结构设计规范采用

Bl0.65Bs

对于矩形截面，受弯构件的短期刚度

3Bs(0.0250.28E)Ecbh0

式中 Ec——混凝土弹性模量

I0——换算截面惯性矩；

——考虑荷载长期作用对挠度增大的影响系数。

（1）简支梁抗弯刚度计算

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EEs2100007.5 Ec28000As17660.53% bh025013303Bs(0.0250.28E)Ecbh05.951014Nmm2(0.0250.287.50.0053)2.810425013303

Bl0.65Bs0.655.9510143.871014Nmm2

（2）挠度度计算

5Ml025330.3210612.42106f48Bl483.87101413.67mm0.014mf经计算，槽身纵向挠度满足要求。

l00.025m500

4.7槽身整体稳定性验算

当槽中无水时，为防止槽身在风荷载作用下沿支承面滑动或被掀落，需进行槽身整体稳定性验算。

① 抗滑稳定验算 槽身抗滑稳定安全系数

K1＝fbN1/P1K1

式中 N1——槽身自重；

P1——作用于槽身的水平向风压力；

fb——支座的摩擦系数，取0.3；

K1——槽身抗滑稳定安全系数，取1.05；

可计算得槽身抗滑稳定安全系数K1＝定要求。

0.3258.728.8K1，满足抗滑稳

8.11 整理分享

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② 抗倾覆稳定验算 槽身抗倾覆稳定安全系数

K2＝Mn/MpK2

式中 MP——绕背风面支点转动的倾覆力矩；

Mn——抗倾覆力矩；

K2——槽身抗倾覆稳定安全系数，取1.1；

可计算得K2＝

258.720.7231.451.1，满足抗倾覆稳定要求。

8.110.7 整理分享

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5．排架设计

5.1排架的布置

采用单排架形式，混凝土采用C25。排架高度6.532m，立柱断面尺寸选择如下：

11长边b1：一般为排架总高的～，取0.4m；

2030短边h1：h10.5~0.8b10.35~0.56m，取0.35m； 立柱间距：与上部对应，取1.35m；

横梁间距：等于或略大于立柱间距，取2.0m；

11横梁高h2：为立柱间距的～，取0.25m；

68梁宽b2：为0.5～0.7h2＝0.20～0.28m，取0.20m； 承托：为10～20cm，取0.15m； 具体尺寸如图5-1所示。

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图5-1 排架结构图

5.2最主要荷载的计算

（1）垂直荷载 1.侧墙

标准值 0.2622513.0kNm 设计值 1.0513.013.65kNm

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2.底板

标准值 0.15253.75kNm 设计值 1.053.753.94kNm 3.拉杆

标准值 0.1252.5kNm 设计值 1.052.52.625kNm

一跨槽身自重：P1=（13.65+3.94+2.625）×12.8=258.72 KN 4.槽内水重

① 满槽

标准值 P2=1.181012.8151.04KN 设计值 P2=1.20151.04181.25KN ② 设计水深

标准值 P3=0.841012.8107.52kNm 设计值 P3=1.20107.52129.02KN 5.球墨铸铁管自重

标准值

32.3325.6108.28KN

1000 设计值 1.058.288.69KN 6.管内水自重

标准值 0.110.113.1425.6109.73KN 设计值 1.29.7311.67KN 管重+水重：P4=（8.69+11.67）=20.36 KN 7.排架自重

排架相邻两结点间的立柱自重：标准值P5= 0.350.42.0257.0KN 设计值 P5=1.057.07.35KN

半根横梁自重：标准值P6= 0.250.20.675250.844KN 设计值 P6=1.050.8440.886KN

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（2）水平荷载：主要考虑风荷载，动水压力以及漂浮物的撞击力 1．风荷载

作用于排架的的横向风荷载标准值（见《水工建筑物荷载设计规范》DL5077-1997）

WpzszW0

式中 s——风载体形系数,根据《渡槽设计和电算程序》规定，空槽时取1.7；

z——风压高度变化系数，根据《渡槽设计和电算程序》规定，渡

槽离地面高度8m时取0.89；

z——风振系数，取1.0；

W0——基本风压值，取0.25KN/m2；

可计算得，排架横向风荷载强度标准值Wp0.378kNm2，设计值

Wp0.3781.30.492kNm2。

2．动水压力

作用于排架上的动水压力

W1K dv22g3

式中 ——水的重度，10kN/m3；

v——水流的设计平均流速，2.0m/s；

3——槽架的阻水面积，0.8m2；

Kd——槽架的形状系数，取1.3；

可计算得动水压力标准值为W12.123kN，设计值为

W12.1231.22.547kN。

3．漂浮物的撞击力

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作用于排架上的漂浮物撞击力：

W2vG gT式中 G——树木，浮物等漂浮物重力，根据提供数据，取G=400kg×9.8=3.92kN；

v——水流的设计平均流速，2.0m/s；

T——撞击时间(s)，无实际资料时一般可取1.0(s)； g——重力加速度，取9.8(m/s)；

可计算得漂浮物撞击力标准值为W20.8kN，设计值为

2

W20.81.20.96kN。

5.3排架的横向内力计算

单排架内力计算时应考虑：①满槽水+满管水+横向风压力；②空槽+满管水+横向风压力；③空槽+满管水+横向风压力、动水压力、漂浮撞击力等。

5.3.1作用于排架节点上的荷载

（1） 槽身传递给排架顶部的荷载

作用于槽身的横向风压力Pz通过支座的摩阻作用，以水平力形式传到排架顶部；同时，Pz距排架顶高度0.7m，Pz对排架顶高程所产生的力矩将转化为一对方向相反的集中力，分别作用于两立柱顶部，迎风面力的方向向上，背风面力的方向向下。槽身自重及槽内水重也通过支座传到排架顶部。排架受力如图5-2所示。

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图5-2 排架横向计算图

① 满槽水加横向风压力

一跨槽身自重P满槽水重P2＝ ＝258.72kN，181.25kN,满管水重P4＝20.36kN。1G1＝P.72181.25)/26.740.7/1.35216.49KN1P2/2Pz0.7/1.35(258G2＝P.72181.25)/26.740.7/1.3520.36243.84KN1P2/2Pz0.7/1.35P4(258 Q1Q2Pz/26.74/23.37KN

② 空槽加横向风压力

G1＝P.72/28.810.7/1.35124.79KN 1/2Pz0.7/1.35258G2＝P.72/28.810.7/1.3520.36154.29KN 1/2Pz0.7/1.35P4258Q1Q2Pz/28.81/24.41KN

③ 空槽加横向风压力、动水压力、漂浮物撞击力

G1＝P.72/28.810.7/1.35124.79KN 1/2Pz0.7/1.35258 整理分享

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G2＝P.72/28.810.7/1.3520.36154.29KN 1/2Pz0.7/1.35P4258Q1Q2Pz/28.81/24.41KN

（2） 作用于排架结点上的水平荷载 ①满槽加横向风压力

结点1、5 T1＝T5＝WP1.00.4Q10.4920.43.373.57kN

结点2、3、6、7 T2＝T3T6＝T7WP2.00.40.393kN ② 空槽加横向风压力

结点1、5 T1＝T5＝WP1.00.4Q10.4920.44.414.61kN

结点2、3、6、7 T2＝T3T6＝T7WP2.00.40.393kN ③ 空槽加横向风压力、动水压力

结点1、5 T1＝T5＝WP1.00.4Q10.4920.44.414.61kN

结点2、6 T2＝T6WP2.00.40.393kN 结点3、7 T3T7W1W22.5470.963.507kN （3） 作用于排架结点上的垂直荷载 结点1 P＝G1P57.35P6216.490.886221.05kN 22P7.350.886248.40kN 结点5 P＝G25P6243.8422结点2、6 P＝PkN 5P67.350.8868.236结点3、7 P＝PkN 5P67.350.8868.236结点4、8 P＝P57.353.675kN 225.3.2排架内力计算

排架的内力可以分解为竖向荷载作用及横向荷载作用两种情况，然后再叠加。竖向荷载作用下，只在排架中柱产生轴向力；水平向节点荷载是反对称的，

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而结构是对称的，故可取一半按图，可采用“无剪力分配法”。弯矩、轴力、剪力计算结果分别见表5-1，表5-2，表5-3。

(1) 计算固端弯矩 ①满槽加横向风压力

1M12M21T1l0.53.5723.57KNm

21M23M32(T1T2)l0.5(3.570.393)23.963KNm

21M43(T1T2T3)l0.5(3.570.3930.393)24.356KNm

2M34② 空槽加横向风压力

1M12M21T1l0.54.6124.61KNm

21M23M32(T1T2)l0.5(4.610.393)24.996KNm

21M43(T1T2T3)l0.5(4.610.3930.393)25.389KNm

2M34③ 空槽加横向风压力、动水压力

1M12M21T1l0.54.6124.61KNm

21M23M32(T1T2)l0.5(4.610.393)24.996KNm

21M43(T1T2T3)l0.5(4.610.3933.507)28.51KNm

2M34(2) 计算抗弯劲度

10.40.3530.00143E 121对于横梁 EIlE0.20.2530.00026E

12对于立柱 EIhE＝K23K32K341.0，则横梁各杆端的相对劲度为取相对劲度K12＝K26K370.54。 K15(3) 计算分配系数和由结构力学书中查取传递系数

/K15K12，12＝K12/K15K12 15＝K15/K26K21K23 21＝233234K21 整理分享

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＝37K26/K26K21K23 26计算得分配系数：

＝370.231 15＝0.351，12＝0.649， 21＝2332340.394，26传递系数：

C12C21C23C32C34C431 C15C26C370

(3) 采用力矩分配法计算排架弯矩

反对称荷载作用下的排架弯矩计算表 ①满槽加横向风压力

表5-1 反对称荷载作用下的排架弯矩计算表

结点 杆端 传递系数 固端弯矩 分配与传递 ∑ 15 0 1.235 1.763 0.725 3.723 分配系数 0.351 1 12 0.649 -1 -3.519 2.284 -5.024 3.261 -2.065 1.34 -3.723 21 0.394 -1 -3.519 -2.284 5.024 -3.261 2.065 -1.34 0.849 2 26 0.213 0 2.716 1.116 0.459 23 0.394 -1 -3.82 -3.129 5.024 -1.979 2.065 -0.814 0.849 -1.804 32 0.394 -1 -3.82 3.129 -5.024 1.979 -2.065 0.814 3 37 0.213 0 1.691 1.07 0.44 34 0.394 -1 -4.121 3.129 1.979 0.814 4 43 -1 -4.121 -3.129 -1.979 -0.814 -2.466 4.291 -4.987 3.201 1.801 -10.043 根据反对称荷载作用下的弯矩计算成果，截取杆件和结点脱离体，按力和力矩平衡可求出反对称荷载作用下的剪力和轴力。与正对称结点荷载产生的轴向力叠加，即得排架承受荷载的内力。绘制的内力图见图5-3；

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图5-3 排架横向内力分布图

② 空槽加横向风压力

表5-2 反对称荷载作用下的排架弯矩计算表

结点 杆端 传递系数 固端弯矩 分配与传递 ∑ 15 0 1.616 2.306 0.948 4.87 分配系数 0.351 1 12 0.649 -1 -4.603 2.987 -6.571 4.265 -2.7 1.752 -4.87 21 0.394 -1 -4.603 -2.987 6.571 -4.265 2.7 -1.752 1.11 2 26 0.213 0 3.552 1.46 0.6 23 0.394 -1 -4.996 -4.092 6.571 -2.589 2.7 -1.064 1.11 -2.36 32 0.394 -1 -4.996 4.092 -6.571 2.589 -2.7 1.064 3 37 0.213 0 2.212 1.4 0.575 34 0.394 -1 -5.389 4.092 2.589 1.064 4 43 -1 -5.389 -4.092 -2.589 -1.064 -3.226 5.612 -6.522 4.187 2.356 -13.134 整理分享

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绘制的内力图见图5-4；

图5-4 排架横向内力分布图

③ 空槽加横向风压力、动水压力

表5-3 反对称荷载作用下的排架弯矩计算表

结点 杆端 传递系数 固端弯矩 分配与传递 ∑ 15 0 1.616 2.476 1.018 5.11 分配系数 0.351 1 12 0.649 -1 -4.603 2.987 -7.055 4.579 -2.899 1.881 -5.11 21 0.394 -1 -4.603 -2.987 7.055 -4.579 2.899 -1.881 1.191 2 26 0.213 0 3.814 1.567 0.644 23 0.394 -1 -4.996 -5.319 7.055 -2.78 2.899 -1.142 1.191 -3.092 32 0.394 -1 -4.996 5.319 -7.055 2.78 -2.899 1.142 3 37 0.213 0 2.875 1.503 0.617 34 0.394 -1 -8.503 5.319 2.78 1.142 4 43 -1 -8.503 -5.319 -2.78 -1.142 -2.905 6.125 -5.709 4.995 0.738 -17.744 整理分享

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绘制的内力图见图5-5；

图5-5 排架横向内力分布图

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5.4排架的配筋计算

由于荷载可以从相反方向作用，而使同一截面上出现相反的弯矩，所以采用对称配筋。

5.4.1横向配筋计算

（1）横梁配筋

略去轴向力影响，按纯受弯构件计算配筋。为施工方便所有梁的配筋情况相同，按最不利荷载布置计算。根据不同工况下的排架内力计算成果可知，空槽加横向风压力、动水压力、漂浮物撞击力工况下2-6梁的弯矩最大，最大弯矩M=6.13 KN·m，V=8.93KN。

1 截面尺寸验算：

hwho25035215mm，

hw2151.084， b200KV=1.2×8.93=10.72KN

0.25fcbh0=0.25×11.9×200×215=127.92KN>KV

故截面尺寸满足抗剪要求。 2 抗剪腹筋计算

0.7ftbh00.71.2720021538.23KNKV,

因此，不需要进行斜截面抗剪配筋计算。 3 计算受弯钢筋：

KM1.46.13106s0.078 22fcbh011.9200215112s1120.0780.08<0.85ξb=0.522

（为防止发生超筋，对于HPB300，取0.85ξb=0.522）

Asfcbh011.90.08200215194.93mm2 fy210选用配筋为3φ10，钢筋面积为236mm2，箍筋选用φ6@150。配筋率ρ=Ag/ h0/b=236/215/200=0.55%>最小配筋率0.20%，满足要求。

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（2）排架立柱配筋

排架柱一般以弯矩最大及轴力最小的柱底截面作为全柱的配筋依据，按对称偏心受压构件计算配筋。

根据不同工况下的排架内力计算成果可知，满槽加横向风压力工况下柱底截面轴力最小，空槽加横向风压力、动水压力、漂浮物撞击力工况下柱底截面弯矩最大。因此选取最不利的两个荷载组合就算排架立柱配筋，两个组合为：

1、满槽加横向风压力工况下柱底截面轴，M=10.04KN·m，N=248.26KN。 2、空槽加横向风压力、动水压力、漂浮物撞击力工况柱底截面轴，M=17.74 KN·m，N=121.93KN。

1) 基本资料：

采用HPB300钢筋，fy210Nmm2，K1.40。混凝土采用C25，

fc11.9Nmm2。取保护层厚度a35mm（《水工混凝土结构设计规范》 表9.2.1），h0ha=315mm。

2）计算η值

e0hMh0M,按e00计算 ；若e0N3030N0.5fcA1

KNl21.150.010

hl01

e0h1400h01式中：e0——轴向压力对截面重心的偏心距， l0——构件的计算长度， h——截面高度， h0——截面有效高度， A——构件的截面面积，

1——考虑截面应变对截面曲率的影响系数，对于大偏心受压构件，

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直接 取，1=1.0.

2——考虑构件长细比对截面曲率的影响系数，当L0/h<15时，取，

2=1.0. 3)判断受压情况

若e00.3h0,按大偏心受压构件计算 若e00.3h0,按小偏心受压构件计算

4) 对称配筋偏心受压构件计算公式如下： 1、大偏心受压

如x=ξh0>2a,则

KN fcbho2KNesbhofc AAs''fy(h0a)'s1 eeoha，s(10.5)

2如x=ξh0<2a,则

As'AsKNe 'fy(h0a)1 eeoha

2 2、小偏心受压

KNbbhofc

KNe0.45bho2fcbhofc(0.8b)(h0a')2KNesbhofc,s(10.5) AAs''fy(h0a)'s5)计算配筋

1、满槽加横向风压力工况下柱底截面轴，M=10.04KN·m，N=248.26KN。

lo6.531.018.678,需考虑纵向弯曲的影响。 h350 整理分享

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e0hM10.0440.44mm010.5mm,按e040.44mm计算 N248.26300.5fcA0.511.940035012.81,取11

KN1.4248260l21.150.0101.150.0118.670.96

h1l02118.672.87 1e40.44140014000h315h01

e02.8740.44115.910.3h094.5,按大偏心受压构件计算2KN1.4248.2610000.232 fcbho11.9400315h00.23231573.08mm2a70mm

1eeoha210.230.535035255.91mm

2s(10.5)0.232(10.50.232)0.205

KNesbho2fc1.4248.261000255.910.20540031531511.9AAs0'210(31535)fy(h0a')'s

计算的As’为负值可按构造配筋，取最小配筋率ρ =0.2%配筋，则钢筋面积为：

As'ASbho0.2%400315252mm2

选用配筋为2φ14，钢筋面积为303mm2。配筋率ρ=Ag/ h0/b=303/315/400=0.25%>最小配筋率0.20%，满足要求。

2、空槽加横向风压力、动水压力、漂浮物撞击力工况柱底截面轴，M=17.74 KN·m，N=121.93KN。

lo6.531.018.678,需考虑纵向弯曲的影响。 h350hM17.74e0145.53mm010.5mm,按e0145.53mm计算

N121.9330 整理分享

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10.5fcA0.511.94003505.691,取11 KN1.4121930l21.150.0101.150.0118.670.96h1l02118.671.52 1e145.53140014000h315h01 e01.52145.53220.910.3h094.5,按大偏心受压构件计算2KN1.4121.9310000.114 fcbho11.9400315h00.11431535.91mm2a70mm

1eeoha220.910.53503580.91mm

2As'AsKNe1.4121.93100080.912 234.89mm'fy(h0a)210(31535)234.890.186%最小配筋率0.2%

400315按构造配筋，取最小配筋率ρ =0.2%配筋，则钢筋面积为： As'ASbho0.2%400315252mm2

选用配筋2φ14，钢筋面积为308mm2，箍筋选用φ8@150。配筋率ρ=Ag/ h0/b=308/315/400=0.25%>最小配筋率0.20%，满足要求。

5.4.2纵向配筋计算

排架纵向最不利情况为排架上一跨槽身已施工完毕，而另一跨槽身尚未施工，排架受偏心荷载，见图5-6，

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见图5-6 排架纵向计算简图

荷载计算：每根立柱承受半跨槽身自重G0，

1G0P10.5258.72129.36KN

22eo400266.67mm

3266.67MNe0129.3634.5KN.m

1000柱的计算长度

lo1.06.53m6.53m

柱的截面尺寸：b=350mm，h=400mm ，

lo6.531.016.338,需考虑纵向弯曲的影响。 h400 整理分享

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10.5fcA0.511.94003504.61,取11 KN1.4129360l21.150.0101.150.0116.330.987

h1l02116.331.26 1e266.67140014000h365h01

e01.26266.67336mm0.3h0109.5,按大偏心受压构件计算2KN1.4129.3610000.119 fcbho11.9350365h00.11936543.5mm2a70mm

1eeoha3360.540035171mm

2As'AsKNe1.4129.3610001712 446.88mm'fy(h0a)210(36535)446.880.35%最小配筋率0.2%

350365排架横向配筋计算中立柱每边已选用配筋2φ14钢筋面积为303mm2，不满足纵向配筋要求，再增加1φ14，每边配3φ14，钢筋面积为461mm2，箍筋选用φ8@150。配筋率ρ=Ag/ h0/b=461/365/350=0.36%>最小配筋率0.20%，满足要求。

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5.5牛腿的配筋计算和尺寸验算

5.5.1牛腿尺寸的拟定

牛腿高度取H=550mm；

牛腿外援高度h1≥1/3h，切不小于200mm，取h1=200mm； 立柱最外边缘至牛腿外缘的距离c不应小于100mm，取c=350mm；

牛腿边缘混凝土保护层取a=35mm，则h0=550-35=515mm；钢筋选用HRB335；

5.5.2牛腿截面尺寸的验算

牛腿高度验算公式如下

Fvk(10.5Fhftkbho) Fv0.5ahoF v—有荷载标准值按荷载短期组合计算的作用于牛腿顶部的竖向力； F h—由荷载标准值按荷载效应短期组合计算的作用于牛腿顶部的水平拉力； β—裂缝控制系数，对水电站厂房立柱的牛腿，取β=0.7；对承受静荷载作用的牛腿，取β=0.8；

a—竖向力作用点至柱下边缘的水平距离，应考虑安装偏差20mm，竖向力作用点位于下柱以内时，取a=0；

b—牛腿宽度；

h0—牛腿与下柱交界处的垂直截面有效高度；

5.5.3牛腿配筋计算

a、当空槽有侧向风压力，按短暂状况考虑：

258.72Fv129.36KN

2Fh3.57KN

5502a200166.7mm0.3ho154.5mm,取a166.7mm3

Ffbh129.361.27350515Fvk(10.5h)tko0.8(10.5)166.7Fv0.5a3.570.5

ho515318.61KNFv129.36KN牛腿截面高度满足要求。

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a166.70.320.2ho515当a/ho>0.2,配筋计算公式如下：

AsK(FvaF1.2h)

0.85fyhoFy根据已知数据计算得：

129.361000166.73.571000As1.4(1.2)255.71mm20.85300515300b、当满槽有侧向风压力，按短暂状况考虑： 258.72181.25Fv219.98KNFh4.61KN2

5502a200166.7mm0.3ho154.5mm,取a166.7mm3

Ffbh219.981.27350515Fvk(10.5h)tko0.8(10.5)a166.7Fv0.54.610.5 ho515321.76KNFv219.98KN牛腿截面高度满足要求。

a166.70.320.2ho515当a/ho>0.2,配筋计算公式如下：

AsK(FvaF1.2h)

0.85fyhoFy根据已知数据计算得：

219.981000166.74.611000As1.4(1.2)410.93mm2

0.85300515300 根据计算成果，承受竖向力所需要的纵向受力钢筋选用配筋4φ16，钢筋面积为804mm2，配筋率ρ=Ag/ h0/b=804/515/350=0.46%>最小配筋率0.20%，满足要求。承受水平荷载所需要的锚筋选用4φ14，钢筋面积为615mm2，水平箍筋选用φ6@150。

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5.6 排架基础计算

5.6.1排架基础尺寸的拟定

基础板的面积应满足地基承载力要求，横槽向的长度L和顺槽向的宽度B，可按以下经验公式初步拟定

B≥3b1，L≥s+5h1 （5—1） 式中：

s——两肢柱间的净距；

b1，h1——肢柱横截面长边和短边的边长。 s=1.0m，b1=0.4m，h1=0.35m，则 B≥3×0.4=1.2m，B=2.4m。

L≥1.0+5×0.35=2.75m，取L=3.7m。

图5-6 条形基础结构图

5.6.2条形基础底板地基反力验算

计算基础地基反力的最不利情况就是水平荷载大，铅直荷载也较大，故计算满槽、河中无水的情况。

条形基础基底反力可按下列公式计算：

maxmin6M0N1N2qBLBL26M0N1N2qBLBL2

M02(MQh)a(N2N1) 整理分享

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N1、N2—排架两立柱传到基础截面的轴力；

q—单位面积上基础板重力和回填土重力，基础埋深d=30m，回填土重度取

20KN/m3；

h—基础总高度，见图5-7；

a—底板中点至立柱中心的距离见图5-7； c—立柱中心至基础边缘的距离见图5-7；

B—基础短边长度见图5-7； L—基础长边长度见图5-7；

基础底板计算简图：

图5-7 基础底板内力计算简图

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根据排架内力计算的成果，

N1220.91KN N2248.26KN M10.04KN.m

Q4.21KN

M02(10.044.211)0.675(248.26220.91)46.96KN.m(2.43.70.51.42.70.5)25 3.02077.82KN/m22.43.7220.91248.26646.96300KN/m2max77.82139.23KN/m2 22.43.72.43.7220.91248.26646.96 min77.82122.08KN/m2022.43.72.43.7q故基础底板地基反力满足要求。

5.6.3基础底板内力计算

计算条件为满槽水加横向荷载。在此条件下，底板右边悬臂段，跨中段及左边悬臂段的弯矩M1x，M2x和M3x，计算公式如下 c≤x≤L-c：

Mx11(minq)Bx2(maxmin)Bx3(MVh)N1(xc) 26Lx≥L-c：

M3x

11(minq)(maxmin)Bx32(MVh) 26LN1(xc)N2(xc2a)当x=c时，代入上式得到立柱1的中心线处最大正弯矩； 当x=L-c时，代入上式得到立柱2的中心线处最大正弯矩； 然后再求两立柱间的最大负弯矩，根据渡槽设计规范，当x代入上式得到两立柱间最大负弯矩。其中：

1(DD24C 2D2L(minq)maxminC

2LN1

(maxmin)B 整理分享

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（1）最大正弯矩M1、M2计算成果如下：

当xc1.175时，M11(122.0877.82)2.41.175221(139.23122.08)2.41.1753(40.044.211.0)90.58KN.m63.7

当xLc2.525时，M21(122.0877.82)2.42.525221(139.23122.08)2.42.52532(40.044.211.0) 63.7220.91(2.5251.175)98.74KN.m（2）最大负弯矩M0计算成果如下：

23.7(122.0877.82)19.09

139.23122.0823.7220.91C39.71

(139.23122.08)2.41x(19.0919.092439.71)1.892m

21当x1.892时，M0(122.0877.82)2.41.892221(139.23122.08)2.41.8923(40.044.211.0) 63.7220.91(1.8921.175)54.75KN.mD5.6.3基础底板配筋计算

按受弯构件计算配置受力钢筋，因横向风压力是可以改变的，即图4—5中M和V的方向砖而向右，N1和N2互换位置，底板左右的地基反力和内力弯矩也将互换位置。因此，垂直渡槽水流方向的底板受力钢筋应当对称布置。

底板顺渡槽水流方向的受力钢筋，可将此方向底板的悬出部分按悬臂梁计算求得，荷载是地基反力减去底板重量里和板上土重力。

（1）底板的横向配筋计算

沿短边方向取宽度b=1m最为研究对象，最大正弯矩：M2=98.74KN.m 采用HRB335钢筋，fy300Nmm2，K1.40。混凝土采用C25，

fc11.9Nmm2。取保护层厚度a35mm（《水工混凝土结构设计规范》 表9.2.1），h0ha=500-45=455mm。

KM1.498.74106s0.048 22fcbh011.91000455 整理分享

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112s1120.0480.049<0.85ξb=0.522

（为防止发生超筋，对于HPB300，取0.85ξb=0.522）

Asfcbh011.90.0491000455884.37mm2 fy300884.370.19%最小配筋率0.15%

1000455底板沿短边单宽1m选用配筋为φ16@200，钢筋面积为1005mm2，箍筋选用φ8@250。配筋率ρ=Ag/ h0/b=1005/1000/455=0.22%>最小配筋率0.20%，满足要求。

（1）底板的纵向配筋计算

基底净反力Pnmaxq139.2377.8261.41KN/m2

沿长边方向取宽度b=1m最为研究对象h0ha=500-45=455mm。悬臂梁固端弯矩计算：

MPnb61.411.02ln1.0230.71KN.m 22KM1.430.71106s0.015 22fcbh011.91000455112s1120.0150.015<0.85ξb=0.522

（为防止发生超筋，对于HPB300，取0.85ξb=0.522）

Asfcbh011.90.0151000455270.73mm2 fy3002700.06%最小配筋率0.15%

1000455按构造配筋，取最小配筋率ρ =0.15%配筋，则钢筋面积为： ASbho0.15%1000455682.5mm2

底板沿长边单宽1m选用配筋为φ14@200，钢筋面积为770mm2，配筋率ρ=Ag/ h0/b=770/1000/455=0.17%>最小配筋率0.15%，满足要求。

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5.7 渡槽的整体稳定性验算

5.7.1 渡槽的抗滑稳定验算

槽架及其基础在水平荷载p的作用下，可能沿基底面产生水平滑动。抗滑稳定安全系数kc按下式计算：

kcfNp

式中 f—基础底面与地基之间的摩擦系数；

N,P—所有铅直力、水平力的总和；

KC—抗滑稳定安全系数。

计算条件：当N小时，对抗滑稳定是不利条件，故计算槽中无水，有风荷载，动水压力，漂浮物撞击力情况，水面以下取浮容重计算。

N258.728.694(7.350.886)2(7.350.886)15 25(2.43.70.51.42.70.5)15405.18KN

0.5405.1811.7KC1.05 满可计算得渡槽的抗滑稳定安全系数KC＝17.32足抗滑稳定要求。

P8.814.610.3933.50717.32KN

5.5.2 渡槽的抗倾覆稳定性验算

抗倾覆稳定性的不利条件与抗滑稳定的不利条件一致。所以抗倾覆稳定验算的计算条件及荷载组合与抗滑稳定性演算相同。抗倾覆稳定安全系数按下式计算：

k0laNMyla e0式中 la—承受最大压应力的基底面边缘到基底重心轴的距离； N—基底面承受的铅直力总和；

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ΣMy——所有铅直力及水平力对基底面重心轴（y—y）的力矩总和； e0——荷载合力在基底面上的作用点到基底面重心轴（y—y）的距离。

N258.728.694(7.350.886)La=2.4/2=1.2m

2(7.350.886)15 25(2.43.70.51.42.70.5)15405.18KN1.41.0)4.61(6.531.0)0.393(4.531.0) 23.507(2.531.0)121.77KN.mMy8.81(6.53laNk0My1.2405.184.0k01.30

121.77故渡槽满足抗倾覆稳定要求。

5.7.3 浅基础的基底压应力验算

假定基底压应力（即地基反力）呈直线变化，不考虑地基的嵌固作用时，由偏心受压公式可得基底边缘应力为

max横槽向

minNMyAWya （6—3） MNyAWyimax顺槽向

minNMxAWxa （6—4）式

NMxAWxi中 A——基础底面积；

W ya、Wxa——相应于最大应力σmax基底边缘的截面抵抗矩 （Wya=Iy/la，Wxa=Ix/la，Iy、Ix为基底面对重心轴y

—y、x—x的截面惯性矩）；

Wyi、Wxi——相应于最小应力σmin基底边缘的截面抵抗矩 （Wyi=Iy/li、Wxi=Ix/li）。

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（1）横槽向基底压应力验算：

计算横槽向地基应力的最不利情况就是水平荷载大，铅直荷载也较大，故计算满槽、河中无水的情况。

N258.72181.2520.366(7.350.886)(2.43.70.51.42.70.5)25667.70KN

1.4M8.81(6.531.0)4.61(6.531.0)0.393(4.531.0)y20.393(2.531.0)110.78KN.mNMy6677006110780000295.46KN/m 2AWya2400370024003700maxNMy6677006110780000min55.0KN/m202AWya2400370024003700（2）顺槽向基底压应力验算：

计算纵槽向地基应力的最不利情况就是排架上一跨槽身已施工完毕，而另一跨槽身尚未施工。

NMx258.72181.2520.366(7.350.886)22(2.43.70.51.42.70.5)25448.01KN(258.72181.25)0.3781.40KN.m2

NMx4480106814000002max73.37KN/m2AWxa2400370037002400

minNMx448010681400000227.54KN/m02AWxa2400370037002400

故浅基础的基底压应力满足要求。

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