毕业设计-渡槽

设计总说明

本次设计作为水利水电工程专业本科生的毕业设计，主要目的在于运用所学的有关专业课，专业基础知识及基础课等的理论；了解并初步掌握水利工程的设计内容，设计方法和设计步骤；熟悉水利工程的设计规范；提高编写设计说明书和各种计算及制图的能力。

根据设计任务书，说明书分为六章。第一章，基本资料。第二章，渡槽的整体布置和渡槽断面形式的选择，以及支承结构形式的确定。第三章，拟定渡槽断面尺寸，确定槽身总长度，进行水力计算，从而确定槽底纵坡以及进出口高程。第四章，槽身的结构设计，进行槽身纵横断面内力计算及结构计算并配置钢筋。第五章，排架和牛腿的结构计算，进行排架顺槽向和横槽向的结构及配筋计算，并验算其稳定性。第六章，细部结构设计，对伸缩缝、止水、支座和两岸的连接做近一步的要求。

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河北工程大学毕业设计（论文）

Design General Information

Content abstract this design took the water conservation water and electricity project specialized undergraduate student's graduation project, the main purpose lies in the related professional course which the utilization studies, specialized elementary knowledge and basic course and so on theory; Understanding and preliminary grasping hydraulic engineering design content, design method and design procedure; Familiar hydraulic engineering design standard; Enhances the compilation design instruction booklet and each kind of computation and charting ability.

According to the design project description, the instruction booklet divides into six chapters. The first chapters, fundamental data. And second chapters, the aqueduct overall arrangement and aqueduct section form choice, supporting structure form ascertaining that. Third chapters, design the aqueduct section dimension, ascertain slot body general the length, carry out a hydraulic computation, ascertain the longitudinal slot bottom slope and import and export elevation thereby. Fourth chapters , physical design of the slot body, calculation and structure carrying out the slot body section vertical and horizontal internal force calculate and deploy a reinforced bar. And fifth chapters, row racks and structure of the leg of cattle secretly scheme against, the row being in progress puts up secretly scheming against along the slot to composing in reply the structure that the horizontal stroke slot faces and matching tendon, checking calculation its stability. Sixth chapters, detail physical design, water, abutment and both banks connection just do close single-step request to the expansion joint.

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目 录

设计总说明 ........................................................... 1 Design General Information ....................................... 2 1 基本资料 .......................................................... 5

1.1 工程概况 ............................................................ 5 1.1.1 灌区基本概况 .................................................... 5 1.1.2 东一干概况 ...................................................... 6 1.2 地形地质情况 ........................................................ 6 1.2.1 地形 ............................................................ 6 1.2.2 地质 ............................................................ 6 1.3 气象 ................................................................ 7 1.4 基本数据 ............................................................ 7

2 整体布置 .......................................................... 9

2.1 渡槽位置的选择 ...................................................... 9 2.2 槽身断面形式的选择 .................................................. 9 2.3 槽身支承结构形式的选择 .............................................. 9 2.4 槽身接缝构造 ....................................................... 10

3 槽身断面设计 .................................................... 11

3.1 断面截面尺寸确定 ................................................... 11 3.1.1 水力计算 ....................................................... 11 3.1.2 水头损失验算 ................................................... 12 3.1.3 进出口高程确定 ................................................. 13 3.2 U型渡槽截面其他尺寸确定 ........................................... 14 3.3 横杆、人行便道及端肋尺寸确定 ....................................... 14 3.4 进出口的形式选择及布置 ............................................. 15 3.5 其他资料 ........................................................... 16

4 槽身的结构计算 .................................................. 17

4.1 荷载计算 ........................................................... 17 4.2 槽身纵向结构计算 ................................................... 19 4.2.1 抗滑稳定验算 ................................................... 19 4.2.2 抗倾覆稳定验算 ................................................. 20 4.3 槽身纵向结构计算 ................................................... 21 4.3.1 内力计算 ....................................................... 21 4.3.2 纵向配筋计算 ................................................... 22 4.3.3 正截面的抗裂验算 ............................................... 23 4.3.4 斜截面承载力计算 ............................................... 24 4.4 槽身横向结构计算 ................................................... 25 4.4.1满槽水情况下的内力计算 ......................................... 26

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4.4.2半槽水情况下的内力计算 ......................................... 29 4.4.3 横向配筋计算 ................................................... 33 4.4.4 横向抗裂验算 ................................................... 35 4.5 拉杆结构及配筋计算 ................................................. 36 4.5.1 内力计算 ....................................................... 36 4.5.2 配筋计算 ....................................................... 37 4.6 端肋结构及配筋计算 ................................................. 39 4.6.1 内力计算 ....................................................... 40 4.6.2 配筋计算 ....................................................... 42

5 排架设计 ......................................................... 44

5.1 排架尺寸的确定 ..................................................... 44 5.2 荷载分布 ........................................................... 45 5.3 排架横槽向结构计算 ................................................. 46 5.3.1 满槽水+侧向风压的计算工况 ...................................... 46 5.3.2 空槽加侧向风压的计算工况 ....................................... 51 5.3.3 立柱的配筋计算 ................................................. 51 5.3.4 横梁的配筋计算 ................................................. 53 5.4 排架顺槽向结构计算 ................................................. 5.4.1 验算单根立柱的竖向稳定性 ....................................... 5.4.2 施工吊装验算 ................................................... 55 5.4.3 排架起吊时的强度验算 ........................................... 56 5.5 牛腿尺寸验算 ....................................................... 58

6 细部构造设计 ..................................................... 61

6.1 渡槽与两岸渠道的连接 ............................................... 61 6.2 渡槽的伸缩缝 ....................................................... 61 6.3 支座 ............................................................... 62

谢 辞 ............................................................... 63 参 考 文 献 ......................................................... 专业参考文献 .......................................... 错误!未定义书签。 译文 .................................................... 错误!未定义书签。

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1 基本资料

1.1 工程概况

陆浑灌区是河南省较大的灌区之一，灌区跨越洛阳，开封、郑州市三个地区的六个县，灌区范围内居住人口大约100万人。陆浑灌区的主要水源是陆浑水库。

1.1.1 灌区基本概况

陆浑水库位于河南省嵩县境内，它是伊河上的一座大型水库，控制流域面积

3750km2，多年平均径流量10.25亿m3总库容12.17亿m3，兴利库容5.06亿m3，兴利水

位317.0m。大坝坝顶高程330m，最大坝高52.0m，溢洪道位于大坝东岸。为加大部分洪库容溢洪道上设有闸门，闸底槛高程313m，闸顶高程324m，门高11m。溢洪道最大泄

3水流量为3600m/s，泄洪洞位于大坝与溢洪道之间，为810m的城门洞型明流无压洞，

洞长510m，进口底高程2.715m。出底高程282.35m，最大泄流量11608m。

整个灌区是由总干渠和东一、东二、西干三条干渠组成的，全长共290.5km，建筑物1134座，其中主要建筑物有隧洞33座，全长23.9km；渡槽32座，全长9.8km；另外还有倒虹吸等输水建筑物。

3灌区设计灌溉面积134万亩，总干渠进口设计流量为77.0m/s，相应水位298.0m，

33总干渠末端设计流量55.8m/s，相应水位290.535m。灌区三条干渠规划成果如表1—1

所示：

表1—1 陆浑灌区总干、主干渠规划数据表

渠名 项目 渠 长（KM） 控制面积 （万亩） 规划面积 （万亩） 水库引灌 （万亩） 反调节灌 （万亩） 总干渠 45.30 165.80 120.04 113.58 6.46 东一干 137.90 85.30 57.61 52.73 4.88 东二干 51.80 44.70 27.36 25.78 1.58 西干区 55.50 17.50 16.77 16.77 0 5

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1.1.2 东一干概况

东一干渠规划灌溉面积57.61万亩，其中汝阳1.58万亩，伊川3.17万亩，偃师26.47万亩，汞阳4.96万亩。一干渠设计流量考虑近期与远期两种情况，也就是在同一渠段上的建筑物，如渡槽，隧洞等的输水能力按远期规划确定设计流量（譬如东一干进口段上的

3建筑物设计流为50m/s）,以使留有余地。而渠道土石方开挖断面按近期规划确定尺寸，

345m/s)。 （譬如东一干进口段的渠道设计流量为

东一干渠自内埠到已水河的渠段设计长度为137.9km。共有各种建筑物566座，其中隧洞24座，累计长度17km；渡槽21座，累计长度62km，桥234座，（包括公路桥41座，生产桥120座，人行桥25座，排洪桥48座），还有退水闸与节制闸32座，涵洞（管）139座，流槽6座，跨渠渡槽26座，支斗渠引水口座。

东一干全部工程量：土方开挖1455万立方米，回填土方590万立方米，石方开挖308万立方米，砌石万立方米，混凝土10万立方米，钢筋混凝土3300万立方米。需要净工日（包括民工和技工）2475万个，基本建设投资6180万元。开挖土石方用炸药1257吨，三大材需用量分别为：水泥81800吨，钢材3575吨，木材73000立方米。

1.2 地形地质情况

1.2.1 地形

陆浑灌区处于伏牛山北麓，嵩山和熊耳山后谷地一带，地形复杂。东一干渠灌溉区域内多为低山丘陵干旱区，区内岗洼相间，地面覆盖为红色和棕红色粘土及黄土。在龙门以东偃师、巩县的半山区和丘陵区水文地质较差，缺乏地下水源。地表沟壕大部分为南北向，对于排除地面径流与灌渠（区）渗水比较有利，不会产生盐碱化或沼泽化威胁，灌区地形平均坡降为1／100～1／200。

1.2.2 地质

东一干渠规划线路从桩号30+762.0～31+314.1（位于许营附近），该段是横跨伊河上的一条支流，下面根据河道横断地形，参照河南省水利厅勘探队的钻井资料分段介绍地质情况。

陡坡段长度大约20米，该段为紫红色、红褐色砾岩夹砂质粘土岩，砾岩成分为石英砂岩、石英岩等。粒径一般在5~20cm，最大的达60cm，胶结较差。表面风化严重，凸凹不平，肉眼可见溶蚀的洞穴，直径大小不一，小者1m左右，大的在10m以上，洞内均有渗水现象。砂质粘土岩的成份多为泥砂质组成。表面段出有断续相间的渗水，说明砂质粘土岩有隔水性能，砾岩表面覆盖有2m左右的黄色粉质壤土。

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河槽段长度约150m，表面主要为近代冲积砂卵石，卵石粒径多为20~50cm，也有少量卵石直径在50cm以上，分选性差。中粗粒含量约占30%。钻孔过程中经常出现塌孔，卡钻现象，漏浆量大，透水性强。冲积层平均深度约在6m左右。下伏新三系（N），砾岩夹白色泥质灰岩，成份多为石英砂岩及火成岩。钙质胶结较差，钻取岩心呈粒状，质地均一，含砾石少许，性脆较坚硬，呈透镜体壮，岩长10~30cm，局部风化较重，手用力即可搓掉粉粒，河槽段桩号0+020~0+090为河漫滩一级台地，表面为上文新统（Q3）黄色粉质壤土，具直立性，结构较疏松，少有丰粒层深2~3m，含少量砾石具有黄土性质。下伏中更新统（Q2）含泥沙卵石（成份同上），泥质含量5~10%微有胶结。（其中局部夹有薄层壤土透镜体）钻进中有回水、卡钻现象。

Q32Q32台地段长度大约536m为更新统。其表层为黄色中粉质壤土，下部为黄色重粉质壤土含结核，粘粒含量20%左右。台地段土层厚在18~20m，具有直立性（可以开挖空洞）。有粘性的局部夹砂卵石透镜体厚0.8~15m，自上而下逐渐密实。

2QQ3与Q2界限明显，密实程度有显著差异。下伏中更新统（2）为黄色重粉质壤

2Q2土，固结密实，粘粒含量在20%以上，具有塑性，可以搓成细条。中含有少量结核，

局部夹有砂卵石透镜体，厚3m左右。该层上面覆盖厚1m左右的钙质结核含土层，（桩号0+440~0+706）。结构密实，不易开挖，结核直径2~7cm。当地开凿料石困难。

1.3 气象

本灌区属于华北干旱区，平均多年降雨量只有500～600mm，而且分布很不均匀，有60%~70%集中在汛期。作物生长期常出现严重干旱缺水的情况。年平均蒸发量为2000mm，根据洛阳专区的水文资料记载：“光绪3~4年（1877~1878年）连续三个季度未曾下雨，洛河干枯……。”以来1959、1966、1972年三年最旱。其中1972年伏旱严重、洛阳地区72年6~9月降雨量仅占历年月期平均降雨量（P平均=422mm）的63.5%。

最大风速为18m/s，最大冻土深度0.5m。

1.4 基本数据

（1）拟建许营渡槽段桩号：30566~31314.1，全长748.1m，设计流量

Q设40m3s。加大流量Qmax45m3s。

（2）渡槽段及其进出口渠道的有关数据与断面示意，详见表1—2和示图。

表1—2 许营渡槽及上下游渠道段基本数据 建筑物 类型

起止桩号 间距 坡降i 水头损失 设计水位 相对位置 7

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土渠 渡槽 土渠 29+040~30+566 1516m 1/12000 1/12000 0.126m 0.80m 0.445m 30+566~31+314.1 748.1m 31+314.1~36+750 5345.9m 281.224m 208.398m 279.701m 许营上游 许营 许营下游 （3）与渡槽段相连接的上下游渠道均已建成，横断面为梯形，渠底和边坡均

采用浆砌石保护。基本尺寸如图1.1所示：

进口断面出口断面50857.5200200857.550271.424751.1:490269.90160267.48050#浆砌石1:1.75266.68060490

图1.1 与渡槽进出口相连的渠道横断面图

（4）根据洛阳地区地震局提供的有关资料，陆浑灌区上的主要建筑物设计烈

度定为80。

（5）许营段跨越式建筑物，不论采用哪种类型，均按三级建筑物考虑。 （6）跨越建筑物不考虑交通要求和无通航要求，若采用渡槽方案只设人行便

道即可。

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2 整体布置

2.1 渡槽位置的选择

渡槽位置的选择包括轴线位置及槽身起点位置的选择。对于地形条件复杂，长度大，工程量大的工程，应通过方案比较确定其位置。主要考虑以下几个方面：

（1） 应尽量选在地形有利，地质条件良好的地方，以便于缩短槽身长度，降低支

撑结构高度和基础工程量。

（2） 渡槽进出口渠道与槽身的连接在平面上应争取成一条直线，不可急剧转弯，

以使水流平顺。

（3） 跨越河流是，轴线与河道水流方向应尽量正交，槽址应选在河道顺直，岸坡

稳定处。

（4） 跨越河流的渡槽，槽址应位于河床稳定，水流顺直的河段，避免位于河流转

弯处，以免凹岸和基础冲刷。

（5） 应便于进出口建筑物的布置，进出口争取落在挖方渠道上，尽量不建在高填

方渠道上。应保证泄水闸有顺畅的泄水出路，以防冲刷。

（6） 渡槽发生事故需停水检修，或为了上游分水等目的，常在出进口段或进口前

渠道的适宜位置设置节制闸，以便于泄水闸联合运用，使渠水进入溪谷或河道。

2.2 槽身断面形式的选择

槽身断面有矩形，梯形，U形等。一般常采用矩形和U形断面。大流量渡槽多采用矩形，中校流量可采用矩形也可采用U形。U形槽身多用钢筋混凝土制作，当跨径较大时，可采用预应力钢筋混凝土，以利于抗裂防渗。也有用钢丝网水泥制作的，但抗冻、防渗及耐久性差。

本设计采用U形断面，槽顶设拉杆，以增加侧墙稳定性，改善槽身的横向受力条件。槽壁顶端常加大以增加刚度。U形槽身是一种轻型而经济的结构，具有水利条件好，纵向刚度大而横向内力小等优点，且便于施工吊装。

2.3 槽身支承结构形式的选择

梁式渡槽的槽身直接支撑于槽墩或槽架上，伸缩缝之间的每一节槽身沿纵向是两个支承点，故既起输水作用又起纵向梁作用，根据支承点位置的不同，梁式渡槽有简支梁式，双悬臂梁式和单悬臂梁式三种。前两种是常用的型式，单悬臂梁式只在特殊条件下采用。根据对已建渡槽的观察，双悬臂式槽身在支座附近容易产生裂缝，单悬臂式一般

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只在双悬臂式向简支梁式过渡或进出口建筑物连接时采用。

本设计采用简支梁式钢筋混凝土结构。其优点是结构简单，施工吊装方便。槽身接缝处的止水构造简单，但跨中弯矩较大，底板受拉，对抗裂防渗不利。梁式渡槽的跨度是这类渡槽最关键的尺寸，根据实践经验及资料统计，简支梁式U形槽身跨度一般为15~20m。

2.4 槽身接缝构造

为适应槽身因温度变化引起的伸缩变形缝和允许的沉降位移，应在槽身与进出口建筑物之间及各节槽身之间用变形缝分开，缝宽3~5cm。变形缝必须用既能适应变形又能防止渗漏的柔性止水封堵。常见的有沥青止水、橡皮压板式止水、粘合式止水或套环填料式止水等。

本设计采用粘合式止水，这种止水是用环氧树脂等粘合剂将橡皮粘贴在混凝土上，施工简单，止水效果好。

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3 槽身断面设计

3.1 断面截面尺寸确定

水力计算的关键是合理的选择纵坡值。纵坡大，可减小槽身断面面积，节省建筑材料。但纵坡越大则沿程水头损失将迅速增加，且流速大将增加进口水头损失，从而增加渡槽的总水头损失，自流灌溉面积将减小，对灌溉不利。纵坡小，虽然使断面面积增加，建筑材料用量增加，但是会使水头损失减小。

此设计的允许水头损失为[▽Z]=0.88m，最大损失不超过0.88m。根据工程经验初步拟定时，纵坡坡率可在1/500～1/1500之间选用。如果根据初步拟定的i、B和H值计算所得的流量等于或略大于最大流量，则说明拟定的i、B和H值合适，如果小于或大于最大流量，则应必须加大B和H值，直到满足最大流量为止。

初步拟定i、B和H值后，须再拟定一系列通过设计流量时的水深值，通过试算的方式确定通过设计流量时的水深值。求得水深值后利用公式计算通过设计流量时的进口水面降落及出口水面回升值，之后在计算槽身沿程水头损失和总水头损失。若总水头损失略小于或等于允许水头损失值，则初步拟定的i、B和H值可为确定值。

3.1.1 水力计算

由于渠道大多在一定长度内具有相同的流量、底坡、断面尺寸及相近的渠槽糙率，渠内符合明渠均匀流条件，故渠道横断面尺寸采用明渠均匀流公式来确定，即

QwCRi 其中 Q——通过渡槽的设计流量（m3s）

i——槽底纵坡，本设计采用i11200；

C——谢才系数，可用曼宁公式计算C116R，n为糙率系数，对于混凝土n及钢筋混凝土槽身可取n0.013~0.014，本设计采用n0.014。

槽身断面高宽比H/B影响槽身结构的纵向受力、横向稳定及进出口水流条件。对于梁式渡槽槽身起纵梁作用，采用较大的高宽比，可提高其纵向刚度，减小梁内应力和跨中挠度，对受力有利，但槽身高度大，侧面受风面积大，横向风载大，对槽身横向稳定不利，且槽身高度大，侧面受风面积大，对槽身横向稳定不利；而高宽较小且槽底纵坡较大时，槽内水深小，为满足设计流量水面衔接进口处槽底抬高较大，此时，当渠道通

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过小流量时，渡槽进口常会出现较大的壅水现象，而当通过大流量时，槽前上游渠道又可能产生较长的降水段，使渠道遭受冲刷。合理的高宽比一般应通过方案比较确定，初拟时一般可取经验值，U形断面多用0.7~0.8，本设计取H/B=0.8，试算过程及结果如表3.1所示：

表3.1 截面尺寸初步计算表 D R0 h0  13.41 14.02 14.65 15.30 15.96  9.55 9.77 9.98 10.20 10.42 R 1.40 1.44 1.47 1.50 1.53 C 75.58 75.87 76.17 76.42 76.68 Ri 0.00140 0.00144 0.00147 0.00150 0.00153 Ri Q 37.98 40.42 42.78 45.60 47.7 4.40 2.20 4.50 2.25 4.60 2.30 4.70 2.35 4.80 2.40 1.32 1.35 1.38 1.41 1.44 0.037 0.038 0.038 0.039 0.039 由表3.1可初定，槽半圆直径D=4.7m，用最接近设计流量的值计算总水头损失，用校核流量来确定截面尺寸，计算过程及结果见表3.2：

表3.2 截面尺寸确定计算表 D 4.70 4.70 4.70 4.70 4.70 4.70 2.35 2.35 2.35 2.35 2.35 2.35 R0 1.10 1.11 1.13 1.37 1.38 1.39 h0 13.84 13. 13.98 15.11 15.16 15.20  9.58 9.60 9. 10.12 10.14 10.16 R 1.44 1.45 1.45 1.49 1.50 1.50 C 75.90 75.99 75.99 76.34 76.42 76.42 Ri 0.00144 0.00145 0.00145 0.00149 0.00150 0.00150 Ri 0.038 0.038 0.038 0.039 0.039 0.039 Q 39.92 40.11 40.36 44.97 45.18 45.30 由表3.2可确定选取圆心轴以上通过设计流量Q0时的水深h01.11m。 3.1.2 水头损失验算

渡槽进口水流经过渐变段与连接段时的水面降落值Z，工程设计中常近似采用下列淹没宽顶堰流公式计算，即

02Q2 z 22g(w2g)式中 Q——渡槽设计流量（m3s）

0——上游渠道流速；

上游渠道水深 hs271.224267.483.744m

1过水断面面积 A(441.753.7442)3.74437.51m2 ，

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则 0Q401.066m3s A37.51——流速分布系数，可取1.0；

、可取0.90~0.95，本设计中两者均取0.95 ——侧收缩系数和流速系数，g——重力加速度 g9.8ms2

则

Z

4020.950.9513.Z129.8121.06620.461m29.81

16600.55m 1200Z0.55Z 出口水面回升2 ：Z210.183m

33 则 槽内水面坡降

：Z1iL综上所述，水流经过渡槽时的总水头损失Z为 ZZZ1Z20.4610.550.1830.828m0.88m 故符合要求。

3.1.3 进出口高程确定

通过设计流量时，上游渠道水深h13.744m，槽中水深

h(3.142.352)(24.7)1.112.95m，

则有 进口槽底高程 13h1zh

267.483.7440.4612.95267.813m

式中3267.48m，为进口前渠底高程； 进口槽底抬高 y113267.813267.480.333m 出口槽底高程 21Z127.8130.55267.263m 出口渠底降低 y2h1Z2h3.7440.1832.950.611m 出口渠底高程 42y2267.2630.611266.652m 计算的4规划值大0.028m，满足要求。具体如图示3.1：

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水面线

图3.1 渡槽水利计算图

3.2 U型渡槽截面其他尺寸确定

由上述流量及水头损失条件，可得符合要求的槽底直径为D0.47m，由此可得槽截面其它尺寸。

槽壁厚度 t(115~110)R00.157~0.235, 取 t0.16m 直线段高 f0.3D0.34.71.41m， 考虑安全超高hf1.410.41.81m

D0.4m，则取 12槽顶加宽部分 a(1.5~2.5)t0.24~0.4m，取a0.4m cb(1~2)t0.16~0.32m，取cb0.32m

3.3 横杆、人行便道及端肋尺寸确定

横杆尺寸： 高0.20m， 宽b0.20m， 间距 sl1.50m 人行便道尺寸： 厚0.07m, 宽b0.6m，单侧扶手hfbf0.08m1.2m 端肋尺寸：为改善渡槽的纵向受力状态，并便于架设安装，在槽身的支座部位应设置端肋，端肋的外形轮廓做成矩形。U型渡槽底部端肋厚b00.4m，槽壳从端肋向外伸

b20.1m，c10.4m，出0.1m以便设置止水，变形缝宽0.06m，端肋其余尺寸为b10.4m，

如图3.2

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人行便道拉杆栏杆

图3.2 渡槽基本尺寸示意图

3.4 进出口的形式选择及布置

为使水流进出槽身时比较平顺，以利于减小水头损失和防止冲刷，渡槽进出口均需设置渐变段，渐变段采用扭曲面形式。渐变段和槽身之间常因各种需要再设置一节连接段。对于U形槽身，许设置连接段与渐变段末端矩形断面连接。连接段的长度常根据具体情况由布置决定。常采用以下经验公式确定渐变段长度

lic(B1B2)

式中 c——系数，进口取c1.5~2.0，本设计采用2.0；出口取c2.5~3.0，本

设计采用2.5

B1、B2——渠道及渡槽槽身水面宽度 由上述公式可得：

进口渠道水面宽度 B11(8.5752)221.15m 出口渠道水面宽度 B12(8.5752)221.15m

进口渐变段长 l12.0(21.154.7)32.9m，取l130m 出口渐变段长 l22.5(21.154.7)41.1m，取l234.1m

本设计中根据一般经验连接段长度为24m，进口连接段长14m，出口连接段长10m。

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3.5 其他资料

渡槽总长748.1m，由上述计算知渐变段长.1m，连接段长24m，槽身总长660m。取每跨槽身长15m，共跨44。渡槽的设计标准为3级，故其结构安全级别为Ⅱ级，则结构重要性系数01.0，正常运行期为持久状况，其设计状况系数1.0，永久荷载分项系数G1.05，可变何在分项系数Q1.20，结构系数d1.2。 钢筋混凝土重度 砼25KNm3

混凝土强度（C25） fc12.5Nmm2，ft1.30Nmm2

钢筋强度 Ⅰ级 fyfyfyv210Nmm2， Es2.1105Nmm2 Ⅱ级 fyfyfyv310Nmm2， Es2.0105Nmm2 人群荷载 q2.5KNm2

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4 槽身的结构计算

4.1 荷载计算

槽壳自重：

标准值

22cR0tR0gk2ft2ab砼222

220.323.142.350.163.142.3521.810.1620.322522269.000KNm

设计值 拉杆重：

b'D0.20.24.7glk砼253.133KNme1.5标准值

grGgk1.0569.00072.450KNm

设计值 人行道板重： 标准值

设计值 扶手栏杆重： 标准值

设计值 设计水位水重：

标准值

glGglk1.053.1333.290KNm

grkBh'砼0.60.07251.05KNm

grGgrk1.051.051.103KNm

ggkhfbf砼0.081.2252.4KNmggGggk1.052.42.52KNm

q设k设计值

2R03.142.352水Dh0104.71.11137.769KNm22

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q设水Qq设水k1.20137.768165.322KNm

校核流量水位水重：

标准值

q校水k(R022Dh0)水3.142.352(4.71.38)10151.563KNm2

设计值

q校水Qq校水k1.20151.563181.876KNm

满槽水重：

标准值

q水mkR02D(h1)水223.142.3520.24.7(1.81)1022 176.473KNm

设计值 人群荷载：

标准值

设计值 风压力：

q满水Qq满水k1.20176.473211.768KNm

q人k2.500.61.5KNm

q人Qq人k1.201.51.8KNm作用于建筑物表面的风压力W（KN/m）按下式计算

WkkzW02

式中： k——风载体型系数，与建筑物体型、尺度等有关，对于排架结构取

K1.3；

kz——风压高度变化系数，本设计取KZ1.15;

W0——基本风压(N/m),W022gV2.其中由设计资料知V18ms。对于

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我国内陆一般地区取

2g11.6，则有

W02g1182202.5Nm2 1.6 由以上数据可得风压力：

标准值

WkKKzW01.31.15202.5302.738N/m2

设计值

WQWk1.2302.738363.285N/m20.363KN/m2

4.2 槽身纵向结构计算

渡槽运用时，在自重及外力（如水压力、土压力、风压力以及一些其它的力）作用下，其稳定可能受到破坏，从而影响渡槽的正常工作，甚至失事。例如在风压作用下，可能沿其支撑顶部表面发生滑动或倾覆。渡槽的工作情况是不断变化的，在槽中无水受风压的工况下最易出现稳定问题，故本设计要对这种情况进行稳定验算，计算单元为一节槽身。

4.2.1 抗滑稳定验算

稳定分析，作用于渡槽上的力尽管其类型、方向、大小各不相同，但根据它们在槽身沿支承结构顶端发生水平滑动时所起的作用看，可以归纳为两大类：一类是促使槽身滑动的力，如水平方向风压力、动水压力等，称为滑动力；另一类是维持槽身稳定、阻止渡槽滑动的力，主要是在铅直方向荷载作用下，槽身底部与支承结构顶端之间产生的摩擦力，称之为阻滑力。槽身是否会产生沿其支承结构顶端发生水平滑动，主要取决于

k这两种力的比值，这个比值反映了渡槽的水平抗滑稳定性，我们称之为稳定安全系数c

Kc式中：fNP

N——空槽时所有铅直方向作用力的总和（KN）；

P——所有水平方向作用力的总和（KN）；

f——摩擦系数，与两接触面物体的材料性质及它们的表面粗糙程度有

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关，本设计取0.6。

Kc——抗滑稳定安全系数，与建筑物安全级别及荷载组合情况有关，按照

《公路桥涵设计规定》中取Kc1.5

N(ggglggr)L(72.4503.2901.1032.52)151190.445KNPWAKc00.36315(1.812.350.161)28.967KN 0.61990.44524.7[Kc]1.5

28.967fNP所以满足抗滑稳定性要求。

4.2.2 抗倾覆稳定验算

槽身受风压作用可能发生倾覆，抗倾覆稳定性验算的目的是验算槽身空水受压作用下是否会绕背风面支承点发生倾覆，抗倾覆稳定的不利条件与抗滑稳定的不利条件是一致的，所以抗倾覆稳定性验算的计算条件及荷载组合与抗滑稳定性验算相同，抗倾覆稳定安全系数K，本设计取[K]1.5

式中：

laM抗laNlaNKM倾MyPH

——铅直力到槽身支承点的距离；

N——空槽时基底面承受的铅直力总和；

P——水平力的总和；

H——水平力到槽身支承点的距离；

N1190.445KN, P28.967KN, l1 H(1.812.350.161)2.66m

2a2.350.160.42.91m

则 kM抗laNlaN2.911190.44544.9[K]1.5

28.9762.66M倾MyPH所以满足抗倾覆稳定性要求。

20

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4.3 槽身纵向结构计算

U型断面槽属于薄壳结构，其纵向内力计算法与跨长L同槽宽D的比值有关。但水利工程中的U型渡槽大多LD3,属于长壳结构（本设计中LD3），仍可按梁计算，即将其视为U型断面梁，承受由自重和满槽水重构成的均布荷载。计算单元一跨槽身。

σ圆心轴φ0形心轴σσ

图4.1 槽身纵向应力分布图

4.3.1 内力计算

1跨中弯矩设计值 McqL2

81跨端剪力设计值 QAqL

2其中q为一槽身的均布荷载

qgglgrggqm72.453.291.1032.52196.478275.85KNm

1则 Mc275.851527758.281KNm

81QA275.85152068.875KN

2横截面的总面积

At(R2f)2aB0.160.320.163.142.3521.8120.400.32221.800.3842.184m2 形心轴到圆心轴的距离

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t(2R2f2)ab(2fB)kt(R2f)2aB0.16（22.432-1.812）-0.40.48（21.810.48）

0.163.142.4321.8120.40.480.355y1kf0.3551.812.165m

横截面对圆心轴的惯性矩

21I(aB3tf3)2aBf(fB)tR3k[t(2R2f2)aB(2fB)]

32代入数据求得I4.92m2

令 kR sin0（0以弧度计），则有

0.3552.430.146sin0

cos01210.14620.9 故 00.148rad 由以上数据可求得受拉区的总拉力Zl ZlMc12tR(Rcos0k0k) I2代入数据求得 Zl2327.867KN 4.3.2 纵向配筋计算

U型槽身的纵向钢筋一般按总拉力法计算，即考虑受拉区混凝土已经开裂， 不能再承担拉力，形心轴以下的拉力全部由钢筋承担。 由公式 AsKlZl 计算受拉钢筋总面积 fy式中 Kl——钢筋混凝土受弯构件的强度安全系数。查《中国电力企业联合会标准

化部.电力工业标准汇编.水电卷.水工》第31条（表8）得Kl1.40

fy——钢筋抗拉强度设计值，选用Ⅱ级钢筋，fy310Nmm2

2327.86710310512.9mm2 则有 As1.40310 22

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选用732和828 (As5360492610556mm2) 配筋图如下图4.2：

¦µ32¦µ28

4.3.3 正截面的抗裂验算

ES2.0105 令 E7.14,

EC2.8104则换算截面的面积为：

A0AcEAs2.1841067.14105562.3106mm2

t(2R2f2)aB(2fB) k332mm

A0y1kf2142mm y2R0kt2178mm 则换算截面对重心轴的惯性矩

21I0(aB3tf3)2aBf(fB)tR3k[t(2R2f2)aB(2fB)]

32 4.91012mm2

故可由上述求得最大拉应力l（抗裂验算）

RfM l y2mI0Kf式中 m——截面抵抗矩的塑性系数，查《水工钢筋混凝土结构学》得m1.35，修正后得m1.35(0.7300)1.08； 3000Rf——混凝土抗裂设计强度；

23

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Kf——钢筋混凝土受弯构件的抗裂安全系数。

查《中国电力企业联合会标准化部.电力工业标准汇编.水电卷.水工》第(表1)得Rf19kgcm21.86Nmm2,第34条(表9)得. Kf1.10。

7758.28121781061.081.861.71.8 l124.9101.10可知满足抗裂要求。 4.3.4 斜截面承载力计算

可将U型截面简化为T型截面,如图所示，

图 4.3

截面尺寸如下：

b2t0.32m320mm

hft0.16m160mm bf2R02t5.02m5020mm

hfR0t1.812.30.164.32m4320mm

取 a45mm， 则 h0ha4275mm

hwh0hf42751604115mm

又hwb411532012.96.0

V2068.875KN1(0.2fcbh0)10.212.50.324.2751062850KN 1.224

d

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故截面尺寸满足受剪承载力的要求。又有

1d(0.07fcbh0)10.0712.50.324.275106997.5KNV2068.875KN故则1.2需按计算配置腹筋。

初选双肢箍筋,由于梁较高,箍筋不能太细,选用14@200,即有

Asv307.98mm2.s200smax350,选用Ⅰ级钢筋时,其箍筋抗拉强度fyv210Nmm2.

求得 VcsVcVsv0.07fcbh01.25fyvAsvh0 s307.84275 200

0.0712.532042751.252102924.05KNdV2848.65KN满足抗剪要求.

svAsv307.80.48%svmin0.12% bs320200满足箍筋最小配筋率要求。

4.4 槽身横向结构计算

沿槽长取1.0m槽身按平面问题求解横向内力.作用与单位长脱离体上的荷载除q,两侧截面上还有Q1及Q2,其差值Q与荷载q维持平衡.因结构与荷载均对称,故可取一半按图示4.4计算横向弯矩M及轴力N.其中M以槽壳外壁受拉为正,N以使槽壳受压为正.图中P为槽顶荷载, M0为槽顶荷载对槽壳直线段顶部中心的力矩, T为分布与槽壳顶部加大部分截面(aB)上的剪力, X1为“均匀化拉杆”的拉力,因拉杆的抗弯能力小,故一次超静定结构求解。

设计时应考虑满槽水情况和非满槽水情况下的内力计算公式。圆弧内力计算时，一般每隔12取一计算截面（即0,12,6.......2），计算M和N

。

25

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¦Δ/2¦Σ圆心轴¦Υ形心轴

图4.4 横向内力计算图

4.4.1满槽水情况下的内力计算（取h1h01.71m,h20） 引入以下参数：

kR0.3552.430.146h0R1.712.430.704tRI0.162.434.920.467ggt1250.1614KNm33

1则有 P(glgrqr)ga

21(3.261.1031.8)250.40.481.05 2

8.137KNta1tt M0ga()gl(grqr)

2222210.160.16250.40.481.050.243.29(1.1031.8) 222

0.836KNm2 TqBaB2(kf) 2I3275.850.480.40.482(0.3551.81)24.923 5.180KN据以上数据按以下步骤求解均匀化拉杆的拉力（其中为水的重度） 计算形变位：

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13132R(2) EI32444.309代入数据得 11mKN

EI 11计算各弯矩系数： m0M00.5(at)Tm1h1367.707

1IqR(3)h1RR0gfRPR52.922KNm 2tR2112m2qR(1)(h12R0)gR279.799KNm

22112m3qRRR0gR250.481KNm

221m4qR20.419KNm

2计算载变位： 1p13112h1(10h05h0h1h12)m0R2[(2)1] EI120EI2111m1R2[(1)]m2R2()EI22EI4 311m3R2[(1)]m4R2(2)EI28EI12 376.873m EI故均匀化拉杆的拉力为： X1

1p118.702KN

由下列公式计算槽壳直线段的横向内力弯矩My及圆弧段的横向内力M，弯矩以槽壳外壁受拉为正。（y——拉杆中心线至直线段计算截面的距离，以向下为正）

1Myh2M0(at)TX1y

211Myh2M0(at)Ty3X1y

26Mm0m1(1cos)m2sinm3cosm4(2)X1R(sin)列表计算如下：

27

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Y 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.71 M0 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 表4.1 横向弯矩My(KNm) 11x1y (at) ry3 261.296 0 0 1.296 -0.013 1.7404 1.296 -0.105 3.4808 1.296 -0.353 5.2212 1.296 -0.836 6.9616 1.296 -1.633 8.7020 1.296 -2.822 10.4424 1.296 -4.482 12.1828 1.296 -6.690 13.9232 1.296 8.167 14.8804 表4.2 横向弯矩M(KNm) My 0.46 2.187 3.836 5.328 6.586 7.529 8.080 8.161 7.693 7.173  m0 m1(1cos) m2sin m3cos m4(2)X1R(sin) M 0 12 6 4 3 512 2 -7.707 0 -7.707 -1.803 -7.707 -7.090 -7.707 -15.501 -7.707 -26.461 -7.707 -39.225 -7.707 -52.922 计算各轴力系数：

0 0 0 20.8 -12.766 -15.386 39.0 -22.1 -27.973 56.412 -28.035 -37.761 69.091 -26.432 -44.750 77.061 -17.103 -48.940 77.779 0 -50.331 14.887 20.386 25.460 29.839 33.200 35.312 36.033 7.180 3.346 -0.311 -2.752 -3.059 -0.601 4.852 112n1X1(h12R0)q(1)60.122KN

22121 n2gRR0q20.774KN

221In3Pgfh1R0q(3)21.778KN

2tR2n4h1R0q56.187KN

由下列公式计算槽壳直线段的轴力Ny和圆弧段的轴力N。轴力以结构受压为正：

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NyBPgBNyfq1(at)B2(kfB) 2I31IPgfq(32)

2tR2代入数据则有 NyB3.577KN, Nyf34.409KN

Nn1sinn2cosn3cosn4

列表计算如下：

表4.3 横向轴力N(KN)  n1sin n2cos n3cos n4 N 0 12 6 4 3 512 2 0 -15.561 -30.061 -42.573 -52.067 -58.073 -60.122 0 -5.253 -9.420 -11.537 -10.877 -7.038 0 21.778 21.036 18.860 15.339 10.8 5.637 0 -56.187 -56.187 -56.187 -56.187 -56.187 -56.187 -56.187 -34.409 -55.965 -76.808 -94.837 -108.242 -115.662 -116.309 4.4.2半槽水情况下的内力计算（取h2h01.71m,h10） 荷载： 水重 q12R0219.83.142.35284.969KNm 222 均布荷载 qgzgrggq1qrgl

72.4501.1032.52084.9691.83.290166.132KNm

槽顶荷载 P111glgrgaqr8.137KN 222 槽顶荷载对槽壳直线段顶部中心的力矩

ta1tt M0ga()gl(grqr)0.836KNm2

22222 分布于槽顶加大部分截面上的剪力

29

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qaB2BT(kf)

2I3166.1320.48(0.3551.81)3.120KN 24.92344.309mKN EI形变位已经求得 11求各弯矩系数 m0M00.5(at)Th136

0.8360.5(0.40.16)3.12000.0376KNm

m11IqR(3)h1RR0gfRPR 2tR214.923.14166.1320.4672.43()41.812.438.1372.4320.162.4332.01517.59319.73316.9KNm112 m2qR(1)(h12R0)gR2

2211166.1320.4672.43(13.140.146)2.3522.4342.43222137.47965.75623.620 48.103KNm112m3qRRR0gR2

2211166.1320.4672.439.82.432.35242.4322294.265.75623.620 4.888KNmm41qR 21166.1320.4672.430.146 213.763KNm13112h1(10h05h0h1h12)m0R2[(2)1]EI120EI2

30

计算载变位

1p

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111m1R2[(1)]m2R2()EI22EI4

31122m3R[(1)]m4R(2) EI28EI1211100.03762.432[(0.70423.140.704)] EIEI213.14116.92.432[(1)0.704]EI2213.1448.1032.432(0.704)EI4

13.143.14(4.888)2.432[(1)0.704]EI2813.143213.7632.43(0.7042)EI121(0.52288.605422.94122.911310.145)EI 179.012mEI179.012EI4.040KN 故均匀化拉杆的拉力 X11P1144.309EI由以下公式计算槽壳直线段的横向内力弯矩My及圆弧段的横向内力弯矩M，弯矩

以槽壳外壁受拉为正。

1Myh2M0(at)TX1y

211Myh2M0(at)Ty3X1y

26Mm0m1(1cos)m2sinm3cosm4(2)X1R(sin)表4.4 横向弯矩My(KNm)

Y 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.71 M0

-0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 -0.836 1(at)T 20.874 0.874 0.874 0.874 0.874 0.874 0.874 0.874 0.874 0.874 x1y My 0 -0.808 -1.616 -2.424 -3.232 -4.040 -4.848 -5.656 -6.4 -6.908 0.038 -0.77 -1.578 -2.386 -3.194 -4.002 -4.810 -5.618 -6.426 -6.870 31

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表4.5 横向弯矩M(KNm)  m0 m1(1cos) m2sin m3cos m4(2) x1R(sin) M 0 12 6 4 3 512 2

0.0376 0 0.03760.567 0.03762.23 0.037.876 0.03768.325 0.037612.340 0.037616.9 0 0 12.450 -1.236 24.052 -2.216 34.014 -2.715 41.658 -2.559 46.4 -1.656 48.103 0 0 -10.371 -18.855 -25.452 -30.163 -32.987 -33.924 -6.911 -9.452 -11.820 -13.853 -15.413 -16.394 -16.728 -6.874 -8.004 -6.571 -3.091 1.886 7.805 14.137 由下列公式计算各轴力系数

112n1X1(h12R0)q(1)

22114.049.82.352166.1320.467(13.140.146) 2252.110KN121n2gRR0q

221142.439.82.352166.1320.467 222.012KN1In3Pgfh1R0q(3)

2tR214.923.148.13741.81166.1320.467()320.162.432

6.852KNn4h1R0q

0166.1320.4670.146

11.327KN由下列公式计算槽壳直线段的轴力和Ny圆弧段的轴力N，轴力以结构受压为正。

NyBPgB

q1(at)B2(kfB) 2I332

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1INyfPgfq(32)2tR2 Nn1sinn2cosn3cosn4

代入数据得

NyB8.13740.48166.1320.48(0.40.16)0.482(0.3551.81)

24.923

8.1371.924.368

5.6KN166.1324.923.140.467(20.146) 20.162.3522Nyf8.13741.81

8.1377.2433.55518.178KN

N值计算列表如下：

表4.6 横向轴力N(KN)  n1sin n2cos n3cos n4 N 0 12 6 4 3 512 2 0 -13.487 -26.055 -36.847 -45.129 -50.334 -52.110 0 -0.509 -0.912 -1.117 -1.053 -0.680 0 -6.852 -6.619 -5.934 -4.845 -3.426 -1.773 0 -11.327 -11.327 -11.327 -11.327 -11.327 -11.327 -11.327 -18.179 -31.941 -44.228 -.137 -60.935 -.117 -63.437 4.4.3 横向配筋计算

由上述计算可知，Mmax14.137KNm，对应的N63.437KN

截面尺寸：b1m1000mm；ht160mm；aa'30mm；aa'30mm； h0ha130mm。选用Ⅰ级钢筋，U形侧墙按直墙简化计算

33

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M14.137KNm（槽壳外壁受拉），N63.437KN（槽壁受拉）

e0M14.137h0.223223mma50mm N63.4372则N作用在As的外侧，属大偏心受拉构件

h160ee0a22330173mm

22先设xbh0，对于一级钢筋查的sb0.426 则 A'sdNefcsbbh02fy'(h0a')1.263.43710317312.50.426100013020

210(13030) 选配As'12@180(As'628mm2/m) sdNefy'As'(h0a')1.263.437103173210628(13030)fcbh2012.516013020

说明按所选的AS进行计算就不需要混凝土承担任何内力了，这意味着实际上AS的应力不会达到屈服强度，故按x2a'计算AS。 e'h160a'e030223273mm 221.263.437103273 As9.6mm2 'fy(h0a)210(13030)dNe 选取12@110(AS1028mm2/m)

minbh00.15%1000130195mm2/mAS，满足要求。 配筋图如下：

Ф

Ф

图4.5

34

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4.4.4 横向抗裂验算

查的矩形截面抵抗矩的塑性系数m1.55，修正系数为

0.73003000.72.61.1，取修正系数为1.1，则有 h160 m1.551.11.705，EEs/Ec7.5 换算截面的面积A0bhEASEAS'

10001607.5(1028628) 172420mm2 换算截面重心至受压边缘的距离

0.5bh2EAsh0EAsay0

bhE(AsAs)0.5100016027.510281307.562830

10001607.5(1028628)80.87mm

换算截面对其重心轴的惯性矩

by0b(hy0)3EAS(h0y0)2EAS'(y0')2 I033100080.8731000(16080.87)3337.51028(13080.87)27.51028(80.8730)2

3.8109mm4

I03.8109则弹性抵抗矩 W04.8107mm3

hy016080.87一般情况下需按荷载效应的短期组合及长期组合分别验算本设计。因是粗略计算，且可变荷载很小，故只按荷载效应的长期组合进行抗裂验算。取ct0.85，

35

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ftk1.75（混凝土抗拉强度标准值）

MlmNl14.1371061.70563.437 0.295mm 7W0A04.810172420 mctftk1.7050.801.751.049mm 则

MlmNlmctftk，满足抗裂要求。 W0A04.5 拉杆结构及配筋计算

4.5.1 内力计算

图4.6 计算简图 荷载计算

横拉杆自重： 标准值 gbk250.20.21KN/m 设计值 gb1.0511.05KN/m 人行道板重： 标准值 grk250.6115KN/m 设计值 gr1.051515.75KN/m 人群荷载：标准值 qak2.512.5KN/m 设计值 qa1.22.53KN/m

qAa22agbD2(3)由公式 M 可求得固端弯矩， 6D12其中 qAgrqa18.75KNm，D4.8m，a1m 代入数据得 M10.0KNm

36

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qAa3gbD2 由公式Mc可求得跨中弯矩 3D24 代入数据得 Mc2.310KN/m

4.5.2 配筋计算 （1） 按固端弯矩配筋

bh200mm200mm， h0ha20045155mm NdX1Sl8.7021.513.053KN M10.0KNm e0Mh2000.733733mma4555mm Nd22 则Nd作用在As之外，属大偏心受拉构件。

h200 ee0a73345718mm

22 先设xbh0，对于Ⅱ级钢筋sb0.396，则 A'sdNefcsbbh02fy'(h0a')1.213.05310371812.50.39620015520

310(15545) 选配As'为2Φ16（As'402mm2） sdNefy'As'(h0a')fcbh20

1.213.053103718310402(15545)0 12.52001552 故可按x2a'计算As

h20045828mm2 e'e0a'773221.213.0531038282 As 380.3mm'fy(h0a)310(15545) 又Asminbh00.15%20015546.5mm2/m

dNe' 37

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故选取2Φ16（As402mm2） （2） 按跨中弯矩配筋 e0M2.310h0.177m177mma55mm Nd13.0532 即Nd作用在As之外，同属大偏心受拉构件。

h200 ee0a17745122mm

22 设xbh0，Ⅱ级钢筋sb0.396 NdA'sdNefcsbbh02fy'(h0a') 代入数据得As'0

选配2Φ8.2（As'106mm2） sdNefy'As'(h0a')2fcbh0 代入数据得s0

即可按x2a'计算As

h e'e0a'232mm

21.213.0531032322 As 106.6mm'fy(h0a)310(15545) 有Asminbh046.5mm2/m 故可选取2Φ8.2（As106mm2）

综上所述，按固端弯矩所配钢筋可满足拉杆两端和跨中的配筋要求。即所选钢筋为

As：2Φ16（As402mm2），As'同As。

dNe' 横拉杆的配筋图如下

38

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图4.7 拉杆配筋图

4.6 端肋结构及配筋计算

为使槽身便于支撑在槽架上，常设置支撑肋，对于简支梁式槽身则为端肋。对于简支梁式U形槽，可用到槽端距离为lb的Ⅰ-Ⅰ截面分隔槽身（离肋中线半个到一个拉杆间距），图中L为半跨槽身长度，b为支撑肋的厚度，其余尺寸及符号意义如图所示

（a）

39

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¦Δ¦Δ/2¦Α1 （b） (c)

图4.8 U形槽端肋计算图 4.6.1 内力计算

基本尺寸： 排架间距 Lp150.0615.06m lb1.50.20.21.9m；LLp/27.53m t0.16m,b00.4m,H10.46m,H2at0.56m

1 HhR0H1/21.712.350.464.29m

21 l(2R02t2a2C1)R0ta2C12.51m

2 另外，槽身均布荷载 qgg人ggq设水q人gl

72.4501.1032.520165.3221.83.290 246.485KN/m

1一个端肋重 Gb25[(fR0tb1)(2l2C1)2lb2(R0t)2]b0

2

25[(1.812.350.160.4)(20.5120.4)(22.5120.4)

1 22.510.13.14(2.350.16)2]0.4

2

40

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76.07KN 由以上数据可求得各项荷载

q1Hlb9.84.291.979.88KN/m

q2lbqGb1.979.8876.0745.387KNm 2l22.51 Qq(Llb)79.88(75.31.9)449.724KN TQ2Q[(0.52)3(12)0.5(122)0] 449.7240.467[(0.50.1462)3.1430.146 (10.1462)0.5(120.1462)0.148] 449.720.467[1.6370.4430.1 220.522KN

11 TQ1(QTQ2)(449.724220.522)114.601KN

22111 q2TQ2220.52243.929KN/m

2l22.51' q2q2q245.38743.929.316KN/m

1 MQTQ1(a0.5tc1)

21 114.601(0.40.50.160.4)

2 32.088KNm 计算J和

b0H130.40.4630.0032m4 J2312123b0H20.40.5630.0059m4 J211212 23 J23/l

3J21/HJ23/l30.0032/2.510.236

30.0059/4.290.0032/2.5141

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21 J21/H

3J21/HJ23/l30.0059/4.290.7

30.0059/4.290.0032/2.51 计算端肋顶部拉杆的轴力（以拉为正），按一次超静定求解

1q1H2111MQ(MQq1H2)23q2l221] X1[H621531111[79.884.29232.088(32.08879.884.292) 4.2962151 0.236.3162.5120.7]

3 9.957KN

计算端肋底横梁跨中截面的轴力Nl（拉力为正）和弯矩M32（下缘受拉为正）

11 Nlq1HX179.884.299.957161.386KN

2211 M32X1HMQq1H2q2l2

6211 9.9574.2932.08879.884.292.3162.512

62 111.133KNm 4.6.2 配筋计算

知 M32111.133KNm， Nl161.386KN ，aa'45mm h0ha30045255mm e0M32111.133h3000.687m687mma45105mm Nl161.38622故按大偏心受拉计算

h30045582mm ee0a68722 先设xbh0，对于Ⅱ级钢筋查的sb0.396 A'sdNefcsbbh02fy(h0a')

42

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1.2161.38658210312.50.3964002552310(25545)0 选配A's为7Φ18（A's1781mm2） dNef''yAs(h0a')sfbh2

c0 1.2161.3865821033101781(25545)12.540025520 故按x2a'计算As e'h2a'e3000245687792mm A'dNe1.2161.386103792sf(h'(25545)2356.1mm2 y0a)310 选配As为5Φ25（As24mm2），配筋图如下：

图 4.9

43

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5 排架设计

5.1 排架尺寸的确定

本设计采用单排架，拟定排架高度H16m。排架两根立柱的中心距取决于槽身宽度，应使槽身传来的荷载P的作用线与立柱中心线重合，使立柱为中心受压构件。故排架总宽为5.82m。 支柱断面尺寸：

11~)H0.5~0.75，取 b10.6m 302011 短边（横槽向） h1(~)b10.3~0.4, 取h10.4m

21.5 长边（顺槽向） b1(排架两支柱间设置横梁，以减小支柱的弯矩。横梁间距一般取l2.5~4.0m，，本

11设计取l4.0m。梁高h2(~)l0.5~0.67，取h20.6m。梁宽

8611取b20.4m。横梁由上到下等间距布置。横梁与支柱连接处b2(~)h20.3~0.4，21.5常设置补角（又称承托），以改善交角处的应力状态。

1为支撑槽身，排架顶部伸出短悬臂梁式牛腿，悬臂长度c1b10.3m，高度hb1，

2取h0.6m，倾角300~450，取450。

具体尺寸如图5.1

44

θ

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图5.1 单排架构造尺寸

5.2 荷载分布

作用在排架上的荷载有水平荷载和垂直荷载，如图5.2,水平荷载本设计中仅考虑槽

（身与立柱上的风压力，水平压力在计算中可简化成节点力，即T。 ii=1，2，3，4）

图5.2 排架计算简图

T1为槽身和节点1下半柱范围内的风压之和，即T1T0T

T0KKZW0AWAT2KKZW0bl lWbll2式中 W——风压荷载设计值

A——槽身受风面积， AH1L（H1为槽身高，l为每跨槽身长） bl——立柱纵向尺寸

l——钢架节点间距

T2等的计算与T1相同

垂直荷载有：①槽身自重和满槽水重，②作用于槽身的水平风压T0通过槽身支座转

45

河北工程大学毕业设计（论文）

化为作用于支柱顶的一拉一压垂直轴向力P ③钢架自重，计算中可化为节点力

Pi(i1,2,3,4,5)。其中

PT0(0.5H10.5h) （h为横梁高，B为立柱中心距）

B5.3 排架横槽向结构计算

根据荷载的最不利组合情况分别进行计算。本设计考虑两种工况：①满槽水+侧向风压，按持久状况的基本组合考虑。②空槽+侧向风压，按短暂状况的基本组合考虑。（排架立柱及横梁剪力一般不大，可不做计算）

5.3.1 满槽水+侧向风压的计算工况 （1）水平荷载：

AH1L(1.812.350.160.8)1576.8m2T0WA0.36376.827.878KNTWbll0.3630.60.40.871KNT1T0T27.8780.87128.749KNT22T20.8711.742KNT3T4T21.742KN

（2）垂直荷载：

12016.96KN2

27.878(0.55.120.50.6)P14.711KN5.820.4P(70.45196.487)15P11.0525[0.60.4(0.50.4)0.40.60.5(5.420.4)]

30.933KN

P2P3P41.0525[0.60.440.40.60.5(5.420.4)]41.013KNP51.050.60.40.542512.6KN内力计算：（主要考虑T1,T2,T3,T4作用产生的M,N,Q）

（3）

铅直向节点荷载只使支柱产生轴向力。水平节点荷载可分解成对

1称荷载和反对称荷载。对称荷载作用下，只有横梁承受Ti的压力，其它杆件满

2

46

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足平衡条件。因结构对称，故在反对称荷载作用下可取一半按图5.3用“无剪力分配法”计算排架内力。

①固端弯矩

立柱AB，BC，CD，DE为剪力静定杆，由平衡方程求得剪力为：

QAB14.375KNQBC15.246KNQCD16.117KNQDE16988KN

图5.3 排架内力计算图

将杆端剪力看作杆端荷载，可求得固端弯矩如下：

1MABMBA14.375428.75KNm21MBCMCB15.246430.492KNm2

1MCDMDC16.117432.234KNm21MDEMED16.988433.976KNm2②分配系数

47

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b1h130.60.43IABIBCICDIDE0.0032m412123b2h20.40.63IAFIBGICHIDI0.0072m41212EI0.0032E iABiBCiCDiDE0.0008El4EI0.0072EiAFiBGiCHiDI0.0018EB5.42令 104E1 则有 iABiBCiCDiDE8 iAFiBGiCHiDI18 结点A： SAF3iAF SABiAB18 AF0.871 AB0.129

888结点B： SBAiAB8 SBCiBC8 SBG3iBG BA80.114BC BG0.771

8888结点C： CBCD0.114 CH0.771 结点D： DCDE0.114 DI0.771

③力矩分配和传递如图5.4所示。（立柱的传递系数为-1） （4） 各杆的杆端弯矩为：

M1232.3KNm M11'32.3KNm

M2125.2KNm M2331.2KNm M22'56.4KNm M3229.7KNm M3433.7KNm M33'61.4KNm M4332.7KNm M4525.4KNm M44'58.1KNm M42.6KNm

各柱的轴力为：

'N1lP1PP30.93314.7112016.962033.182KN 'N1rP1PP30.93314.7112016.962062.604KN

N2lN1lP22033.18241.0132074.195KN

48

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N2rN1rP22062.60441.0132103.617KN N3lN2lP32062.60441.0132115.208KN N3rN2rP32103.61741.0132144.63KN N4lN3lP42115.20841.0132156.221KNN4rN3rP42144.6341.0132185.3KN

49

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图5.4 计算过程图

50

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5.3.2 空槽加侧向风压的计算工况

在此工况下，仅垂直荷载P发生变化，其余荷载不变。即有

1P72.4515.375KN， 各杆的杆端弯矩同满槽水+侧向风压的计算工况

2 各柱的轴力为：

'PP30.93314.7113.375559.597KN N1lP1' N1lP1PP30.93314.7113.3755.019KN

N2lN1lP2599.59741.013600.61KN N2rN1rP25.09141.013630.032KN N3lN2lP3600.6141.0131.623KN N3rN2rP3630.03241.013671.045KN N4lN3lP41.62341.013682.5KN N4rN3rP4671.04541.013712.058KN 5.3.3 立柱的配筋计算

立柱按偏心受压构件进行配筋，立柱控制配筋的截面是柱顶及柱底两个截面。因为风向是变化的，可来自左右两个方向，故立柱承受正负两个方向的弯矩，应按对称配筋计算。同时要考虑纵向弯曲的影响，其计算长度取l04m,立柱的截面尺寸：

h1400mm,b1600mm,a'a45mm,h0h1a355mm

取两种计算工况中偏心距较大的柱进行配筋，即

e042.6e0需修正， 考虑到长细比对承载力降低的影响，0.0624m62.4mm ，

682.5即乘以偏心距增大系数。 10.5fCAl(0)212 ， 1 ， 21.150.01(l0h) e0hNd1400h01式中 e0——轴向力对截面重心的偏心距，当e051

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h——截面高度

h0——截面有效高度

A——构建的截面面积

1——考虑截面应变对截面曲率的影响系数，当1>1时，取11

2——考虑构件长细比对截面曲率的影响系数，当l0h15时，取21

0.512.56004001.81, 取11 31.2682.5104000 21.150.011.05, l0h40004001015 取21

400h400140002则113.3 ） ()111.41 （ ∵e062.462.4303040014003551则e01.4162.487.9mm0.3h00.3355106.5mm，故属于小偏心受压。

h400 ee0a87.9845242.98mm

22由于构件破坏时As的应力s一般达不到屈服强度，因此为节约钢材，可按最小配筋率即构造要求配筋，

Asminbh00.2%bh002%600355426mm2，选用412(As452mm2)

根据求解s的公式 sfy110.8 并将xh0代入公式：

0.8bNd1Nud(fcbxfyAssAs)1xNeNue[fcbx(h0)fyAs(h0a)]dd2

可得下列方程：

sfy0.80.8310968.751210.90.8b0.80.41(12.5600355310As452s) 1.21682.5103242.98[12.56003552(10.5)310310As]1.2682.5103 52

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联立求解得 2.141.6b1.056 取sfy 及1.6b（ 当

hh 时，取  ），从而求解As和As h0h0

解得As及As均小于零，故按最小配筋率要求配筋：

AsAsminbh002%600355426mm2 故各选取412 (AsAs452mm2)

dN12.5682.5819.174KNfcbh012.56003552662.5KN

即dNfcbh0，不再需对As的用量进行复核。 5.3.4 横梁的配筋计算

横梁所受的轴力很小，在配筋计算中可忽略不计，按受弯构件考虑。横梁两端截面（正、负弯矩最大处）为控制配筋的截面，荷载组合同立柱。同样由于风压来自左右两个方向，横梁的配筋也采用对称配筋。

取MM33'61.4KNm 截面尺寸：

b400mm,h600mm,aa45mm,h0ha60045555mm

1.261.4103s0.048fcbh0212.54005552dM

112s1120.0480.049b0.5Asfcbh012.50.049400555438.6mm2fy310As438.60.198%min0.15%bh0400555

选配412 (AsAs452mm2)

箍筋的选配：箍筋间距s应满足s15d且sb且s400mm（其中d为纵向钢筋的最小直径，，即选箍筋8@180。即在立柱与横梁中均采用8@180b为柱截面短边尺寸）

53

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的箍筋。

4Φ12Φ8@1804Φ12

图5.5 立柱配筋图

Φ12Φ12

图5.6 横梁配筋图

5.4 排架顺槽向结构计算

5.4.1 验算单根立柱的竖向稳定性

计算工况为满槽水+人群重，考虑纵向弯曲的影响， 计算简图如下图5.7 荷载计算：

P2016.96KN

P1r1.815213.5KN

P14.711KM

Pi30.933341.01312.6166.572KN,(i1,2,3,4,5)

轴向力 NPPrPPi2211.743KN

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计算长度 l00.7H0.71611.2m

l0b1120040028

查得稳定系数 0.56 AsdNfcAfy1.22211.7431030.5612.5600400 图5.7

0.563105611.1mm2

选配 1225,(As50mm2) 5.4.2 施工吊装验算

当一跨槽身吊装完毕而另一跨槽身尚未吊装时，立柱在顺槽向承受偏心受压作用。如图5.8所示

12MNe03.375(cb1)23

1253.375(0.30.6)217.35KNm23 截面尺寸 b400mm,h600mm,aa45mm l0b11200400288 需考虑纵向弯曲的影响

h600e0400mm20 故按实际偏心距e0计算

30300.5fcA0.512.560040012.31 取11.0 3dN1.23.37510l0h1120060018.715

图5.8

l则 21.150.0100.963

h1故 118.721.00.9631.334

400140060045e01.334400533.5mm0.3h0166.5mm 按大偏心受压计算

1.23.375103故有 0.235b0.4

fbh012.5400555dN 55

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xh00.235555130.412a90mms(10.5)0.235(10.50.235)0.207ee0h600a533.545788.5mm222dNefcsbh01.23.375103788.512.50.2074005552AsAs1235.5mm2310(55545)fy(h0a)选配 412,(AsAs1257mm2) 配筋图如5.5

5.4.3 排架起吊时的强度验算

排架一般是放在地上预制的。排架在吊装时，一端刚离开地面，另一端还支撑在地上，此时排架受力最为不利，应对此进行验算，对于时刻采用四吊点，吊点位置一般设于立柱与横梁的交点附近，并使最不利时刻立柱所受的正负弯矩相等或接近相等，以充分发挥材料的承载力。对求出的内力还应乘以动力系数1.1～1.3。本设计取1.2。计算简图如下

图5.9

（1）内力计算（取半边钢架进行，其中均布荷载q为单根立柱重，集中荷载P为半

根横梁自重）

均布荷载：q1.2250.60.47.2KNm

1 集中力：P1.2250.60.4(5.820.8)18.072KN

2 支座负弯矩：

M0(Pl0.5ql2)1.01.0(18.07240.57.242)129.888KNm

11 支座反力：对B点取矩得 3RAlq(3l)22plplplql20

22 求得 RA50.448KN 跨中x处的弯矩：① 0xl

11 MRAxqx250.4487.2x2

22

56

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令 x不符合要求。 ② lx2l

1MRAxqx2P(xl)

2dM令 RAqxP0

dxdM50.4487.2x0 则 x7.0 dx 则 xRAP50.44818.0724.5 q7.21Mmax50.4484.57.24.5218.072(4.54)145.08KNm2

③2lx3l

1MRAxqx2P(xl)P(x2l)

2dM令 RAqxPP0

dx 则 xRA2P50.448218.0722.0 q7.2 x不符合要求。 则最危险截面x=4.5m

截面尺寸：bh600400240000mm2,a45mm,h0ha355mm

M145.08KNm

1.2145.08106s0.184fcbh0212.56003552dM

112s1120.1480.205b0.4则Asfcbh012.56000.2053551760.7mm2 fy310选配 620,(As1885mm2)

综上所述，最终确定立柱顺槽向配筋及配筋图如下：选配

625,(AsAs2495mm2)

57

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图5.9 立柱配筋图

5.5 牛腿尺寸验算

（1）通常牛腿的宽度与柱的宽度相同，本设计中与排架同宽。牛腿的高度可根据裂缝的控制要求确定。一先假定牛腿高度h，然后按下式进行验算（ah0时）

Fvs(10.5Fhsftkbh0)

aFvs0.5h0式中 Fvs——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

竖向力。

Fhs——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。本设计中Fhs0。

——裂缝控制系数，对于承受静荷载作用的牛腿，取0.8

a——竖向力作用点至下柱边缘的水平距离，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，取b5.82m

h0——牛腿与下柱交接处的垂直截面有效高度取，h0h1asctan

在此h1，as，c及的意义如图5.11。本设计中取450。

58

河北工程大学毕业设计（论文）

图5.10 牛腿尺寸

由5.1中排架尺寸的拟定可知 h600mm,c300mm

Fvs(693.1331.052.41.5148.532)1.0225.615KN h0h1asctan30045300tan450555mm

α 22取 ac300200mm

33则(10.5Fhsftkbh001.755820555)0.8(10.5)5256KN

200Fvs0.5a225.6150.5h0555Fhsftkbh0) Fvs0.5ah0即有 Fvs(10.5则牛腿尺寸满足要求。 （2）牛腿受力钢筋的确定 按公式 Asd(FvaF1.2h) 确定

0.85fyh0fy当a0.3h0时，取a0.3h0 （本设计中a200mm0.3h0166.5mm） 式中

d——钢筋混凝土结构的结构系数

Fv——作用在牛腿顶部的竖向力设计值

59

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Fh——作用在牛腿顶部的水平拉力设计值

Fv0(72.453.291.1031.82.52178.238)

1.01.0259.401259.401KN

1.2259.401200103425.7mm2 As0.85310555选配 412,(As452mm2)， 选配箍筋 8@150,Asv335mm2 剪跨比 ah02005550.360.3， 故应设弯起筋 Asb选配 414,(Asb616mm2)

2As301.3mm2 3

60

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6 细部构造设计

6.1 渡槽与两岸渠道的连接

（1）槽身与填方渠道的连接。槽身与填方渠道的连接方式通常有斜坡式和挡土墙式两类。本设计采用挡土墙式，它是将边跨槽身的一端支承在重力挡土墙式边槽墩上，以保证稳定并减小沉陷，两侧用一字或八字形斜挡土墙。为了降低挡土墙背后的地下水压力，在墙身和墙背面应设置排水设施。

为了防止产生过大的沉陷，渐变段和连接段下面的填土宜用砂性土填筑，并严格分层夯实，上部铺筑厚0.5～1.0m的防渗粘土铺盖以减少渗漏的影响。为了防渗，进出口建筑物的防渗长度一般应不小于渠道最大水深的3～5倍。渗径不足时，可在连接段底部及两侧设置截水齿环以增长渗径。需用渐变段防渗时，浆砌石渐变段必须砌筑密实，迎水面用水泥砂浆勾缝或浇筑5～10cm厚的混凝土护面。为保证土坡的稳定，填方渠道末端的锥体土坡不宜过陡，并采用砌石或草皮护坡，在坡脚处设排水沟以导渗和排水。

（2）槽身与挖方渠道的连接。边跨槽身靠近岸坡的一端支承在地梁或高度不大的实体墩上，与渐变段用连接段连接。这种布置的连接段地板和侧墙沿水流方向基本上不承受弯矩作用，所以可采用浆砌石或混凝土建造。有时为了缩短槽身长度，可将连接段向槽身方向延长，并建造在用浆砌石砌筑的底座上。

6.2 渡槽的伸缩缝

梁式渡槽的伸缩缝，设在各段槽身之间。槽身与进出口建筑物之间及各节槽身之间必须用变形缝分开，缝宽3～5cm。变形缝必须既能适应变形又能防止渗漏的柔性材料封堵。特别是槽身与进出口建筑物之间的接缝止水必须严密可靠。否则，不仅会造成大量漏水，还可能促使岸坡滑塌影响渡槽安全，在设计和施工时应给予足够的重视。渡槽槽身接缝止水所用的材料和构造型式多种多样。本设计中采用粘合式止水。如图6.1

图6.1

环氧基液橡皮沥青麻丝环氧砂浆沥青麻丝 61

河北工程大学毕业设计（论文）

6.3 支座

支座是连接渡槽上部结构和下部结构的重要部件，其作用是将上部结构的荷载传递给槽架，为此要求支座必须有足够的承载力，同时支座应能自由变形，能适应槽身因温度变化、混凝土收缩徐变及荷载作用而引起的位移，使结构实际受力情况与计算图相符合。

本设计采用切线钢板支座。支座的上下座板分别采用4050mm厚的钢板，并将下座板顶面刨成弧面，成为切线式支座。如图6.2

1—槽身 2—锚栓 3—上坐板 4—垫板 5—下座板

6—齿板 7—槽架 图6.2

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河北工程大学毕业设计（论文）

谢 辞

毕业设计即将结束，在设计期间利用我所学到的有关知识，在张红光老师的精心指导下，本着科学认真的态度，完成了这个毕业设计课题。老师为我设计的完成倾注了大量的心血；另外老师严谨的治学态度、灵活的思维方式和求实的科学作风使我终身受益，在此表示由衷的感谢！

在本论文的编写过程中，还得到了其他老师和同学的帮助，为我设计的完成提供了巨大的支持，在此也表示深切的谢意！

毕业设计是对我们几年来所学知识的综合运用与总结，涉及内容及问题较多，时间不长，工作量大。根据实际，本设计对向阳口水电站进行设计。通过大量的设计工作，大大加深了对理论知识的理解，延伸了思维，培养了我们从大处着手，统筹考虑问题的设计思想，初步有了运用理论知识解决设计中实际问题的能力。

在此一并感谢学院与张红光老师。特别是在设计中由于对知识理解不足，设计中出现很多问题，张老师一一解答，使我们对知识了解更清晰，并且在解决问题的方法和思路上也有新的认识，能力有较大的提高。在学院的统一安排和张老师的耐心指导下，本设计在较短时间内得以顺利完成。由于学习深度与能力所限，设计难免有错误的地方，恳请老师批评指正。

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河北工程大学毕业设计（论文）

参 考 文 献

[1] 赵文华，陈德亮，何家骧，苏德功，颜其照. 《 渡槽.》 北京：水利电力出版社，

1985

[2] 竺慧珠，陈德亮，管枫年编著. 《渡槽.》 北京：中国水利水电出版社，2004 [3] 武汉水利电力学院农水系水工教研室编. 《水工建筑物》（上册）.北京：人民教育出

版社，1977

[4] 武汉水利电力学院农水系水工教研室编 《.水工建筑物》（下册）.北京：人民教育出

版社，1977

[5] 华东水利学院主编.《水工设计手册》（第八卷灌区建筑物）.北京：水利电力出版

社.1984

[6] 华东水利学院，大连工学院，西北农学院，清华大学合编《.水工钢筋混凝土结构学》.

北京：水利电力出版社，1979

[7] 周氐，章定国，钮新强主编.《水工混凝土结构设计手册.》 北京：中国水利水电出

版社，1998

[8] 河海大学，大连理工大学，西安理工大学，清华大学.《水工钢筋混凝土结构学.》北

京：中国水利水电出版社，1996

[9] 清华大学，吴媚玲主编.《水工设计图集.》北京：水利电力出版社，1999 [10] 吴持恭主编，《水力学》北京：高等教育出版社，2003

[11] 龙驭球，包世华主编.《结构力学教程（Ⅰ）.》北京：高等教育出版社，2000 [12] 李国强，黄宏伟，郑步全编著.《工程结构荷载与可靠度设计原理》.中国建筑工业

出版社，2001

[13] Park R，Paulary T. 《Reinforced Concrete Structures.》New York: John & .Wiley, 1975 [14] Peter Sachs. 《Wind forces in engineering. 》（2nd edition）New york:

PergmonPress,1978