贺日玛水电站毕业设计综述

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1、 贺日马电站基本资料 一、流域概况和电站位置 贺日雄曲位于类乌齐县的东北部，系紫曲的一级支流，河道全长 23km，河道平均坡降 34.6。河流发源于他翁他山脉中段海拔 5125m 的山峰。 坝以上由五条较大的支流组成， 北支两条即多涌和贡达涌，多涌发源于多扎勒东侧，贡达涌发源于查日阿扎北侧；南支两条火日雄曲和西日涌，火日涌发源于打从拉北侧，西日涌发源于西日拉北侧；东支一条为格拉涌，发源于格拉山西侧。五条支流发源地海拔在4200m 至 4300m。流域内有大片的森林和草原，裸露地面较少，植被很好，水土保持亦较好。电站站址为原马查拉水电站站址处，即东经 9640，北纬 3l17。站址以上集水面积

2、113km2，河长 13Km，河道平均坡降 34.6，坝址处海拔 4150m。 类乌齐县处于西藏自治区东北切变线上，属藏北多雨中心地区，多年平均降水量 650mm，多年平均蒸发量 900mm，无霜期 50 余天，年平均气温 2.4，17 月气温上升，3 月开始升幅加大，45 月增温最大，6 月增温减小，7 月增温最小。极端最高气温 27.5(1987 年 6 月 25 日)。81 月温度逐渐下降，9 月较明显，11 月气温直落而下，最低气温一般出现在 12 月1 月，极端最低气温-28.6，最大冻土深度 1.2 米。河流径流补给以大气降水为主，其次为地下水和融雪。降水集中在 69 月，约占全年

3、的 80%，所以径流也集中有 69 月，而洪水集中在 78 月。 二、水文与气象 贺日雄曲位于类乌齐县的东北部，系紫曲的一级支流，河道全长 23km，发源于他翁他山脉中段，海拔 5125m 的山峰。正源头由东南向西北流，在富阿陇下游 2km 汇入由东、由南的三条小河后，流量加大，在日阿火陇上游又有两条支流汇入。电站站址为原马查拉水电站处，即东经 9640，北纬 3117。坝址以上集水面积 113km2，河长 13km，河道平均坡降 34.6，坝址处海拔 4150m。 类乌齐县处于西藏自治区东北切变线上，属藏北多雨中心，多年平均降水量 650mm， 年平均气温2.4，极端最高气温 27.5，极端

4、最低气温28.6，最大冻土深度 0.9m。河流 径流补给以大气降水为主，其次为地下水和融雪。降水集中在 69 月，约占全年的 80，而洪水集中在 78 月。贺日雄曲年平均流量 1.61m3s，年径流总量 0.507108m3；设计洪水流量 56.3 m3s；校核洪水流量 64.6 m3s。 各频率洪峰流量表 单位：m3/s P(%) 0.5 1 2 3.3 5 10 20 50 Q(贺日马) 68.2 64.6 61.1 59.0 56.3 52.0 46.9 38.6 首部枢纽特征水位表 单位：m 项目 校核水位 设计水位 正常水位 坝下游校核水位 坝下游设计水位 水位 3989.90 39

5、89.70 3988.28 3984.76 3984.62 三、工程地质 本区出露地层有中生界三叠系石灰岩，侏罗系马查拉煤系，白垩系昌都红色岩系和第四系冲积层、坡积层。 三叠系石灰岩为灰白色厚层、 块状结构； 侏罗系马查拉煤系， 上部以青灰色及灰白色砂岩为主，灰红色砂质粘土岩，下部为黑色炭质页岩；白垩系昌都红色岩系， 以棕红色砂质粘土为主，夹薄层紫色砂岩及黄灰色页岩；第四系冲积坡积层，由红色砂质粘土，砂卵石层及顽石卵石层等组成。大地构造上，由横断山脉东北边缘的昌都玉树地区背斜区域构造线南北线延伸，在地昌都川北转为东西向。在本范围之内，由一系列中生代层所构成的紧密褶皱，是本区构造特点。离工程区西

6、南 lOkm 的紫曲左右，为新生代以来活动的大断裂，在本区走向约为北西 45。 本区地震不频繁，据 1950 年 8 月 16 日昌都地区大地震分析，波及本地区地震情况和查 1400万地震区划图，本区地震烈度小于 7 度。 首部出露的岩石有：右岸为灰白色的石灰岩；左岸为堆洪积和坡积物。坝轴线在右岸石灰岩脊、左岸冲积层上，溢流坝和挡水坝基础为冲积砂卵石，基岩块深约 lOm；右岸进水口和泄洪冲砂闸座落在基岩上。基岩产状：倾向西南，WS25，走向东西。坝基与基岩的摩擦系数采用 0.68。 首部枢纽 1986 年建成木坝后，库区已基本淤满，淤积主要成分为砂卵石、冲砂、细砂和淤泥杂物等。河流径流除降水外

7、，两岸高山地下水补给河水，不存在两岸渗漏问题。 引水渠道沿线地基为石灰岩基、红色砂粘土和砂卵砾石等相间，以红色砂粘土为主。渠道走向沿线在较缓的山脚部，当时的开挖断面经 30 余年后未有大的垮方。渠线地基是稳定的。渠道穿越一小冲沟，用一钢筋砼过水涵洞连接，冲沟内未发现泥石流和大的推移层，是稳定的。 厂区枢纽座落在坡积、冲积层上。前池山坡较缓，基础为堆积和坡积物。厂房在冲积砂卵石层上。此处发育有 I 级阶地，升压站、生活办公区亦在此处。 四、当地建材 块石料：库区右岸及下游两岸皆有，储量丰富。储量在 50000m3。 砂卵石：库区内冲积层丰富，级配较好，但含泥量较重，用时需冲洗。 砂料：库区料场筛

8、分可得，冲冼后可用，质量、数量均满足要求。 粘土：红色砂质粘土，渠道沿线及农田里皆有，储量丰富，可作围堰及挡水坝防渗体。 有两个砂砾石料场，一个分布在坝前 100 米的库区内，分布面积 100500m2,总储量约 30000m3，无覆盖。另一个分布在电站厂区下游 2.5Km 的马查拉区河床上，总储量在 50000m3以上。 五、工程任务与规模 类乌齐县位于昌都地区西北部，县城桑多镇距昌都 112Km，距拉萨市 910Km。 本工程装机容量按 2 台 200kw 机组计，共 400kw。设计水头 36 米。年平均发电量 295 万 KWh，机组年利用小时数 7300h。保证出力（在 P=75%保

9、证率条件下） ：300kw； 溢流坝总净宽约 10 米， 最大坝高约 7.0 米。 引水渠总长 1.73Km， 渠道底坡 1/1000， 最大流速 1.0m/s，渠道引用流量：1.368 m3/s；水轮机设计流量：1.368 m3/s，单机流量：0.684 m3/s；校核洪水流量：64.6 m3/s（P=1%） ，溢流能力计算依据：坝体施工期导流流量：10.5 m3/s（11 月3 月） ；设计洪水宣泄量（由溢流坝向下游宣泄） ：56.3 m3/s（P=5%） 。 六、机墩及其它资料 1.机墩 发电机连轴重 4.5T， 发电机锭子重 1.5T， 机组额定转速 600 转/分， 发电机功率因素

10、cos0.89，水轮机出力 215KW，水轮机转速轴重 4.5T，轴向推力 1.2T，水轮机飞逸转速p1200r/min，水轮机叶片按 15 片计。压力钢管长 60 米，建议管坡小于 35（2545） 。 2.其它数据 本机墩采用 250#砼，级钢筋，钢筋设计强度 310kg/cm2，砼设计强度 250kg/cm2，钢筋砼安全系数 k1.5，砼容重 2.4T/m3，砼伯松比1/6，砼弹性模量 E压2.3106T/m2，E拉1.45106T/m2。建筑物等级按级考虑。 附表：物理力学性质指标建议值 物理指标 岩性名称 抗剪强度 (tg) 容重 (g/cm3) 内聚力 C (Mpa) 压缩模量 E

11、 (MPa) 允许荷载 (MPa) 渗透系数 K （m/d） 开挖边坡 临时 永久 灰岩 0.801.00 2.602.75 0.020.03 8001000 0.81.0 / 1:0.3 1:0.50 砂岩 0.750.80 2.602.65 0.0150.02 600800 0.60.7 / 1:0.35 1:0.6 粘土岩 0.650.70 2.102.20 0.010.012 300400 0.50.6 / 1:0.5 1:0.75 砂卵砾石层 0.500.55 1.801.90 / 6080 0.40.5 3040 1:0.75 1:1.0 崩坡积碎石土层 0.350.40 1.75

12、1.85 / 4050 0.40.45 0.51.0 1:1.0 1:1.25 洪积碎石土层 0.350.40 1.751.85 / 4050 0.40.45 5.010.0 1:1.0 1:1.25 人工填土层 0.350.40 1.651.70 / 3040 0.250.30 10.015.0 1:1.0 1:1.25 1.1 压力前池布置尺寸说明书 1.1.1 压力前池控制水位 1、前室正常水位前正Z 前室正常水位前正Z近似的认为等于渠道末端正常水位渠末正Z 渠道末端正常水位=渠道末端底高程+渠道内正常水深 渠道末端底高程=渠道进水口高程渠道纵坡降渠道全长 即：渠末底Z =渠进底ZiL

13、=173010001-0.04150 =m27.4148 渠末正Z = 渠末底Z+渠水深h =17.24148 =m7.24149 则前正Z=渠末正Z 前室正常水深为m7.24149 2、前室内最低水位最低Z 初步拟定为渠道末端的地面高程，即拟定前池内最低水位为m7.24148 3、前室内最高水位最高Z 由公式: 0HZZ前正最高 式中： H0为溢流堰宣泄最大流量时， 堰顶上的水头,一般为m5 . 02 . 0,本设计取为m3 . 0 则：0HZZ前正最高 3 . 027.4149 m57.4149 4、进水室正常水位 进水室正常水位为前室正常水位减去从拦污栅经闸门槽进入进水口之间的水头损失之

14、和，即：前正进正ZZ-前正进正ZZ-局h 式中：前正Z前室正常的水位 进正Z进水室正常水位 局h进口、闸门槽和拦污栅水头损失之和 ,初步拟定为m5 . 0 则进水室正常水位为m77.41485 . 027.4149. 1.1.2 压力前池各部分尺寸 1.1.2.1 进水室 进水室是压力前池的一个基本部分，与压力水管入口处的压力墙相连，拦污栅、工作闸门、工作桥及启闭设备都设置在此。其尺寸确定主要包括以下几部分： 1、宽度 根据公式，有两根以上水管的进水室总宽度为： 1nnbB进进 D8 . 15 . 1b进 式中：n压力水管数目 b进单根水管进水室的净宽 D压力水管直径 中间隔墩厚度，砌石一般不

15、小于m7 . 0，本设计取m1 试算管径 D:当mHsmQ36,684. 03max时，73max2 . 5HQD =7336684. 02 . 5=m65. 0， 取为m70. 0 则：mDb26. 105. 18 . 15 . 1进， 取为m25. 1 mB5 . 31125. 12进 2、长度 进水室长度取决于拦污栅、工作闸门、检修闸门、工作桥和启闭机设备等的布置，小型水电站常取m52，本次设计中进水室长度取为m00. 3 1.1.2.2 前室 前室是引水渠道末端与进水室间的扩大加深部分。前室的主要作用是：把引水渠道断面性状平缓地过渡到进水室前缘，以减缓前池中的流速，并使泥沙和污物杂草在

16、此沉积下来。查小型水电站（上册） 其尺寸确定包括以下几部分： 1、宽度 前室净宽约为进水室总宽度的31倍。即： 5 .105 . 331进前BB 本设计前室净宽取m8 2、长度 前室长度通常采用扩散后前室净宽的35 . 2倍，即： mBL242035 . 2前 本设计前室长度取m20 1.1.2.3 压力管管顶高程 压力水管管顶高程管顶可有公式：gVZ2最低管顶计算得到。 式中：最低Z前室最低水位 V压力管道中通过设计流量时的流速。 g重力加速度。取为281. 9sm 当mDsmQ7 . 0,684. 03时，smDQV778. 114. 342 则m95.414781. 9778. 127.

17、41482管顶 1.1.2.4 进水室底板高程 进水室底板高程进底可由公式：cosD管顶进底计算得到， 式中：管顶压力水管管顶高程 D压力水管直径 压力管道与水平面间的夹角。本设计取为30 则30cos70. 094.4147进底 m14.4147 1.1.2.5 前室末端底板高程 为了便于沉积泥沙和污物，前室末端底板高程应比进水室底板低m0 . 15 . 0，本次设计取为m5 . 0， 则前室末端底板高程50. 0进底前底 50. 013.4147 m64.4146 1.1.2.6 前池顶高程 前池中压力墙和挡水墙的顶部高程等于前室最高水位加安全超高，安全超高值一般为m5 . 030. 0，

18、本次设计中，安全超高取为m50. 0， 则前池顶高程50. 0最高池顶Z 50. 057.4149 m07.4150 1.1.3 构造设计 1.1.3.1 边墙 1、尺寸拟定 （1）进水室外边墙高度进底池顶 13.414707.4150 m93. 2 为便于施工，高度取为m3 边墙采用水泥砂浆砌块石，根据10表1910 “边墙参考表” ， 进水室外边墙尺寸为:顶宽m60. 0，底宽m80. 1,底板厚m40. 0，墙趾m30. 0 断面图如下所示： 图 4-5 进水室边墙断面图(单位：cm) （2）前室外边墙高度前底池顶 64.414607.4150 m43. 3 为便于施工，高度取为m5 .

19、 3 边墙采用水泥砂浆砌块石，根据101表1910 “边墙参考表” 前室外边墙尺寸为：顶宽m60. 0，底宽m10. 2，底板厚m40. 0，墙趾m30. 0 断面尺寸图如下所示： 图 4-6 前室边墙断面图（单位： cm） 2、抗滑稳定性计算 （1） 、进水室边墙 、竖直方向力包括两部分：边墙自重墙G，土重力土G 边墙自重 （每米自重，浆砌石容重3/22mN浆砌石） 标准值：mKNW/7 .752244. 3 设计值：mKNW/7 .752244. 30 . 1 土重力 （每米自重，土容重3/2mN土） 标准值：mKNW/90. 3295. 1 设计值：mKNW/90. 3295. 10 .

20、 1 、水平方向力包括两部分：静水压力水P，土压力土P 静水压力 （每米作用力，3/10mN水） 标准值：水P=mKN /9 .2664. 110212 设计值：水P=mKN /9 .2664. 110210 . 12 土压力 （每米作用力，3/2mN土） 标准值：土P=mKN /932212 设计值：土P=mKN /932210 . 12 、抗滑稳定系数：PWfKc 式中：cK抗滑安全系数 允许值为 1.5 f抗剪摩擦系数 砂粘土地基f=0.25 W作用于建筑物上的垂直力总和 P作用于建筑物上的水平力总和 则：5 . 16 . 199 .26)9 . 39 .75(25. 0PWfKC 即拟

21、定尺寸能够满足稳定性要求。 P水P土土墙 图 4-7 进水室外边墙稳定分析示意图 （2） 、前室边墙 、竖直方向力包括两部分：边墙自重墙G，土重力土G 边墙自重 （每米自重，浆砌石容重3/22mN浆砌石） 标准值：mKNW/32.1002256. 4 设计值：mKNW/32.1002256. 40 . 1 土重力 （每米自重，土容重3/2mN土） 标准值：mKNW/58. 5279. 2 设计值：mKNW/58. 5279. 20 . 1 、水平方向力包括两部分：静水压力水P，土压力土P 静水压力 （每米作用力，3/10mN水） 标准值：水P=mKN /8 .3464. 210212 设计值：

22、水P=mKN /8 .3464. 210210 . 12 土压力 （每米作用力，3/2mN土） 标准值：土P=mKN /3 .125 . 32212 设计值：土P=mKN /3 .125 . 32210 . 12 、抗滑稳定系数PWfKc 式中：cK抗滑安全系数 允许值为 1.5 f抗剪摩擦系数 砂粘土地基f=0.25 W作用于建筑物上的垂直力总和 P作用于建筑物上的水平力总和 则：5 . 17 . 13 .128 .34)58. 532.100(25. 0PWfKC 即满足稳定性要求。 P土土P水墙 图 4-8 前室外边墙稳定分析示意图 1.1.3.2 压力墙 1、尺寸拟定 压力墙采用水泥砂

23、浆砌石筑成，并在临水一侧用水泥砂浆抹面。压力墙与进水室边墙同高，为m3;压力墙底宽按墙高的65. 0倍计，为m95. 1，取为m2;顶宽采用m1，台阶高度m2 . 1，过道宽m5 . 0，底板厚m2。 压力水管进口做成圆弧形，以减少水头损失。在压力墙范围内的压力水管四周用混凝土包住，混凝土厚度不小于压力水管直径的一半，本设计取m4 . 0。 工作闸门设在压力水管进水口处，紧贴压力墙，压力水管后设通气孔。 图 4-9 压力墙断面图（单位：cm） 2、抗滑稳定性计算 、垂直方向力为压力墙自重, 标准值：KNW04.579225 . 352. 7 设计值：KNW04.579225 . 352. 70

24、 . 1 、水平方向为静水压力 标准值：KNP07.475 . 364. 110212 设计值：KNP07.475 . 364. 110210 . 12 、抗滑稳定系数PWfKc 式中：cK抗滑安全系数 允许值为 1.5 f抗剪摩擦系数 砂粘土地基f=0.25 W作用于建筑物上的垂直力总和 P作用于建筑物上的水平力总和 则：5 . 108. 307.4704.57925. 0PWfKC 即拟定尺寸，能够满足抗滑稳定要求 P水墙 图 4-10 压力墙稳定分析示意图 1.1.3.3 溢流堰 前池中溢流堰的作用是将多余的水或水轮机停机时，渠道全部来水排泄到水电站的下游或其他适当的地方，前池中的溢流堰

25、堰顶一般不设置闸门，水位上升就自动溢流。 溢流堰采用实用堰断面，其堰顶高程设置较前池正常水位高 0.05m, 即堰顶高程 05. 027.4149堰顶 m32.4149 堰顶设计水头初步拟定为m30. 0，溢流堰前沿长度可由公式23mHQB 可计算得到。 式中：B溢流堰前沿长度 Q溢流堰设计流量 smQ3368. 1 m流量系数 实用剖面堰取7 . 1 H堰顶设计水头 mH30. 0 则，溢流堰前沿长度mB56. 43 . 07 . 1368. 123，取为m7 . 4，经计算堰顶水头为m31. 0，故定型水头取为m31. 0。溢流堰断面尺寸可参考小型水利水电（上册）图 10-52 使用溢流堰

26、剖面图制定。结合设计资料，本次溢流堰拟定的断面尺寸如下图所示： 0.6150号水泥浆砌块石图 4-11 溢流堰断面图（单位：cm） 在溢流堰下，接一段陡槽，将溢流出来的水排入溢洪道中。陡槽末端设置消力池，以消除水流快速流下时的产生的能量。参考小型水利水电（上册） 及我校电站工程制定消力池尺寸 1.1.3.4 冲沙孔 由于前室断面尺寸与渠道相比增加很大， 前池内水流速度大大减缓， 会大量泥沙沉积，因此需要设置冲沙孔。 冲沙孔设在前池末端底部，紧靠溢流侧堰，进口高程与前池末端底板高程相同，为m64.4146，孔口尺寸为mm5 . 05 . 0,采用木插门闸门，以控制水流。 冲沙方式采用定期冲沙，即

27、当泥沙沉积到一定深度时，进行排沙。 1.1.3.5 通气孔 因工作闸门设在紧贴压力水管进口处，必须在闸门后面的压力水管上设置通气孔。通 气孔的作用是：当闸门关闭时，让空气进入水管，以防止压力水管中产生真空，形成负压；开启闸门时水进入压力水管，管内空气自通气孔排出。 通气孔设在闸门后面的压力水管上，通气孔采用铸铁管，根据小型水电站的参考资料，管径的大小与压力水管直径有关，通气孔一般不小于压力水管管径的四分之一，即通气孔直径不小于m175. 0，本设计中采用m2 . 0 通气孔的出口朝向下游，高程为 4149.70m， 并用网罩保护， 以防止石块等掉进孔口内，堵塞通气孔。 1.1.3.6 工作闸门

28、 工作闸门采用平面钢闸门， 设置在紧贴压力水管进口处， 外形尺寸可由以下公式计算： 闸门高=1.3 压力水管管径m2 . 0 闸门宽=进水室宽m.30 由相关设计资料，该闸门尺寸为： 闸门高2 . 07 . 03 . 1 m11. 1 闸门宽3 . 025. 1 m55. 1 1.1.3.7 拦污栅 拦污栅采用钢筋混凝土框架结构支承，拦污栅框架由墩（柱）及横梁组成，墩（柱）侧面留槽，拦污栅片插在槽内，上、下两端分别支承在两根横梁上，承受水压式相当于简支梁。拦污栅的栅框是嵌在进水室前部的栅槽里，为了便于清除杂草、树枝，一般放置与水平面成 7080的倾角。本设计倾角为 80。 拦污栅由若干块拦片组

29、成，每块拦片宽度一般不超过 2.5m，高度不超过 4m，栅片想闸门一样插在支承结构的栅槽中，必要时可以一片片提起检修。 栅片的厚度及宽度由强度计算决定，通常厚 812mm，本设计取 10mm， 宽 100200，本设计取 150mm 拦污栅高02. 1倍进水室挡水墙高度 拦污栅宽=进水室宽m2 . 0 由相关设计资料，该拦污栅尺寸为： 拦污栅高m06. 3302. 1 拦污栅宽m7 . 32 . 05 . 3 铁制栅条的直径一般为 810mm，本设计采用 10mm 栅条的净宽 b 取决于水轮机的型号及尺寸，以保证通过拦污栅的污物不会卡在水轮机过流部件中。本次设计采用的是混流式水轮机，栅条净宽

30、301Db 式中：1D水轮机转轮直径 则：mmDb1530450301 由于栅条净距同时要满足，最大净距不超过cm20，最小净距不小于cm5，因此，本次设计取为cm15。其平面尺寸图如下所示： 栅框栅条 4-12 拦污栅示意图 2 压力管道设计计算书 2.1压力管道的类型和布置方式 压力水管采用明钢管，其布置方式与水轮机引用流量及机组数有关，按供给水轮机的 流量可分为单独供水和联合供水两种方式。由于单机流量为sm3684. 0，两台机组，因此本设计采用单独供水，即每台机组有单独水管供水。单独供水的优点主要体现在：构造简单，施工方便，运行安全可靠，独立性强，当一根水管发生故障或检修时，水管在平面

31、上不转弯、水流情况较好，水头损失少，同时，厂房纵轴线大致平行于河道，开挖量小，进厂交通方便。但当水管因事故破裂时高压水流将直冲厂房，危及厂房和运行人员的安全，多用于中、低水头的水电站。 压力水管布置方式如下图所示： 河道前池压力水管厂房 图4.1 压力水管布置图 2.2压力钢管管坡设计 为缩短压力钢管长度，降低工程造价，减小水头损失，降低水击压力，改善机组的运行条件，压力钢管的布置应尽可能缩短前池和厂方之间的距离。根据地形资料建议，考虑边坡稳定因素，压力钢管设计坡度小于)4525(35。本次设计中，管坡坡度设计为30,当管坡取 30，则压力钢管毛长度:mHL7230sin36sin 2.3 压

32、力钢管设计 2.3.1压力钢管直径的选择 压力钢管管径的设计应根据当前经济与技术，通过比较，选择最优经济断面。其比较的一般方法有动能经济法和经验估算法。本次设计采用经验估算法进行确定压力钢管的管径。 对于小型电站， 压力水管直径D选择， 可参考小型水电站1及水工设计手册 2第七卷水电站建筑物 3提供的计算公式来估算: 732 . 5HQD最大 式中：最大Q压力水管最大设计流量（sm3） H水电站毛水头 由已知资料知：smQ384.60最大，mH36 则mD65. 036684. 02 . 573 此外，也可参照压力水管的经济流速 v 按以下公式作初步选择： vQD785. 0max （7.3b

33、） 式中：Qmax钢管的最大设计流量， （m3/s） ； v经济流速（m/s） ，压力钢管的经济流速一般为35m/s。 则 0.417m0.5395)3(785. 0684. 0785. 0maxvQD 因考虑到该地区以后近几年的经济发展及用电需求，可以初步拟定压力钢管直径为：mD7 . 0。 2.3.2压力钢管进口顶部高程管顶确定 由公式aZ管顶最低计算得到 式中：最低Z进水室的最低水位，取m27.4148 a引水管口顶部两倍水管的流速水头 可由公式：gVgVa2222得到 其中：smAQV778. 135. 014. 3684. 02， 则：mgVa3226. 080. 9778. 122

34、，取ma33. 0 maZ94.414733. 027.4148最低管顶 即压力钢管进口顶部高程m94.4147 2.3.3压力钢管的管壁厚度计算 压力钢管的管壁厚度一般经结构分析确定，管壁的结构厚度取为计算厚度加2毫米的锈蚀厚度。 由于压力管道的直径不大， 本次设计时只按内水压力所产生的环向应力来设计，采用经验公式进行确定。 由公式： 2100DH设 式中：钢管管壁厚度mm 设H设计水头取m36 D钢管内径取m7 . 0 钢材允许应力 ，由于仅考虑内水压力对小型水电站，可采用3A号钢（焊接钢板）允许应力为 397575. 01300cmkg 接缝的坚固系数 ，当采用焊接缝时：0 . 19 .

35、 0取95. 0 则 mm36. 195. 097527 . 036100 ， 应取整数,当小数点后的数大于mm25. 0时即进为mm1， 故取mm2， 加mm2锈蚀厚度，钢管管壁厚度mm422 2.3.4压力钢管稳定校核及尺寸的确定 根据小型水电站 4提供的保证钢管不丧失稳定的条件是： 1301D 式中：D钢管直径 钢管管壁厚度 经计算：130117517004D，稳定性不够，需进行加厚。取mm6时，130111717006D，满足稳定性要求。 同时，管壁最小厚度t应满足公式：mmDt87. 448007004800，也不应小于mm6。水电站压力钢管设计规范 530页 因此当钢管直径mD7

36、. 0时，钢管厚度可取mm4，外加mm2锈蚀厚度及磨损的安全量。 所以压力钢管的厚度mmmmmm624，此时钢管处于稳定状态， 符合规范要求。 2.4压力钢管水力计算 2.4.1水头损失计算 水 头 损 失 按 其 性 质 可 分 为 沿 程 损 失 和 局 部 损 失 两 类 ， 则 总 的 水 头 损 失局沿hhh 沿h各段沿程水头损失之和 局h所有局部损失之和 2.4.1.1沿程水头损失 对于圆管沿程水头损失，可采用达西公式进行计算。 gVdLhf22 式中：沿程水头损失系数 V水管流速，取smV778. 1 28Cg ，式中，C为谢才系数 结合曼宁公式：611RnC 其中：R水力半径，

37、对于圆管mDR1785. 047 . 04 n粗糙系数，又称粗糙率，查阅有关手册可取011. 0n 则 22.681785. 0011. 0161C 017. 022.6880. 982 因此，mhf28. 080. 92778. 17 . 072017. 02 2.4.1.2 局部水头损失 局部水头损失是由：进口段、拦污栅、门槽、进口渐变段、弯管段、蝴蝶阀、水轮机室进口、出口段水头损失等几部分组成。而进口段水头损失1h、拦污栅水头损失2h、门槽水头损失3h、进口渐变段水头损失4h由前组提供，这四部分水头损失之和为m50. 0。后几部分水头损失计算过程如下： （1）、弯管段局部水头损失5h 由

38、公式：gVh2255计算 式中：5弯管处水头损失系数，取04. 05 则：mh01. 080. 92778. 104. 0225 （2）、蝴蝶阀局部水头损失6h 由公式：gVh2266计算 式中：6蝴蝶阀段断面水头损失系数；当设计水头m36为时m12. 06 则 ：mh02. 080. 92778. 112. 026 （3）、水轮机室进口局部水头损失7h 由公式：gVh21227计算 式中：流速系数 取为9 . 0 则：mh20. 080. 92778. 19 . 01227 （4）、水电站出口局部水头损失8h 由公式：gVh228出出计算 式中：出出口局部水头损失系数取.01 出V出口流速取

39、sm.01 则：mh05. 080. 920 . 10 . 128 因此局部水头损失：mhhif78. 005. 02 . 002. 001. 05 . 0 则：总的水头损失： mhhhjf06. 178. 028. 0 2.4.2水锤压力计算 2.4.2.1确定水锤波传播速度a DEa11425 式中：1425音波在水中传播速度（sm） 水弹性模量，取24101 . 2cmkg E管壁材料的弹性模量，取26101 . 2cmkgE D钢管内经（cm），取cm70 管壁厚度（cm），取cm6 . 0 则，sma1 .96867114256 . 070101 . 2101 . 21142564

40、2.4.2.2水锤性质的判断 计算水锤波在水管中来回传播一次所需的时间rt aLtr2 式中：L压力钢管总长度，取m72 a水锤波传播速度，取sm1 .968 则:str149. 01 .968722 ST表示关闭水轮机导叶或阀门所需时间，取3ST秒, 因此SrTt ，则压力钢管内发生间接水锤。 2.4.2.3判别水锤压力的形式 由以下公式计算两个特性常数 gHaV2 SgHTLV 式中：V水轮机通过最大流量时压力水管中的流速，知：smV778. 1 ST取3秒；g取280. 9sm，sma1 .968 H毛水头取m36，L取m72 则：44. 23680. 92778. 11 .968 12

41、. 033680. 9778. 172 当导叶由全开而急速关闭时，.01始（始：水轮机导叶或阀门的起始开度）， 故4.42.014.42始。 由始及值查小型水电站上册 553页，图115可知水锤形式是末相的间接水锤，即1ZZ末，最大的水锤压力升高值产生于水锤波的末相。 2.4.2.4计算水锤压力及其分布 由小型水电站表113提供的末相水锤压力升高相对值的近似计算公式：末22Z 式中：末Z水锤压力升高的相对值，HHZ末 则：28.102.1022.10222末Z 压力水管末端水锤压力升高的绝对值为mHZH08.6436128. 0末 由此可得，压力水管末端最大设计水头： mHHH1.64008.

42、64008.6436设 2.4.3 压力钢管校核 2.4.3.1 强度校核 由公式： 2100DH设 式中：钢管管壁厚度mm 设H设计水头取m36 D钢管内径取m7 . 0 钢材允许应力 由于仅考虑内水压力对小型水电站，可采用3号钢（焊接钢板）允许应力为 397575. 01300cmkg 接缝的坚固系数，当采用焊接缝时0 . 19 . 0，此次设计取95. 0 则 mm36. 195. 097527 . 036100 ， 由公式 2100HD计算上段钢管所承受的最大水头（包括水锤压力） 因此所选管壁厚度满足强度要求。 2.5镇墩、支墩的设计 明钢管一般敷设在一系列的支墩上，底面高出地表不小于

43、m6 . 0，这样使管道受力明确，管身离开地面也易于维护和检修。在自重和水重的作用下，支墩上的管道相当于一个多跨连续梁。在管道的转弯处设镇墩，将管道固定，不使有任何位移，相当于梁的固定。 明钢管宜做成分段式，在两镇墩之间设伸缩节。在温度变化时，管身在轴向可以自由伸缩。 2.5.1镇墩 镇墩作用是：用来固定钢管并承受钢管上各种轴向力的建筑物，多设于管道转弯及坡度改变处。由于压力钢管管长mL72，为安全可靠考虑在中间位置处设置1个镇墩，在压力前池段和蜗壳前端分别设置一个镇墩，镇墩设计计算时一般应考虑：温度升高水管充实、温度升高水管放空、温度降低水管充实、温度降低水管放空等情况。通常以温度升高水管充

44、实为控制条件。 镇墩靠自身重量保持稳定，一般用混凝土浇制。按管道在镇墩上的固定方式，镇墩可分为封闭式和开敞式两种。本次设计采用封闭式，其简图如右所示： 图4.2镇墩型式简图 其优点：结构简单，节省钢材，对管道的固定好，应用较多。 2.5.1.1作用在镇墩上各个力的计算 简化计算时作用力，以A、 分别表示来自镇墩上、下游侧的轴向力， 、分别 表示镇墩上下游侧管段的倾角，由公式进行计算。 （1）、压力钢管的轴向分力1 sin1Lg管 式中：管g每米长管的自重mKN， L计算水管管段长，m，mL72 水水管倾角， 30、 0 其中：ghDg) （管 D钢管直径，m，取m70. 0 钢管管壁厚度，m，

45、取m006. 0 gh水管材料的容重，3mt，取385. 7mtgh 则：mtDggh105. 085. 7006. 0)006. 07 . 0(14. 3）（管 tLg78. 330sin72105. 0sin1管 00sin72105. 0sin1Lg管，故01 （2）、作用在阀门上的内水压力 设HD422 式中：D钢管直径，mD7 . 0 设H设计水头包括水锤压力在内，mH1.640设 水的容重，3mt，300. 1mt tHD2.6150.011.640.7044.134222设 （3）、温度变化时，管壁沿支墩面产生摩擦力8 )(8管水NNf cosLgN管管 cos4cos2LDLg

46、N水水 式中：管N管长的自重，t， 水N管中水的自重，t， f管壁于支座的摩擦系数，经常不涂滑油的情况下5 . 0f水电站压力钢管设计归范 658P 则：tLDNtLgN98.2330cos00. 1727 . 0414. 3cos455. 630cos72105. 0cos22水管管 由以上可得：tNNf7.2158.9235.56.50)(8）（水管 因镇墩下游侧设有伸缩节，无支墩故，温度变化时，伸缩节头摩擦力很小，故忽略不计。 2.5.1.2将各主要的力叠加并分解为水平力和垂直力。 BB/2eLB/2 BO-Y+XA-X+YAa 图4.3 镇墩计算示意图 以镇墩内水管轴线中心为坐标原点，

47、取水平坐标为x轴，顺水流方向为正；垂直坐标为y轴，向下为正。作用在镇墩上的轴向力，有来自墩上游侧的和下游侧的，其与轴交角分别为a和a如下图： 0cos03.302367.34cos062.1562.15346727.1562.1578. 332831AXtAXAtA tYYYAYtAYtXXX34.170sin34.172167.34sin03.30 轴向力总和在X轴上的分力为： coscosAAXXX 轴向力总和在Y轴上的分力： sinsinAAYYY 式中：A来镇墩上游侧的轴向力总和)(t A来自镇墩下游侧的轴向力总和)(t a镇墩上游侧管段的倾角（度） a镇墩下游侧管段的倾角（度） X镇

48、墩上游侧轴向力的水平分力总和)(t X镇墩下游侧轴向力的水平分力总和)(t Y镇墩上游侧轴向力的垂直分力总和)(t Y镇墩下游侧轴向力的垂直分力总和)(t 2.5.1.3计算镇墩所需要重量和体积 （1）由镇墩必须重量的公式进行计算：YfXKWc 式中：X、Y意义同上 c抗滑稳定系数，5 . 1c取5 . 1c f镇墩沿地基面上的摩擦系数，查表取6 . 0f 则：tW74.5734.176 . 003.305 . 1 （2）拟定镇墩的体积尺寸 图4.4 镇墩尺寸图 拟定镇墩的尺寸如上图 镇墩的尺寸应能将水管的转变段完全包住，墩的上游面应与水管垂直，使管壁受力均匀，并使合理偏心距e小于墩底宽度B的

49、六分之一。 由图分别计算其各部分的重量。 tWtWtWtWtW06. 44 . 2)4 . 47 . 04(60.574 . 232 . 35 . 252.114 . 232 . 30 . 12172.184 . 230 . 23 . 102. 74 . 235 . 13 . 121254321 由以上可得拟定的镇墩的重量为： ttWWWWWWWi74.5780.9006. 4)60.5752.1172.1802. 7(543214.5.1.4 求合力作用点和偏心矩 以镇墩上游侧底角点A为矩心，取各力的力矩并求出总力矩M。如下表表示： 表4.1 力矩计算表 22530225 32A132015

50、1025W3W5W1W2W4 力)(t 力臂)(m 力矩)(mt 03.30 5 . 1 05.45 34.17 2 . 2 15.38 02. 71W 87. 03 . 132 6.11 72.182W 65. 03 . 121 12.17 52.113W 37. 23 . 12 . 331 27.30 60.574W 90. 23 . 12 . 321 167.04 06. 45W 2 . 2 -8.93 mtM89.28693. 804.16730.2717.1211. 615.3805.45 tWY14.10880.9034.17 合力作用点距上游侧底面中点的距离为： mMYM65.

51、214.10889.286 偏心距e按下式求出： 62BBWYMe 式中：e偏心距。等于合力作用点与镇墩底面宽度中心轴线的距离 B镇墩地面宽度 则：me75. 065 . 440. 025 . 465. 2，满足要求。 2.5.1.5校核镇墩的抗滑稳定 由公式： XWYfKc)( 式中：c抗滑稳定安全系数，允许值为1.5 f镇墩地基面上的摩擦系数，参考小型水电站 7表11-17，取为0.6 则：XWYfKc)(50. 116. 203.30)80.9034.17(6 . 0， 即所选镇墩尺寸满足抗滑稳定要求。 2.5.1.5校核地基承载力 根据公式计算基地压力： )5 . 461 (eBLWY

52、 式中：地基的允许承载力，根据给定的地基物理力学性质指标为aMP5 . 04 . 0 aaaMPmtMPMPmteBLWY0377. 077. 347. 001. 84 . 01227. 027.1253. 101. 8)53. 01 (01. 8)5 . 440. 061 (0 . 35 . 480.9034.17)5 . 461 (2min2max 由上述计算结果可知：所拟定镇墩尺寸是满足强度要求。 2.5.2支墩 在镇墩之间设置支墩，主要承受管重及水重，使水管在垂直管轴方向上不发生任何位移，将横向力传到地基，减少水管的挠度，并防止各段处的接头失效。墩采用滑动鞍式支墩，支墩间距取为12m，

53、共设有4个支墩，支墩的支承面的包角取为120，为了便于安装及检验，管底距离地表不小于m6 . 0，并在支墩上设有支撑环，对钢管起到固定作用。 2.5.2.1 计算作用在支墩上的力 作用在支墩上的力有：垂直于水管轴线方向的水管自重分力管n和水自重水n，管墩间摩擦力8a和支墩自重q. (1) 压力钢管自重分力：管n 管ncosLg管 式中：管g每米管长自重mt由前可知管gmt105. 0 L两支墩间水管长度取mL9 水管倾角取30 则：tn818. 030cos9105. 0管 (2)管中水重分力水n cosLgn水水 式中：水g计算管段中每米水的自重mt 取385. 000. 17 . 0414

54、. 3422Dg水 L意义同上 则：tLgn00. 3239385. 0cos水水 (3)温度升高时管壁传给一个支墩的摩擦力8a 管水nnfa8 式中：f摩擦系数取5 . 0f 管水nn意义同上 则：tnnfa94. 100. 3818. 05 . 08管水 (4)支墩自重 1、拟定支墩尺寸如图所示： 由图分别计算各部分的重量 t47. 24 . 245. 20 . 158. 011 t69. 14 . 245. 20 . 158. 0212 t03. 14 . 245. 245. 078. 0213 t51. 24 . 245. 26 . 045. 0258. 04 061010W1W2W4

55、W3W5L=245H=06 图 4.5 支墩尺寸图 4 . 245. 0258. 0353. 018012021706. 045. 22125 4 . 271. 0353. 0314. 3865. 02 t25. 1 由上可知拟定支墩重量q为 tqi95. 825. 151. 203. 169. 147. 2 2.5.2.2 分解总作用力为水平分力和垂直分力 以支墩顶面的中点为坐标原点，取水平轴为X轴顺水流方向为正，垂直轴为Y轴，以向下为正。各力在X轴上水平分力为 sincos8水管nnaX 30sin00. 3818. 030cos94. 1 t62. 3 沿Y轴的垂线分力为 qnnaYco

56、ssin8管水 95. 830cos00. 3818. 030sin94. 1 t14.12 2.5.2.3 校核支墩抗滑稳定 由公式：68. 162. 314.1250. 0XfYKc50. 1 因此计算所得稳定系数大于抗滑稳定系数。 因此支墩抗滑稳定符合要求。 3 厂房及尾水部分设计计算书 3.1 水轮机型号的选择 由已知资料：本设计水头mH36，设置两台机组，单机容量kwN200，单机流量smQ3684. 0， 年平均发电量295万hkw， 机组年利用小时数h7300， 保证出力kw300（在0075保证率条件下）等参数。查阅（水电站）及（小型水电站）中册等参考资料可知该水电站为小型水电

57、站。规模较小，因此采用卧轴混流式水轮机。 根据水电站的水头变化范围 36.0m,在水轮机系列型谱表 3-3，表 3-4 中查出适合的机型有 HL240 和 ZZ440 两种，现将这两种水轮机作为初选方案，分别求出有关参数，并进行比较分析。 3.1.1HL240型水轮机方案的主要参数选择 3.1.1.1转轮直径D1计算 查表 3-6 和图 3-12 可得 HL240 型水轮机在限制工况下的单位流量 Q1= 1.24 sm3 效率m=92%，由此可初步假定原型水轮机在该工况下的单位流量Q1=QM1=1.24sm3 上述的 Q1，和额定出力rN=kwkwNgrgr40816%984万 rH=36m

58、1D= 23181. 9HrQNr= 92. 03624. 181. 94081623=4.109 m 选用与之接近而偏大的标称直径 D1=4.5m 3.1.1.2 转速n计算 查表 3-4 可得 HL240 型水轮机在最优工况下单位转速Mn10=72minr,初步假定10n=Mn10将已知的10n和加权平均水头avH=36m, 1D=4.2m 代入 n= 965 . 4367211DHnminr 故选用与之接近而偏大的用步转速n=100minr 3.1.1.3 效率及单位参数修正 查表3-6可得HL240型水轮机在最优工况下的模型最高效率为Mmax=92% 模型转轮直径为MD1=0.46m

59、根据式（3-14） ，求得原型效率 %9 .945 . 446. 0)92. 01 (1)1 (15511maxmaxDDMM则效率修正值为 %9 . 2%92%9 .94maxmaxM考虑到模型与原型水轮机在制造工艺质量上的差异， 常在已求得值中减去一个修正值=1.3则可求得效率修正值=1.6%得原型水轮机在最优工况和限制工况下的效率为 %6 . 1%92maxmaxM=93.6% %92%6 . 1%4 .90m 故与上述假定值相同 单位转速的修正值按下式计算 %3%87. 01maxmax101MMnn 按规定单位转速可不加修正 同时单位流量Q1也可不加修正 有上述可见%92MQQ11M

60、nn1010是正确的， 那么上述计算及选用结果1D=4.5m n=100minr 也是正确的。 3.1.1.4工作范围的检验 在选定1D=4.5m n=100rmin 后， 水轮机的max1Q及格特征水头相对应的1n 可计算出结果。 水轮机在Hr，Nr下工作时1Q即为max1Q故 24. 1034. 1%9236365 . 481. 940816D9.18Nr22max11HrHrQ 则水轮机的最大引用流量为： 63.125365 . 4034. 1D22max1max1HrQQsm3 与特征水头max H，minH，rH相对应的单位转速为 00.73385 . 4100max1min1HDn

61、nminr 17.77345 . 4100min1max1HDnnminr 75365 . 410011rrHDnnminr 在HL240型水轮机模型综合特征曲线图上分别绘出max1Q=1034SL minmax117.77rn和minmin100.73rn的直线，如图 3-34 所示由图可见，由这三根直线所围成的水轮机工作范围基本上包含了特性曲线的高效率区，所以对于 HL240 型水轮机方案，所选定的参数 1D=4.5m n=100rmin 是合理的。 3.1.1.5吸出高度sH的计算 由水轮机的设计工况参数，rn1=75minr，max1Q=1034SL，在图 3-24 上可查出相应的气蚀

62、系数=0.15，并在图 2-26 上查得气蚀系数的修正值约为=0.032，由此可求出水轮机的吸出高度为 HHS)(90010=mm0 . 411. 136)032. 015. 0(900415010 可见，HL240 型水轮机方案的吸出高度满足电站要求 3.1.2ZZ440水轮机方案的主要参数选择 3.1.2.1 转轮直径1D计算 由表可知，ZZ440 型转轮限制工况的单位流量Q1= 1.65 sm3，最优工况的n10=115minr。根据本电站的具体条件Hs4，则允许的最大气蚀系数值为HHS90010= 72. 0352. 0032. 0364900415010 在满足-4m 吸出高度的前提

63、下，从图 3-16 中科查出选用工况点 （35. 0,115min10rn）处的单位流量1Q=1030 SL 同时可查的该工况点的模型效率%2 .88M并据此假定水轮机的效率为92%将,1QHNrr各参数代入式（ 3-31 ）可得1D=23181. 9HrQNr=92.03603.181.94081623=4.5m 选用标称直径1D=4.5m 3.1.2.2 转速 n 计算 n= 33.1535 . 436115110DHnavminr 选用与之相近而偏大的同步转速n=166.7minr 3.1.2.3效率及单位参数修正 对于轴流转浆式水轮机，必须对其模型综合特性曲线图上的每个转角的效率进行修

64、正。 当叶片转角为时的原型水轮机最大效率可用下式计算 )H7 . 03 . 0)(1 (110M511maxmaxHDDMM 根据表3-7知MD1=0.46m, MH=3.5m,并已知1D=4.5m,H=36m, 代入上式可算得max=0.651 （1-Mmax） 叶片在不同转角时的Mmax可由模型综合特征曲线查出，从而可求出相应值的原型水轮机的最高效率max。 当选用效率的制造工艺影响修正值=1%时， 即可计算出不同转角时效率修正值其计算结果表3-8 ZZ440 型水轮机效率修正值计算表 叶片转角 010 05 0 05 010 015 maxM 0.849 0.88 0.888 0.883

65、 0.872 0.86 max 0.902 0.922 0.927 0.924 0.917 0.909 max-maxM 0.053 0.042 0.039 0.041 0.045 0.049 0.043 0.032 0.029 0.031 0.035 0.039 由表 3-7 查得 ZZ440 型水轮机最优工况的模型效率为max=89%，由于最优工况接近于=00 等转角线，故可采用=2.9%作为其修正值，从而可得原型最高效率为 Mmax= 89%+2.9%=91.9% 已知在吸出高度-4m 限制的工况点（1030= ,1151min10Qnr）处的模型效率为%2 .88M，而该工况点处于=+

66、010和=+015等转角线之间，用内插法可求得改点的效率修正值为=3.14%，由此可得该工况点的原型水轮机效率为=88.2%+3.14%=91.34%（与上述假定的92%相近） 由于Mnn101=1Mmaxmax=1899 .91=1.623.0%，故单位转速可不作修正，同时单位流量也可以不作修正。 由此可见，以上选用的1D=4.5m, n=166.7minr是正确 3.1.2.4工作范围的检验 在选定1D=4.5m, n=166.7minr后，可求出水轮机的max1Q及各特征水头相对应的1n值。 smHrHrQ322max1034. 1%9236365 . 481. 940816D9.18N

67、r1 则水轮机的最大引用流量为 63.125365 . 4034. 1D22max1max1HrQQsm3 与特征水头max H，minH，rH相对应的单位转速为 69.121385 . 47 .166max1min1HDnnminr 65.128345 . 47 .166min1max1HDnnminr 03.125365 . 47 .16611rrHDnnminr 在440zz型水轮机模型综合特征曲线图上分别绘出max1Q=1034SL minmax165.128rn和minmin169.121rn的直线，如图 3-34 所示由图可见，由这三根直线所围成的水轮机工作范围基本上包含了特性曲线

68、的高效率区，所以对于440zz型水轮机方案，所选定的参数1D=4.5m n= n=166.7minr是理的 3.1.2.5吸出高度sH的计算 由水轮机的设计工况参数，rn1= 03.125minr，max1Q=1034SL，在图253上可查出相应的气蚀系数= 34. 0并在图 2-26 上查得气蚀系数的修正值约为=0.032， 由此可求出水轮机的吸出高度为 HHS)(90010=mm0 . 495. 736)032. 034. 0(900415010 可见，440zz型水轮机方案的吸出高度不满足电站要求。 3.1.3两种方案的比较分析 技术性能比较 两水轮机模型的使用水头范围均满足水电站的水头

69、变化范围。HL240 水轮机最高效率为%9 .94；ZZ440 水轮机最高效率为%7 .92。显然 HL240 水轮机效率较高。 HL240 水轮机的气蚀系数为=15. 0, 吸出高度为sH=-1.11； ZZ440 水轮机的气蚀系数为34. 0, 吸出高度为SH-7.95； 比较可知 HL240 气蚀系数小，吸出高度大。 经综合比较选择 HL240 型水轮机 初步拟定水轮机机组型号为240HLLJ45，即转轮型号为240的混流式水轮机，主轴金属蜗壳，转轮直径cm45，水轮机在最优工况下，单机转速min72r，单机流量sm31 . 1，效率0092，汽蚀系数2 . 0。 3.2 尾水渠 3.2

70、.1 尾水渠断面尺寸及水深的计算 尾水渠采用明渠矩形断面，断面图如下: 渠底宽:b最大水深hh 图5.1 尾水渠断面 同时用浆砌块石衬砌， 底坡取10001， 试算水深及底宽。 由于流量smQ3max368. 1（两台机组同时工作时），smQ3min684. 0（一台机组工作时） 因此规模较小， 拟定底宽mb5 . 1 试算过程如下： 由厂房处地质地形条件查阅小型水电站 8上册附录表3可知粗糙率0255. 0n，查表610，当10001i时62.311i 由公式：iQK 计算 式中：Q流量sm3 K流量率 当两台机组正常工作时：smQ3368. 1，则26.4310001368. 1K （1）

71、假定mh2 . 1，则过水断面：28 . 12 . 15 . 1mhb 湿周：mhbx9 . 34 . 25 . 12 水力半径：mxR46. 09 . 38 . 1 查附录，表2，当0225. 0n，mR46. 0时，流速系数c取10.37 由此验算：29.4546. 010.378 . 1RcK与已知26.43K不符，重新计算。 （2） 、假定mh15. 1，则2725. 115. 15 . 1mhb mhb8 . 33 . 25 . 12 454. 08 . 3725. 1cR 此时,查附录知：0 .37c 则01.43454. 037725. 1RcK与已知26.43K很相近， 故尾水

72、渠道正常水深mh15. 1 校核流速是否在允许范围内： smQV79. 0725. 1368. 1 查附录表1，对于坚实粘土最大允许不冲流速为sm2 . 1；查小型水电站 9上册表103，不淤流速为sm55. 0，因此符合设计要求。 同理试算，当一台机组工作时smQ684. 0，mb5 . 1，最低水位mh7 . 0，此时， smQV65. 07 . 05 . 1684. 0max，同样满足不冲不淤的规范要求，综上试计算结果，可知尾水渠最大正常水深mh15. 1，最低水深mh7 . 0 因此渠道断面全高为最大水深加超高h，h大于m25. 0取mh35. 0 则尾水渠全高为：m5 . 115.

73、135. 0 尾水渠尺寸剖面图如右： 3.2.2尾水渠特征水位的确定 3.2.2.1尾水渠正常水位 由于本次设计缺少该河段断面的水文资料及水位关系曲线。故采用设计水头、引水系统水头损失、尾水渠最大最小水深等资料来反推确定。前池正常水位高程为m27.4149，引水 系 统 水 头 损 失 为m06. 1， 设 计 水 头 为m36， 推 求 尾 水 渠 正 常 水 位 高 程 ：m21.411206. 13627.4149 3.2.2.2尾水渠最低水位 根据正常尾水位m21.4112， 及计算所得的尾水渠正常水深和最小水深确定最低尾水位为m76.4111)70. 015. 1 (21.4112

74、3.2.2.3尾水渠底板高程 根据正常尾水位m76.4111，及计算所得的尾水正常水深确定尾水渠底板高程为m61.411015. 176.4111 水轮机安装高程的确定 按公式：HHs90010 sH水轮机吸出高度 10参数，海平面处大气压 水电站处海拔高程近似取为m4150 汽蚀系数取115. 0 H设计水头取m36 则 mHs76. 1362 . 0900415010 则水轮机安装高程安Z 2DHZZs最低安 最低Z尾水渠最低水位取m6.74111 D水轮机直径 则 mZ78.41092.45076. 16.74111 3.2.2.4 尾水渠防渗措施 渠道一般都存在不同程度的渗漏。渗漏不仅

75、减少了渠道的输水量，而且影响渠道边坡的稳定。其防渗措施一般采用衬砌。衬砌不仅减少了渠道的渗漏损失，还可保护渠道免受水流的冲刷破坏，并可稳定边坡，减少了渠床糙率以提高输水能力，防止渠坡长草及动物破坏。 3.2.2.5 尾水管、蜗壳的确定 尾水管按其构造特点，分为直锥段、弯管段和扩散段三部分组成，而且一般采用淹没出流。尾水管型式及尺寸由水轮机制造厂提供，查阅相关资料尾水管采用以下尺寸：长为m2 . 4，尾水管高度为m30. 1。 引水式厂房内混流式水轮机一般采用钢蜗壳，尺寸由水轮机厂家提供。蜗壳埋入混凝土中以防止振动，并由混凝土承受部分不均衡的作用力。同时在上游压力钢管及蜗壳连接段设置蝴蝶阀，在蝴

76、蝶阀上侧设置伸缩节，以便于安装并使受力明确。 3.3 主厂房尺寸拟定 低水头卧式机组厂房，其平面尺寸（长度和宽度）主要取决于蜗壳的平面尺寸（直径）和整个机组段长度，厂房高度则主要与设备的吊运条件和水轮机安装等因素有关。 3.3.1 主厂房长度L 可由公式aCLlllLnL321)() 1(计算得到 式中：n机组台数取2n 3l设备轮廓间距取m0 . 2 cL机组段长度 aL装配场或安装间长度 其中： （1）机组间距段L ）（段21llL 式中：21ll 蜗壳外缘尺寸 两蜗壳之间的厚度取m2 . 1 （2）机组段长度 由于缺乏资料可参考经验公式：hDLC6 . 3。金属蜗壳取mh5 . 30 .

77、 1，取m0 . 3。则mLC8 . 40 . 35 . 06 . 3，设计时取mLC0 . 5 由mLC0 . 5反推蜗壳外缘尺寸：21ll mLllC8 . 32 . 10 . 521 （3）装配场或安装间长度aL 由经验公式：mLLCa5 . 60 . 5)3 . 10 . 1 (，取mLa0 . 6 综上，则 mL8 .160 . 60 . 28 . 30 . 5) 12(，因此主厂房长度为m8 .16 3.3.2 主厂房宽度的拟定 主厂房宽度是由厂房内电气设备的尺寸、水轮机的外形、机组与主阀的中心间距以及厂房内其它设备的尺寸及位置有关，由于本次设计缺乏以上各设备的尺寸数据，因此厂房的

78、宽度按照吊车的标准来拟定，因此取主厂房净宽度为 8.0m。 3.3.3 主厂房高度的拟定 主厂房的高度由水下部分高度和水上部分高度组成。前者取决于水轮机安装高程，尾水管高度等，后者主要取决于发电机和吊车高度，发电机转子轴长和吊钩扬程等。 3.3.3.1 吊车尺寸确定 为了便于机组、水轮机等设备的卸载、安装及检修，厂房内设置吊车。 吊车的起重量取决于要由它吊运的最重的部件，对于低水头电站，最重的部件可能是带轴或不带轴的水轮机转轮。 由所给资料可知:本次设计最重的部件是发电机轴和水轮机转轴，均是 4.5 吨，因此本厂房可以采用 5 吨的手动单梁桥式吊车一台，桥吊跨度拟定为 8米。 3.3.3.2

79、厂房下部尺寸确定 由于缺乏下游水文资料厂房下部尺寸按经验公式： mDDH.450 . 48 . 26.102下 因此厂房下部尺寸高度为m4 . 5 3.3.3.3发电机底板高程的确定 确定发电机底板高程，发板以机组的主轴主心线为准， 根据制造厂家提供的蜗壳中心线至地板距离为m9 . 0可得： m51.41110.9061.41100.90安发板 3.3.3.4 厂房天花板高程： 由于吊车采用 5 吨手动单梁桥式吊车吊运时与其它设备的安全距离以及吊具长度，吊车高度和吊车顶至天花板的距离等，拟定发电机地板到天花板的高度为m0 . 7，则相应的天花板高程为 m51.41180 . 751.41117.0发板天板 综合以上可初步确定厂房及其附属部分尺寸 厂房净长：m8 .16 厂房净宽：m0 . 8 厂房高：发电机房地板以上高为m0 . 7，地板一下高度为m40. 5。 厂房总高度为：m4 .1240. 50 . 7， （不包括屋架高度） 吊车梁采用跨度为m0 . 8的；吊重为5吨的手动単梁式吊车。 尾水管采用厂家制作的长为m2 . 4，尾水管高度m30. 1。 尾水渠底宽m5 . 1，高度m5 . 1。 发电机为：990/6700 SFW，调速器型号为300YDT，发电机露出地表m4 . 0。