圖2-1），則蝸殼各處斷面的尺寸可按下式進行計算：i的半徑：（4-1）i的中心距：（4-2）i的外半徑：（4-3）其中，——鼻端到i斷面的夾角（°）；Qmax——設計的最大引用流量（m3/s）。Vc——蝸殼進口水流均速（m/s）；rb——座環固定導葉的內半徑（m）。ra——座環固定導葉的外半徑（m）；最大流量Qmax=314.48m3/s可得各斷面計算結果，數據見表4-3。表4-3蝸殼水力計算表圖2-1金屬蝸殼平面單線圖4.1.3機組寬度通過下面的公式可以計算出機組段長度：（4-4）式中，是軸方向長度最大值；是軸方向長度最大值。發電機層查基礎資料可得：風罩內徑；風罩壁厚；由于需要樓梯及其他配套設備，兩機組之間風罩外壁凈距取。計算得：（2）蝸殼層查表4-3：，，蝸殼外部混凝土厚度可暫時定為，。則（3）尾水管層L-x=L+x=B5/2+δ=7.25B5為尾水管的寬度，取10.5m；δ為尾水管周圍混凝土厚，一般取1.2~1.5m，但針對大型機組取2m；因此最后取2m。則L1=L-x+L+x=15m。。綜上，比較水輪機層、發電機層、蝸殼層的L-x與L+x大小，取最大值，發電層兩項均為最大，則機組段。（4）端機組段長度設計段機組段時主要考慮以下兩個方面：一個是機組段的影響；另一個是廠房布置。初步擬定端機組段布置在主廠房的右側，主要是為吊車的移動留出合適范圍，還應與圍墻直接有一定余地。由于吊車的最大寬度是B=10m，所以得到吊鉤限制線與兩側梁柱的距離為B/2+0.5=5.5m，留出1.5m，所以端機組段L2=7m。4.1.4廠房寬度（1）發電機層該層上游側寬度：（4-5）是風罩外側距上游側墻的凈距。根據要求，查得。可以計算出：該層下游側寬度：（4-6）為留出的通道寬度，可取其值為3.15m。則有，（2）蝸殼層由于位于上游側的蝸殼沿廠房寬度方向上的斷面半徑Ri是7.630米，蝸殼需用混凝土進行保護，其厚度暫時取2米，由此可得：。對于蝸殼層廠房的下游側的寬度，可以通過下式進行計算：廠房寬度因為發電機層上下游側寬度均大于蝸殼層，所以發電機層寬度即為廠房寬度，代入計算有：綜上，廠房寬度定為24m。4.1.5安裝場安裝場通常與主廠房同寬，廠房寬度為24m，則安裝場寬度即為24m。安裝場的尺寸由一臺機組進行擴大大修的情況決定，又水輪發電機為傘式，查《水力機械》手冊可知，在安裝場中必須考慮到的五大部件為轉子、上機架、轉輪、頂蓋和推力軸承支架。這五個部件的尺寸分別為：上機架直徑14.4m、轉輪直徑12m、轉子直徑12.14m、推力軸承支架直徑10m、頂蓋直徑9.08m。每個部件之間的距離要符合規范要求：轉子與其他部件至少要相隔2m，留出檢修空間，至于另外四個部件，它們各自之間距離以及與墻柱之間距離至少要為1m。綜合分析后，確定安裝場長度為42.8m。4.2主廠房主要剖面尺寸確定4.2.1水輪機安裝高程依據設計資料：參考金安橋電站的吸出高度與空化系數，又金安橋電站裝置氣蝕系數與模型氣蝕系數比值K為1.6，考慮到今后設備招標方便及個廠水力設計差異，現階段本工程模型空化系數按0.1取值，Kσ按1.6～1.8取值，計算出的吸出高度為-8.24～10.34，根據機組運行方式，設計尾水位按半臺機組發電時對應的調壓室水位計算，考慮一定的裕度，暫定機組安裝高程為=1285.00m，相應的吸出高度為-11.6m。4.2.2其他各主要高程（1）水輪機層高程（4-7）式中，——為蝸殼進口半徑，取3.179m；——蝸殼上部結構層厚，取1.821m；代入計算得（2）發電機的高程（4-8）式中，——進人孔的高度，根據人的身高，取2m；——孔口頂厚度，根據資料可取6m；故（3）發電機層樓板高程（4-9）是發電機埋入深度，根據其外形可取5m。（4）尾水管底板高程（4-10）b1為導葉高度，其值為1.67m；h0為導葉底面至尾水管底板的高度，取20.165m；故（5）吊車軌道頂高程（4-11）式中，為吊運部件距發電機層的安全距離，不小于20cm，在本設計中取為0.3m；為發電機露出高度，根據設備外形取為1.1m；表示最大吊運部件的高度，再加上帶軸吊動，因此以主軸高度定為所需的最大高度，取11.7m；為吊具高度，取0.4m為主鉤的最高位置至軌頂的距離，查《水電站動力設備手冊》得到。可得：4.2.3主洞室頂部與底部開挖高程（1）頂部開挖高程（4-12）式中，h10為軌頂至洞室頂部的高度，取15.8m，為頂部混凝土厚度取0.2m。故（2）底部開挖高程（4-13）式中，為尾水管底部混凝土墊層厚度，取為1.8m；故。4.2.4洞室斷面型式和尺寸由于圓形受力較好，因而洞室上部可以采用圓形，但下部需要布置機組等，因而采用方形。故洞室斷面形狀設計為方圓形根據設計圖可得，洞室尺寸為寬26m×高72.8m。4.3主廠房平面結構布置4.3.1機組配套設備布置機旁盤：機旁盤大多是用在方便地控制發電機的開停機,此外還有調試機組,因此該部件大多布置在發電機邊上。一般為了讓人能夠方面的巡視和操作，我們在盤前空地大概留有1.8~2.0米可以布置過道，另外機旁盤不能挨著墻壁，二者之間要留出約0.8~1.0米來布置檢修過道。本設計機旁盤布置于廠房的下游側，位于發電機層，與墻相隔1.1m。勵磁盤：使用直流勵磁方式機組一般均會布置有3~5塊勵磁盤，機旁盤與勵磁盤一般布置在一起，方便調試、勵磁盤緊靠機旁盤，距墻也是1.1m。電氣柜：電氣柜也設計發電機層，位于廠房上游側，這樣能便于掌控故障范圍，如此就能快速排查出現故障的位置。油壓裝置：油壓裝置也布置于發電機層，位于廠房的上游側。吊物孔：在廠房各層的上游側設置吊物孔，每層相互連通，這樣便于充分利用吊車運輸需要的零件和其他工具等。樓梯：從水輪機層到發電機層設計交通通道，通過樓梯進行連接，樓梯則布置在機組兩側，機組旁邊配置兩個樓梯。低壓配點、中性點設備布置在中間層。調速器用于調節導葉開度，因此需要布置在水輪機層；油壓裝置主要為調速器服務，因此最好是靠近調速器，故也布置于水輪機層。4.3.2地下廠房通風、交通道以及主變、母線道的布置地下廠房通風洞布置在洞室頂部；交通道位于尾水管兩側，兩側齊平；主變布置在主廠房左端，緊靠著安裝場，位于最左端，與主廠房、安裝場呈“一”字形；母線道布置在廠房的上游側。在中間層可以布置電氣設備。例如母線、中性點引出線等等。同時，需要把電流互感器設計在發電機引出線側和中性點側，安裝在通往主變室的通道內。在發電機引出線側還裝有電壓互感器，裝置在通往主變室的通道中，與發電機低壓開關柜布置在一起，便于集中維護管理。4.4副廠房布置4.4.1電氣設備布置（1）發電機母線電壓配電室：布置在中間層。（2）中控室：中控室下面不設置電纜層，因此中控室位置要比發電機層高，可以布置在地面。（3）低壓配電室：布置在發電機層。（4）廠變：布置在母線廊道中。（5）直流系統：直流系統由以下幾個部分組成：充電機室、套件、蓄電池室、通風機室和酸室等。直流系統主要布置在中間層。4.4.2三供一排設備布置在水輪機層下層布置排水泵室及檢修集水井和滲漏集水井，水輪機層就布置相應的泵房。在蝸殼層以下的上、下游側均設有交通廊道，是檢修人員進入蝸殼、尾水管檢查的過道。由于檢查廊道高程較低，廠內滲漏水可考慮匯集于此再排至集水井。集水井容納運行時的滲游水，和擔負機組檢修時的集、排水。滲漏集水井設置在上游側，檢修集水井設置在下游側。電站的排水都通向下游尾水隧洞。

5調保計算5.1計算內容調保計算的主要狀況分為三種：最高水頭下甩全負荷、設計工況下甩全負荷以及最低水頭下提升為全負荷。需要滿足如下要求：一是在甩負荷的時候，轉速的最大升高值不能高于50%。二是甩負荷時，蝸殼最大壓力升高率需在50%~30%范圍內。三是在每種工況下，整個系統的最小壓力不能低于0.2m水柱氣壓，絕對不能出現負壓狀況。四是在機組丟棄負荷時，尾水管內的最大真空度不能過大。通過先假定導葉關閉時間，計算后綜合比較，得到導葉關閉最優時間，并可以進行優化。5.2計算過程及結果5.2.1基本參數初步計算在設計水頭甩全負荷工況下的情況。根據資料，，通過的流量是，該工況下的水輪機效率是94.5%，由表5-1數據可得管道長495.38m，出力為306.12MW按照最長的的管道進行調保計算，其管道參數見表5-1表5-1管道參數表分段管徑（m）流量（m3/s）長度（m）流速（m/s）波速c（m/s）L×V（m2/s）進水口66428.50.936100026.676漸變段7x13~D13664204.219100084.380主隧洞D13664215.465.00310001077.946支隧洞D8.533243.955.8511000257.151鋼管道D833234.866.6051200230.250蝸殼3324911.4311200560.119尾水管段33253.357.7231200412.022尾水管末端至下游調壓室10.5×10.533250.263.0111000151.333Σ495.382799.8785.2.2水錘各項參數管道平均流速：管道平均波速：。兩項特性系數： 水錘傳播時間為，閥門的關閉時間，因此引水道管道內發生的是間接水錘。其他參數為：初始開度，因此，由此可判斷發生極限水錘。為設計水頭，取105m；為導葉的關閉時間，暫時定為10s。5.2.3導葉直線關閉情況下水錘壓力由于發生的是極限水錘，則可以采用公式（5-1）計算水擊壓強的相對升高值：（5-1）可得，混流式水輪機是反擊式，而反擊式與沖擊式不同，需要乘上一個系數，，該機組取1.2，得。此外，地下埋管的壓強最大升高值，（T代表引水道）；對于蝸殼，其末端壓力升高最大，需要計算其最大壓力升高，其值為，，（C代表蝸殼）；閥門關閉，尾水管缺水會出現真空，真空度要滿足要求，其最大真空度，是水輪機吸出高度，為-11.6m，計算可得，尾水管壓強降低的最大值，。（LB=8.119m，）最開始時的尾水管進口速度水頭，則其真空度最高值為（腳標B表示尾水管）。5.2.4轉速提升率轉速變化率可由下式進行計算：（5-2）式中，314480，是額定出力；為導葉由全開關至空轉開度所歷時，單位為，混流式水輪機有；取10s；查《水電站》中圖9-22修正系數f與水錘系數σ的關系曲線得為=1.5；=115.4r/min,是額定轉速；為機組飛輪力矩，由設計資料得230400計算可得=0.23895.2.5調節保證計算結果表各調保參數在不同關閉時間、不同工況下計算公式基本相同，因此上面只有Ts=10s時的公式以及在該條件下各參數計算過程。關閉時間分別為8s、10s、12s的各個數據及調保參數詳值見表5-2表5-2調節保證計算結果表水頭（）機構關閉時間（）壓力管道內最大壓力相對變化值蝸殼相對升高尾水管進口真空度（）轉速上升10580.46570.33700.3925-5.71710.2037900.55820.4039-5.74351220.39180.28350.3303-5.69540.1975105100.36060.26090.3040-5.49880.2389900.43000.3111-5.51531220.30480.22050.2569-5.48530.2344105120.29400.21270.2478-5.36060.2761900.34930.2528-5.37181220.24920.18030.2101-5.35140.2691在最低水頭工況條件下，因為，，因此會發生第一相水錘，此時的相對壓強變化為（5-3）此時如果是增大負荷的工況，轉速最大減小值和地下埋管內的最大壓強減小值就需要計算出來，不過增大負荷情況下的討論轉速想要有用只針對水電站是單獨運行的，可是金安橋水電站的轉速由系統頻率進行控制，幅度升降不大，所以無需考慮此工況。5.3結果分析5.3.1轉速變化分析查設計規范可得，考慮本擴機工程占總的裝機容量份額不多，也無需調頻，為了確保電站長期安全運行，調節保證計算設計值為；最大轉速升高率：≤55%；蝸殼末端最大壓力：≤159m；尾水錐管內最大真空度：-6.0m。三種方案轉速變化都滿足要求。5.3.2水錘變化分析當機組甩掉負荷時，蝸殼內的最大水擊相對壓強要求為：當水頭超過100米，則相對升壓必須小于0.3，根據表5-1的計算成果，當導水機構直線關閉分別用時8s和10s時，二者不符合要求，只有12s滿足要求。尾水錐管內最大真空度為6.0m，三種關閉時間不同的情況都符合要求。經過比較分析，最終確定關閉時間為12s。

6引水系統設計6.1壓力引水道壓力分布6.1.1內水壓力分布引水道壓力道內水壓力可分為兩部分：一部分為水擊壓強，另一部分為靜水壓強。當閥門直線關閉時，最大水擊壓強呈直線分布，而靜水壓強只在豎井段線性增加。典型結構斷面選取壓力管道末端斷面，此處內水壓力最大。6.1.2校核引水道布置合理性引水道軸線與地質構造線成較大夾角；并且縱軸線與主構造應力場方向成較小夾角。同時，引水道軸線與圍巖主要構造面方向要有較大夾角，同時洞室的穩定盡量不被次要結構面所破壞。引水道周圍圍巖穩定性好，抗壓能力強，因而布置較為合理。6.2地下埋管結構設計6.2.1擬定鋼襯結構尺寸（1）內水壓力值壓力鋼管道末端斷面的靜水頭：該斷面的水錘壓力升高值：；又；——引水道總長；——引水隧洞長度加上地下埋管長，——水錘壓力最大相對變化值。計算有動水水頭：查資料可得該過程中水頭損失：因而可得總的內水荷載:（2）圍巖與混凝土參數查詢資料有，引水道的下平段圍巖種類主要是玄武巖，其彈性模量取，玄武巖平均泊松比。混凝土襯砌厚度取值范圍為倍隧洞直徑，故其厚度取。根據規范，襯砌半徑。襯砌選用C25的混凝土，因此襯砌的彈性模量為。（3）和按照經驗，可取初始縫隙，取中間值，有。選取的鋼襯，=2.06×105MPa，泊松比=0.3。且=345MPa，故其容許應力。（4）計算——傳遞系數，由下式進行計算：（6-1）得=4.67>1，所以這種情況下不需要鋼襯。取0.9因，，則，故采用以下公式計算鋼襯厚度。（6-2）是綜合單位彈性抗力系數，取1.44×108代入數據可得，δ=18.5mm。因缺乏地下水位資料，故暫時不考慮外水壓力。6.2.2埋管施工方案上平段及上彎段土石開挖——下平段及下彎段土石開挖——豎井段石方洞開挖——豎井段混凝土澆筑——上平段及上彎段混凝土澆筑——鋼管安裝——鋼管段混凝土澆筑——回填灌漿——固結灌漿——接觸灌漿。6.2.3抗外壓校核計算對于光面管，可以運用臨界外壓公式：代入得到，又,P為容許外壓；取2，K是安全系數，則。由于缺乏地下水資料，外水壓力可以通過內水壓力進行換算得來，其按折減系數β計算。該斷面（1-1）的內水壓強：壓力鋼管道末端斷面的靜水頭：該斷面的水錘壓力升高值：；又；——引水道總長；——引水隧洞長度加上地下埋管長，——水錘壓力最大相對變化值。計算有動水水頭：查資料可得該過程中水頭損失：因而故，β取為0.4，計算可得外水壓力為比較得，所以抗外壓校核是穩定的。6.3鋼筋混凝土襯砌結構分析6.3.1哈扎法定義（1）通過充分利用巖體的彈性抗力來分擔內水荷載；（2）混凝土襯砌會開裂，這時開裂的混凝土就無法承擔環向的力了，但能把徑向力傳給巖體；（3）鋼筋與圍巖都要承擔內水壓力，通過預應力灌漿來抵抗剩余的內水壓力；（4）利用錨桿和固結灌漿加固圍巖，提高圍巖抗力。6.3.2基本假定（1）內水壓力作用下，混凝土襯砌、鋼筋、開裂圍巖、完整圍巖聯合工作；（2）內水壓力作用下，沿直徑方向混凝土會全部開裂；（3）鋼筋和圍巖需要一塊分擔環向力（由內水荷載引發），同時混凝土由限制裂縫要求，鋼筋承擔的壓力必須符合相關要求。（4）當內水壓力偏大，則又鋼筋和巖體及預應力來共同承擔；（5）假設出現多種狀況，如漿液損失、混凝土徐變等情況，因此灌漿承擔的壓力的系數范圍是0.15~0.3，計算即得實際有效灌漿壓力；（6）當管道沒有過流情況下，對襯砌的強度進行校核時，可以假定灌漿壓力是作用在二倍襯砌厚度的圍巖上，與混凝土襯砌聯合受力；如果2倍不夠，采用2-8倍圍巖參加工作。6.3.3初擬管道結構參數（1）斷面2-2——下平段鋼筋混凝土段末端斷面=1\*GB3①隧洞開挖半徑Rr：(6-3)式中D——洞徑8.5m；δ——襯砌的厚度，依據規范，單層鋼筋混凝土襯砌厚度不小于0.3m；雙層鋼筋混凝土襯砌厚度不小于0.4m；本設計中初擬襯砌厚度1m；代入上式計算得。=2\*GB3②計算內水壓力正常蓄水位=1418.00m，設計水頭=105m時，2-2斷面靜水頭Hd=1418-1285=133m；壓力鋼管段終點斷面水錘壓力升高值；則內壓設計計算水頭值校核洪水位1421m，最大水頭122m時，壓力鋼管段末端的斷面靜水頭Hd=1421-1285=136m；壓力鋼管段終點斷面水錘壓力升高值；則內壓設計計算水頭值取較大值H=158m作為內水壓力設計水頭，則最大內水壓力（2）斷面3-3——上平段鋼筋混凝土段末端斷面計算過程同上，可得：=1\*GB3①隧洞開挖半徑Rr：D——隧洞洞徑13m；δ——襯砌厚度，取1m；計算得。=2\*GB3②計算內水壓力正常蓄水位1418.00m，設計水頭105m時，上平段鋼筋混凝土襯砌段末端的斷面靜水頭Hd=1418-1376.5=41.5m；3-3斷面水錘壓力升高值；則內壓設計計算水頭值校核洪水位1421m，最大水頭122m時，壓力鋼管段終點處斷面靜水頭Hd=1421-1376.5=44.5m；壓力鋼管段的末端的斷面水錘壓力升高值；則內壓設計的計算水頭值取較大值H=45.99m作為內水壓力設計水頭，則最大內水壓力6.2.4鋼筋選用兩個斷面鋼筋選取一樣。鋼筋混凝土襯砌擬選用C25混凝土，其彈性模量Ec=28000MPa，泊松比μ=0.167，軸心抗拉強度f=1.3MPa。下平段圍巖為第Ⅱ層玄武巖組地層。巖性以玄武巖為主，夾帶火山角礫熔巖及杏仁狀玄武巖，大部分巖體處于微風化狀態。因此玄武巖的彈性模量取，取平均數，松動圈取值范圍是2-8倍隧洞半徑，此時取二倍半徑8.5m或者13m，圍巖（松動圈內）彈性模量Er2=12GPa。選用Ⅱ級熱軋鋼筋，彈性模量Es=2.0×105MPa，抗拉壓強度fy=310MPa，強度標準值fptk=335MPa，應力允許值fs=0.65fptk=217.75MPa。鋼筋設計為Φ10@4cm，只在襯砌內側放置一圈的鋼筋。對1m內的鋼筋受力面積進行計算混凝土層厚度取c=50mm，計算受力鋼筋半徑（6-4）2-2斷面D=8.5m，則3-3斷面D=13m，則混凝土最大開展裂縫：（6-5）式中fs——受力鋼筋的允許應力，217.75MPa；dc——鋼筋中心距內表面的距離，，c即保護鋼筋的混凝土厚度，根據混凝土的工作環境查規范確定，取0.05m，計算得dc=0.055m；S——為鋼筋間距，0.04m；Ac——混凝土的有效受拉面積，。代入上式計算得滿足最大裂縫寬度要求。6.2.5襯砌應力分析（1）2-2斷面=1\*GB3①圍巖分擔的內水壓力計算公式（6-6）式中p——內水壓力1.55MPa；As——1m長管道的鋼筋配筋面積0.00196m2/m；R——混凝土襯砌的半徑4.25m；Rr——開挖半徑5.25m；Rs——承擔荷載的受力鋼筋半徑4.305m；R0——開挖半徑與松動圈之和13.75m；Es——鋼筋彈模2.0×105MPa；Ec——混凝土彈模2.8×105MPa；μ——圍巖泊松比0.25；Er1——圍巖松動區彈模1.2×104MPa；Er2——非松動區彈模0.6×104MPa；代入上式計算得。=2\*GB3②計算鋼筋能承受的內水壓力（6-7）式中As——每米鋼筋面積0.00196m2/m；fs——強度設計值310MPa；代入上式計算得。由鋼筋承擔的內水壓力（6-8）式中Fs——鋼筋承受拉力0.609N/m；Rs——受力鋼筋半徑4.305m；代入上式有。=3\*GB3③有效的灌漿壓力pb圍巖、鋼筋和灌漿三者共同承擔內水壓力，則灌漿壓力即為內水壓力的剩余值。其值為（6-9）式中p——內水壓力1.55N/mm2；pr——圍巖承擔內水壓力1.22N/mm2；ps——鋼筋承擔內水壓力0.14N/mm2；代入上式計算得。K為有效灌漿壓力系數，取值范圍（0.15~0.3），K取0.2；則計算有效灌漿壓力為：（6-10）計算得。（2）3-3斷面由2-2斷面計算公式可得=1\*GB3①圍巖分擔的內水壓力計算式中p——內水壓力0.451MPa；As——1m長管道的鋼筋配筋面積0.00196m2/m；R——混凝土襯砌半徑6.5m；Rr——開挖半徑7.5m；Rs——包含鋼筋的受力半徑6.555m；R0——開挖半徑與松動圈之和20.5m；Es——鋼筋彈模2.0×105MPa；Ec——混凝土彈模2.8×105MPa；μ——圍巖泊松比0.25；Er1——圍巖松動區彈模1.2×104MPa；Er2——非松動區彈模0.6×104MPa；代入式（6-6）計算得。=2\*GB3②鋼筋能承受的內水壓力代入式（6-8）得。=3\*GB3③有效灌漿壓力pbp——內水壓力0.451N/mm2；pr——圍巖承擔內水壓力0.385N/mm2；ps——鋼筋承擔內水壓力0.093N/mm2；因。故此處不需要灌漿。

7巖錨吊車梁設計7.1初步擬定吊車梁尺寸運用傳統巖錨吊車梁解析法，即剛體極限平衡法來對巖錨吊車梁計算設計，用上排兩排錨桿，吊車梁尺寸如圖7.1所示，簡化計算，作出如下假定：吊車梁的計算設定縱向單位長度（1m），依照剛體極限平衡進行；吊車輪壓和橫向剎車力換算成作用在單位長度（1m）上巖錨吊車梁上的集中荷載（P、T）不計梁身混凝土與巖壁傾斜接觸面之間的粘結力，該粘結力計算時只與正壓力(N)有關。將上排錨桿按照軸心受拉處理，其只受拉力(F1、F2)，不承受剪力；上部多排受拉錨桿按它們對O點的力臂大小（L1、L2）比例來分擔拉力；下部錨桿不承擔巖錨吊車梁上的荷載，僅僅起到加固巖壁與附加固定作用。初擬吊車梁尺寸見圖7-1所示：圖7-1巖錨吊車梁計算簡圖7.2錨桿的計算設F為F1、F2的合力，見圖7-2：圖7-2計算簡圖1則（7-1）所以（7-2）令F2/F1=n，則（7-3）上排錨桿按各自對O點的力臂大小分擔拉力，故n=F2/F1=201.6/176，α1=25°，α2=20°，代入式（7-3）計算得α=22.33°。將F1、F2合成后，按照單排錨桿計算，見圖7-3：圖7-3計算簡圖2F——上排錨桿力；T——殺車產生的水平輪壓力，無資料，取30kN/m；β——N與X軸的夾角30°；Ψ——巖壁的摩擦角，無資料，取25°；N——巖壁對吊車梁的法向作用力；S——巖壁對吊車梁的法向作用力；G——G=W+P，W為自重118.5kN/m，P為輪壓617.4kN/m，G=735.9kN/m；則可得（7-4）代入計算得。則。根據幾何關系可知：（7-5）即（7-6）代入計算得F=457.76kN/m。得F1=213.53kN/m，F2=244.67kN/m。7.3進行抗傾覆驗算為了不使巖錨梁繞O點旋轉，F1、F2得滿足，即，代入計算得滿足，不會發生傾覆。7.4錨桿截面積計算截面積：（7-7）式中：Rg——混凝土的彎曲抗壓強度，一般來說取Rg=320N/mm2=32kN/cm2；K——安全系數，一級建筑物則是K=1.65，故K取1.65。將F1=213.53kN/m，F2=244.67kN/m分別代入計算得1號錨桿截面面積A1=11.01cm2；2號錨桿截面面積A2=12.62cm2。綜合可得，初擬尺寸符合條件，故吊車梁尺寸確定為圖7-1。結論本文完成了常規與專題兩部分的設計內容，主要是設備選型、引水系統、廠房布置及巖錨梁設計，并分析計算了管道的結構。根據設計的工作內容，可得到以下的成果和結論：（1）設備選型擴機工程選用混流式水輪機，臺數2臺，單機容量300MW，型號HL190-LJ-6000，直徑6m，轉速115.4r/min。水輪發電機型號SF300-52/12500，為傘式；相應的調速器選取型號是DT-150；至于油壓裝置的型號則選取YZ-20/2