标准规范下载简介

SL 74-2019 水利水电工程钢闸门设计规范

B=0.0066(Fr—1)1.4

而康拜尔则对5个原型观测资料分析整理得出了求β的经验 公式，见式（25）：

日本《水门铁管技术基准》（2000年版）第1章闸门第139 条中即推荐采用上述康拜尔公式。 罗马尼亚、意大利、日本等国的工程师们又先后根据自已的 模型实验、原型观测所获得的数据，提出了在各种流态下以弗劳 德数为函数并与卡林斯基、康拜尔等公式相仿而系数不同的求气 水比经验公式。在同一弗氏数情况下，各家计算公式所得结果相 差甚大，而且没有一个公式能在所有流态情况下均适用。鉴于以 上情况，我国的科技人员，根据中华人民共和国成立20多年来 大量的原型观测资料和各工程的特点，进行综合的分析验证对 比，分别提出了各种经验公式和半经验半理论公式。对各种不同 的估算公式进行了验证对比，认为半经验半理论的估算公式，力 学概念比较清晰，推导过程比较严谨，从公式形式及变量而言， 包括的变量比较全面，既有水流特性指标又有管道及通气孔道的 持性指标，符合动力平衡原理，比较适用于明流长管道。 为了防止通气孔风速过大而造成噪音并恶化操作人员劳动条 件，参照国内原型观测资料，建议工作门通气风速不大于40m/s 小型工程可以放大到50m/s。 通过研究国内几十个工程的实际情况，并参考NB/I 35056一2015《水电站压力钢管设计规范》条文说明中的有关内 容，建议发电管道事故闸门门后的通气孔面积可按发电管道面积 的4%～9%选用，尽管本标准与NB/T35056设置通气孔的目 的不一定完全一致，考虑标准间的协调，及偏于安全方面的考 ，本次修订由4%～7%调整为按4%～9%选用。发电管道通 气孔特性统计见表6。

表6发电管道通气管特性统计

SJG 33-2017 深圳市公安派出所建设标准附录C平面闸门门槽型式的选择

平面闸门在高速水流作用下，由于门槽段边界突变，将产生 局部压力降，形成空化现象，导致空蚀破坏。国内外工程实践 中，门槽发生空蚀，影响安全运行，甚至破坏失事的实例屡见不 鲜。我国科技工作人员通过调查研究，综合分析了国内85个工 程的158座闸门的水力设计与运行情况，初步总结了正反两方面 的经验，研究了门槽空化的发生条件和影响因素，结合国内外门 槽型式的水力学试验研究的主要成果，提出防止门槽空蚀的一些 措施。通过门槽型式与空化特性的试验研究，优选了门槽各项体 形变量，阐释 一些水力学机理，并与工程实例进行了对比与试 设计，其结果与实际情况符合。详细说明可参阅水利电力部规划 设计院1978年第6期《技术参考资料》等文献。

附录D闸门荷载计算的主要公式

D.0.2动水压力计算分两部分：一部分为垂直作用于面板，按 静水压力计算，当符合本标准4.0.3条的规定时，用动力系数考 虑；另一部分作用于闸门底缘上的力，又可分为上托力和下 吸力。 上托力计算可用上托力系数表示，采用西北水利科学研究所 试验资料。 下吸力根据国内原型试验资料，可按20kN/m²考虑，当流 态良好、通气充分符合本标准6.1.2条第4款要求时，可适当 减少。 D.0.3浪压力按SL744《水工建筑物荷载设计规范》所列公式

D.0.2动水压力计算分两部分：一部分为垂直作用于面板，按 静水压力计算，当符合本标准4.0.3条的规定时，用动力系数考 虑；另一部分作用于闸门底缘上的力，又可分为上托力和下 吸力。 上托力计算可用上托力系数表示，采用西北水利科学研究所 试验资料。 下吸力根据国内原型试验资料，可按20kN/m²考虑，当流 态良好、通气充分符合本标准6.1.2条第4款要求时，可适当 减少。 D.0.3浪压力按SL744《水工建筑物荷载设计规范》所列公式 计算，其中波浪要素和爬高计算已经给出莆田、鹤地、官厅水库 公式分别适用于平原、丘陵和峡谷3种情况。 D.0.4淤沙压力按SL744所列公式计算，并对闸门挡水面倾 斜的情况，提出计及竖向淤沙压力。 D.0.6动冰对闸门的撞击力按SL744所列公式确定。 D.0.7水工钢闸门在地震作用下主要承受作用在其迎水面的地 震动水压力和闸门的地震惯性力，其中闸门的地震动水压力的景 响更大一些。计算作用在闸门上的地震动水压力，不可避免地要 用到关于大坝抗震计算方面的一些方法，例如动力法或者拟静力 法等。 采用动力法时，一般先计算出地震动水压力，然后将其折算 为单位地震加速度相应的坝面附加质量，并将其加入到坝体之后 按结构动力学的方法进行动力分析。目前，许多国家的抗震规范 中，采用动力法计算地震动水压力时仍采用Westergaard公式或 者它的修改型。其中包括，我国SL203《水工建筑物抗震设计 规范》和日本《水门铁管技术基准》（2000年版）等。

D.0.7水工钢闸门在地震作用下主要承受作用在具迎水面的地 震动水压力和闸门的地震惯性力，其中闸门的地震动水压力的影 响更大一些。计算作用在闸门上的地震动水压力，不可避免地要 用到关于大坝抗震计算方面的一些方法，例如动力法或者拟静力 法等。 采用动力法时，一般先计算出地震动水压力，然后将其折算 为单位地震加速度相应的坝面附加质量，并将其加入到坝体之后 按结构动力学的方法进行动力分析。目前，许多国家的抗震规范 中，采用动力法计算地震动水压力时仍采用Westergaard公式或 者它的修改型。其中包括，我国SL203《水工建筑物抗震设计 规范》和日本《水门铁管技术基准》（2000年版）等。

采用动力法计算地震动水压力，最初由美国人 H.M.Westergaard在1933年的胡佛大坝设计中，推导出作用于 垂直的刚性坝面上无限长水库的动水压力按式（26）计算：

Ph=agPwVHh

式中Ph 水深h处的地震动水压力，kN/m²； ag 地震加速度，m/s 水的密度，t/m3; H一一水面至库底深度，m； h一计算水深，m。 显然公式（26）与SL203中的公式是完全相同的。 Westergaard公式用于上游面垂直时效果比较好，当迎水面 有折坡时，若水面以下直立部分的高度大于或等于水深的一半 时，可近似取作直立面。 对于倾斜的迎水面，其动水压力要比直立的要小。根据 C.N.Zanger的实验以及分析计算结果表明，考虑迎水面倾斜度 的折减系数可取为k一9/90，θ为迎水面与水平面的夹角。而日 本《水门铁管技术基准》（2000年版）则对倾斜的迎水面，采用 Zanger的实验公式结合实验曲线进行计算。由于误差不大，对 采用拟静力法时，将大坝沿坝高划分成若干个质点，并且计 算出每个质点的动态分布系数αi，进而计算出各质点i的地震价 用效应。动态分布系数α是在对地震区在建或已建的各类水工建 筑物，略去水体的可压缩性及空满库振型差别，计入坝体振动的 弹性变形，进行大量动力分析的基础上，按不同结构类型、高度 归纳出大体上能反映出结构动态特性的地震作用效应沿高度分布 规律的参数，相当于地震加速度沿高度分布系数。 关于地震作用组合问题，说明如下： SL74一95颁布实施时采用的是SDJ10一78，其中只给出用 拟静力法计算地震动水压力的公式。由于该公式中要考虑地震作

用的效应折减系数=0.25，其计算结果要偏小。根据该规范条 文说明中给出的下游无水的浅孔式闸门，设计烈度9度时地震动 水压力占静水压力的比值只有13%，对深孔闸门该比值还应该 更小一些。因此，即使地震动水压力与校核水头下的水压力组合 其增幅也不会很大。 拟静力法中地震作用的效应折减系数0.25的引入，是为 了弥合按设计地震加速度进行动力分析的结果与宏观震害现象的 差异，适用于一般水工建筑物。但是，拟静力法带有经验性的静 态计算模式和参数取值不可能正确反映水工建筑物设计安全裕度 和结构的动态地震效应及其地震破坏机理。由于研究的局限性， 系数的取值是否对金属结构和机电设备同样适用，目前尚不清 楚，尚待深入研究。 1997年颁布实施的SL203一97，增加了动力法计算地震动 水压力的Westergaard公式，此时闸门地震动水压力计算值要增 加较多。根据对设计烈度超过8度的两个工程实例，对地震影响 相对偏小一些的深孔闸门的计算表明，地震动水压力占静水压力 的比值已经达到21.2%～24.4%而且其设计地震烈度还没有 达到9度。 目前美国、日本等国的水工建筑物抗震设计中，仍采用 Westergaard公式或者它的修改型和Zanger电模拟试验成果， 分别计算直立和倾斜迎水面上的地震动水压力。国内也开始更多 地采用Westergaard公式计算闸门地震动水压力。 地震作用和校核洪水时的静水压力均属偶然作用，正常情况 下不应考虑二者组合。原规范考虑校核水头下的地震动水压力， 主要是因为采用拟静力法计算地震动水压力时，其结果往往偏 小。鉴于以上说明的理由及目前相应规范的规定，参考SL744 和NB35055《水电工程钢闸门设计规范》，本标准将地震荷载和 正常蓄水位时的静水压力组合作为特殊荷载组合。 需要注意的是，相对于数值设计，抗震概念设计注重结构的 总体地震反应，按照结构的破坏机制和破坏过程，运用抗震设计

基本要求，合理解决结构设计中的基本问题（如结构总体布置、 结构体系、刚度分布、关键部位的细节、结构的延性等），尽量 消除结构中的薄弱环节，保证结构的抗震性能。根据抗震概念设 计原则，可以不通过计算确定结构和非结构构件的细部构造要 求，也就是抗震构造措施，它是抗震措施中的重要内容。闸门抗 震设计中，可以充分运用抗震概念设计，合理确定闸门的抗震构 造措施，

闸门橡胶水封物理力学性能参考了HG/T3096《水闸橡胶 密封件》中的有关规定。 “多节型”由于氟塑料贴面端部对接困难，留下薄弱环节， 高水头下水密性差。“无节型”橡塑复合止水止水性能好，可在 闸门止水橡皮安装合格后，就地喷涂聚四氟乙烯层，工艺简便， 但应采取可靠措施，保证喷涂质量

给出了目前国内应用较多的几种支承材料的性能，主要根据 GB/T23894《滑动轴承铜合金镶嵌固体润滑轴承》等相关标准 和工厂提供的最新资料整理而成。

本附录主要考虑了两方面的因素：一是过去一直沿用的T 17一74《钢结构设计规范》落后于现代钢结构设计理论和实践的 发展，落后于现代炼钢技术和材料标准的发展，有些内容已经不 再适用；二是从GBJ17一88《钢结构设计规范》开始采用以概 率理论为基础的极限状态设计方法，需要注意公式的正确引用： 有些条文和规定不一定适用于水工钢结构，如利用腹板的屈曲后 强度等。 现行的GB50017在处理梁腹板局部稳定时采用了弹塑性修 正的算法，计算过程比较繁琐。为此，结合水工钢闸门的工作特 点给出了无限弹性假定下的简化算法， 方法与TJ17一74基本 相同。 梁的局部稳定验算，考虑到梁腹板只承受截面弯矩的一小部 分，只有边缘部分应力可能超过比例极限从而忽略非弹性屈曲 的过渡区时对计算的影响。因此，只要腹板临应力不小于钢材 的比例极限，则强度条件就能保证局部稳定。 大 梁腹板通常受有两种甚至三种应力（弯曲应力。、剪应力t、 局部压应力。）的共同作用。一般的水工钢闸门不承受移动集中 荷载，而固定集中荷载一般由支撑加劲肋承担，因此6。=0。当 梁受均布荷载时，由于均匀荷载对腹板上边缘产生的局部压应力 较小，通常可不考虑，仍假设。。二0。从而可以采用直接求出控 制腹板局部稳定的加劲肋间距的实用简化方法。 弯曲应力单独作用时，弯曲临界应力cr按式（27）计算：

纯弯曲时屈曲系数k=23.88，取翼缘对腹板的嵌固系数x= 1.39后得cr=618（100tw/h。）²。

因此只要乘以即为考虑。和t联合作用的情况。值根 据[h/（100t）］²制表，当[h/（100t）²<100时，可不考虑 5的作用。m值见本标准表G.0.2。 剪应力作用下，梁腹板的临界应力：

当a/ho<1时，ter=[123+93（a/ho）」（100tw/a）

当a/h。>1时，Ter=[123（a/ho）²+93]（100tw/a）2

当a/h。>1时，ter=L123（a/h。）²十93」（100tw/a 因此，式（29）可以写成式（33）：

显然曲线C由两条变量为a/h。的抛物线组成，分界点 为a/h。=1。 从图4可以看出，C曲线（曲线1，K=1.30）可以近似地 取为直线C=β十β2a/ho，如图4中曲线2所示。将直线C的表 达式代人（33），整理后得式（34）：

式中阝一 一直线2在C轴上的截距，取Bi=615； β2——直线2的斜率，取β2=765。 将βB、B2值代入式（34）即得式（35)：

βiho I ho nt β2

β、β2的取值适当考虑了腹板屈曲后强度，因此该直线比原 曲线偏高。 对于经调整取直线后的情况，在a/h。=0.5～2.0之间，取 步长0.1共计算出16个点的安全系数，其平均值为1.23略高于 TJ17一74中相应的平均值1.19。 当h。/tw>160时，需要设纵向加劲肋。经分析纵向加劲肋 至腹板计算高度受压边缘的距离应在h。/5～h。/4范围内，此时 上区格不必验算其局部稳定性，下区格仍可应用公式（G.0.2

1）求横向加劲肋距离。推导如下： 不失一般性，设h1一h。/4，分别考虑上下区格腹板的稳定 条件。 上区格属于狭长的窄条，按同时承受剪应力和单向均匀压力 的板，考虑安全系数K以后上区格腹板的稳定条件见式（36）：

0/oerl+K(t/te)²≤1/K

上区格腹板在剪应力、弯曲应力作用下的临界应力分别为：

其中，式（38）为均匀受压板，届曲系数k一4，嵌固系数 1.39时的解。1一h1/ho为上区格平均弯应力的比例因子。当 /h1→00,h=ho/4时

将式（39）、式（40）代人式（36）中，按最不利情况取 ho/tw=250、c=160N/mm²及t=95N/mm²，得到:

ho/tw一250、160N/mm²及t=95N/mm²，得到

o/oer1 +K(t/terl)2≤1/K→ 160 2133(100/250)2

95 >0.59< =0. 77 1968(100/250)2 K K

由于h。/tw很少超过250，所以将纵向加劲肋布置在h。/5～ h。/4附近时，上区段可不进行稳定的验算。 纵向加劲肋下边的区格不属于窄条，相关公式与式（28）相 同。下区段腹板的稳定条件见式（41）：

/(02 /0er2)2+(t/ter2)2≤1/K

符号建立对应关系。例如，钢材的抗拉、抗压和抗弯设计值J 对应容许应力法中钢材的抗拉、抗弯、抗压容许应力［等。 有时难以建立简单对应关系，则需要一定的推导过程，使用时应 注意。

在钢闸门面板应力试验成果的整理分析过程中，根据试验成 果对面板兼作主（次）梁翼缘的有效宽度问题，做了一些初步的 理论分析，其结果同面板试验成果分析的结论是一致的。而且同 计算机的计算值以及国外有关文献的数据也颇为接近，在此基础 上，可用式（43）来计算面板的有效宽度：

B=sib 2 (ox)min + 3 (ox)max 3

式中B一一面板的有效宽度，mm； b一梁的间距，mm; ≤一一有效宽度系数，可按式（44）求得。 上列公式的推导前提为：①以简支的对称的肋形结构（梁肋 不另设上翼缘）承受对称荷载作为分析对象，这与深孔多主梁平 面闸门比较接近；②面板的局部弯应力，为了简化计算，不考虑 横隔板的影响；③板厚比梁高小得多，因而在分析整体弯应力 时，可忽视面板的弯曲变形，取面板中面的膜应力作为面板兼作 梁翼的计算简图。 计算结果表明：6x沿翼板宽度的分布符合二次抛物线规律。 在钢闸门按平面体系计算中，可假设面板在有效宽度B范 围内的应力x都等于面板（ox）max，并令x之和等于面板全部宽 度6内的。x之和，这样就能用一般材料力学方法计算梁的弯应 力。据此，同有效宽度上的矩形面积等于全部宽度上的抛物线面 积，即得上述有效宽度系数的计算公式，主梁翼缘应力分布如 图5所示。 计算分析表明，有效宽度系数的大小，决定于面板整体弯 应力的最大值（α.）max和最小值（c）min之差，而此差值主要决定

于参数(n、b/2）与(n、0）之 差（见华东水利学院试验报告 附录）。 现将面板整体应力（膜应 力）计算值、实测值及电算值 见图6所示。从图中可见，0x的 理论计算值同电算值颇为接近， 相差只有5%～15%，而目同实 测值的曲线一般都比较相似， 两者之差别主要是由于主梁弯 矩实测值小于理论值之故。 将理论计算值同国外文献 转载的关于有效宽度系数的数

图5主梁翼缘应力分布图

图6面板整体弯应力计算值，实测值及电算值示意图 （a）原型实测闸门面板膜应力分布图：

（b）1：1.5九区格闸门模型面板膜应力分布图（用括号表示）

从图7可见，当梁的正弯矩图为抛物线时，这几种数据都是 很接近的。在此基础上，建议面板的有效宽度系数、,可由表

如图8所示，面板的有效宽度B是沿着梁跨改变的。对于 简支梁和在连续梁的正弯矩段，有效宽度B自弯矩零点逐渐向 跨中增大，其最大值为B=6，在连续梁的负弯矩段，有效宽 度B向支座逐渐减少，其最小值B=526（由于将负弯矩图近似

地简化成三角形，虽然在弯矩零点的B值出现了不连续的情况 但对支座处的最小值B仍有足够的精确度）。

图8面板有效宽度系数示意图

当选择简支梁的戴面和验算面板的强度，需要计算梁在靠近 跨中截面的最大弯应力时，面板的有效宽度应采用B=b。当 按支座负弯矩值来选择或具有悬段的梁（例如斜支臂弧形闸门 的主横梁）的截面时，应采用B一26 在理论推导过程中，面板的全部宽度是指两梁肋之间的净 宽，则面板的有效宽度B=b十b，（其中6为梁肋的王翼缘宽 度）。在条文中，为了简化计算，采取有效宽度B=≤b，则其中 的6应为两梁肋轴线的间距。 当主梁之间有水平次梁时，则在计算面板兼作主梁翼缘的有 效宽度B$6时，在理论上，6应为二主梁的间距。这样，主 梁和次梁将重复利用面板，在验算面板和次梁强度时，就必须考 虑三者的应力叠加，计算相当烦琐，在条文中，对于按平面体系 计算，可以简化计算，令主、次梁不重复利用面板，则计算主梁 时所采用的6应为主梁和相邻次梁之间距，当上下间距不相等 时，采用其平均值，即：6=（b1十b2）/2

本附录直接引用了日本《水门铁管技术基准》（2000年版） 中列出的拦污栅栅条振动计算公式，并参考DL/T5208一2005 抽水蓄能电站设计导则》中所给建议参数作了调整。 国内外文献资料所介绍的拦污栅栅条振动计算公式基本相 司，只是一些参数的取法有所区别。 关于过栅流速V，采用了DL/T5208一2005中的建议值。 关于斯特劳哈尔Sr，日本《水门铁管技术基准》（2000年 版）列了6种截面的斯特罗哈数，比较常用的矩形截面，只有当 h/=2.83时S.=0.155的情况，不大适合国内情况。因此在这 里也采用了DL/T5208一2005中所给建议参数S,=0.19～0.23。 皮仙槎、丁力《抽水蓄能电站拦污栅设计的探讨》一文 （《金属结构》1987年第2期）中取S.=0.2，并有详细算例。谢 省宗、李世琴、林琴华《泄水建筑物振动破坏及其防治》（《泄水 工程与高速水流》1995年第2期）一文中，当高厚比h/8=10 生 时S,=0.24。 关于固端系数α，日本《水门铁管技术基准》（2000年版） 中给出了两端简支和两端固定两种情况下的理论值。实际应用 中，栅条两端焊接在支撑梁上，采用了DL/T5208一2005中建 议参数α=17~18。

从20世纪70年代以来，长江水利委员会受水电部、水 电总局委托进行大规模系列轮压试验的前期准备工作，1983 年正式开始水工闸门滚轮承载能力试验工作。通过对 Φ400mm、Φ1000mm两种原型滚轮的静态、动态试验，有限 元计算分析，三维光弹模型试验，确定了本附录采用的赫兹 应力公式。 Φ400mm滚轮，材质为45号铸钢，按不同热处理工况分3 组：自然状态、表面火深3mm、调质处理。每对中有一种线 接触、一种点接触。按当时SDJ13一78核算后，其承载能力为 250～300kN，试验压力分3挡即300kN、500kN、1000kN。同 时进行3000kN的极限承载能力试验。通过静态压力试验，承载 能力是高的，储备亦充分，即使到达1500kN也没有出现压裂、 压坏和大的塑性变形。 对于动态试验，压力1000kN，稳压12h，整圆连续滚动 通过静、动态试验，Φ400mm滚轮承载能力达到500kN是 安全可行的。 $1000mm滚轮，采用35CrMo和40Cr合金铸钢，点接触 用调质热处理。 按当时SDJ13一78核算，其承载能力为1500kN，试验压力 分3挡，即1500kN、3500kN、7000kN，通过静态试验都安全 正常。 动态试验压力为4000kN，稳压10～15h，转动30～50圈， 衮轮亦属正常。 通过Φ1000mm滚轮试验，承载能力达到3000～3500kN也 是安全可行的（见长江水利委员会《水工平面闸门支承滚轮承载

试验系列分析报告》1988.12）。 目前小浪底和三峡轮压分别达到4130kN和4500kN，水布 垭则达到了5600kN。主轮轮压超过3000kN已经很普遍。

L=2EI/(BE。)

代中I 轨道截面惯性矩，mm； B一一轨道底板宽度，mm; E一一钢材的弹性模量，N/mm²； E。一混凝土的弹性模量，N/mm。 对半无限体弹性地基梁，如果集中力与梁两端的距离都大于

2L时，应按无限长梁计算，否则按半无限长梁计算。 一般情况下，当轮压增加时轨道的高度也要增加，从而特征 长度L也增加。从P24轨道到轮压超过3000kN的重型轨道的计 算结果表明，特征长度L多在100～350mm之间，当轨道长度 等于3～5m时，荷载与梁两端的距离都大于2L条件比较容易满 足。因此，绝大多数情况应按无限长梁计算。当轮压大于 3000kN时，L可能接近350mm，此时闸门最底部的轮子中心线 到底槛的距离可能小于2L=700mm，需要按半无限长梁计算。 研究结果表明，单个集中力作用下半无限长梁的最大弯矩要比无 限长梁增加2.6%左右；当单个集中力作用点离开梁端部1.4L （140~490mm之间）时基础反力也比无限长梁增加2.6%左右 从构造要求与轮压与特征长度L之间的关系来看，这个条件很 容易得到满足。因此，考虑1.03的应力调整系数后都可以按无 限长梁来计算。 对于半无限体弹性地基梁，=1.4L处为弯矩零点，弯矩值 开始改变符号。因此，当轮距大于1.4L时弯矩的叠加作用已经 可以忽略不计。对于轮压大于3000kN的滚轮，特征长度L接近 350mm，1.4L=1.4×350mm=490mm，远小于滚轮直径。显 然这一条件也很容易得到满足。因此，可以不考虑相邻滚轮的 影响。 需要注意的是，对于半无限长梁的情况，由于集中力作用在 梁端附近，基础反力在梁端取最大值并逐渐减小，其梁端基础反 力要比无限长梁最大基础反力大很多（奇异点）。因此轨道接头 具有较大的刚度对轮子经过轨道接头是有利的。 对半无限体弹性地基梁，按无限长梁承受单个集中力的情 况，有以下轨道计算公式。 轨道截面弯曲应力按式（46）计算：

01=0.38PL/W=0.38P/2EI/(BE。)/W P一滚轮的荷载，N;

GB/T 42128-2022 智能制造 工业数据 分类原则表8标准轨道计算实例

表9组合截面轨道计算实例

计算结果表明，按半无限体弹性地基梁计算的轨道弯曲应力 要比本标准公式计算的结果略小一些，轨道底板混凝土承压应力 则相反。 从ki=1.14h/L和k2=1.01L/h可以看出，比值ki和k2与 轨道高度h和特征长度L有关系。因此，选择比较合适的轨道 高度h和特征长度L，可以有效地减小轨道弯曲应力，而此时轨 道底板混凝土承压应力则提高很多 关于混凝土承压应力问题：一方面，本标准公式经过多年使 用还没有发现大的问题，另一方面，目前国内外多数规范对于局 部承载力的计算，一般根据分析与试验结果，建立局部受压面积 与计算受压面积之间对称的比例关系来实现的。例如GB50010 混凝土结构设计规范》中局部受压承载力计算和本标准中轨道 底板混凝土承压应力计算公式等。因此，实际情况与计算还有 些不符，需要今后继续研究。 轨道实际上是嵌入混凝土内，在滚轮作用下，混凝土可承担 部分作用，因而不论轨道的弯曲应力还是轨道下混凝土承压应 力均应有不同程度的降低。 考虑二期凝混土强度等级为C25，混凝土的弹性模量E。= 2.80X10*N/mm²，钢材的弹性模量E=2.06×105N/mm²，代 人式（46）后即得式（48）：

p1=0.93/1/B/W

此时，对于二期混凝土强度等级为C20和C30的情况，误 差在3%以内。虽然两种计算方法都可以采用，但是本标准公式 计算简单，可以优先采用

附录N充水阀基本参数及系列尺寸

由于水工布置的复杂性，闸门结构布置的多样性，闸门的操 作条件各异，故在充水阀设计选型时，除依据本标准外，尚应根 据闸门结构及操作条件做相应的补充设计工作。 对各附图的技术要求说明： （1）阀体应动作灵活，无卡阻现象。 （2）充水弯管顶部应机加工，使其与止水橡皮接触良好。 （3）对于平盖式充水阀，为减小止水橡皮的疲劳强度，其相 对变形量宜控制在15%内，为防止变形过大，止水橡皮限量压 缩后宜由钢块支承。 （4）对于柱塞式充水阀，止水橡皮的预压缩量可参考类似闸 门水封设置，且不应超过其最大充许变形量。 本次修订，增加了柱塞式C型，该型式充水阀在水工钢闸 门中应用比较普遍且已有相当长时间的使用经验，经调查研究， 认为此型式充水阀结构简单、运行安全可靠。

增强聚四氟乙烯材料，其机理和钢基铜塑复合材料相同，但 是，摩擦系数要比钢基铜塑复合材料要小。因此，为了留有余 地，和钢基铜塑复合材料滑道取用了相同的摩擦系数。 经过多年的工程运用经验，钢基铜塑复合材料滑道及增强聚 四氟乙烯板滑道，压强从1.0～2.5kN/mm，最大摩擦系数取 0.15～0.09是合适的。同样，钢基铜塑复合材料轴承，最大摩 擦系数取0.12～0.14也是合适的。 橡胶水封和橡塑复合水封的摩擦系数，经过多年的工程运 用，认为取值也是合适的。作为参考，日本《水门铁管技术基 准》（2000年版）规定：橡胶对不锈钢合肥市民用建筑楼面保温隔声工程技术要求（合肥市城乡建设委员会2018年12月），摩擦时取0.5～0.7， 干摩擦时取0.9～1.2，橡塑复合止水对不锈钢取0.1，不考虑橡 胶对钢的情况。摩擦系数的取值要 丁国内标准略天一些

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