标准规范下载简介

SLT 74-2019 水利水电工程钢闸门设计规范（替代SL 74-2013、SL／T 248-1999，清晰，附条文说明）

1.U。Z 主要考虑普级的增加率不天于5%，比较经济合理。水 头小于10m不作规定，由设计者自行掌握。 在闸门设计水头系列标准中，根据水头范围以0.5m、 1.0m、2.0m为步长进行递增时遇到的舍入误差的处理，可以以 0.2m、0.4m、0.8m作为跳挡的分界线。例如，设计水头为10 ~20m时，若设计水头小于10.2m、11.2m时舍去零头取10m 和11m水头，否则水头取10.5m和11.5m，以此类推。

通气孔面积的计算，目前经验公式虽很多，但各有其适用 条件，很难作硬性规定，而理论公式还不很成熟，亦难于 推荐。 附录中两个经验公式为原SL74一95所推荐，还可沿用 第二个半经验半理论公式系陈肇和教授20世纪80年代的科研 成果，并于1988年通过水力发电学会水工水力学专业委员会 鉴定。 根据泄水管道运行要求，闻门后应设置通气孔。其作用是管 道充水时用以排气，管道泄水时用以补气。通气孔对于保证泄水 道的流态稳定，避免空蚀，减轻闻门的动荷载等有相当大的作 用。管道因不设通气孔或通气孔面积偏小或位置不适当，都会造 成闻门操作故障，影响安全运行，加剧空蚀、振动等现象。如 山东沐浴水库泄水管原先因未在闸门段设通气孔，门槽两侧空 蚀严重，其后又用钢板衬砌保护，而钢板也被撕裂。盐锅峡两 个导流底孔的工作闸门和事故闸门，均设于进口，由于进口曲 线不妥，门槽进水，而又无通气孔，施工期间，在管道泄水和 坝项面溢流时，空气无法从出口处补入。因而，在工作门后产生 相当严重空蚀，仅泄水3天左右时间，工作闸门下游约12m范 围内的洞顶及边墩空蚀深度达2.5～3m，中墩被击穿，两个孔 空蚀混凝土共达280.7m3。丹江口导流底孔，也由于同样原 因，发生空蚀，边墩空蚀深度达1.2m。在国外，也有不少类 似的例子。 泄水孔通气孔尺寸的确定，主要根据泄水孔在正常泄流情况 下，满足闸门后最大允许负压值条件所需要的最大充气量和最大 限制风速来计算。由于影响最大通气量的因素比较复杂，国内列 的许多工程研究人员做了大量的试验研究工作。美国的卡林斯基

首先根据室内模型试验分析提出了封闭管流中求气水比的经验公 式，见式(24):

GB 50414-2018 钢铁冶金企业设计防火标准（正版、清晰无水印）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 特性指标，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/T 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 虑，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

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 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影 响更大一些。计算作用在闻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 Pw一 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/90，0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 于迎水面倾斜的情况，仍可采用取折减系数的方法。 采用拟静力法时，将大坝沿坝高划分成若个质点，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的地震作 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，计人坝体振动的 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%，对深孔闻门该比值还应该 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的引人，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，只要腹板临界应力不小于钢材 的比例极限，则强度条件就能保证局部稳定。 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。

其中，㎡=1//1一（oK/er）²是考虑。影响的增大系数。 TJ17一74中，一般安全系数为1.41，而腹板稳定的安全 系数为1.25，本标准中，一般安全系数为1.47，取安全系数 K=1.47X1.25/1.41=1.30。 将cr=618（100tw/h。）²和K=1.30代人n以后得到式 （30）：

因此只要乘以即为考虑。和t联合作用的情况。值根 据。[h/（100tw）²制表，当。[h。/（100tw）²<100时，可不考虑 的作用。n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 因此。式（29)可以写成式（33),

当a/h。>1时，ter=123（a/h。）²十93」（100tw/ 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/ho=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β——直线2在C轴上的截距，取β=615； β2——直线2的斜率，取β2=765。 将βB、β2值代入式（34）即得式（35）：

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/ocr) +K (t/terl)? ≤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：

ter=L123(a/h)2+93/（(100tw/a) =L123+93/（a/h)²/（100tw/h） Cerl=100(100tw/h)²/(1h/ho)

其中，式（38）为均匀受压板，届曲系数k二4，嵌固系数㎡ =1.39时的解。1一h1/h。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:

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）mx，并令ox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（o）max和最小值（ox）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

当选择简支梁的截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=6。当 按支座负弯矩值来选择或具有悬臂段的梁（例如斜支臂弧形闸门 的主横梁）的截面时，应采用B=6。 在理论推导过程中，面板的全部宽度6是指两梁肋之间的净 宽，则面板的有效宽度B=b十bi，（其中6i为梁肋的上翼缘宽 度）。在条文中，为了简化计算，采取有效宽度B=6，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 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、表面萍火深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 30～50圈，均未产生裂纹、变异。 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。)

式中I一 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;

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。一 2.80×104N/mm，钢材的弹性模量E=2.06×105N/mm²，代 人式（46）后即得式（48）：

GB／T 50559-2018 平板玻璃工厂环境保护设施设计标准(完整正版、清晰无水印)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，湿摩擦时取0.5～0.7， 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。摩擦系数的取值享 比现行国内标准略天一些

DB／T 77-2018 地震灾害遥感评估 地震烈度水利水电技术标准咨询服务中心