SL／T 281-2020 标准规范下载简介
SL／T 281-2020 水利水电工程压力钢管设计规范.pdfE.1荷载计算及应力分析
E.1.1新增条文。回填土在管顶产生的土压力采用“土柱法”， 即管项竖向土压力等于管项的土体重量。 当回填土的参数没有实测资料时，可参考表*1取值。当地 下水位在管顶之上时，压力的计算需要考有效主压力，即总 的竖向压力减去孔隙水压力
a：1.*表示石灰岩或砂岩系中密度较小的碎石， b：2.0表示较密实的砂砾石密度。 c：1.2表示在活荷载和其他荷载作用下压得比较密实的煤渣的密度， d：表示除松散的细砂和淤泥质细砂等不稳定的砂土以外的一般砂， e：表示含有砂质土、土壤和砂质黏土的普通土， f：1.5表示火山灰土中密度较小的普通土， 名：表示含有黏土、淤泥质黏土等的黏土， h：含有淤泥土城的淤泥 i：1.*表示非带软的淤泥的密度
a：1.*表示石灰岩或砂岩系中密度较小的碎石， b：2.0表示较密实的砂砾石密度。 c：1.2表示在活荷载和其他荷载作用下压得比较密实的煤渣的密度， d：表示除松散的细砂和淤泥质细砂等不稳定的砂土以外的一般砂， e：表示含有砂质土、土壤和砂质黏土的普通土。 f：1.5表示火山灰土中密度较小的普通土， 名：表示含有黏土、淤泥质黏土等的黏土， h：含有淤泥土城的淤泥 1：1.*表示非带软的淤泥的密度
E.1.3新增条义。对回填管在外围王压力、管顶荷载作用下的 应力和变形的计算，目前国内外规范主要采用Spangler公式进 行，该公式对土压力分布和管道变形的假定见图25。与国际通 行做法保持一致，本标准也采用了Spangler公式。由于水利水 电程压力管道一股直径较大、压力较高，因此在计算管壁应力 时，需要考想内水压力引起的弯矩和变形。CECS1*1关于管壁 弯矩和应力的计算中DB51／T 21*9.*-201* 竹原纤维试验方法 第*部分：断裂强度和断裂伸长率试验方法.pdf，采用弯矩折减系数来考想内水压力的影 响，不能很好反映不同设计条件下内水压力的影响程度。本标准 参考Spangler公式，在CECS1*1计算公式的基础上，直接引入 为水压力的影响项替代弯矩折减系数，从而更准确反映内水压力 管道弯矩的影响。 公式中管底的支承角，在不采用人工土弧基础时，其取值 与地基的设计条件有关。在砂土地基申一股可取90左右。 土体的综合变形模量E。要根据管侧回填王的土质、压实密度 和基槽两侧原状土的土质，综合评价确定，具体参见附录E.5。
图25回填管外围土压力分布示意图
E.2管壁抗外压稳定分析
E.2.2新增条文。回填管在不设加劲环时，其管壁抗外压稳
.2.2新增条义。回填管在不设加劲环时，其管壁抗外压稳定 的公式采用日本藤田博爱氏提出的公式，日本标准和我国给排水
的公式采用日本藤田博爱氏提出的公式，日本标准和我国
规范均采用该公式。该公式由两项组成，一项为管壁的抗力效 应，一项为土体的抗力效应。 在管壁不满足抗外压稳定要求时，可增加管壁厚度、提高 回填土变形模量，如果需要设置加劲环，需对管道与土体在管轴 线方向的相互作用、相对变形进行分析。 E.2.3新增条文。回填管在设置加劲环后，其管壁抗外压稳定 的计算在本标准公式（E.2.2）的基础上，引入系数入来反应加 劲环的影响。代入系数入的计算式后，本标准公式（E.2.3）的 第一项即为Mises公式。 管道是否设置加劲环，要根据具体情况来确定。根据实践 经验，在内水压力不高、覆土不深，结构计算由稳定控制时，对 管径大于1.*m的管道，一股考想设置加劲环，以提高管壁的临 界压力，增加结构抗失稳能力，从而减小管壁厚度。对内水压力 较高的管道，管壁序厚度往往由强度计算控制。在这种情况下，不 设加劲环同样能满足抗外压稳定的要求。同时，加劲环影响范围 较小，在直管段的刚度计算中不起作用。虽然设置加劲环可以增 加管道的刚度，有利手控制施工中产生的变形，但增加了加劲环 的制作和焊接的工作量，也给防腐操作带来很大的不便。因此 对内压较高，覆土较深的长距离大口径输水钢管，需要将管周回 填土压密实以提高土壤的抗力，而不设置加劲环
E.3.1新增条文。当地下水位较高时，管空状况下管道有可能 浮起。此时，回填土需要满足最小覆盖深度，以抵御管道的上浮 力。图E.3.1所示的管腰以上楔形王体的重量与管道自重之和 必须大于管道的浮托力。计算土体重量时，采用浮容重。
E.*.1新增条文。变形滞后系数是考虑管道理设后回填施1.表 况引起的管道挠度的时效变化系数。管侧土体并非理想的弹性
况引起的管道挠度的时效变化系数。管侧土体并非理
体，在抗力长期作用下，主体会产生变形松弛，回填主的压实 斐越高，滞后变形效应越显著，黏性王的滞后变形比砂性土历时 更长，这一现象已经被国内外工程实践所证实。此系数的取值不 仅与管道*行的时间有关，还与管道的功能有关。水利水电工程 中管道内主要承受内压，内压将使管道变形复圆，一股可取1.0 进行计算。计算钢管管壁纵向截面单位长度的截面惯性矩时，不 考虑管壁加劲环。
E.5管侧土的综合变形模量
E.5.1新增条文。管侧回填土的反力模量是回填管设计的重要 参数。实际上，回填土提供的抗力除了与回填土本身的土质、压 实程度有关外，还受到沟槽宽度和两侧原状土土质的影响，沟槽 越窄，其影响越明显。因此，在计算中不直接采用回填土的变形 模量，而是采用考虑原状土影响后的综合变形模量是更为合理 的。由于自前国内外对管侧土综合变形模量的确定还没有统一的 方法，本标准主要引用了国内给水排水行业的计算方法，即在回 填土变形模量的基础上，乘以相应的修正系数，该系数与B， （管中心处槽宽度）和D，（钢管外壁直径）的比值以及回填土变 形模量，与基槽两侧原状土变形模量E，的比值有关。该方法 方便实用，已经在给排水行业有十儿年的应用，相对较为成熟 本标准附录E.5参考GB50332和CECS1*1列出了管侧土综合 变形模量的具体计算方法，以及可参考的土体变形模量参数。
.*回填管镇墩稳定分析
E.*.1新增条文。回填管与土体之间摩擦力的计算，国内现行 相关标准中有两种形式。第一种是假定作用于管道上的土压力沿 管径的水平和垂直方向匀分布，垂直方向的土压力值为管项处 土压力值，水平方向的土压力值按管中水平点的侧向土压力值计 算。第二种认为作用于管道上的土压力沿管周非匀分布，管项 处的土压力值为该处的垂直土压力，管中水平点的土压力为该点
的侧向土压力值，其余各点的压力值为该点垂直和水平土压力在 径向的投影。上述两种假定相比，第二种比较符合实际。CECS 1*1采用了第二种假定，本标准也采用该假定。 E.*.2新增条文。管线申一些特殊的管段，例如阀门、问头， 渐变段、转弯等，在管道承受内压的倩况下，会产生管轴向力 另外温度变化、泊松效应也会引起管轴向力。回填管埋于土体之 中，管道和士体之间存在摩擦力，能在一定程度上限制钢管在管 轴线方向的滑移，是管道所受轴向力的阻力。当管道为整体式 时，管道两端有镇墩约束，间管段上由手钢管转弯、变径、温 度变化等引起的轴向力由管王之间的摩擦力平衡，钢管虽然在辅 可会产生一定的位移，但由于回填土的约束，管道仍可保证稳 定，此时在转弯处可不设置镇墩。当管道为分段式，在钢管转弯 一侧或者两侧设有伸缩节时，伸缩节处可视为自由端，可以伸 缩，管道与土体之间便存在摩擦力。若伸缩节至钢管转弯处的距 离足够长，钢管和土体之间的摩擦力足够抵御管道所受的轴向 力，此时也可以不设置镇墩。表*2列出了部分算例，从计算结 果来看，在管道直径较小、内压较低的情况下，即使伸缩节至钢 管转弯处的距离较小，钢管和回填王之间的摩擦力也可平衡钢管 所受的轴向力；当钢管直径较大、内水压力较高，钢管所受管轴 可力较大时，伸缩节至钢管转弯处距离超过100m才能保证有足 够的摩擦力抵抗管道所受的轴向力。 F橘多 雅尚盾链结断设计主量会老CT8
E.*.3新增条文。本标准回填管镇墩的设计主要参考CJJT8
当钢管转弯处一侧或两侧设有伸缩节，且管土之间的摩擦 力不足以维持钢管稳定时，需要设置镇墩。此时，镇墩和伸缩节 之间的管段，在轴线方向可近似认为一端固定一端自由。在伸缩 节位置管道所受药束最小，该断面上管道的轴向变形最大。随着 管道向土内延伸，王体的阻力越来越大，管道的轴向变形越来越 小，当这个长度达到某个数值时，管道不再发生轴向伸缩，管道 进入铺固段。伸缩节至错固殷起点的管段称之为过渡段。过渡段
管道可以发生伸缩，不存在温度应力和泊松应力，主体对管道有 季擦力。锚固段管道轴向位移受到限制，土体对管道没有摩擦 力，但管道内将产生温度应力和泊松应力。对于过渡段，可根据 管道滑*力等于摩擦力的原则来确定过渡段的长度。比较镇墩至 伸缩节的距离与过渡段长度，可判断管道与土体之间的相对** 状况，从而可对管道进行进一步受力分析，从而计算镇墩一侧管 道对镇墩的轴向作用力。 若管线中存在渐变段、闷头、阀门、转弯等，将在管道中 产生推力。如果是轴向完全约束的管段，上述推力无法在管段中 产生应力，推力则无法沿钢管轴向传递。而实际上管道不可能是 完全约束的，在上述特殊管段附近将产生局部的伸缩，在管轴线 产生应力，将推力传递给相邻的管段。在计算中可忽略上述局部 管段伸缩的影响。 图2*给出了转弯管道典型的轴向受力示意图，管道承受内 压，伸缩节端受力，温度作用分别考温降和温升。管道承受内 压后，管轴向缩短，管轴向产生拉应力。管道转弯，管段受到向 下游的推力作用。假定管道足够长，存在滑移段和镭固段。在温 降情况下，管道收缩，温度作用与泊松效应产生的应力叠加，加 上钢管转弯的向下游推力，锚固段管道中为拉应力；管道靠近伸 缩节的管段向下游滑移，土体摩擦力指向上游，伸缩节止水填料 的摩擦力指向上游。对滑移段可以建立轴向力的平衡方程，由此 可以计算滑移段的长度。在温升情况下，温度作用产生的应力与 泊松效应是抵消的。假设温度作用产生的压应力较大，镭固段管 道内产生压应力，如图2*（b）所示，则钢管相对土体向上游滑 移，土体摩擦力和伸缩节止水填料的摩擦力哟指向下游。同样也 可以建立滑移段的轴向力平衡方程，求解滑移段的长度。若管道 温度作用较小，内压较大，则有可能管道仍相对土体向下游滑移， 此时各力的方向如图2*（b）所示，但温度应力仍为压应力。 表*2、表*3以直径为3m的管道为例，列出厂部分算例的 计算结果
自前引水钢岔管的计算，国内各设计单位大多采用两种设 计方法，即：在一股设计申采用结构力学设计方法，由此而推导 出各种计算公式：对于大中型岔管，则采用有限元法进行计算， 有的工程先采用结构力学的设计方法进行设计，然后再以有限元 作为校核。例如，丹江口防汛自备电站、湖北五峰锁金山电站、 南美柏里兹电站等的岔管是以规范中的公式进行计算，再以有 限元法进行校验，最后以水压原型试验申相应的测点进行实测， 将三者的差异进行对比，得到较为满意的结果。接一股结构力学 公式计算的结果，管壁及月牙肋板稍序厚，三染岔管圈柔、U形 采尺寸偏天：而有限元计算精度要高些。但在一股设计采用结 构力学方法仍是可行的，尤其是中小型工程，地方设计单位更有 参考价值。
F.1.1月牙肋岔管的体形是根据儿何关系拟是的。公切于同 一球面的两锥面的相贯线为一平面线。公切于同一球面的三 个锥面的两两交线是三根位于不同平面的平面曲线。在主岔销铺 和支岔相贯线上，内插一平面肋板，可以要帖地焊于此两铺 壳上。 月牙肋岔管的基本结构特点是：在一般情况下，主岔和支 密两壳对加强肋板作用力合力的作用点位于管内，因此，把肋 板内插，使其截面形心与该合力作用点相重合，则肋板主要承受 拉力作用；同时，由于不再在主锥与主岔锥、支岔锥的相贯线上 设置腰箍梁，为了减少该区域的应力集中，主锥取用倒锥形，便 管壁转折角减小，几何形状和缓过渡。 表**申介绍广国内月牙肋岔管模型试验的一些情况。
表**国内已建部分工程月牙助岔管模型试验
表*5介绍厂自20世纪70年代起至自前为止国内已建成的 部分月牙肋岔管（原型）的一些特性参数。其设计水头*5~ 1015m、主管直径2.58m、HD值112.5~3553m不等。月 牙肋岔管适用范围较广。 F.1.2肋板的设计和应力计算可采用结构力学法。将肋板单独 取出，作为脱离体进行分析。 （1）计算按下述两种工况进行：①试验工况，管端连有封 头：*行1况，管端与钢管相连，受钢管药束。 （2）荷载接下列方法计算：①内压均匀分布；②肋板承受 管壳被口处的薄膜力。估算肋中央截面宽度时，对岔管作整体弹 性应力计算，计入了管壳的局部弯矩、扭矩等的影响。 （3）肋板计算步骤如下：①算出肋板顶点（即三锥两两交 线的汇交点）的位：②算出肋板甲面与管壳中面，肋板表面与 管壳外表面的相贯线的坐标值；③算出管壳对肋板中央截面的作
F.1.3钢岔管与围岩联合承裁
地下理藏式岔管承受内水压力的结构分析方法，根据覆盖 围岩厚度条件，分为钢岔管单独承受和钢岔管与围岩共同承受两 种情况，钢岔管单独承受内水压力的结构分析方法详见本标准附 录F申F.1.1、F.1:2。 与过去简单地估算内水压力作用下围岩分担率不同，对于 HD值比较大的常规水电站和捕水蓄能电站，一股要求采用三 维有限元方法考虑钢岔管与围岩共同承裁，但为了确保钢岔管在
回填混凝王质量存在某种缺陷情况下的结构安全，特别提出了 “明管校核”准则的要求，即要求按联合承裁设计确定的钢岔管 管壁厚度和肋板尺寸，要同时满足钢岔管单独承担全部水压力时 其最大应力不超过钢材实际的屈服强度乘以焊缝系数。具体计算 方法和步骤详见本标准附录F申F.1.3。
三梁岔管加强梁近似计算了
F.2.1～F.2.7（1）U梁与腰梁在端部相连，接点处的内力和 变位需要满足多种平衡条件和相容条件。除去水平力的平衡条件 可根据水平荷载独立确定外，尚有竖向力和杆端力矩的平衡。相 容条件包括竖向线变位相容和杆端转角相容。力矩和转角均需按 天量处理。因精确计算过于繁完，一般都做些近似假定以求简 化，故称近似计算。 根据近似假定求得的接点内力和变位，对上迷各种平衡条 件和相容条件也就不能全部满足。近似假定的误差大小可由不平 衡值大小来判别。 （2）对称Y形岔管荷载计算公式的详细推导和儿何尺寸计 算公式详见潘家铮的水工结构分析文集》（1981年）和《压力 钢管》（1982年）。 （3）加强梁的水平反力考虑完全由末端承受，似不合理。 实际上，反力会在梁端和沿梁内缘连续分布，但难于具体确定其 分布情况。 （*）加强染均为两侧受力。两侧垂直染平面使之扭转的法 向分值9方向相反，但除对称Y形岔管外不一定能完全抵消。 （5）U染有内翼缘板时，则在翼板宽度范围内，尚有内压 直接作用的荷载。 （*）直接作用在腰染有效宽度范围内的内压，对变位的影 不大，故可略去不计。 （7）若岔管理设在岩体或项体内且无垫层，假定管壳与回 填混凝土紧密结合，由内压直接产生的轴向力会传给混凝土。但
司时在与加强架衔接的管亮中，由横向变形和温度变化引起的轴 向应力会传到梁上。 （8）埋藏岔管如有足的覆盖序度，可参照直管估算岔管 分担的内压，适当提高充许应力或对内压附加折减系数。 （9）由支管轴向力。st产生的水平荷载不呈直线分布，计算 公式较为复杂。具体计算时，可就每个纵坐标值，根据梁内缘 椭圆方程计算相应的椭圆横坐标u和锥管半径r，再计算相应 的st。 （10）沿主管轴线方向的不平衡水压力：
横向变形引起的不平衡力：
元P(R2r.cos0）
温度变化引起的不平衡力：
（13）沿主管轴线方向不平衡力（F，一F：）的大小和方向是 已知的。对明岔管一端设伸缩节、另一端为镇墩时，如此不平衡 力需主要由支管口承受，要将伸缩节设在主管上。反之，不平衡 力主要由主管口承受时则要将伸缩节设在支管上。如需主、支管 口共同分担不平衡力，则在上、下游都设镇墩，不设伸缩节。
图27加强梁截面示意图
若千底边平行于横轴、蔬密不等的 梯形。然后依次求解各梯形分块的 合力及合力作用点的纵坐标值，用 若干个集中荷裁来近似替代分布 荷载。 （18）K是考想截面（见图27） 上剪力分布不内匀的修正系数计算 见公式（76）：
式中S一一小横条以上藏面积对形心轴的静面矩。 （19）U染本身的截面较大，有效宽度范围内呈锐角与U染 衔接的管壳参加截面的作用较小。为简化计算并偏安全，U架 藏面可不包括这段相邻的管壳。腰染截面则需包括这段管壳 （20）腰一股内为等截面，其内缘曲线为椭圆，但长短轴 尺寸的差别甚小，故可视作半圆环。接点处腰梁的断面高度不 定与U梁齐平。 （21）中性轴的曲率半径计算见公式（77）：
式中V一截面上任意点的曲率半径。 对I形截面（图28）中性轴的曲率半径计算见公式（78）
bhi+bhg+bgh Rz Rs R4 b,ln +h,ln +b,ln R R R
不同形状截面中性轴曲率平径的计算公式详见.（.皮萨连 科等的《材料力学手册》表30或Raymond.J.Roark的《应力与 应变公式》（英文版）表证。 （22）矩形截面用直梁惯矩代替曲染惯矩的误差分析计算见 公式（79）：
h R.+h/2 1+ 2R. 4 1 . h In R.—h/2 h R. 3 2R. 2R. 1 h 1 h 2R 2R
所以用代替FeR相当于偏心距采用近似值e1。 以e，为基准的误差百分率（偏小）：
X100% e1 4 h 44 h .. x100% 15 2R 315 2R
（23）对于曲率较小的截面，R。与r值差别甚小，并随R。 的增大而减小，渐趋相等（见表66）。求R，和r值时要有足 够位数的有效数字，以免e一R，一产生很大的误差。
表66截面上剪力分布不均匀修正系数
表67矩形截面曲梁校正系数
E.3球形岔管近似计算方法
F.3.1～F.3.4（1）主、支管轴线需通过球心。其方向可接布 置需要确定，可不在同一平面内。典型结构有对称二分岔的球形 密管和对称三分岔的球形岔管两种。 （2）构造要求：球径与主管管径的比值，如布置条件许可 一股选取小值，有利于水力流态和结构。现列出国外已建46个 球岔的球径与主管管径比值资料供参考（见表68）。国内磨坊沟 Ⅱ级电站球岔的球径与主管管径比值为1.86。
表68国外已建46个电站球盆的球径与管管直径比值
分岔角，在满足相邻孔口间距和结构布置条件下，一般选 取小值，以利水力流态。现列出国外已建45个电站球岔的分岔 角资料供参考（见表69）。国内磨坊沟Ⅱ级电站球岔的分岔角 为90°
69国外已建45个电站球岔的分岔角
（3）结构计算：现列出国外已建41个球形岔管的采用壁序 （扣除锈蚀裕量）与球壳理论计算厚度的比值（按薄膜应力计算 资料供参考（见表70），球壳计算的充许应力用0.55g，。国内磨 坊沟Ⅱ级电站球岔的采用壁厚与计算厚度的比值为1.49（因当 时供应困难用厚板代用，故此数较大）。
外已建41个球岔的采用壁厚与计算厚
球形岔管结构简单受力比较明确，球壳被主、支管制裂开 孔后，壳体中的应力变位均发生不利的影响，为使球壳尽量维持 原状，因此在球壳开孔处增设补强环，其断面和形状尽量使球壳 开孔后的变位与不开孔时的变位相同或相近，且便与补强环连接 的钢管的径向变位也相协调。在此条件下如球岔主、支管上再加 上闷头使管轴向的内力与作用于问头上的水压力相平衡，即成为 球岔的理想受力状态，即水压试验的情况（见图F.3.1），此时 在内水压力作用下将与未开孔时的球壳受力情况相近，即壳体甲 主要为膜应力状态。
实际上球密通水工作时不可能带闷头，补强环的设计也难 于完全做到使球壳开孔前后变位一致，因此，球壳中必然出现局 部应力，因而需要根据实际情况进行应力分析复核，反复调整补 强环的断面尺寸，使局部应力减至最小。通常球岔的主，支管上 哟不设置伸缩节，且将主、支管予以固定或埋设于地下，因此通 水状态下主、支管上虽无闷头，不能便主、支管管壁上产生P 2的轴向力与球岔开孔处的水压力相平衡。但因主、支管是固 定的，因此，管壁中仍可发生较大的轴向力，使球壳开孔处的水 压力得以部分平衡。因而球岔设计常可近似先接理想状态（有闷 ）的受力条件下进行设计。球壳厚度接膜应力确定后适当增加 10%~20%一般均可满足要求，而主、支管及补强环中的应力均 较低，常可满足要求。基于上述理由，球形岔管的结构尺寸计算 公式哟接理想受力状态推导而得，对重要的工程才根据通水状态 进行必要的应力复核工作。 关于球形岔管的应用研究和模型试验工作，国内所做工作 购较少（现仅四川磨房沟Ⅱ级电站上采用过，但也无试验和原型 现测资料），因此编制本标准附录时多参考或引用日本《1977年 的日本闸门钢管技术规范压力钢管补充说明一一岔管》及日本福 永淳浩等编写的《球分岔设计的问题和电算的实用设计方法》等 文献资料
F.4.1~F.4.5（1）部分已建贴边岔管特性见表71。 （2）贴边岔管的形体结构数据是参照已建工程实践和有限 元计算成果取用的。采用二层宽度不同的补强板，主要是改善刚 度突变，减少应力集中。 （3）壁厚公式中的应力集中系数K，是根据有限元法计算成 果取用的。 （4）小孔口补强计算可参照GB150.3一2011中的6.1~~6.6 条及一般压力钢管参考书
（5）贴边岔管过去常用的结构设计方法有：小孔口补强法； 取主、支管相交处的两个不完整圆化为卵形，用结构力学法计 算；结构模型水压试验 （6）贴边岔管的结构分析说明。 贴边岔管内组合薄壳结构，可以用有限元法计算，计算模 型如图29所示，其中a一0.75D，端部假定为固结。这样，边 缘附近的膜应力已接近于主管理论膜应力。D为主、支管轴线 交点处主管直径
根据有限元计算和试验成果 得出贴边岔管的应力特性，对中 小型岔管可用作近似估算，但对 于重要工程的贴边岔管仍需作有 限元计算。 贴边岔管的应力特性： 一是由计算和试验成果表 明、贴边分管主要承受膜应力
图29有限元计算模型
表72中列举了几种不同情况下主要部位的最大膜应力和总应力 的数值。 二是由于岔管段应力集中，岔管段壁厚要大于主管直段壁序厚。 一般取岔管壁序为主管直段壁厚的1.3～1.5倍，当主、支管夹角 即分岔角）8较小或&/D较大时QGDW 11895-2018 高压直流输电系统附加频率控制器选型及参数整定规范，则此倍数可取较天的值。 三是贴边岔管的应力集中峰值发生在主、支管交线两侧， 在主管外壁加一层与壁厚相同的贴边可以使交线附近最大应力减 小到无贴边时的60%65%；加两层与壁厚相同的贴边约使应 降为无贴边时应力的50%左右。邻近贴边的管壁应力也有所 下降，而远离贴边壁应力则基本上不受贴边影响（图30中加贴 边的应力衰减曲线和表73）。从施工和经济效果考，贴边总序 度以不超过2.5倍管壁序度为宜，支管一股取一层与管壁序厚度相 同的贴边即可。贴进补强板过厚，则可能形成刚性环而改变贴边 岔管的薄壳结构的应力特性。
四是增加贴边补强板的宽度并不前减交线处的峰值应力，而 只扩大贴边影响范围，采用足够宽度的贴边补强板，可以削减交 线以外的较大应力便之接近于主管理论膜应力。根据应力衰减情 况，贴边补强板宽度可取为0.35d0.55d。当主、支管夹角 较小，&/D较天时，一般取较天的值：当贴边宽度大于0.3d 时，超出部分贴边厚度可以减小，或用不同宽度的内外贴边。
E.5无梁岔管近似计算方法
F.5.1、F.5.2：（1）国内已建T程有云南西洱河二级电站的三 个对称三通无梁岔管（两种尺寸，埋藏式）、泸西骨烟洞三级电 站的四通无梁岔管及宜良岗头村电站的三通球壳片无梁岔管，其 主要特性见表74。
表74已建工程无梁盆管主要特性
注：材料皆为16Mn钢材，
无架岔管的局部应力在很大程度上取决于相邻管节母线夹 角的大小。要求部分轮廓线设计成直线，作为组装控制的基准 线，有助于保证母线夹角的组装精度。若因布置或水力学要求不 能执行时，要和制造单位商要控制母线转角的工艺措施。 （2）选用较小的球壳片曲率半径与主管内半径的比值，往 住可提高岔管结构承裁能力，减小钢材的耗用量，并有利于减小 水流扩散引起的水头损失。若主管平径较小，因最小环缝间距和 母线转角控制要求，难以采用过小的比值。
小型岔管，一股管壁序厚度不大，采用较少的过渡锥管管节 数，便于制造；大型岔管要采用较小的母线转角，以降低局部应 力，减小壁厚，需采用较多的锥管过渡。 对于按等厚度设计的无梁岔管，在管径较小处其膜应力较 小，该处可适当加大转角值。 四通无梁岔管的转角关系可仿照导出。 充许球壳片和锥管不相切的原因：1利用套用现成模具 降低球壳片成形加工费用和生产周期：②由于焊接工艺要求，球 壳片各顶点处要圆弧化JJF(建材) 155-2018标准下载，使该处附近无法保证相切关系。分析及 试验证实，球壳片与锥管连接处局部膜应力及局部弯曲应力皆较 低，故可以不相切。 为避免焊接应力和结构上因转角产生的局部应力登加，故 规定纵向焊缝应避开母线加工余量。若承担热压加工单位，无法 保证损耗量在厚度的5%以内，则需要加烧损量。 （3）岔管壁厚估算是在锥管膜应力设计公式的基础上增加 因转角边缘效应应力集中而加厚10%～20%，小型无梁岔管铺 管管节数少，转角较大，故考想加序20%，大型无染岔管则可 只加厚10%。是否能满足要求，可接附录方法进一步验算。本 翁录是按旋转壳理论导出的，根据以往试验和有限元应力分析证 实，可满足程设计要求