SL281-2003 标准规范下载简介
SL281-2003 水电站压力钢管设计规范.pdf水利工程网wwW.SHUIGONG.COM
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NY／T 3439-2019标准下载 1265C AF 4P= 2E 力
Q. Q. F AP 1265C AP Y
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小。计算面积比实际采用面积最小偏小58%左右，最大偏大63% 左右。式（41）、式（42）中流量系数C均采用常数，需气量取等 扩止常水头及导水叶全开时的水轮机流量， 其实从理论上分析当机组甩负荷后，快速门在动水中下降，管 道将逐渐与上游水库隔断，引水管道的流态将由压力流过渡到明 渡，蜗壳的作用水头将随管内水面的逐渐下降而相应减小。假如 导叶仍维持在关闭闸门前的开度不变，机组过水流量也将相应地 逐渐减小。显然若按通气孔的最大通气量Q等于机组过水流量 Q的数值选择通气孔面积是偏大的。在美国垦务局手册中规定通 气量等于管道流量的25%。 （2）经验公式。如我国《水利水电工程钢闸门设计规范》 (SL74一95）附录B规定通气孔面积为主管的3%5%。前苏联 按1/12~~1/10的钢管面积以及美国公式都纯系经验数据统计，未 能反映快速门动水下降过程充气的水力特性，因而与某些工程实 践经验也有出入。从统计资料［见表45中的20项]分析规范 SL74一95规定通气孔面积F为钢管面积A的3%~5%，对坝内 埋管来说偏小，一般F/A为5%~～7%。 美国公式：
P2L 0. 546 F = 0. 00361 H2
式中F一一通气孔面积（m"）; P..一机组额定出力（kW); H一机组额定水头（m) L.:一通气孔长度(m)。 式（43）是美国G.S.萨卡里和D.S.霍姆根据10个国家 35个电站的设计数据进行统计的经验公式，我国管道实际采用的 通气孔面积数据均远远大于按美国公式计算值，用式（43）计算 的通气孔面积是推荐的最小值。 （3）半理论公式。谢省宗考虑快速闸门在动水下降过程中的 非定常流动，使充气过程与闸门开度，机组特性等各项水力参数
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之简建立关系得出计算式。但是往往在初设时机组特性曲线 明满流转变的临界开度及各时段的闸门平均下降速度等第一性资 料难以确定。因此本附录根据已建工程的22个实例，取峰值系数 为1.2，计算通气率8（即气水比）为0.2~0.5，参照已建工程 通气孔面积，建议β取0.4~0.6。 允许风速一般取40~60m/s，本规范限制为50m/s，其目的是 避免过高的空气流速起过大的噪音及引起管中压力降低过多。 用本规范建议公式计算的通气孔面积与钢管面积之比，对于 坝内埋管一般在5%～7%左右（见表45)
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附录D钢衬钢筋混凝士管结构分析方法
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附录E岔管结构分析方法
本次修编将原规范附录（）及参考附录（七）全部保留，井 将原参考附录（七）并人本规范附录E中。原规范附录（七）中 的贴边岔管，无梁岔管的近似计算是作为参考附录列入的。但实 弥上原规范附录（四）中的三梁岔管、月牙肋岔管、球形岔管的 计算方法地是有一定假定条件的。因此：本次修编将原参考附录 （七）与原规范附录（泗）一起并入编修后的附录E中。 目前引水钢管（包括钢衬）岔管的计算，国内各设计单位大 多采用两种设计方法，即：在一般设计中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。例始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替均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中相应的测点进行 实测，将兰者的差异进行对比，得到较为满意的结果。按一般结 构力学公式计算的结果，管壁及月牙肋板稍厚，三梁岔管圈梁、U 型梁尺寸偏大；而有限元计算精度要高些。但在一般设计中采用 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
E,1内加强月牙肋岔管近似计算方法
E.1.1月牙肋岔管的体形是根据几何关系拟定的。公切于同一 球面的两锥面的相贯线为一平面曲线。公切于同一一球面的三个锥 面的两两交线是三根位于不同平面的平面曲线。在主岔锥和支岔 锥相贯线上，内插一平面肋板，可以妥贴地焊于此两锥壳上。 月牙肋岔管的基本结构特点是：在一般情况下，主岔和支岔 两锥壳对加强肋板作用力合力的作用点位于管内，因此，把助板
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内插，使其截面形心与该合力作用点相重合，则助板主要承受拉 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，使管 壁转折角减小，儿何形状和缓过渡。 表46中介绍了国内月牙肋岔管模型试验的一些情况。
表47介绍了自20世纪70年代起至自前为止国内现用的部 分月牙肋岔管（原型）的一些特性参数。其设计水头45～1015m， 主管直径2.5~8m、HD值112.5~3553m²不等。月牙肋岔管适 用范围较广。
表47介绍了自20世纪70年代起至自前为止国内现用的部 分月牙肋岔管（原型）的一些特性参数。其设计水头45～1015m、 主管直径2.5~8m、HD值112.5～3553m²不等。月牙肋岔管适 用范围较广。 E.1.2肋板的设计和应力计算采用结构力学法。将肋板单独取 出，作为脱离体进行分析。 （1）计算应按下述两种工况进行：①试验工况，管端连有封 头。②运行工况，管端与钢管相连，受钢管约束。 （2）荷载按下列方法计算：①内压均匀分布。②肋板承受管
出，作为脱离体进行分析。 （1）计算应按下述两种工况进行：①试验工况，管端连有封 头。②运行工况，管端与钢管相连，受钢管约束。 (2）荷载按下列方法计算：①内压均匀分布。②肋板承受管
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E.2三梁岔管加强梁近似计算方法
（1）U梁与腰梁在端部相连，接点处的内力和变位应满足多 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，尚有竖问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。力矩和转角均需按矢量处理。因精 确计算过于繁究，一般都作些近似假定以求简化，故称近拟计算。 根据近似假定求得的接点内力和变位，对上述各种平衡条件和相
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容条件也就不能全部满是。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 公式详见潘家静的《水工结构分析文集》（1981年4月）和《压力 钢管》（1982年5月）。 （3）加强梁的水平反力考虑完全由未端承受，似不合理。实 标上，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。 （4）加强梁均为两侧受力。两侧垂直梁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梁有内翼缘板时，则在翼板宽度范围内，尚有内压直 接作用的荷载。 （6）直接作用在腰梁有效宽度范围内的内压，对变位的影响 不大，故可略去不计。 （7）若岔管埋设在岩体或坝体内且无垫层，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。但同 时在与加强梁衔接的管壳中，由横向变形和温度变化引起的轴向 应力会传到梁上去。 （8）埋藏岔管如有足够的覆盖厚度，可参照直管估算岔管分 担的内压，适当提高允许应力或对内压附加折减系数。加强梁本 身则不考虑岩体或坝体的影响， （9）由支管轴向力α2t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3，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rx，再计算相应的α2t。 （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：
温度变化引起的不平衡力
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（11）α2t与P的关系式（E.2.3~2），由在锥管r与ro间取 方程求得：
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截面上剪力分布不均勾的修正系数（图22）
式中S一一小横条以上截面积对形心轴的静面矩。 （19）U梁本身的截面较大，有效度范留内呈锐角与U梁衔 接的管壳参加截面的作用较小。为简化计算并偏安全，U梁截面 可不包括这段相邻的管壳。腰梁截面则应包括这段管壳。 （20）腰梁一般均为等截面，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一定 与U梁齐平。 (21）中性轴的曲率半径
式中V一一截面上任意点的曲率半径。 对1字形截面(图23)：
bhr+bh2+bgh R2 2+b.n R4 b,In R R R
不同形状截面中性轴曲率半径的计算公式详见T，C、皮萨连 科等的《材料力学手册》表 30 或RayMond.IRoark的《应
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与应变公式》（英文版）表。 （22）矩形截面用直梁惯矩代替曲梁惯矩的误差分析
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所以用J代替FeR相当于偏心距采用近似值e1。 以e1为基准的误差百分率（偏小）：
h2 e1 12R h2 FeR bh R 12R 12
e1 X 100% 12R 2R
44 X 100% 十 315 2R +
（23）对于曲率较小的截面，R与r值差别甚小，并随R/h的增 大而减小，渐趋相等（见表48）。求R和r值时应有足够位数的有效 数字,以免e=R一r产生很大的误差。
48裁面上剪力分布不均勾维正系费
2 (24）椭圆曲线 =1上坐标点（α、y）的曲率半径为 a2+62 Q262 4+ 半径按同心圆环的假定推算。 （25）对明岔管，假定腰梁的抗扭劲度极小，不能抵抗由U梁 传来的弯矩，U梁、腰梁的端弯矩亦小，可予忽略，将接点视作 铰接。对埋藏岔管，因有混凝土的嵌固，可假定腰梁的抗扭劲度
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表49矩形截面曲梁校正系数
E.3球形岔管近似计算方法
1）主、支管轴线应通过球心。其方向可按布置需要确定，可
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不在同一平面内，典型结构有对称二分岔的球形岔管和对称三分 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，宜 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（表50）。国内磨坊沟I级电站球 岔的球径.与主管管径比值为1.86
表50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，宜选取小 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（表51）。国内磨坊沟Ⅱ级电站球岔的分岔角为90°
国外已建45个电站球岔的分盆角
（3）结构计算：现列出国外已建41个球形岔管的采用壁厚 （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（表52），球壳计算的充许应力用0.550。国内磨坊沟 1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）
表52国外已建41个球盆的采用壁厚与计算厚度的比值
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球形岔管结构简单受力比较明确，球壳被主、支管割裂开孔 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，其断面和形状应尽量使球壳 开孔后的变莅与不开孔时的变位相同或相近，耳使与补强环连接 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闷头上的水压力相平衡，即成为 球岔的理想受力状态，亦即水压试验的情况（图E.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，即壳体中主 要为膜应力状态。 实际上球岔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、支管上均 不宜设置伸缩节，且将主、支管予以固定或埋设于地下，因此通 水状态下主、支管上虽无头，不能使主，支管管工产生Pr/2 的轴向力与球岔开孔处的水压力相平衡。但因主、支管均是固定 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按理想状态（有闷 头）的受力条件下进行设计。球壳厚度按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 公式均按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，国内所做工作均 较少（现仅四川磨房沟级电站上采用过，但也无试验和原型观 测资料），因此编制本规范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 盗料
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C.4贴边岔管近似计算方法
（1）部分已建贴边岔管特性见表53。 （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 十算成果取用的。采用二层宽度不同的补强板，主要是改善度 奕变，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见源石化部、原一机部《钢静石 化工压力容器设计规定》（1979年）中的6.3和6.4及一般压力钢 #的参考书。 （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椭圆化为卵形，用结构力学法计算； 结构模型水压试验。 （6）同济大学推荐的有限元计算方法见专题报告集。 证正注分然的格公
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 24所示，其中a=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
图24 有限元计算模型
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，贴边岔管主要承受膜应力。表 54中列举了儿种不同情况下主要部位的最大膜应力和总应力的 数值。
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中国专业人士的网络家园：因为专业所以完美！利工程网WWR.SHUIGORG.CON690062T29°091'181'14462'312211m2i11区8222i23111角612.4532382i3111211132828882i11333111壁1壁8558z92i111212°08200232i142312i89222'n32i15us3321目60880%:583211553322角.09286H22i1I42i211锐2432度2i241221i112221 '19'7285151111'0III管管管管管主支主支主支主支主支5宽1PE"O貼半ts“1的为为宽1为线为均自主层为支支边主无主无支贴1边为层网易Netease
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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 线以外的较大应力使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0.35d～0.55d。当主，支管夹角较 小，d/D较大时，宜取较大的值；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。
（1）国内已建工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）、泸西冒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56。
表56已建工程无柔岔管主要特卡
注，材料皆为16Mn钢材。
无梁岔管的局部应力在很大程度上决定于相邻管节母线夹角 的大小。要求部分轮廓线设计直线，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，应和制造单位商妥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，往往 可提高岔管结构承载能力，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。若主管半径较小，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。 小型翁管，一般管壁厚度不大，采用较少的过渡锥管管节数，
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便于制造；大型岔管应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。 四通无岔管的转角关系可照导出。 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 告各项点处要圆孤化，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%以肉，则应娜烧量。 （3）岔營壁厚估算是在锥誉膜应力设计公式的基碰上增加因 转角边缘效应应力集中而加厚10%20%，小型无梁岔管锥管管 节数少，转角较大，故考虑加厚20%，大型无梁岔管赠可只如厚 10%。是否能满足要求，可接附录方法进一步验算。附录是按旋 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 汇程设计要求。
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20世纪80年代以来，特别是20世纪90年代进一步改革开 放，国外先进技术进入国内市场以来，我国钢结构防璃蚀技术有 了很大发展，不论在钢材表面预处理方面，还是在涂料选择、热 喷金属以及电化学保护方面，均有了较大的进展，取得了科研，设 计和施工等方面的丰硕成果，并积累了丰富的实践经验。现就已 有的资料，对修继的主要源则作以下说明： （1）从钢管的使用工况检修条件来看，由于长年处于水下 或潮状态，钢管内壁长年经受中等流速或泥砂水的冲击，检修 条件差，机会少，因此要严格施工工艺和采用重防腐保护体系，力 争达到长效功能。但要结合具体环境，工程大小、电站重要性，经 济指标等区别对待，综合考愿。 （2）要达到使用年限长，单靠涂料本身的优选是不够的，还 要有切合实际的配套体系和严格的施工工艺，而最关键的因素是 钢材表面预处理（除锈）质量。因此，本附录列入了对表面预处 理的施工要求，因为水利部已颁布水工金属结构防腐蚀规范》 （SL105~一95），故不作更多的叙述，具体要求可参照规范执行。 （3）不论悬涂料的选用，还是涂料的施工，从世界各国的发 展趋势莱看，都是把环境保护作为考虑的重要因素，在途料选择 方面本附录除了继续沿用原规范配套体系外，还列入了无机（水 性）富锌底漆和无溶剂环氧涂料系列，这些涂料的有害挥发物 VOC很小或者没有，是今后涂料生产的发展方向。在涂料施丁方 面，附录推荐采用封闭式车间配备除尘、除湿、温控等控制设备， 以确保施工质量和改善工人的劳动保护条件。 （4）热喷金属防腐，目前除了喷锌、喷铝以外：还有效果更 佳的锌铝合金和稀土铝，这些也均有大量的科学试验对比资料和 实践工程的考验资料。故本附录也适当列入，供设计者选用。不
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过从我国以及国外压力钢管的涂装实际来着，采用热喷金属涂装 钢管实例很少，绝大部分来用涂料保护。尽管热喷金属如涂料封 闭联合保护的措施使用寿命要长：但很少在水电站压力钢管上 采用。 （5）钢管外壁与混凝土接触部位的涂料选择，过去一般均采 用苛性钠水泥浆，经过多个工程实践，认为容易翻黄锈、脱落，故 在SL105一95中，只推荐来用水泥砂浆。近几年在十三陵抽水蓄 能电站压力钢管和小浪底电站隧洞钢衬上成功采用了无机改性水 泥浆防腐，故本附录同时推荐不含苛性钠的水泥砂浆和无机改性 水泥浆两种方案