标准规范下载简介

SL74-2013 水利水电工程钢闸门设计规范.pdf

附录 B 通气孔面积的计算

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规范所推荐，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，闸门后应设置通气孔。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 首的流态稳定，避免空蚀，减轻闸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 造成闸门操作故障，影响安全运行，加剧空蚀、振动等现象， 如山东沫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 曲线不要，门槽进水，而又无通气孔，施工期间，在管道泄水 和坝面溢流时，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，仅泄水三天左右时间，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，满足闸门后最大充许负压值条件所需要的最大充气量和最天 限制风速来计算。由于影响最大通气量的因素比较复杂，国内外 的许多工程研究人员作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

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 (21) :

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、康拜尔等人公式相仿而系数不 司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，.根据新中国成立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/ 5，小型工程可以放大到50m/s。 在原规范的基础上，研究国内儿十个工程的实际情况，参考 《水电站压力钢管设计规范》（DL/T5141）的有关要求，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%～ 7%选用。发电管道通气孔特性统计见表6。

半山海景花园地下通道工程施工组织设计方案表6发电管道气管特性统计表

平面闸门在高速水流作用下，由于门槽段边界突变，将产生 高部压力降，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，阐释了一些水力学机理，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。详细说明可参阅原水利电力部规 划设计院1978年第6期《技术参考资料》等文献。

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《水工建筑物抗震设计规范》 （SL203）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（22）计算：

Ph = agPw VHh

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。为了不降低标准，本标准充许地震荷载和校核洪水位时的静 水压力组合作为校核条件、地震荷载和正常蓄水位时的静水压力 组合作为设计条件，以适应采用拟静力法计算地震动水压力的情 况。当采用westergaard公式计算地震动水压力时，上述情况不 存在，只需考虑地震作用和正常蓄水位的组合。 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

附录E闸门橡胶水封定型尺寸及性能

闻门橡胶水封物理力学性能参考了《水闸橡胶密封件》 （HG/T3096）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。

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 《滑动轴承铜合金镶嵌固体润滑轴承》（GB/T23894）等相关 标准和工厂提供的最新资料整理而成。

附录G受弯构件的局部稳定计算

纯弯曲时屈曲系数k=23.88，取翼缘对腹板的嵌固系数× 39后得cr=618（100tw/h。）²。

腹板临界应力不小于钢材的屈服强度，则强度条件能保证局 部稳定。因此要求618（100tw/h。）²≥os，由此得到ho/tw≤ 100V618/235/235/cs=162/235/gs，化整以后取ho/tw≤ 160235/os。 这就是原《钢结构设计规范》（TJ17一74）所采用的上限值 160。后来的《钢结构设计规范》（GBJ17一88）参考了国内外 资料，认为：翼缘对腹板的嵌固系数×值可以提高15%取×= 1.61，从而得出上限值170。《钢结构设计规范》（GB50017 2003）认为：×=1.61对受压翼缘扭转受到约束的梁（如上面有 刚性铺板的梁）是合适的，但对受压翼缘扭转没有受到约束的梁 显得过高。因此根据受压翼缘扭转受到纳束和未受到约束两种情 况，分别取×=1.66和×=1.23，相应的上限值分别为170 和150。 考虑到在实际应用中，还会出现梁受压翼缘扭转部分受到约 束的情况，梁受压翼缘扭转是否受到约束的判据还有待于完善和 改进。经过比较后，决定仍采用折裹的上限值160。公式 （G.0.2一1）推导如下。 当。和t联合作用时，考虑安全系数K以后腹板的稳定条 件见式（24）：

整理后可以写成式（25）：

V(o/ocr)² +(t/ter)² ≤ 1/K

h 475 (100t

因此只要乘以即为考虑和联合作用的情况。值根 据［ho／（100tw）］²制表，当［ho／（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 / h<1 时,

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

因此，式（25）可以写成式（29

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 达式代入（29），整理后得式（30)：

式中β———直线2在C轴上的截距，取β=615； β2—一直线2的斜率，取β2=765。 将βi、β2值代入式（30）即得式（31)：

βi ho I ho V一a

β1、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

其中式（34）为均匀受压板，屈曲系数k=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a/ hi >0. hi = ho / 4 时 :

crl=123[100tw/(ho/4)］2=1968(100tw/h。）

将式（35）、式（36）代人式（32）中，按最不利情况取 /tw=250、g=160N/mm²及t=95N/mm²，得到:

α/oerl +K(t/terl )² ≤1/K=→ 160 2133(100/250)2 95 1 + 1. 3 >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（24）相 同。下区段腹板的稳定条件按式（37）计算：

/(02 /ocr2)2 +(t/ter2)² ≤1/K

其中，下区格上边缘处的弯曲应力2=（1一2h1/h。）=0.5。 下区格按单轴对称梁，腹板的计算高度h。取腹板受压区高 度（h。/2一h1）的2倍，翼缘对腹板的嵌固系数×=1.0，纯弯曲 时屈曲系数k三23.88代入式（23）中得：

将式（38）代人式（37）中，仍取h。/tw=250、。=160 mm², 得到:

/(02 /ocr²)² +(t/ter2)² ≤1/K→| 0.5X160 L1780(100/250)2 t <0.72 1. 32 Zcr2 Ccr2

由此得到的t/tcr2=0.721/1.39与1/K=1/1.3比较接近， 所需要的安全系数1.39略大于K=1.3。实际上在剪力最大处， 一般达不到160N/mm，有时甚至小很多，故可不必考虑与 t的联合作用，可直接利用公式（G.0.2－1）．并设n一1求横向 加劲肋的间距。

G.0.4～G.0.6条的内容引用了《钢结构设计规范》（GB 50017）中的相关内容，详见相应的条文说明。 本附录只列了受弯构件的局部稳定计算。其他如：受弯构件 的整体稳定计算、压弯构件的稳定计算等可以参考现行《钢结构 没计规范》（GB50017）中所列的公式进行计算。需要强调的 是，公式中出现的弯矩、轴心力、剪力、强度设计值等符号要与 容许应力法中的相应符号建立对应关系。比如，钢材的抗拉、抗 压和抗弯设计值f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（39）来计算面板的有效宽度：

B = Sib 3 (ox) max 3

式中6一一梁的间距； 一有效宽度系数。 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：x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ax都等于面板（ox）max，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，主梁翼缘应力分布见 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（x）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 算值如图6所示。从图中可 见，ax的理论计算值同电算 直颇为接近，相差只有5%～ 15%，而且同实测值的曲线 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 的数据，综合绘制成与l。 6关系曲线见图7所示。 从图7可见，当梁的正

矩图为抛物线时，这儿种数据都是很接近的。在此基础上，建 <面板的有效宽度系数、，可由表7查得，

a）原型实测闸门面板膜应力分布图 实测值：—理论计算值：A——电算

实测值；。 理论计算值；△ 电算值 图6（ 面板整体弯应力计算值，实测值及电算值示意图

图6 面板整体弯应力计算值，实测值及电算值示意图

b）1：1.5九区格闸门模型面板膜应力分布图（用括号表示） —实测值；o——理论计算值；△电算值 （二） 面板整体弯应力计算值，实测值及电算值示

C 理论计算值； 联邦德国《水工钢结构》（用括号表示）： ×——美国《应力应变公式》（用括号表示） 图 7与 l./b关系曲线图

表7面板的有效宽度系数E、E,

注1：l。为主（次）梁弯矩零点之间的距离；对于简支梁1。=1，对于连续梁的 正弯矩段可以近似地取lo=0.61。 注2：1适用于梁的正弯矩图为抛物线形，62适用于梁的负弯矩图近似地取为 三角形。

注1：1。为主（次）梁弯矩零点之间的距离；对于简支梁。二{，对于连续梁的 正弯矩段可以近似地取1。三0.61。 注2：1适用于梁的正弯矩图为抛物线形，62适用于梁的负弯矩图近似地取为 三角形。

如图8所示，面板的有效宽度B是沿看梁跨改变的。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BS6，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=6（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二$b。当

按支座负弯矩值来选择或具有悬臂段的梁（例如斜支臂弧形闻门 的主梁）的截面时，应采用B=26。 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=十b，（其中b，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二，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二S6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：6二（b1十b2）/2。

附录 K滚轮接触应力计算

L = 2EI/(BE。)

代中 轨道截面惯性矩； B一一轨道底板宽度； E一钢材的弹性模量； E。一混凝土的弹性模量。 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，r二1.4L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中建xx局施工组织设计（130P）.doc，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（41）计算： 01 = 0.38PL/W = 0.38P 2EI/(BE。)/W （41） 式中　1一—轨道截面弯曲应力，N/mm²； P一漆轮的益裁NL

本资料限内部使用，严禁用于商业一钢材的弹性模量，N/mm²；E。—混凝土的弹性模量，N/mm²;一轨道截面惯性矩，mm；一轨道底板宽度，mm；W一轨道截面抵抗矩，mm²。轨道底板混凝土承压应力按式（42）计算：01h = 0. 38P/(LB) = 0. 38P E./(2EIB2)(42)式中1h—轨道底板混凝土承压应力，N/mm²;其余符号意义同前。当滚轮中心线与轨道端部的距离小于2L时，上述1和1h应乘以1.03的调整系数。表8和表9按半无限体弹性地基梁，取混凝土的弹性模量E。=2.80×104N/mm²（相当于强度等级为C25的混凝土），计算了17种轨道的混凝土底板承压应力91h和轨道弯曲应力1与按本标准公式计算的相应应力oh和α之比k1=1h/oh=1.14h/L和k²=o1 /=1.01L/h。表8标准轨道计算实例轨道系数P24P38P43P50QU70QU80QU100QU120型B型型D型kl311. 241.231.221.19.3027k20.870.930.940.950.970.8910.900.91表9组合截面轨道计算实例系数工程实例k1k2某工程6m×8.2m一68m定轮门，轮压P=3086kN1.390.83B=400mm，h=400mm，I=9.4X108mm4某工程4.5m×10.4m一43m定轮闸门，轮压P=2618kN1. 270.91B=380mm，h=320mm，I=6.2X108mm4165

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 则相友。 从k,=1.14h/L和k2=1.01L/h可以看出，比值k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。比如《混凝土结 构设计规范》（GB50010）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。 轨道实际上是嵌人混凝土内，在滚轮作用下，混凝士可承担 一部分作用，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。 考虑二期混凝土强度等级为C25，混凝土的弹性模量E。 2.80×10*N/mm²，钢材的弹性模量E=2.06X105N/mm²，代 入式（41）后即得式（43)：

a1 = 0. 93 /I/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L21ZJ118 真空绝热板外墙保温系统建筑构造图 集.pdf，但是本标准公式 计算简单，可以优先采用。

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。

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20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 十摩擦时取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。摩擦系数的取值要比现行国内标准略大一些