水工建筑物荷载设计规范dl

' 前言1范围2引用标准3总则4主要符号5作用分类和作用效应组合6建筑物自重及永久设备自重7静水压力8扬压力9动水压力10地应力及围岩压力11土压力和淤沙压力12风荷载和雪荷载13冰压力和冻胀力14浪压力15楼面及平台活荷载16桥机和门机荷载17温度作用18地震作用19灌浆压力附录A(标准的附录)水工结构主要作用按随时间变异的分类附录B(标准的附录)水工建筑物的材料重度附录C(标准的附录)混凝土衬砌有压隧洞的外水压力折减系数附录D(标准的附录)改进阻力系数法附录E(标准的附录)简单管路水锤压力计算公式附录F(标准的附录)主动土压力系数Ka和静止土压力系数K0的计算附录G(标准的附录)波浪要素和爬高计算附录H(标准的附录)水库坝前水温计算附录J(标准的附录)拱坝运行期温度作用的标准值附录K(标准的附录)本规范用词说明条文说明打印刷新 水工建筑物荷载设计规范SpecificationsforloaddesignofhydraulicstructureDL5077—1997主编单位：电力工业部中南勘测设计研究院批准部门：中华人民共和国电力工业部批准文号：电综［1997］567号施行日期：1998年2月1日 前言 本规范是根据1990年原能源部、水利部水利水电规划设计总院“(90)水规字11号”文件的安排组织制订的。其目的在于统一水利水电工程结构设计的作用(荷载)取值标准，以利于按照GB50199—94《水利水电工程可靠度设计统一标准》的原则和方法进行水工结构设计。本规范必须与按照GB50199—94《水利水电工程结构可靠度设计统一标准》制订的其他水工结构设计规范配套使用。本规范中所列全部附录都是标准的附录。本规范由电力工业部水电水利规划设计总院提出、归口并负责解释。本规范的主编单位：电力工业部中南勘测设计研究院。参编单位有：电力工业部北京勘测设计研究院、西北勘测设计研究院、成都勘测设计研究院、华东勘测设计研究院，水利部上海勘测设计研究院、东北勘测设计研究院，中国水利水电科学研究院，南京水利科学研究院。本规范的主要起草人：梁文浩宋常春苗琴生张学易段乐斋周芸黄东军范明桥刘文灏陈厚群席与光卢兴良薛瑞宝赵在望岳耀真吕祖珩潘玉华刘蕴琪吴孝仁侯顺载谯常忻王鉴义汤书明聂广明徐伯孟潘玉喜唐政生郦能惠李启雄黄淑萍 1范围本规范适用于各类水工建筑物的结构设计。 2引用标准下列标准所包含的条文，通过在本标准中引用而构成本标准的条文。本标准出版时，所示版本均为有效。所有标准都会被修订，使用本标准的各方应探讨使用下列标准最新版本的可能性。GB50199—94水利水电工程结构可靠度设计统一标准GBJ9—87建筑物结构荷载规范GBJ145—90土的分类标准DL5073—1997水工建筑物抗震设计规范DL／T5058—1996水电站调压室设计规范 3总则3.0.1为了统一水工结构设计的作用取值标准，使设计符合安全适用、经济合理、技术先进的要求，特制订本规范。3.0.2本规范是根据GB50199—94《水利水电工程结构可靠度设计统一标准》规定的原则制定的。3.0.3本规范未予规定的其他作用，应按照各类水工结构设计规范的规定确定。3.0.4当水工结构设计引用与公路、航运及港口工程等有关的作用时，应根据各部门设计规范的规定经具体分析后确定。 4主要符号4.0.1分项系数极限状态设计式γ0——结构重要性系数；ψ——设计状况系数；S(·)——作用效应函数；R(·)——结构抗力函数；Gk——永久作用的标准值；Qk——可变作用的标准值；Ak——偶然作用的代表值；ak——几何参数的标准值；fk——材料性能的标准值；γG——永久作用的分项系数； γQ——可变作用的分项系数；γm——材料性能的分项系数；γd1——承载能力极限状态基本组合的结构系数；γd2——承载能力极限状态偶然组合的结构系数；γd3——正常使用极限状态短期组合的结构系数；γd4——正常使用极限状态长期组合的结构系数；C1——正常使用极限状态短期组合的结构功能限值；C2——正常使用极限状态长期组合的结构功能限值；ρ——可变作用的长期组合系数。4.0.2作用代表值pwr——静水压强；pek——外水压强标准值；ptr——时均压强代表值；pfr——脉动压强代表值；pcr——水流离心力压强代表值；pfr——脉动压力代表值；pir——水流冲击力代表值；ΔHr——水锤压力(水头)代表值；σVk——垂直地应力标准值；σhk——水平地应力标准值；QVk——围岩垂直压力标准值；Qhk——围岩水平压力标准值；Fak——主动土压力标准值；F0k——静止土压力标准值；FSk——埋管垂直土压力标准值；Ftk——埋管侧向土压力标准值；pSk——水平淤沙压力标准值；Fdk——静冰压力标准值；Fbk——动冰压力标准值；τt——单位切向冻胀力标准值；σht——单位水平冻胀力标准值；σVt——单位竖向冻胀力标准值；wk——风荷载标准值；sk——雪荷载标准值；pwk——浪压力标准值；pmax——作用在桥机一边轨道上的最大轮压；ΔTmk——截面平均温度变化标准值；ΔTdk——截面等效线性温差变化标准值；ΔTck——施工期温度作用标准值。4.0.3材料性能ρw——水的密度；γw——水的重度；fic——冰的抗压强度；fib——冰的抗挤压强度；γSd——淤沙的干重度；γSb——淤沙的浮重度； φS——淤沙的内摩擦角；γ——填土的重度；γR——岩石的重度；γc——混凝土的重度；c——填土的凝聚力；φ——填土的内摩擦角；φ′——填土的有效内摩擦角；cc——混凝土的比热；λc——混凝土的导热系数；ac——混凝土的导温系数；βc——混凝土的表面放热系数。 5作用分类和作用效应组合5.1作用分类及作用代表值5.1.1结构上的作用，可按作用随时间的变异分为下列三类：(1)永久作用；(2)可变作用；(3)偶然作用。水工结构主要作用按随时间变异的分类可按附录A采用。5.1.2水工结构设计时，对不同作用应采用不同的代表值。永久作用和可变作用的代表值采用作用的标准值；偶然作用的代表值，除本规范已有规定者外，可按有关标准的规定，或根据观测资料结合工程经验综合分析确定。5.1.3本规范所列永久作用、可变作用的标准值和偶然作用的代表值以及作用的分项系数，均应按各章中的规定采用。 5.2作用效应组合5.2.1水工结构设计时，应根据不同设计状况下可能同时出现的作用，按承载能力极限状态和正常使用极限状态分别进行作用效应组合，并采用各自最不利的组合进行设计。5.2.2当结构按承载能力极限状态设计时，对应于持久设计状况和短暂设计状况应采用基本组合；偶然设计状况应采用偶然组合。偶然组合中应只考虑一种偶然作用。5.2.3承载能力极限状态的基本组合应采用下列设计表达式：(5.2.3-1)式中：S(·)——作用效应函数；R(·)——结构抗力函数；γ0——结构重要性系数，对于结构安全级别为Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ级的结构或构件，可分别采用1.1、1.0、0.9；ψ——设计状况系数；γd1——承载能力极限状态基本组合的结构系数；ak——几何参数的标准值；fk——材料性能的标准值；γm——材料性能的分项系数；Gk——永久作用的标准值；γG——永久作用的分项系数；Qk——可变作用的标准值； γQ——可变作用的分项系数。承载能力极限状态的偶然组合应采用下列设计表达式：(5.2.3-2)式中：Ak——偶然作用的代表值；γd2——承载能力极限状态偶然组合的结构系数。在偶然组合中，偶然作用的分项系数应采用1.0；与偶然作用同时出现的某些可变作用，可对其标准值作适当折减。5.2.4当结构按正常使用极限状态设计时，应根据结构设计要求分别采用作用的短期效应组合和长期效应组合，并可采用下列设计表达式：(1)短期效应组合：(5.2.4-1)(2)长期效应组合：(5.2.4-2)式中：c1、c2——结构的功能限值；γd3、γd4——正常使用极限状态短期组合、长期组合的结构系数；ρ——可变作用长期组合系数，按各类水工结构设计规范的规定采用。 6建筑物自重及永久设备自重6.1建筑物自重6.1.1水工建筑物(结构)的自重标准值，可按结构设计尺寸与其材料重度计算确定。水工建筑物常用材料的重度可参照附录B中表B1采用。6.1.2大体积混凝土结构的材料重度，应根据选定的混凝土配合比通过试验确定。当无试验资料时，可采用23.5kN/m3～24.0kN/m3，或根据骨料重度、粒径按附录B中表B2采用。6.1.3土坝(含土坝和堆石坝的防渗土体)的材料重度，应根据设计计算内容和土体部位的不同，分别采用湿重度、饱和重度或浮重度，其数值可根据压实干重度、含水量和孔隙率换算得出。堆石坝的材料重度应根据堆石部位的不同，分别采用压实干重度或浮重度。土石坝土体和堆石体的压实干重度应由压实试验确定。中、小型土石坝在初步计算缺乏资料时，其压实干重度可按附录B表B3采用，但最终应根据试验资料予以修正。6.1.4建筑物(结构)自重的作用分项系数应按表6.1.4采用。 表6.1.4建筑物(结构)自重的作用分项系数建筑物(结构)类型作用分项系数大体积混凝土结构、土石坝1.0普通水工混凝土结构、金属结构1.05(0.95)地下工程混凝土衬砌1.1(0.9)注：1.括号内的数值在自重作用效应对结构有利时采用；2.大体积混凝土结构系指依靠其重量抵抗倾覆、滑移的结构，如混凝土重力坝、厂房下部结构、重力式挡土墙等；3.除大体积混凝土结构以外的其他混凝土结构(如厂房上部结构、进水口的构架等) 均作为普通水工混凝土结构 6.2永久设备自重6.2.1永久设备的自重标准值采用设备的铭牌重量。6.2.2永久设备自重的作用分项系数，当其作用效应对结构不利时应采用1.05，有利时应采用0.95。 7静水压力7.1一般规定7.1.1垂直作用于建筑物(结构)表面某点处的静水压强应按下式计算：pwr＝γwH(7.1.1)式中：pwr——计算点处的静水压强(kN/m2)；H——计算点处的作用水头(m)，按计算水位与计算点之间的高差确定；γw——水的重度(kN/m3)，一般采用9.81kN/m3，对于多泥沙河流应根据实际情况确定。7.1.2应区分水工建筑物不同的设计状况，分别按持久设计状况、短暂设计状况和偶然设计状况下的计算水位确定相应的静水压力代表值。7.1.3静水压力(包括外水压力)的作用分项系数应采用1.0。 7.2枢纽建筑物的静水压力7.2.1坝、水闸等挡水建筑物和河床式水电站厂房在运用期静水压力代表值的计算水位应按下列规定确定：(1)持久设计状况，上游采用水库的正常蓄水位(或防洪高水位)，下游采用可能出现的不利水位；(2)偶然设计状况，上游采用水库的校核洪水位，下游采用水库在该水位泄洪时的水位；(3)短暂设计状况，采用设计预定该建筑物在检修期的上、下游水位。注：与地震作用组合时的静水压力代表值，其计算水位应按18.3的有关规定确定。7.2.2对于泄水建筑物的首部挡水结构，其静水压力代表值的计算水位可按7.2.1所规定的上游计算水位采用。7.2.3坝后式和岸边式水电站厂房静水压力代表值的下游计算水位，可按下列规定确定；(1)持久设计状况，采用厂房的设计洪水位；(2)偶然设计状况，采用厂房的校核洪水位；(3)厂房在施工、机组检修等短暂设计状况下的计算水位，按SD335—89《水电站厂房设计规范》的有关规定确定。7.2.4水工隧洞、压力管道及调压室等建筑物在各种设计状况下静水压力代表值的计算水位，应根据水库特征水位结合建筑物具体运用条件，按照各类水工结构设计规范的规定确定。7.2.5临时性水工建筑物以及坝体在施工期渡汛时静水压力代表值的计算水位，应根据有关设计规范所规定的洪水标准计算确定。 7.3水工闸门的静水压力7.3.1水工闸门在各种设计状况下静水压力代表值的计算水位，应根据闸门的不同运用条件确定。7.3.2设置在发电、供水、泄水和排沙等建筑物进水口(或泄水道内)的工作闸门或事故闸门，其持久设计状况和偶然设计状况下静水压力代表值的计算水位，应按7.2.1所规定的上游计算水位采用。对于溢洪道露顶式工作闸门，可不考虑偶然设计状况。7.3.3设置在船闸上闸首的工作闸门，持久设计状况下静水压力代表值的计算水位应采用正常蓄水位或最高通航水位；偶然设计状况应采用校核洪水位或最高挡水位。7.3.4设置在泄水道、船闸等建筑物以及水电站引水道的进水口、尾水管出口等处的上、下游检修闸门，其短暂设计状况下静水压力代表值的计算水位，应采用设计预定该建筑物检修时的上、下游水位。7.3.5导流底孔和其他临时性挡水建筑物的闸门，应根据其临时挡水的洪水标准以及闸门的运用条件，确定相应短暂设计状况下静水压力代表值的计算水位。  7.4管道及地下结构的外水压力7.4.1混凝土坝坝内钢管放空时各计算断面的外水压力标准值可按以下规定确定：(1)钢管起始断面的外水压力为αγWH，钢管与下游坝面相接处的外水压力为零，其间压力沿管轴线按直线规律分布；(2)起始断面作用水头H的计算水位宜采用正常蓄水位，折减系数α可根据钢管外围的防渗、排水及接触灌浆等情况采用1.0～0.5。7.4.2计算地下结构外水压力标准值时所采用的设计地下水位线，应根据实测资料，结合水文地质条件和防渗排水效果，并考虑工程投入运用后可能引起的地下水位变化等因素，经综合分析确定。7.4.3作用于混凝土衬砌有压隧洞的外水压强标准值可按下式计算：pek＝βeγwＨe(7.4.3)式中：pek——作用于衬砌上的外水压强标准值(kN/m2)；βe——外水压力折减系数，按附录C采用；He——作用水头(m)，按设计采用的地下水位线与隧洞中心线之间的高差确定。7.4.4当无压隧洞和地下洞室设置排水措施时，可根据排水效果和排水设施的可靠性对计算外水压力标准值的作用水头作适当折减，其折减值可采用工程类比或渗流计算分析确定。7.4.5对于有钢板衬砌的压力隧洞，可按下列情况确定作用于钢管的外水压力标准值的作用水头：(1)对于埋深较浅且未设排水措施的压力隧洞，其外水压力作用水头宜按设计地下水位与管道中心线之间的高差确定；(2)当压力隧洞的顶部或外侧设置排水洞时，可在考虑岩层性能及排水效果的基础上，根据工程类比或渗流计算分析，对排水洞以上的外水压力作用水头作适当折减；(3)当钢衬外围设置排水管时，可根据排水措施的长期有效性，采用工程类比法或渗流计算，综合分析确定外水压力作用水头。 8扬压力8.1一般规定8.1.1混凝土坝、水闸和水电站厂房等建筑物的扬压力，应按垂直作用于计算截面全部截面积上的分布力计算。8.1.2作用于建筑物计算截面上的扬压力分布图形，应根据不同的水工结构型式，上、下游计算水位，地基地质条件及防渗、排水措施等情况确定。确定扬压力分布图形时的上、下游计算水位，应与计算静水压力代表值的上、下游计算水位一致。8.1.3计算截面上的扬压力代表值，应根据该截面上的扬压力分布图形计算确定。其中，矩形部分的合力为浮托力代表值，其余部分的合力为渗透压力代表值。对于在坝基设置抽排系统的情况，主排水孔之前的合力为扬压力代表值；主排水孔之后的合力为残余扬压力代表值。 8.2混凝土坝的扬压力8.2.1岩基上各类混凝土坝坝底面的扬压力分布图形可按下列三种情况分别确定：(1)当坝基设有防渗帷幕和排水孔时，坝底面上游(坝踵)处的扬压力作用水头为H1，排水孔中心线处为H2＋α(H1-H2)，下游(坝趾)处为H2，其间各段依次以直线连接［见图8.2.1(a)、(b)、(c)、(d)］； 1—排水孔中心线；2—主排水孔；3—副排水孔图8.2.1坝底面扬压力分布(a)实体重力坝；(b)宽缝重力坝及大头支墩坝；(c)拱坝；(d)空腹重力坝；(e)坝基设有抽排系统；(f)未设帷幕及排水孔(2)当坝基设有防渗帷幕和上游主排水孔，并设有下游副排水孔及抽排系统时，坝底面上游处的扬压力作用水头为H1，主、副排水孔中心线处分别为α1Ｈ1、α2Ｈ2，下游处为H2，其间各段依次以直线连接［见图8.2.1(e)］；(3)当坝基未设防渗帷幕和上游排水孔时，坝底面上游处的扬压力作用水头为H1，下游处为H2，其间以直线连接［见图8.2.1(f)］。上述情况中，渗透压力强度系数α、扬压力强度系数α1及残余扬压力强度系数α2可按表8.2.1采用。8.2.2坝体内部计算截面上的扬压力分布图形，当设有坝体排水管时，可按图8.2.2确定。其中排水管处的坝体内部渗透压力强度系数α3可按下列情况采用：(1)实体重力坝、拱坝及空腹重力坝的实体部位采用0.2； 表8.2.1坝底面的渗透压力、扬压力强度系数坝型及部位坝基处理情况(A)设置防渗帷幕及排水孔(B)设置防渗帷幕及主、副排水孔并抽排[HJ]部位坝型渗透压力强度系数主排水孔前的扬压残余扬压力强度 α力强度系数α1系数α2河床坝段实体重力坝0.250.200.50宽缝重力坝0.200.150.50大头支墩坝0.200.150.50空腹重力坝0.25——拱坝0.250.200.50岸坡坝段实体重力坝0.35——宽缝重力坝0.30——大头支墩坝0.30——空腹重力坝0.35——拱坝0.35——注：1.当坝基仅设排水孔而未设防渗帷幕时，渗透压力强度系数α可按表中(A)项适当提高。2.拱坝拱座侧面排水孔处的渗透压力强度系数α可按表中“岸坡坝段”采用0.35，但对于地质条件复杂的高拱坝，则应经三向渗流计算或试验验证 (2)宽缝重力坝、大头支墩坝的无宽缝部位采用0.2，有宽缝部位采用0.15。当未设坝体排水管时，上游坝面处扬压力作用水头为H1，下游坝面处为H2，其间以直线连接。8.2.3坝底面和坝体内部扬压力的作用分项系数应按下列情况采用： 1—坝内排水管；2—排水管中心线图8.2.2坝体计算截面上扬压力分布(a)实体重力坝；(b)宽缝重力坝；(c)拱坝；(d)空腹重力坝(1)浮托力的作用分项系数均采用1.0；(2)渗透压力的作用分项系数，对实体重力坝采用1.2；对宽缝重力坝、大头支墩坝、空腹重力坝以及拱坝采用1.1；(3)对于坝基下游设置抽排系统的情况，主排水孔之前扬压力的作用分项系数采用1.1，主排水孔之后残余扬压力的作用分项系数采用1.2。8.2.4当坝前地基面设有粘土铺盖，或多泥沙河流的坝前地基面上能形成淤沙铺盖时，可依据工程经验对坝踵及排水孔处的扬压力作用水头作适当折减。8.2.5作用于护坦底面的扬压力分布图形，可根据相应设计状况下坝趾与护坦首部连接处的扬压力作用水头，以及护坦下游水位确定。若底部设置妥善的排水系统并具备检修条件且接缝间止水可靠时，可考虑排水对降低扬压力的影响。 8.3水闸的扬压力8.3.1岩基上水闸底面的扬压力分布图形，可按8.2中实体重力坝情况确定。8.3.2软基上水闸底面的扬压力分布图形，宜根据上、下游计算水位，闸底板地下轮廓线的布置情况，地基土质分布及其渗透特性等条件分析确定。一般情况下，渗透压力可采用改进阻力系数法或流网法计算。改进阻力系数法见附录D。 8.3.3软基上水闸两岸墩墙侧向渗透压力的分布图形可按下列情况确定：(1)当墙后土层的渗透系数小于地基渗透系数时，可近似地采用相应部位的闸底渗透压力分布图形；(2)当墙后土层的渗透系数大于地基渗透系数时，应按侧向绕流计算确定；(3)对于大型水闸，应经三向电拟试验或数值计算验证。8.3.4水闸扬压力的作用分项系数，对于浮托力应采用1.0，渗透压力可采用1.2。 8.4水电站厂房和泵站厂房的扬压力8.4.1岩基上河床式水电站厂房、泵站厂房底面的扬压力分布图形，可按8.2中岩基上的实体重力坝情况确定；对于坝后式、岸边式水电站厂房，则参照岩基上实体重力坝情况具体分析确定。8.4.2对于厂、坝为整体连接，或所设置的永久性变形缝已经止水封闭的岩基上的坝后式水电站厂房，厂房底面的扬压力分布图形应与坝体共同考虑。8.4.3软基上河床式、岸边式水电站厂房以及泵站厂房底面的扬压力分布图形，可参照8.3中软基上的水闸情况确定。8.4.4水电站厂房和泵站厂房扬压力的作用分项系数，对于浮托力应采用1.0，渗透压力可采用1.2。 9动水压力9.1一般规定9.1.1作用在水工建筑物过流面一定面积上的动水压力(包括时均压力和脉动压力)，应按该面积上各点动水压强的合力计算。动水压力一般可只计及时均压力，但当水流脉动影响结构的安全或引起结构振动时，应计及脉动压力的影响。9.1.2计算动水压力时，应区分恒定流和非恒定流两种水流状态。对于恒定流，尚应区别渐变流或急变流等不同流态，并采用相应的方法计算。水电站压力水道系统内产生的水锤压力，应按有压管道的非恒定流计算。9.1.3对于重要的或体形复杂的水工建筑物，其动水压力宜通过模型试验测定并经综合分析确定。 9.2渐变流时均压力9.2.1渐变流时均压强的代表值，可根据相应设计状况下的水流条件，通过计算或试验求得水面线后按下式计算(见图7.2.1)：图9.2.1时均压强计算示意ptr＝ρwghcosθ(9.2.1)式中：ptr——过流面上计算点A的时均压强代表值(N/m2)；ρW——水的密度(kg/m3)；g——重力加速度(m/s2)；h——计算点A的水深(m)；θ——结构物底面与水平面的夹角。 9.2.2渐变流时均压力的作用分项系数应采用1.05。 9.3反弧段水流离心力9.3.1溢流坝等泄水建筑物反弧段底面上的动水压强近似取均匀分布，其代表值可按下式计算：pcr＝qρwv／Ｒ(9.3.1)式中：pcr——水流离心力压强代表值(N/m2)；q——相应设计状况下反弧段上的单宽流量［m3／(s·m)］；v——反弧段最低点处的断面平均流速(m/s)；R——反弧半径(m)。9.3.2溢流坝等泄水建筑物反弧段上离心力合力的水平及垂直分力代表值可按下式计算：Pxr＝qρwv(cosφ2－cosφ1)(9.3.2-1)Pyr＝qρwv(sinφ2＋sinφ1)(9.3.2-2)式中：P——单位宽度上离心力合力的水平分力代表值(N/m)；Pyr——单位宽度上离心力合力的垂直分力代表值(N／m）；φ1、φ2——图9.3.2中所示的角度，取其绝对值。图9.3.2反弧段水流离心力示意9.3.3作用于反弧段边墙上的水流离心力压强，沿径向剖面在水面处为零，在墙底处为Pcr，其间近似采用线性分布。Pcr可按式(9.3.1)计算，并垂直作用于墙面。9.3.4反弧段水流离心力的作用分项系数可采用1.1。 9.4水流对尾槛的冲击力9.4.1水流对消力池尾槛的冲击力代表值可按下式计算：(9.4.1)式中：Pir——作用于消力池尾槛的水流冲击力代表值(N)；A0——尾槛迎水面在垂直于水流方向上的投影面积(m2)；v——水跃收缩断面的流速(m/s)；Kd——阻力系数。对于消力池中未形成水跃、水流直接冲击尾槛的情况，可取Kd＝0.6；对于消力池中已形成水跃且3≤Fr≤10的情况，可取Kd＝0.1~0.5(弗氏数Fr大者Kd取小值，反之取大值)。9.4.2水流冲击力的作用分项系数应采用1.1。 9.5脉动压力9.5.1作用于一定面积上的脉动压力代表值可按下式计算：Pfr＝±βmpfrＡ(9.5.1)式中：Pfr——脉动压力代表值(n)；Pfr——脉动压强代表值(N／m2)； A——作用面积(m2)；βm——面积均化系数，可按表9.5.1选用。其中正、负号应按不利设计条件选定。9.5.2脉动压强代表值可按下式计算：(9.5.2)式中：Kp——脉动压强系数；v——相应设计状况下水流计算断面的平均流速(m/s)，可根据水流条件确定。对于消力池水流，可取收缩断面的平均流速；对于泄槽水流，可取计算断面的平均流速；对于反弧鼻坎挑流，可取反弧最低处的断面平均流速。 表9.5.1面积均化系数结构部位溢流式厂房顶部、溢洪道泄槽、鼻坎平底消力池底板结构分块尺寸Lm＞5mLm≤5mLm/h20.51.01.5b/h20.51.01.50.51.01.50.51.01.5βm0.100.14—0.550.460.400.440.370.320.370.310.27注：Lm—结构块顺流向的长度(m)；b—结构块垂直流向的长度(m)；h2—第二共轭水深(m) 9.5.3泄水建筑物不同部位的脉动压强系数可按表9.5.3-1及表9.5.3-2选用。对于重要工程，宜根据专门试验确定。表9.5.3-1溢流厂房顶部、溢洪道泄槽及鼻坎的脉动压强系数Kp结构部位溢流式厂房顶部溢洪道泄槽鼻坎Kp0.010～0.0150.010～0.0250.010～0.020 表9.5.3-2平底消力池底板的脉动压强系数Kp结构部位Fr1＞3.5Fr1≤3.5所在位置0.0＜x/L≤0.20.030.030.2＜x/L≤0.60.050.070.6＜x/L≤1.00.020.04注：Fr1—收缩断面的弗氏数；x—计算断面离消力池起点的距离(m)；L—消力池长度(m) 9.5.4脉动压力的作用分项系数应采用1.3。 9.6水锤压力9.6.1当水电站水轮发电机组的负荷突然变化时，相应设计状况下压力水道(包括蜗壳、尾水管及压力尾水道)内产生的水锤压力代表值可按下式计算：ΔＨr＝KyζＨ0(9.6.1)式中：ΔHr——水锤压力(水头)代表值(m)；ζ——水锤压力相对值，可用解析法或数值积分法求得；对于简单管路发生间接水锤时，可用附录E所列解析公式计算；H0——静水头，即相应设计状况下上、下游计算水位之差(m)；Ky——修正系数，根据计算方法与水轮机型式而定。当采用数值积分等方法时，采用1.0；当采用附录E中的解析公式计算时，对于冲击式水轮机可采用1.0 ；对于反击式水轮机，应根据其转速经试验确定，当无试验数据时，混流式水轮机可采用1.2，轴流式水轮机可采用1.4。9.6.2压力水道不同部位在持久设计状况(或偶然设计状况)下的水锤压力代表值，应按下列静水头和机组运行工况计算确定：(1)上游压力水道(包括抽水蓄能电站上游压力水道)，采用水库正常蓄水位(或校核洪水位)与厂房下游相应发电(或泄洪)尾水位之差，共一条压力水道的全部机组突然丢弃全部负荷；(2)下游压力水道，采用厂房下游设计洪水位(或校核洪水位)与相应上游水库水位之差，共一条下游压力水道的全部n台机组由(n-1)台增至n台，或全部机组由三分之二负荷突然增至满载；(3)抽水蓄能电站的下游压力水道，按下游水库设计洪水位(或校核洪水位)在水泵工况扬程最小抽水量最大时，共一条下游压力水道的全部机组突然断电，导叶全部拒动；(4)经分析论证后，认为不存在全部丢弃负荷、全部导叶拒动的情况，亦可按机组部分丢弃负荷或部分导叶拒动考虑。9.6.3上、下游压力管道中各计算截面的水锤压力水头值可按下列公式计算：(9.6.3-1)(9.6.3-2)式中：ΔＨi——上游压力管道某计算截面的水锤压力水头值(m)；ΔHj——下游压力管道某计算截面的水锤压力水头值(m)；Σlivi——自上游进水口(调压室)至计算截面处各段压力水道长度(m)与流速(m/s)的乘积之和；Σljvj——自下游出口至计算截面处各段压力水道长度(m)与流速(m/s)的乘积之和；Lvm——自上游进水口(调压室)至下游出口的压力管道长度L(m)与流速vm（m／s)的乘积。管道平均流速vm可按下式计算：式中：Σlv——压力管道的各段长度(m)与其流速(m/s)的乘积之和。9.6.4上游压力水道末端采用的水锤压力升高值，应不小于正常蓄水位下压力水道静水头的10%。对于设置调压室的压力水道，应根据具体情况考虑调压室涌波对水锤压力的影响。9.6.5水锤压力的作用分项系数可采用1.1。 10地应力及围岩压力10.1一般规定10.1.1地下结构是由围岩及其加固措施构成的统一体，设计时应充分考虑围岩的自稳能力和承载能力。10.1.2地下结构设计中所涉及的围岩作用，可根据岩体结构类型及其特征按下列情况分别考虑：(1)对于整体状、块状、中厚层至厚层状结构的围岩，岩体初始地应力及局部块体滑移为其主要作用；(2)对于薄层状及碎裂、散体结构的围岩，围岩压力为其主要作用。10.1.3围岩岩体的结构类型及其特征，应按国家标准《水利水电工程地质勘察规范》的有关规定确定。10.1.4岩体初始地应力及围岩压力的作用分项系数可采用1.0。 10.2岩体初始地应力(场)10.2.1对于重要的地下工程，岩体初始地应力(场)宜根据现场实测资料，结合区域地质构造、地形地貌、地表剥蚀程度及岩体的力学性质等因素综合分析确定；当具有少量可用资料时，也可通过模拟计算或反演分析成果经综合分析确定。10.2.2当无实测资料时，但符合下列条件之一者，可将岩体初始地应力场视为重力场，并按式(10.2.2-1)、式(10.2.2-2)计算岩体地应力标准值： (1)工程区域内地震基本烈度小于6度；(2)岩体纵波波速小于2500m/s；(3)工程区域岩层平缓，未经受过较强烈的地质构造变动。σvk＝γＲＨ(10.2.2-1)σhk＝K0σvk(10.2.2-2)式中：σvk——岩体垂直地应力标准值(kN/m2)；σhk——岩体水平地应力标准值(kN/m2)；γR——岩体重度(kN/m3)；H——洞室上覆岩体厚度(m)；K0——岩体侧压力系数，K0＝νＲ／（１－νＲ)；vＲ——岩体的泊松比。10.2.3当无实测资料，但地质勘察表明该工程区域曾受过地质构造变动时，应考虑重力场与构造应力叠加，可按下列公式计算岩体初始地应力标准值：σvk＝λγＲＨ(10.2.3-1)σhk＝K1σvk(10.2.3-2)式中：λ——考虑构造应力的影响系数，可采用1.2～2.5(受构造影响小者取小值)；K1——岩体侧压力系数，可采用1.1～3.0(洞室埋深大、受构造影响小者取小值)。10.2.4根据式(10.2.2)、式(10.2.3)的计算结果，尚应结合工程经验及类比分析，确定岩体的初始地应力(场)。对于高地应力地区，宜通过现场实测取得地应力(场)资料。 10.3围岩压力10.3.1当洞室在开挖过程中，采取了锚喷支护或钢架支撑等施工加固措施，已使围岩处于基本稳定或已稳定的情况下，设计时宜少计或不计作用在永久支护结构上的围岩压力。10.3.2对于块状、中厚层至厚层状结构的围岩，可根据围岩中不稳定块体的重力作用确定围岩压力标准值。10.3.3对于薄层状及碎裂、散体结构的围岩，垂直均布压力标准值可按下式计算，并根据开挖后的实际情况进行修正：qvk＝(0.2～0.3)γＲＢ(10.3.3)式中：qvk——垂直均布压力标准值(kN/m2)；B——洞室开挖宽度(m)；γＲ——岩体重度(kN/m3)。10.3.4对于碎裂、散体结构的围岩，水平均布压力标准值可按下式计算，并根据开挖后的实际情况进行修正：qhk＝(0.05～0.10)γＲH(10.3.4)式中：qhk——水平均布压力标准值(kN/m2)；H——洞室开挖高度(m)。10.3.5对于不能形成稳定拱的浅埋洞室，宜按洞室拱顶上覆岩体的重力作用计算围岩压力标准值，并根据施工所采取的措施予以修正。 11土压力和淤沙压力11.1挡土建筑物的土压力11.1.1计算挡土建筑物(挡土墙)的土压力时，对于向外侧移动或转动的挡土结构，可按主动土压力计算；对于保持静止不动的挡土结构，可按静止土压力计算。11.1.2作用在单位长度挡土墙背上的主动土压力标准值可按下式计算：(11.1.2-1) 式中：Fak——主动土压力标准值(kN/m)，作用于距墙底墙背处，与水平面呈(δ＋ε)夹角(见图11.1.2-1)； γ——挡土墙后填土重度(kN/m3)；H——挡土墙高度(m)；Ka——主动土压力系数，可按附录Ｆ计算。图11.1.21主动土压力作用示意 1—第一破裂面；2—第二破裂面图11.1.2-2第二破裂面主动土压力作用示意 当墙背的坡角ε大于临界值εcr时，填土将产生第二破裂面(见图11.1.2-2)，其主动土压力标准值应按作用于第二破裂面上的主动土压力Fa2〔取δ＝φ按式(11.1.2-1)计算〕和墙背与第二破裂面之间土重的合力计算。εcr按下式计算：(11.1.2-2)式中：β——挡土墙后填土坡角(°)；φ——挡土墙后填土内摩擦角(°)；δ——挡土墙后填土对墙背的外摩擦角(°)。 图11.1.3静止土压力作用示意当填土表面有均布荷载时，可将荷载换算成等效的土层厚度，计算作用于墙背的主动土压力标准值。此种情况下，作用于墙背上的主动土压力应按梯形分布。11.1.3对于墙背铅直、墙后填土表面水平的挡土墙，作用单位长度墙背的静止土压力标准值可按下式计算(见图11.1.3)：(11.1.3)式中：F0k——静止土压力标准值(kN/m)，作用于距墙底处，水平指向墙背；K0——静止土压力系数，可按附录F计算。11.1.4主动土压力和静止土压力的作用分项系数应采用1.2。 11.2上埋式埋管的土压力11.2.1作用在单位长度埋管上的垂直土压力标准值可按下式计算(见图11.2.1)：Fsk＝KsγＨdＤ1(11.2.1)式中：Fsk——埋管垂直土压力标准值(kN/m)；Hd——管顶以上填土高度(m)；D1——埋管外直径(m)；Ks——埋管垂直土压力系数，与地基刚度有关，可根据地基类别按图11.2.1查取。1—岩基；2—密实砂类土，坚硬或硬塑粘性土；3—中密砂类土，可塑粘性土；4—松散砂类土，流塑或软塑粘性土图11.2.1埋管垂直土压力系数11.2.2作用在单位长度埋管的侧向土压力标准值可按下式计算(见图11.2.2)：图11.2.2埋管侧向土压力作用Ftk＝KtγＨ0Ｄd(11.2.2) 式中：Ftk——埋管侧向土压力标准值(kN/m)；H0——埋管中心线以上填土高度(m)；Dd——埋管凸出地基的高度(m)；Kt——侧向土压力系数，；φ——填土内摩擦角，按附录F.0.1确定。11.2.3埋管上垂直土压力、侧向土压力的作用分项系数，当其作用效应对管体结构不利时应采用1.1，有利时应采用0.9。 11.3淤沙压力11.3.1作用在坝、水闸等挡水建筑物单位长度上的水平淤沙压力标准值可按下式计算：(11.3.1)式中：Psk——淤沙压力标准值(kN/m);γsb——淤沙的浮重度(kN/m3)，γsb＝γsd-(1-n)γw；γsd——淤沙的干重度(kN/m3)；γw——水的重度(kN/m3)；n——淤沙的孔隙率；Hs——挡水建筑物前泥沙淤积厚度(m)；φs——淤沙的内摩擦角(°)。当结构挡水面倾斜时，应计及竖向淤沙压力。11.3.2挡水建筑物前的泥沙淤积厚度，应根据河流水文泥沙特性和枢纽布置情况经计算确定；对于多泥沙河流上的工程，宜通过物理模型试验或数学模型计算，并结合已建类似工程的实测资料综合分析确定。11.3.3淤沙的浮重度和内摩擦角，一般可参照类似工程的实测资料分析确定；对于淤沙严重的工程宜通过试验确定。11.3.4淤沙压力的作用分项系数应采用1.2。 12风荷载和雪荷载12.1风荷载12.1.1垂直作用于建筑物表面上的风荷载标准值，应按下式计算：wk＝βzμzμsw0(12.1.1)式中：wk——风荷载标准值(kN/m2)；βz——z高度处的风振系数；μz——风压高度变化系数；μs——风荷载体形系数；w0——基本风压(kN/m2)。12.1.2基本风压应按GBJ9—87《建筑结构荷载规范》中全国基本风压分布图采用，但不得小于0.25kN/m2。对于水工高耸结构，其基本风压可按全国基本风压图中的基本风压值乘以1.1后采用；对于特别重要和有特殊使用要求的结构或建筑物，则可乘以1.2后采用。12.1.3当建设地点的基本风压值在全国基本风压分布图上未给出时，其基本风压值可按下列方法确定：(1)可根据当地年最大风速资料，按照基本风压的定义通过统计分析确定，分析时应考虑样本数量的影响；(2) 当地没有风速资料时，可根据附近地区规定的基本风压或长期资料，通过气象和地形条件的对比分析确定。12.1.4山区的基本风压应通过实际调查和对比观测，经分析后确定。一般情况下，可按相邻地区的基本风压值乘以下列调整系数采用：(1)山间盆地、谷地等闭塞地形，0.75～0.85；(2)与大风方向一致的谷口、山口，1.2～1.5。注：山顶及山坡(包括悬崖)的基本风压，可根据山麓附近地区的基本风压按相差高度乘以风压高度变化系数确定。12.1.5沿海海岛的基本风压，当缺乏实际资料时，可按陆地上的基本风压值乘以表12.1.5所列的调整系数采用。12.1.6风压高度变化系数，应根据地面粗糙度类别按表12.1.6确定。其中地面粗糙度类别可分为A、B两类： 表12.1.5海岛基本风压调整系数距海岸距离km调整系数＜401.040～601.0～1.160～1001.1～1.2 A类——海岛、海岸、湖岸及沙漠地区；B类——田野、乡村、丛林、丘陵及房屋比较稀疏的中、小城镇和大城市郊区。注：位于坝、水闸等建筑物顶部的结构，风压高度变化系数可按表12.1.6中A类采用。确定其距地面高度的计算基准面，可按风向采用相应设计状况下的水库水位或下游尾水位。12.1.7水工建筑物的风荷载体形系数，可按照GBJ9—87《建筑结构荷载规范》和GBJ135—90《高耸结构设计规范》等设计规范中有关规定采用。12.1.8对于高度大于30m且高宽比大于1.5的水电站厂房，以及基本自振周期大于0.25s的进水塔、调压塔、渡槽等建筑物，应采用风振系数βz来考虑风压脉动的影响。不属于上述情况者，其风振系数采用1.0。风振系数的计算方法可参照GBJ9—87和GBJ135—90等设计规范的有关规定，或经专门研究确定。12.1.9风荷载的作用分项系数应采用1.3。 表12.1.6风压高度变化系数μz距地面高度m地面粗糙度类别AB51.170.80101.381.00151.521.14201.631.25301.801.42401.921.56502.031.67602.121.77702.201.86802.271.95902.342.021002.402.09 1502.642.382002.832.612502.992.803003.122.97≥3503.123.12 12.2雪荷载12.2.1水电站厂房、泵站厂房、渡槽等建筑物顶面水平投影面上的雪荷载标准值，应按下式计算：sk＝μrs0(12.2.1)式中：sk——雪荷载标准值(kN/m2)；μr——建筑物顶面积雪分布系数；s0——基本雪压(kN/m2)。12.2.2基本雪压应按GBJ9—87中全国基本雪压图采用。12.2.3山区的基本雪压，应通过实际调查后确定。当无实测资料时，可按当地空旷平坦地面的基本雪压值乘以1.2后采用。12.2.4建筑物顶面的积雪分布系数，可参照GBＪ9—87规定的屋面积雪分布系数采用。12.2.5雪荷载的作用分项系数应采用1.3。 13冰压力和冻胀力13.1静冰压力13.1.1冰层升温膨胀时，作用于坝面或其他宽长建筑物单位长度上的静冰压力标准值Fdk可按表13.1.1采用。 表13.1.1静冰压力标准值冰层厚度m0.40.60.81.01.2静冰压力标准值kN/m85180215245280注：1.冰层厚度取多年平均年最大值。2.对于小型水库，应将表中静冰压力标准值乘以0.87后采用；对于库面开阔的大型平原水库，应乘以1.25后采用。3.表中静冰压力标准值适用于结冰期内水库水位基本不变的情况；结冰期内水库水位变动情况下的静冰压力应作专门研究。4.静冰压力数值可按表列冰厚内插 13.1.2作用于独立墩柱上的静冰压力可按照式(13.2.2-1)计算。13.1.3静冰压力垂直作用于结构物前沿，其作用点取冰面以下1／3冰厚处。13.1.4冰冻期冰层厚度内的冰压力与水压力不同时作用于建筑物。13.1.5静冰压力的作用分项系数应采用1.1。 13.2动冰压力13.2.1作用于铅直的坝面或其他宽长建筑物上的动冰压力标准值可按下式计算：(13.2.1-1)式中：Fbk——冰块撞击建筑物时产生的动冰压力(MN)； v——冰块流速(m/s)，宜按实测资料确定，当无实测资料时，对于河(渠)冰可采用水流流速；对于水库冰可采用历年冰块运动期内最大风速的3%，但不宜大于0.６m/s；对于过冰建筑物可采用该建筑物前流冰的行近流速；A——冰块面积(m2），可由当地或邻近地点的实测或调查资料确定；di——流冰厚度，可采用当地最大冰厚的0.7～0.8倍，流冰初期取大值；Fic——冰的抗压强度(MPa)，宜由试验确定，当无试验资料时，对于水库可采用0.3MPa；对于河流，流冰初期可采用0.45MPa，后期可采用0.3MPa。13.2.2作用于独立墩柱上的动冰压力标准值，可按下列情况计算确定：(1)作用于前沿铅直的三角形独立墩柱上的动冰压力，可分别按式(13.2.2-1)、式(13.2.2-2)计算冰块切入和撞击两种情况下的冰压力，并取其中的小值：Fp1＝mfibdib(13.2.2-1)(13.2.2-2)式中：Ｆp1——冰块切入三角形墩柱时产生的动冰压力(MN)；Fp2——冰块撞击三角形墩柱时产生的动冰压力(MN)；m——墩柱前沿的平面形状系数，按表13.2.2采用；γ——三角形夹角的一半(°)；fib——冰的抗挤压强度(MPa)，流冰初期可取0.75MPa，后期可取0.45MPa；b——在冰作用高程处的墩柱前沿宽度(m)。(2)作用于前沿铅直的矩形、多边形或圆形独立墩柱上的动冰压力可按式(13.2.2-1)计算。13.2.3动冰压力的作用分项系数可采用1.1。 表13.2.2形状系数m值平面形状夹角为2γ的三角形矩形多边形或圆形45°60°75°90°120°m0.540.590.640.690.771.00.9 13.3冻胀力13.3.1表面平整的混凝土桩、墩基础，在无竖向位移的条件下，作用于侧表面上的切向冻胀力标准值可按下式计算：Fτ＝φcφrτtuZd(13.3.1)式中：Fτ——切向冻胀力标准值(kN)；φc——有效冻深系数；φr——表面粗糙系数，可采用1.0；τt——单位切向冻胀力标准值(kN／m2)，按表13.3.1采用；u——冻土层内桩(墩、柱)基础水平横截面周长(m)；Zd——设计冻深(m)。 表13.3.1单位切向冻胀力标准值地表土冻胀量Δhmm2050120220＞220τtkN/m2204080110111～150注：1.τt值可按表列冻胀量内插。2. 土的冻胀量宜按建筑物所在地点的实测资料确定；当无实测资料时，可按《水工建筑物抗冰冻设计规范》确定 13.3.2对于标准冻深大于0.5m地区的薄壁混凝土挡土墙，当墙前地面至墙后填土顶部的高差小于或等于5m、在无水平位移的条件下，作用于挡土墙的水平冻胀力可采用按图13.3.2所示的压强分布计算的合力为其标准值。图中最大单位水平冻胀力可按下式计算：σhm＝m0Crσht(13.3.2)式中：σhm——最大单位水平冻胀力(kN/m2)；m0——墙体变形影响系数；Cr——挡墙迎土面边坡修正系数；σht——单位水平冻胀力标准值(kN/m2)，可按表13.3.2-1采用。 表13.3.2-1单位水平冻胀力标准值墙后土冻胀量Δhdmm2050120220＞220σhtkN/m2305090120121～170注：1.表中Δhd为距墙前地面0.25H1高度处墙后土的冻胀量。2.σht值可按表列冻胀量内插 在图13.3.2中，H1为墙前地面至墙后填土面的高度；最大单位水平冻胀力高度系数β和非冻胀区深度系数β′可按表13.3.2-2采用。 表13.3.2-2β和β′值墙后土冻胀量Δhdmm≤5050＜Δhd≤120120＜Δhd≤220＞220β0.150.300.450.50β′≤0.20≤0.15≤0.08≤0.08注：当H1小于2.0m时，表中β′值均取为零 图13.3.2水平冻胀力压强分布示意 13.3.3对于标准冻深大于0.5m地区，墙前地面至墙后填土顶部的高差大于5m的薄壁挡土墙和其他型式的挡土墙，水平冻胀力的计算应经专门研究。13.3.4在标准冻深大于0.5m地区的水闸、涵洞和其他具有板型基础的建筑物，当基础埋深小于设计冻深时，作用在单块基础板底面上的竖向冻胀力标准值可按下式计算：Fvt＝m1α0σvtA(13.3.4-1) 式中：Fvt——竖向冻胀力标准值(kN)；m1——竖向位移影响系数，可按下式计算：(13.3.4-2)α0——基础厚度影响系数，可按下式计算：(13.3.4-3)σvt——单位竖向冻胀力标准值(kN/m2)，按表13.3.4-1采用；A——单块基础板底面积(m2)；〔s〕——建筑物基础允许产生可复位的竖向位移值(mm)，1、2级建筑物为0；3～5级建筑物可按表13.3.4-2采用；Δh——建筑物所在地的地表冻胀量(mm)；dt——基础板厚(m)；di——基础表面的冰层厚度(m)，当表面无冰层时为0；Zd——设计冻深(m)。 表13.3.4-1单位竖向冻胀力标准值(kN/m2)单板基础板底面积m251050地表土冻胀量Δhmm2010060505015010080120210150120220280210170＞220281～360211～280171～230注：1.表中σvt值可按表列冻胀量和基础板底面积内插。2.本表不适用于单块基础板边长小于2.0m和长宽比大于5的基础 表13.3.4-2基础允许冻胀竖向位移值建筑物类型及结构部位〔s〕mm3级建筑物4、5级建筑物水闸、涵洞进出口基础板1525闸室段、洞身段钢筋混凝土基础1015钢筋混凝土陡坡段底板、消力池底板、护坦板有侧向约束1525无侧向约束2030 13.3.5水平冻胀力和土压力不同时作用于建筑物，设计时应取其中的大值进行荷载组合。13.3.6切向冻胀力、水平冻胀力及竖向冻胀力的作用分项系数均应采用1.1。 14浪压力14.1一般规定14.1.1本章适用于风浪对坝、水闸等挡水建筑物(不包括海堤、河堤)产生的浪压力的计算。14.1.2浪压力标准值一般可由波浪要素(波高、波长等)按14.2、14.3计算确定。对于1级挡水建筑物，当浪压力为主要荷载之一时，宜通过模型试验论证。14.1.3波浪要素可按附录G计算。其中计算风速的取值应遵循下列规定： (1)当浪压力参与作用基本组合时，采用重现期为50年的年最大风速；(2)当浪压力参与偶然组合时，采用多年平均年最大风速。14.1.4浪压力的作用分项系数应采用1.2。 14.2直墙式挡水建筑物上的浪压力14.2.1作用于铅直迎水面建筑物上的浪压力，应根据建筑物迎水面前的水深，按以下三种波态分别计算：(1)当H≥Hcr和时，浪压力分布如图14.2.1(a)所示，单位长度上的浪压力标准值按下式计算：(14.2.1-1)式中：Pwk——单位长度迎水面上的浪压力标准值(kN/m)；γw——水的重度(kN/m3)；Lm——平均波长(m)；h1%——累积频率为1%的波高(m)；H——挡水建筑物迎水面前的水深(m)；hz——波浪中心线至计算水位的高度(m)，按下式计算：(14.2.1-2)Hcr——使波浪破碎的临界水深(m)，按下式计算：(14.2.1-3)图14.2.1直墙式挡水建筑物的浪压力分布 (2)当H≥Hcr，但时，浪压力分布如图14.2.1(b)所示，单位长度上的浪压力标准值按下式计算：(14.2.1-4)式中：plf——建筑物底面处的剩余浪压力强度(kN/m2)，按下式计算：(14.2.1-5)(3)当H＜Hcr时，浪压力分布如图14.2.1(c)所示，单位长度上的浪压力标准值按下式计算： (14.2.1-6)式中：λ——建筑物底面的浪压力强度折减系数。当H≤1.7h1%时，采用0.6；当H＞1.7h1%时，采用0.5。p0——计算水位处的浪压力强度(kN/m2)，按下式计算：p0＝Kiγwh1%(14.2.1-7)Ki——底坡影响系数，按表14.2.1采用。 表14.2.1底坡影响系数Ki底坡i1／101／201／301／401／501／601／80＜1／100Ki值1.891.611.481.411.361.331.291.25注：底坡i采用建筑物迎水面前一定距离内的平均值 14.3斜坡式挡水建筑物上的浪压力14.3.1对于1.5≤m≤5的混凝土整体式或装配式单坡护面板上的浪压力标准值，可按图14.3.1压力强度分布计算的合力确定。图中有关参数可按下列各项计算。图14.3.1斜坡式混凝土护面板上的浪压力分布 (1)斜坡上最大受力点的浪压力强度按下式计算：pm＝KpK1Ｋ2Ｋ3γwhs(14.3.1-1)式中：pm——最大浪压力强度(kN/m2)；Kp——频率换算系数，采用1.35；K1——系数，按下式计算：(14.3.1-2)K2——系数，按表12.3.1-1采用；K3——浪压力相对强度系数，按表14.3.1-2采用；hs——有效波高(m)，约相当于累积频率为14%的波高。 表14.3.1-1系数K2值Lm／hs1015202535K21.001.151.301.351.48 表14.3.1-2浪压力相对强度系数K3hs0.51.01.52.02.53.03.5≥4.0 mK33.72.82.32.11.91.81.751.7 (2)斜坡上最大浪压力强度作用点距计算水位的垂直高度Zm按下式计算：(14.3.1-3)式中：(14.3.1-4)(14.3.1-5)当Zm＜0时，取Zm＝0。(3)图14.3.1中li（i＝1，2，3，4)按下列各式确定：l1＝0.0125Lφl2＝0.0325Lφl3＝0.0265Lφl4＝0.0675Lφ(14.3.1-6)式中：(14.3.1-7)图14.3.1中波浪爬高R1%，可按附录G计算确定。14.3.2装配式斜坡护面板上的波浪反压力标准值，可按图14.3.2反压力强度分布计算的合力确定，其中波浪反压力强度pc按下式计算：pc＝KpＫ1Ｋ2Ｋcγwhs(14.3.2)式中：pc——波浪反压力强度(kN/m2)；Kc——波浪反压力强度系数，按图14.3.2曲线查取。图中bf为护面板沿斜坡方向的边长，Lm为平均波长。 图14.3.2波浪反压力强度系数 14.3.3对于折坡或具有平台的复坡斜坡式挡水建筑物，其浪压力应通过专门研究确定。 15楼面及平台活荷载15.1水电站主厂房楼面活荷载15.1.1主厂房安装间、发电机层和水轮机层各层楼面，在机组安装、运行和检修期间由设备堆放、部件组装、搬运等引起的楼面局部荷载及集中荷载，均应按实际情况考虑。对于大型水电站，可按设备部件的实际堆放位置分区确定各区间的荷载值。15.1.2当缺乏资料时，主厂房各层楼面的均布活荷载标准值可按表15.1.2采用。 表15.1.2主厂房楼面均布活荷载标准值序号楼层名称标准值kN/m2300＞P≥100100＞P≥5050＞P≥51安装间160～140140～6060～302发电机层50～4040～2020～103水轮机层30～2020～1010～6注：P—单机容量(MW)；当P≥300MW时，均布荷载值可视实际情况酌情增大 15.2水电站副厂房楼面活荷载15.2.1生产副厂房各层楼面在安装、检修过程中可移动的集中荷载或局部荷载，均应按实际情况考虑。无设备区的操作荷载(包括操作人员、一般工具和零星配件等)可按均布活荷载考虑，其标准值可采用3kN/m2～4kN/m2。15.2.2当缺乏资料时，副厂房的楼面活荷载标准值可按照表15.2.2采用。 表15.2.2副厂房各楼面均布活荷载标准值序号房间名称标准值kN/m201生产副厂房中央控制室、计算机室5～602通信载波室、继电保护室503蓄电池室、酸室、充电机室604开关室505励磁盘室、厂用动力盘室506生产副厂房电缆室407空压机室408水泵室、通风机室409厂内油库、油处理室410试验室411电工室512机修室7～1013工具室514办公用值班室3 副厂15会议室416资料室517厕所、盥洗室318走道、楼梯4注：当室内有较重设备时，其活荷载应按实际情况考虑 15.3工作平台活荷载15.3.1尾水平台活荷载按下列原则确定：(1)当尾水平台仅承受尾水闸门操作或检修荷载时，其活荷载标准值可采用10kN/m2～20kN/m2(大型电站取大值)；(2)当尾水平台兼作公路桥时，车辆荷载应按公路桥梁荷载标准确定，并可与闸门操作或检修荷载分区考虑；(3)当尾水平台布置有变压器时，应按实际情况考虑；(4)施工期安放的起吊设备及临时堆放荷载，应根据工程实际情况确定。15.3.2进水口平台活荷载按下列原则确定：(1)进水口承受闸门、启闭机及清污机等设备产生的集中或局部荷载，均应按实际情况考虑；(2)进水口平台兼作公路桥时，应按公路桥梁车辆荷载标准确定；(3)进水口平台在安装金属结构时需安放重型起吊设备者，应考虑施工期的临时荷载。 15.4其他要求及作用分项系数15.4.1设计楼面(平台)的梁、墙、柱和基础时，应对楼面(平台)的活荷载标准值乘以0.8～0.85的折减系数。15.4.2当考虑搬运、装卸重物，车辆行驶和设备运转对楼面和梁的动力作用时，均应将活荷载乘以动力系数。动力系数可采用1.1～1.2。15.4.3楼面及平台活荷载的作用分项系数，一般情况下可采用1.2；对于安装间及发电机层楼面，当堆放设备的位置在安装、检修期间有严格控制并加垫木时，可采用1.05。 16桥机和门机荷载16.1桥机荷载16.1.1本节适用于作直线轨道运行或作曲线轨道运行的水电站厂房内的桥式吊车，以及在水工建筑物其他部位室内工作的桥式或台车式启闭机。16.1.2桥机荷载应按竖向荷载和水平荷载(包括纵向、横向水平荷载)分别进行计算。16.1.3桥机的竖向荷载标准值，可采用设计图样提供的最大轮压，也可采用桥机通用资料提供的参数按下列公式计算：(1)当用一台桥机吊物时，作用在一边轨道上的最大轮压：(16.1.3-1)(2)当用两台型号相同的桥机吊物时，作用在一边轨道上的最大轮压：(16.1.3-2)式中：Pmax——桥机一边轨道上的最大轮压(kN)；n——单台桥机作用在一边轨道上的轮数；Lk——桥机跨度(m)；L1——实际起吊最大部件中心至桥机轨道中心的最小距离(m)；m——单台桥机总质量(t)；m1——单台桥机小车质量(t)；m2——吊物和吊具质量(t)； m3——平衡梁质量(t)；g——重力加速度，9.81m/s2。16.1.4纵向水平荷载标准值，可按作用在一边轨道上所有制动轮的最大轮压之和的5%采用。其作用点即制动轮与轨道的接触点，其方向与轨道方向一致。16.1.5横向水平荷载标准值，可按小车、吊物及吊具的重力之和的4%采用。该项荷载由两边轨道上的各轮平均传至轨顶，方向与轨道垂直，并应考虑正反两个作用方向。16.1.6当对桥机吊车梁进行强度计算时，桥机竖向荷载应乘以动力系数，动力系数可采用1.05。16.1.7桥机竖向荷载、水平荷载的作用分项系数均应采用1.1。 16.2门机荷载16.2.1本节适用于作直线轨道运行或作曲线轨道运行的坝顶门机，也适用于厂房尾水平台上的门机及在水工建筑物其他部位室外工作的门机。16.2.2门机荷载应按竖向荷载和水平荷载(包括纵向、横向水平荷载)分别进行计算。16.2.3门机竖向荷载标准值，应采用设计图样提供的在不同运用工况下的轮压值。初步计算时，可采用门机通用资料提供的数据，但应根据门机的实际工作情况加以修正。16.2.4纵向水平荷载标准值，可按大车运行时作用在一边轨道上所有制动轮的最大轮压之和的8%采用。其作用点即制动轮与轨道的接触点，其方向与轨道方向一致。16.2.5门机横向水平荷载标准值，可按小车和吊物及吊具的重力之和的5%采用。该项荷载由两边轨道上的各轮平均传至轨顶，方向与轨道垂直，并应考虑正反两个作用方向。16.2.6当对门机承重梁进行强度计算时，门机竖向荷载应乘以动力系数，动力系数可采用1.05。16.2.7门机的竖向荷载、水平荷载的作用分项系数均应采用1.1。 17温度作用17.1一般规定17.1.1本章适用于计算混凝土结构的温度作用。该作用系指可能出现且对该结构产生作用效应的温度变化(包括温升和温降)。17.1.2应根据结构特征，分别考虑结构在施工期和运行期的温度作用。17.1.3宜针对不同的结构型式及计算方法，按下述三种情况计算结构的温度作用：(1)杆件结构。假定温度沿截面厚度方向呈线性分布，并以截面平均温度Tm和截面内外温差Td表示：Tm＝(Te＋Ｔi)／2(17.1.3-1)Td＝Te－ＴI(17.1.3-2)式中：Ti、Te——杆件内、外表面计算温度。结构的温度作用即指Tm、Ｔd的变化。(2)可简化为杆件结构计算的平板结构或的壳体结构，如图17.1.3所示，可将沿结构厚度方向实际分布的计算温度T(x)分解为三部分，即截面平均温度Ｔm、等效线性温差Td和非线性温差Tn，并按下列公式计算：(17.1.3-3)(17.1.3-4)Tn＝T(x)－Tm－xTd／Ｌ(17.1.3-5)式中：L——平板或壳体厚度(m)；R——壳体的曲率半径(m)。 结构的温度作用可仅计及Tm和Td的变化，Tn一般可不予考虑。(3)大体积混凝土结构和其他空间形状复杂的非杆件结构，应根据其温度边值条件，按连续介质热传导理论计算其温度场。温度作用即指其温度场的变化。图17.1.3结构温度分布(a)截面实际温度；(b)截面平均温度；(c)等效线性温差；(d)非线性温差 17.1.4计算结构的温度作用时，应考虑以下因素：(1)结构所处环境的气温、水温、日照及基岩温度等边界条件，按17.2中有关条文确定。(2)与温度作用有关的混凝土热学特性指标，宜由试验研究确定。初步计算时，可按表17.1.4采用。17.1.5温度作用的作用分项系数应采用1.1。 表17.1.4混凝土热学特性指标序号项次符号单位数值1导热系数λckJ／（m·h·℃)10.62比热cckJ/(kg·℃)0.963导温系数acm2/h0.00454表面放热系数空气中流水中βcJ/(m2·s·℃)βc＝6.42＋3.83v0∞注：表中v0为计算风速(m/s) 17.2边界温度17.2.1结构物外界气温的年周期变化过程可用下式表示：Ta＝Tam＋Aacosω（τ－τ0）(17.2.1-1)式中：Ta——多年月平均气温；τ——时间变量(月)；τ0——初始相位(月)；对于纬度高于30°的地区，取τ0＝6.5(月)；对于纬度低于或等于30°的地区，取τ0＝6.7(月)；ω——圆频率，ω＝2π／p,p为温度变化周期，取p＝12(月)；Tam——多年年平均气温；Aa——多年平均气温年变幅。Tam、Aa应采用当地实测多年月平均气温按下式计算：(17.2.1-2) (17.2.1-3)式中：Tai——i月多年平均气温；τi——i月计算时点，τi＝i-0.5(月)。Aa也可近似地按下式计算：Aa＝(Ta7－Ta1)／2(17.2.1-4)式中：Ta1、Ta7——1、7月多年平均气温。17.2.2水库坝前水温，宜根据拟建水库的具体条件经专门研究确定。初步计算时，可采用附录H所提供的方法。17.2.3坝下游水温，一般情况下可假定沿水深呈均匀分布。其年周期变化过程，当尾水直接源于上游库水时可参照与之相应的坝前水温确定，否则可参照当地气温确定。17.2.4暴露在空气中并受日光直接照射的结构，应考虑日光辐射热的影响。一般可考虑辐射热引起结构表面的多年平均温度增加2～4℃，多年平均温度年变幅增加1～2℃。对于大型工程，宜经专门研究确定。17.2.5坝基温度可假定在年内不随时间变化。其多年年平均温度可根据当地地温、库底水温及坝基渗流等条件分析确定。 17.3温度作用标准值17.3.1厂房、进水塔等建筑物的构架在运行期的温度作用标准值可按下列公式计算：ΔＴmk＝Tm1＋Ｔm2－Tm0(17.3.1-1)ΔＴdk＝Td1＋Td2－Td0(17.3.1-2)其中：Tm0＝(T0e＋T0i)／2(17.3.1-3)Td0＝T0e－T0i(17.3.1-4)Tm1＝(Tme＋Tmi)／2(17.3.1-5)Td1＝Tme－Tmi(17.3.1-6)Tm2＝(Ae＋Ai)／2(17.3.1-7)Td2＝Ae－Ai(17.3.1-8)式中：ΔTmk、ΔＴdk——截面平均温度变化标准值和截面等效线性温差变化标准值；T0i、T0e——结构封闭时内、外表面温度；Tmi、Ｔme——结构运行期内、外表面多年年平均温度；Ａi、Ａe——结构运行期内、外表面多年平均温度年变幅。Tmi、Ｔme、Ａi、Ａe应根据结构所处外部环境按17.2中有关条文确定。对温度作用比较敏感的重要结构，必要时应考虑气温月变幅的影响。17.3.2拱坝运行期的温度作用标准值可按附录J计算。17.3.3实体重力坝一般可不计及运行期的温度作用，但当坝体接缝灌浆时的温度高于稳定温度时，坝体应力计算宜计及温度作用，其标准值可取坝体灌浆时的温度与稳定温度之差值。宽缝重力坝、空腹坝及支墩坝等在运行期的温度作用标准值，应取结构运行期最高(或最低)温度场与其准稳定温度场的年平均温度之差值。17.3.4大体积混凝土结构施工期的温度作用标准值，应取结构稳定温度场与施工期最高温度场之差值，可采用下列计算表达式：ΔＴck＝Tf－（Ｔp＋Tr）(17.3.4)式中：ΔTck——结构施工期温度作用标准值；Tf——结构稳定温度场；Tp——混凝土的浇筑温度；Tr——混凝土硬化时的最高温升。 17.3.5坝内引水管道周围混凝土运行期的温度作用标准值，可采用进水口处的多年月平均最低水温所确定的温度场与坝体(准)稳定温度场之差值。初期充水时的温度作用，可根据充水时的水温及环境温度条件分析确定。 18地震作用18.1一般规定18.1.1水利水电工程的抗震设防依据，一般情况下可采用《中国地震烈度区划图(1990)》确定的基本烈度。对于基本烈度为6度或6度以上地区且坝高超过200m或库容大于100×10８m3的大型工程，以及基本烈度为7度或7度以上地区且坝高超过150m的大(1)型工程，其抗震设防依据应根据专门的地震危险性分析成果评定。18.1.2各类水工建筑物的设计地震烈度、设计地震加速度、工程抗震设防类别、场地类别的划分及地震作用效应的计算方法等，应按DL5073—1997《水工建筑物抗震设计规范》的有关规定确定。18.1.3水工建筑物的地震作用，应包括建筑物自重以及其上的设备自重所产生的地震惯性力、地震动水压力和地震动土压力。18.1.4各类水工建筑物的地震作用，应按下列原则考虑：(1)土石坝和混凝土重力坝的水平向地震作用，可只考虑顺河流方向的水平向地震作用；两岸陡坡上的重力坝坝段尚宜计入垂直河流方向的水平向地震作用；(2)闸墩、进水塔、闸顶机架和其他两个主轴方向刚度接近的水工混凝土结构，应考虑结构两个主轴方向的水平向地震作用；(3)混凝土拱坝，应同时考虑顺河流方向和垂直河流方向的水平向地震作用；支墩坝沿垂直河流方向的水平向地震作用宜作专门研究；(4)当设计烈度为8、9度时，1、2级土石坝、重力坝等挡水建筑物和长悬臂、大跨度及高耸的水工混凝土结构，应同时计入水平向和竖向地震作用；(5)严重不对称或空腹等特殊型式的拱坝，以及设计烈度为8、9度的1、2级双曲拱坝，竖向地震作用宜作专门研究。 18.2设计地震加速度及设计反应谱18.2.1按《中国地震烈度区划图(1990)》确定基本烈度时，水平向设计地震加速度代表值ah应按表18.2.1采用；竖向设计地震加速度代表值av可采用水平向地震加速度代表值的２／３。表18.2.1水平向设计地震加速度的代表值设计烈度789ah0.1g0.2g0.4g注：g—重力加速度，9.81m/s2 18.2.2专门进行地震危险性分析的工程，设计地震烈度及设计地震加速度的代表值，对于1级挡水建筑物，应按100年基准期内超越概率0.02确定；对于非挡水建筑物，应按50年基准期内超越概率0.05确定。 图18.2.4设计反应谱 18.2.3基岩面下50m及其以下的地下结构，水平向设计地震加速度代表值可按18.2.1或18.2.2规定值的１／２采用；基岩面下不足50m处的水平向设计地震加速度代表值，可按深度线性插值。18.2.4按动力法计算地震作用效应时，设计反应谱β值应根据结构自振周期T按图18.2.4采用。设计反应谱最大值βmax应根据建筑物类型按表18.2.4-1采用，其下限值βmin应不小于βmax的20%；特征周期Tg应根据场地类别按表18.2.4-2采用，对于设计烈度不大于8度的基本自振周期大于1.0s的结构，Tg宜延长0.05s。 表18.2.4-1设计反应谱最大值建筑物类型重力坝拱坝水闸、进水塔及其他混凝土建筑物βmax2.02.52.25 表18.2.4-2特征周期场地类别ⅠⅡⅢⅣTgs0.200.300.400.65 18.3地震作用的水库计算水位18.3.1水工建筑物抗震计算时的水库计算水位可采用正常蓄水位；对于多年调节水库，经论证后可采用低于正常蓄水位的上游水位。18.3.2对于土坝和堆石坝上游坝坡的抗震稳定性计算，应根据运用条件选用对坝坡抗震稳定最不利的常遇水位；水库水位降落时宜采用常遇的水位降落幅值。18.3.3重要的混凝土拱坝和水闸，宜补充水库常遇低水位时的抗震强度计算。 19灌浆压力19.0.1水工结构设计应考虑以下三种灌浆压力：(1)地下结构的混凝土衬砌顶拱与围岩之间的回填灌浆压力；(2)钢衬与外围混凝土之间的接触灌浆压力；(3)混凝土坝坝体施工缝的接缝灌浆压力。19.0.2回填灌浆压力、接触灌浆压力和接缝灌浆压力均属施工过程中出现的临时性可变作用，仅作为短暂设计状况计算的一种作用。19.0.3灌浆压力作用的标准值可采用设计规定的灌浆压力值，一般可按以下范围取值：(1)回填灌浆压力，0.2MPa～0.4MPa(一序灌浆孔取小值，二序灌浆孔取大值)；(2)接触灌浆压力，0.1MPa～0.2MPa；(3)接缝灌浆压力，0.2MPa～0.5MPa。19.0.4对于回填灌浆和接触灌浆压力，可对其设计规定的灌浆压力值乘以一个小于1.0的面积系数作为标准值。面积系数的取值，应根据结构实际施工状况、灌浆施工的工序及方法、计算作用的分布简图等因素经分析确定。19.0.5灌浆压力的作用分项系数可采用1.3。 附录A(标准的附录)水工结构主要作用按随时间变异的分类  A.0.1永久作用：(1)结构自重和永久设备自重；(2)土压力；(3)泥沙压力(有排沙设施时可列为可变作用)；(4)地应力；(5)围岩压力；(6)预应力。A.0.2可变作用：(1)静水压力；(2)扬压力(包括渗透压力和浮托力)；(3)动水压力(包括水流离心力、水流冲击力、脉动压力等)；(4)水锤压力；(5)浪压力；(6)外水压力；(7)风荷载；(8)雪荷载；(9)冰压力(包括静冰压力和动冰压力)；(10)冻胀力；(11)楼面(平台)活荷载；(12)桥机、门机荷载；(13)温度作用；(14)土壤孔隙水压力；(15)灌浆压力。A.0.3偶然作用：(1)地震作用；(2)校核洪水位时的静水压力。 附录B(标准的附录)水工建筑物的材料重度 表B1常用材料重度序号材料名称重度kN/m3备注1钢铁(1)钢材、铸钢(2)铸铁 78.572.5 2普通水工混凝土、砂浆(1)素混凝土(2)钢筋混凝土(3)沥青混凝土(4)水泥砂浆 23.5～24.024.5～25.021.0～23.018.5～20.0 3水泥14.5～16.0 4浆砌粗料石22.0～25.0 5浆砌块石21.0～23.0 6干砌块石18.0～21.0  7回填土石(不包括土石坝)(1)抛块石抛块石(2)抛碎石抛碎石(3)细砂、粗砂(4)卵石砂夹卵石砂夹卵石(5)砂土砂土 17.0～18.010.0～11.016.0～17.010.0～11.014.5～16.516.0～18.015.0～17.016.0～19.016.018.0  水下 水下干干干、松干、压实干、压实湿、压实8岩石石料(1)花岗岩(2)玄武岩(3)辉绿岩(4)大理岩、石灰岩(5)砂岩(6)页岩 24.0～27.525.5～31.525.0～29.526.5～28.024.0～27.023.5～27.0  表B2大体积混凝土重度骨料重度骨料重度kN/m3骨料最大粒径mm20408015026.023.523.924.224.426.523.724.124.424.627.023.924.324.624.827.524.124.524.825.0 表B3土石坝压实干重度材料名称代号重度kN/m3备注堆石(花岗岩)堆石(石灰岩)堆石(砂岩)堆石(大理岩)堆石(石英岩)堆石(玄武岩)堆石(片麻岩)堆石(千枚岩)堆石(卵石) 20.0～22.018.5～21.018.0～21.018.5～21.020.0～22.019.0～20.520.5～22.520.0～22.519.0～22.0采用大型振动碾压实级配良好砾级配不良砾含细粒土砾粉土质砾粘土质砾GWGPGFGMGC18.5～21.018.0～20.518.0～20.017.5～19.517.0～19.0  级配良好砂级配不良砂含细粒土砂粉土质砂粘土质砂SWSPSFSM SC16.5～19.016.0～18.016.0～18.516.0～18.516.0～18.0 低液限粉土高液限粉土低液限粘土高液限粘土MLMHCLCH15.5～17.015.5～17.015.0～16.014.0～15.0  附录C(标准的附录)混凝土衬砌有压隧洞的外水压力折减系数 C.0.1混凝土衬砌有压隧洞的外水压力折减系数βe，可根据围岩地下水活动状态，结合采用的排水措施等情况按表C选用。 表C外水压力折减系数级别地下水活动状态地下水对围岩稳定的影响βe值1洞壁干燥或潮湿无影响0～0.202沿结构面有渗水或滴水风化结构面有充填物质，地下水降低结构面的抗剪强度，对软弱岩体有软化作用0.1～0.403沿裂隙或软弱结构面有大量滴水、线状流水或喷水泥化软弱结构面有充填物质，地下水降低抗剪强度，对中硬岩体有软化作用0.25～0.604严重滴水，沿软弱结构面有小量涌水地下水冲刷结构面中的充填物质，加速岩体风化，对断层等软弱带软化泥化，并使其膨胀崩解及产生机械管涌。有渗透压力，能鼓开较薄的软弱层0.40～0.805严重股状流水，断层等软弱带有大量涌水地下水冲刷带出结构面中的充填物质，分离岩体，有渗透压力，能鼓开一定厚度的断层等软弱带，并导致围岩塌方0.65～1.00 附录D(标准的附录)改进阻力系数法 D.0.1地基有效深度按下式计算：当时，Te＝0.5L0(D1)当时， (D2)式中：Te——地基有效深度(m)；L0——地下轮廓的水平投影长度(m)；S0——地下轮廓的垂直投影长度(m)。当计算得到的Te值大于地基实际深度时，应按地基实际深度采用。D.0.2分段阻力系数可分别按下列情况计算：(1)进、出口段［见图D1(a)］：(D3)式中：ξ0——进、出口段的阻力系数；S——板桩或齿墙的入土深度(m)；T——地基透水层深度(m)。图D1闸基分段示意(a)进出口段；(b)内部垂直段；(c)水平段 (2)内部垂直段［见图D1(b)］：(D4)式中：ξy——内部垂直段的阻力系数。(3)水平段［见图D1(c)］：(D5)式中：ξx——水平段的阻力系数；S1、Ｓ2——进口段、出口段板桩或齿墙的入土深度(m)。D.0.3各分段水头损失值可按下式计算：(D6)式中：ΔＨ——上、下游水位差(m)；Hi——各分段的水头损失值(m)；ξi——各分段的阻力系数； n——总分段数。将分段计算点的水头值依次按直线连接，即得渗透压力的分布图形。D.0.4在渗透压力图形中，尚应对进、出口段按下述方法进行修正：(1)进、出口段修正后的水头损失值可按下式计算：h′0＝β′h0(D7)式中：h0——按式(D6)计算的水头损失值(m)；h′0——修正后的水头损失值(m)；β′——阻力修正系数，可按下式计算［见图D2(a)］(D8)其中：S′——底板埋深与板桩入土深度之和(m)；T′——板桩另一侧地基透水层深度(m)。当计算的β′≥1.0时，采用β′＝1.0。修正后水头损失的减少值Δh，可按下式计算：Δh＝(1－β′)h0(D9)水力坡降呈急变形式的长度可按下式计算：(D10)式中：a——水力坡降呈现急变形式的长度(m)。渗透压力图形修正如图D2(b)所示。图D2进、出口段渗透压力图形修正 (2)齿墙不规则部位可按下列情况修正(见图D3)：a)当hx≥Δh时，可按下式修正：hx′＝hx＋Δh(D11)式中：hx——水平段的水头损失值(m)；hx′——修正后的水平段水头损失值(m)。b)当hx＜Δh时，可按下列两种情况分别修正：若hx＋hy≥Δh，可按下列二式修正：hx′＝2hx(D12)hy′＝hy＋Δh－hx(D13)式中：hy——内部垂直段水头损失值(m)；hy′——修正后的内部垂直段水头损失值(m)。若hx＋hy＜Δh，可按下列三式修正： hx′＝2hx(D14)hy′＝2hy(D15)hcd′＝hcd＋Δh－(hx＋hy)(D16)式中：hcd——图D3中CD段的水头损失值(m)；h′cd——修正后CD段的水头损失值(m)。将修正后的各分段点的水头值依次按直线连接，即得修正后的渗透压力图形。图D3齿墙不规则部位的渗透压力图形修正(a)凸型进出口；(b)Г型进出口 附录E(标准的附录)简单管路水锤压力计算公式 E.0.1水锤特性系数按下列公式计算：(E1)(E2)式中：L——自上游进水口(调压室)至下游出口压力水道(包括蜗壳、尾水管及压力尾水道)的长度(m)；vm——压力水道负荷变化前(或变化后)的流速(m/s)，可按下式计算：(E3)ΣＬv——压力水道的各段长度(m)与其流速(m/s)的乘积之和；H0——静水头(m)，负荷变化前上、下游计算水位之差；Ts——水轮导叶有效关闭(开启)时间(s)；a——水锤在压力管道中的传播速度(m/s)，其值与管壁材料及厚度有关，数值变化在800m/s～1200m/s范围内，在缺乏资料的情况下，可近似采用1000m/s；g——重力加速度，9.81m/s2。E.0.2发生间接水锤(Ts＞２Ｌ／a)时的水锤压力相对值ξ(ξ或η)可按表E所列公式计算。 表E简单管路最大水锤压力计算公式机组运行工况导叶开度计算公式近似公式开始终了 关机τ00τ0010开机τ01τ0101注：1.τ0、τ1—导叶初始和第一相末的开度；2.ξm、ξ1—末相、第一相水锤压力相对升高值；3.ηm、η1—末相、第一相水锤压力相对降低值。 附录F(标准的附录)主动土压力系数Ka和静止土压力系数K0的计算 F.0.1主动土压力系数可按下式计算(参见图9.1.2-1)：(F1)(F2)φ＝μφ－1.645(F3)c＝［λ＋0.02(H－10)］μc(F4)式中：Ka——主动土压力系数；γ——挡土墙后填土的重度(kN/m3)；H——挡土墙高度(m)；ε——挡土墙背面与铅垂面的夹角(°)；β——挡土墙后填土表面坡角(°)；δ——挡土墙后填土对墙背的外摩擦角(°)，可按表F1采用；φ——填土内摩擦角(°)；c——填土粘聚力(kN/m2)； μφ——填土内摩擦角的平均值；σφ——填土内摩擦角的标准差；μc——填土粘聚力的平均值(kN/m2)；λ——计算系数，可根据墙后填土的内摩擦角和粘聚力的均值μφ、μc及其变异系数δφ、δc由表F4查取。挡土墙后填土的φ、c值一般应根据试验资料确定；当试验资料不足时，对一般土可参照表F2、表F3采用。 表F1填土对挡土墙背的外摩擦角δ挡土墙情况δ挡土墙情况δ墙背光滑，排水不良(0.00～0.33)φ墙背很粗糙，排水良好(0.50～0.67)φ墙背粗糙，排水良好(0.33～0.50)φ墙背与填土间不可能滑动(0.67～1.00)φ 表F2砾类土G、砂类土S的φ值类别松散状态中密状态密实状态砾类土G30°～34°34°～37°37°～40°砂类土S25°～30°30°～35°35°～40° F.0.2静止土压力系数可按下式计算：(F5)式中：K0——静止土压力系数；ν——墙后填土的泊松比，可取其概率分布的0.05分位值。若墙后填土为正常固结粘土，K0也可由下式计算：K0＝1－sinφ′(F6)式中：φ′——墙后填土的有效内摩擦角(°)，可取其概率分布的0.05分位值。当ν、φ′的试验资料不足时，K0可参照表F5采用。 表F3细粒土F的φ、c值塑性指数IP孔隙比＜0.50.5～0.60.6～0.70.7～0.80.8～0.9＞0.9＜10φ°272523211917ckN/m2108643210～17φ°211917151413ckN/m2181411986＞17φ°171513121110ckN/m2352822171310 表F4计算系数λ值 μφμckN/m2δφδc0.20.40.60.820°100.11.00.80.60.30.21.11.11.00.80.31.21.21.21.2200.10.90.60.300.21.00.80.50.30.31.11.00.80.5300.10.80.50.200.20.90.60.30.10.31.00.80.50.330°50.11.21.21.11.00.21.31.31.41.50.31.41.51.51.5100.11.10.90.70.50.21.11.11.00.90.31.21.21.21.2200.10.90.60.40.10.21.00.90.70.50.31.11.00.90.740°5 0.11.21.21.11.00.21.41.41.41.50.31.41.31.21.1100.11.11.00.80.50.21.21.21.21.10.31.21.41.41.3200.10.90.70.50.20.21.00.90.70.50.31.11.00.90.7 表F5静止土压力系数土类土状态K0砾类土G 0.22～0.40砂类土S 0.30～0.60低液限粉土ML低液限粘土CL坚硬或硬塑0.40可塑0.52软塑或流塑0.64高液限粘土CH坚硬或硬塑0.40可塑0.64软塑或流塑0.87 附录G(标准的附录)波浪要素和爬高计算G.1基本资料 G.1.1年最大风速。系指水面上空10m高度处10min平均风速的年最大值；对于水面上空Z(m)处的风速，应乘以表G1中的修正系数Kz后采用。陆地测站的风速，应参照有关资料进行修正。 表G1风速高度修正系数高度Zm25101520修正系数Kz1.251.101.000.960.90 G.1.2风区长度(有效吹程)按下列情况确定：(1)当沿风向两侧的水域较宽广时，可采用计算点至对岸的直线距离；(2)当沿风向有局部缩窄且缩窄处的宽度b小于12倍计算波长时，可采用5倍b为风区长度，同时不小于计算点至缩窄处的直线距离；(3)当沿风向两侧的水域较狭窄或水域形状不规则、或有岛屿等障碍物时，可自计算点逆风向做主射线与水域边界相交，然后在主射线两侧每隔7.5°做一条射线，分别与水域边界相交。如图G1所示，记D0为计算点沿主射线方向至对岸的距离，Di为计算点沿第i条射线至对岸的距离，αi为第i条射线与主射线的夹角，αi＝7.5i(一般取i＝±1、±2、±3、±4、±5、±6)，同时令α0＝0，则等效风区长度D可按下式计算：(G1)图G1等效风区长度计算示意G.1.3风区内的水域平均深度。一般可通过沿风向作出地形剖面图求得，其计算水位应与相应设计状况下的静水位一致。G.2波浪要素计算G.2.1宜根据拟建水库的具体条件，按下述三种情况计算波浪要素：(1)平原、滨海地区水库，宜按莆田试验站公式计算：(G2)(G3) 式中：hm——平均波高(m)；Tm——平均波周期(s)；v0——计算风速(m/s)；D——风区长度(m)；Hm——水域平均水深(m)；g——重力加速度，9.81m/s2。(2)丘陵、平原地区水库，宜按鹤地水库公式计算(适用于库水较深、v0＜26.5m/s及D＜7.5km＝：(G4)(G5)式中：h2%——累积频率为2%的波高(m)；Lm——平均波长(m)。(3)内陆峡谷水库，宜按官厅水库公式计算(适用于v0＜20m/s及D＜20km＝：(G6)(G7)式中：h——当gD/v20＝20～250时，为累积频率5%的波高h5%；当gD/v20＝250～1000时，为累积频率10%的波高h10%。G.2.2累积频率为p的波高hp与平均波高的关系可按表G2进行换算。 表G2累积频率为p的波高与平均波高的比值p%0.1123451013205002.972.422.232.112.021.951.711.611.430.940.12.702.262.092.001.921.871.651.561.410.960.22.462.091.961.881.811.761.591.511.370.980.32.231.931.821.761.701.661.521.451.341.000.42.011.781.681.641.601.561.441.391.301.010.51.801.631.561.521.491.461.371.331.251.01 G.2.3平均波长Lm与平均波周期Tm可按下式换算：(G8)对于深水波，即当h≥0.5Lm时，上式可简化为：(G9)平均波长、平均波周期与建筑物迎水面前水深的换算值也可由表G3查取。  表G3平均波长Lm与平均波周期Tm、建筑物迎水面前水深H的换算表HmTms234567891012141618201.02.03.04.05.216.046.216.238.6811.3012.6713.3911.9916.2218.9520.8515.2320.9424.9227.9318.4325.5730.7134.7621.6130.1435.4041.4224.7834.6842.0247.9927.9439.1947.5954.4931.1043.6853.1460.94     5.0 13.7522.1930.3038.0745.6453.0660.3967.6682.0596.32110.6124.7138.96.07.08.09.010.0 13.9213.9914.0214.0314.0423.1223.7624.1024.4824.6532.1733.6734.8735.8236.5840.8543.2045.2146.9248.3949.2552.4055.1857.6259.8057.4861.3964.8868.0370.8865.5870.2274.2078.2181.7073.6078.9483.7988.2492.3489.4496.00102.3108.0113.4105.1113.2120.6127.4133.8120.7130.1138.7146.7154.2136.3146.9156.9166.0174.5151.8163.7174.7185.0194.712.014.016.018.020.0 14.0524.8524.9224.9524.97 37.6238.2438.5938.7838.8950.7152.4053.6054.4455.0263.4666.3868.6970.5271.9575.8279.9583.4286.3288.7687.8893.1797.75101.72105.1899.70106.11111.75116.75121.20112.8131.3139.0146.0152.3145.6156.1165.7174.5182.5168.0180.5191.9202.4212.2190.3204.8217.9230.2241.5212.6228.8243.7257.6270.622.024.026.028.030.032.034.036.038.040.0   38.9538.9839.0039.0039.01     55.4255.6855.8855.9756.0556.0056.1256.1456.1656.1773.0773.9274.5875.0778.4475.7275.9276.0776.1876.2690.8092.5093.5095.0696.0296.9797.4297.9398.3498.60108.19110.81113.09115.06116.77118.25119.52120.61121.53122.33125.17128.21131.88134.72137.25139.51141.52143.32144.91146.32158.1163.4168.8172.7176.9180.8184.4187.7190.7193.6190.1197.0203.6209.5215.3220.7225.8230.5235.0239.2221.4229.9238.0245.6252.7259.5266.0272.1278.0283.3252.3262.6271.9280.9289.6297.6305.4312.9320.0326.6282.9294.4305.4315.8325.7335.2343.3353.0361.4369.442.044.046.048.050.0    56.1756.1756.18  76.3276.3676.3976.4176.4398.9299.1399.2099.4299.52123.00123.66124.04124.41124.78147.57148.67149.64150.49151.24196.2198.6200.8202.9204.8243.2247.0250.5253.9256.9288.8293.9298.7303.3307.6333.4339.7345.7351.5357.0377.2384.6391.8398.8405.555.060.065.070.0深水波    6.24    14.05    24.97    39.02    56.1976.4576.4676.4776.4799.8899.7199.7899.8299.85128.12125.19125.78126.02126.17156.07152.93158.76154.49155.00224.6208.9212.7214.9216.9305.7264.2270.2275.8280.3399.3317.9327.1335.2342.5505.3370.1382.1393.3422.8623.9421.4436.0449.7462.2463.9 G.3波浪爬高计算G.3.1斜坡式建筑物累积频率为1%的波浪爬高可按下式计算：R1%＝KφKΔKvKRh1%（G10） 式中：R1%——累积频率为1%的波浪爬高(m)；h1%——累积频率为1%的波高(m)；Kφ——考虑波浪入射角的折减系数，按表G4采用；KΔ——与斜坡护面的结构型式有关的系数，整片光滑不透水护面采用1.0，混凝土护面采用0.9；Kv——与计算风速和波速有关的系数，可按表G5采用；KR——相对爬高系数，按式(G11)～式(G14)计算：KR＝1.24th(0.432M)＋(N-1.029)Q(G11)(G12)(G13)Q＝1.09M3.32exp()(G14) 表G4考虑波浪入射角的折减系数β°0102030405060Kφ1.000.980.960.920.870.820.76注：β—波浪入射角，即波峰线与堤轴线的夹角 表G5系数Kv值v0/c≤1234≥5Kv1.001.101.181.241.28注：c—波速(m/s)，c＝Lm/Tm 附录H(标准的附录)水库坝前水温计算H.0.1水库坝前水温的年周期变化过程可用下式表示：Tw(y,τ)＝Twm(y)＋Aw(y)cosω［τ－τ0－ε(y)］(H1)式中：Tw(y,τ)——水深y(m)处、τ(月)时刻的多年月平均水温；τ0——气温年周期变化过程的初始相位，按17.2.1确定；Twm(y)——水深y(m)处的多年年平均水温，按H.0.2确定；Aw(y)——水深y(m)处的多年平均水温年变幅，按H.0.3确定；ε(y)——水深y(m)处的水温年周期变化过程与气温年周期变化过程的相位差(月)，按H.0.4确定。H.0.2拟建水库的多年平均水温，可根据水库特性分别按下列情况确定：(1)Hn≥y0的多年调节水库：(H2)(2)Hn≥y0的非多年调节水库：Twm(y)＝C1e-0.010y(H3)(3)Hn＜y0的水库： Twm(y)＝C1e-0.005y(H4)式中：Hn——水库坝前正常水深(m)；y0——多年调节水库的变化温度层深度(m)，一般可取y0＝50～60m；C1——拟合参数，按下式计算：C1＝7.77＋0.75T(H5)Tam——坝址多年年平均气温，按17.2.1确定。H.0.3拟建水库的多年平均水温年变幅，可根据水库特性分别按下列情况确定：(1)Hn≥y0的多年调节水库：(H6)(2)Hn≥y0的非多年调节水库：Aw(y)＝C2e-0.025y(H7)(3)Hn＜y0的水库：Aw(y)＝C2e-0.012y(H8)式中：C2——拟合参数，按下式计算：C2＝0.778A′a＋2.94(H9)A′a——修正后的气温年变幅，按下式计算：(H10)Aa——坝址多年平均气温年变幅，按17.2.1确定；Ta7——7月多年平均气温，可取Ta7＝Tam＋Aa；Δa——太阳辐射所引起的增量，可取Δa＝1～2℃。H.0.4拟建水库水温年周期变化过程与气温年周期变化过程的相位差，可根据水库特性分别按下列情况确定。(1)Hn≥y0的多年调节水库：(H11)(2)Hn≥y0的非多年调节水库：ε(y)＝0.53＋0.030y(H12)(3)hn＜y0的水库：ε(y)＝0.53＋0.008y(H13) 附录J(标准的附录)拱坝运行期温度作用的标准值 J.0.1拱坝运行期温度作用的标准值可由下列公式计算：ΔTmk＝Tm1＋Tm2－Tm0(J1)ΔTdk＝Td1＋Td2－Td0(J2)式中：ΔTmk、ΔTdk——截面平均温度变化标准值和截面等效线性温差变化标准值；Tm0、Td0——封拱时的截面平均温度和等效线性温差，由封拱时的实际温度分布按式(17.1.3-2)计算；Tm1、Td1——由坝体多年年平均温度场确定的截面平均温度和等效线性温差， 按J.0.2计算；Tm2、Td2——由坝体多年平均变化温度场确定的截面平均温度和等效线性温差，按J.0.3计算。J.0.2Tm1、Td1按下列公式计算：Tm1＝(Tme＋Tmi)/2(J3)Td1＝Tme－Tmi(J4)式中：Tmi、Tme——上、下游坝面多年年平均温度，根据其外部环境按17.2节中有关条文确定。J.0.3Tm2、Td2按下列公式计算：(J5)(J6)其中：式中：p——温度变化周期，取p＝12(月)；L——坝体厚度(m)；ac——混凝土的导温系数，按17.1.4确定；τ0——气温年周期变化过程的初始相位，按17.2.1确定；ε——上、下游坝面温度年周期变化过程的相位差，当上游面为库水，下游面为空气时，可按H.0.4确定；Ai、Ae——上、下游坝面多年平均温度年变幅，根据其外部环境按17.2中有关条文确定；τ——温度作用最不利组合的计算时点。通常可取τ＝7.5或8.0计算与温升标准值相应的Tm2、Td2，然后改变符号作为与温降标准值相应的Tm2、Td2。 上式中ρ1、ρ2，θ1、θ2也可从图J1中查得。图J1、ρ2、、与的关系 附录K(标准的附录)本规范用词说明 K.0.1为便于在执行本规范条文时区别对待，对要求严格程度不同的用词说明如下：(1)表示很严格，非这样做不可的：正面词采用“必须”；反面词采用“严禁”。(2)表示严格，在正常情况下均应这样做的：正面词采用“应”；反面词采用“不应”或“不得”。(3)对表示允许稍有选择，在条件许可时首先应这样做的：正面词采用“宜”或“可”；反面词采用“不宜”。K.0.2条文中指定应按其他有关标准、规范执行时，写法为“应符合……的规定”；非必须按所指定的标准、规范或规定执行时，写法为“可参照……”。 水工建筑物荷载设计规范DL5077—1997条文说明 3总则3.0.1、3.0.2长期以来，水工结构设计的作用(荷载)取值一般均由各类水工结构设计规范分别做出规定，缺乏统一的取值标准和方法。按照GB50199—94《水利水电工程结构可靠度设计统一标准》(以下简称《水工统标》)的要求，本规范对适用于水工建筑物设计的作用取值标准作出了统一规定。《水工统标》是制订各类水工结构设计规范应共同遵守的准则。本规范第5 章基本上陈述了该标准中第4章及第7章的有关规定，并在以后各章中对各种作用及其分项系数的取值作出了具体规定。结构上的作用，通常是指对结构产生效应(内力、变形等)的各种原因的总称，并可分类为直接作用和间接作用。直接作用是指直接施加在结构上的集中力或分布力，也可称为“荷载”；间接作用则是指使结构产生外加变形或约束变形的原因，如地震、温度作用等。长期以来，工程界习惯于将两类作用不加区分，均称为“荷载”。为使规范名称简化和照顾习惯用语起见，本规范仍定名为《水工建筑物荷载设计规范》，但实际上包括了直接、间接两类作用。3.0.3水工建筑物上的作用项目繁多，受客观条件的限制，本规范不可能对所有的作用进行全面研究并作出相应规定，仅涉及水工结构设计中常遇的一些主要作用。至于某些建筑物(结构)上的特殊作用、或本规范未列入的其他作用，如结构预应力、土壤孔隙水压力及钢结构焊接变形作用等，则可由相应的水工结构设计规范根据需要作出规定。3.0.4公路、航运及港工等部门的设计规范，其作用(荷载)取值的原则和方法不一定与本规范一致，因此引用其中的作用(荷载)值时，应结合水工结构的特点，对有关作用及其分项系数的取值进行具体分析，做到与本规范配套使用。 5作用分类和作用效应组合5.1作用分类及作用代表值5.1.1结构上的各种作用，当在时间及空间上相互独立时，则每一种作用均可按单独的作用考虑。《水工统标》对作用采用三种分类方式，即按作用随时间的变异、随空间位置的变异(固定或可动)和作用对结构的反应特点(静态或动态)进行分类。其中，按作用随时间的变异性分类是最主要的分类，因为它直接关系到作用变量概率模型的选择，某些作用的取值也与其持续时间的长短有关。本规范根据《水工统标》将作用随时间的变异分为下列三类：(1)永久作用：在设计基准期内量值不随时间变化，或其变化与平均值相比可以忽略不计的作用；(2)可变作用：在设计基准期内量值随时间变化，且其变化与平均值相比不可忽略的作用；(3)偶然作用：在设计基准期内出现概率很小，一旦出现其量值很大且持续时间很短的作用。附录A《水工结构主要作用按随时间变异的分类》，原则上是按照《水工统标》附录D列出的。5.1.2采用分项系数极限状态设计方法时，设计表达式中作用变量所采用的值，称为作用代表值。《水工统标》规定：永久作用和可变作用的代表值应采用作用的标准值，偶然作用的代表值按有关规范确定。《水工统标》对作用标准值的取值原则和方法作出了具体规定。本规范在确定各种永久作用和可变作用的标准值时，遵循了这些规定。至于水工结构设计中的两项主要偶然作用——校核洪水位时的静水压力及地震作用的代表值，本规范在有关章节中分别做出了规定。 5.2作用效应组合5.2.1当整个结构(包括地基和围岩)或结构的一部分超过某一特定状态而不能满足设计规定的功能要求时，称该特定状态为结构相应于该功能的极限状态。从工程结构设计的实际需要出发，极限状态可划分为“承载能力极限状态”和“正常使用极限状态”两类。对于结构的承载能力极限状态，一般是以结构或结构构件达到最大承载能力或不适宜于继续承载变形为依据；对于正常使用极限状态，则是以结构或结构构件达到正常使用或耐久性要求的某一功能限值为依据。作用对结构所产生的内力和变形，如轴力、弯矩、剪力、位移、挠度和裂缝等统称为“作用效应”，应由结构分析确定。根据结构在施工、安装、运行和检修等不同阶段可能出现的不同结构、作用体系和环境条件等，结构设计状况可分为下列三种：(1)持久状况：在结构正常使用过程中一定出现且持续期很长，一般与结构设计基准期为同一数量级的设计状况；(2)短暂状况：在结构施工(安装)、检修或使用过程中短暂出现的设计状况；(3)偶然状况：在结构使用过程中出现概率很小、持续期很短的设计状况。 上述三种设计状况，不仅作用的大小和持续时间可能不同，而且结构的构成、型式和支承传力条件以及结构材料性能也可能不同。因此，设计时必须首先区分结构的设计状况，继而按照两类不同的极限状态分别对可能同时出现的各种作用进行作用效应组合，以求得结构总的作用效应。由于作用(效应)组合可能有多种情况，因此应在所有可能的组合中，取最不利的组合作为该极限状态设计的依据。5.2.2《水工统标》规定，对持久状况、短暂状况和偶然状况均应按承载能力极限状态进行设计。其中，持久状况和短暂状况下的作用效应组合称为基本组合，它仅考虑永久作用与可变作用的效应组合；偶然状况下的作用效应组合称为偶然组合，它是永久作用、可变作用与一种偶然作用的效应组合。由于偶然作用在设计基准期内出现的概率很小，两种偶然作用同时出现的概率必然更小，因此在偶然组合中只考虑一种偶然作用。如校核洪水位时的静水压力就不应与地震作用同时参与组合。5.2.3在分项系数极限状态设计表达式中，《水工统标》采用了考虑工程结构的安全级别、设计状况、作用和材料性能的变异性以及计算模式不定性等因素，且与目标可靠指标相关联的五种分项系数，即：(1)结构重要性系数γ0：用以考虑不同安全级别的水工结构或构件应有不同的可靠度水平，对应于Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ三种结构安全级别，分别采用1.1、1.0和0.9；(2)设计状况系数ψ：用以考虑结构在不同的设计状况下应有不同的可靠度水平，对应于持久状况、短暂状况和偶然状况，分别采用不同的数值；(3)作用分项系数γG和γQ：用以考虑作用对其标准值的不利变异，但不反映由施加于结构上的作用换算成作用效应的计算不定性；(4)材料性能分项系数γm：用以考虑材料性能对其标准值的不利变异；(5)结构系数γd：用以考虑作用效应计算不定性、结构抗力计算模式不定性以及上述各分项系数未能反映的其他不定性。在上述五种分项系数中，结构重要性系数γ0已由《水工统标》规定；作用分项系数γG和γQ由本规范针对各种作用分别给出；其余3种分项系数均由各类水工结构设计规范作出具体规定。在偶然组合中，参与组合的可变作用一般情况下均采用其标准值。但考虑到某些可变作用与偶然作用同时出现的概率较小，因此本条依据《水工统标》作出了“与偶然作用同时出现的某些可变作用，可对其标准值作适当折减”的规定。例如，对于校核洪水位下的浪压力，本规范规定，其计算风速采用多年平均年最大风速，即是对持久、短暂设计状况下50年重现期计算风速的一种折减。5.2.4根据可变作用在结构上总持续期的长短，对正常使用极限状态应考虑长期、短期两种作用效应组合情况。可变作用的短期作用效应与永久作用效应的组合称为短期效应组合；可变作用的长期作用效应与永久作用效应的组合则称为长期效应组合。短期效应组合中的可变作用可直接采用其标准值；长期效应组合中的可变作用则应将其标准值乘以小于1.0的长期组合系数ρ，作为经常出现的可变作用值参与长期效应组合。长期组合系数ρ的确定方法，已在《水工统标》附录F中给出，并由各类水工结构设计规范作出具体规定。对于正常使用极限状态，《水工统标》尚规定，一般应按相应于持久设计状况的长期组合和短期组合设计，根据需要也可考虑相应于短暂设计状况的短期组合。在两种效应组合计算时，各个永久作用和可变作用的作用分项系数均可采用1.0。 6建筑物自重及永久设备自重6.1建筑物自重6.1.1附录表B1系参照GBJ9—87《建筑结构荷载规范》和《港口工程技术规范》(1987)中有关的材料重度，并根据水利水电工程有关资料进行了修正补充。6.1.2本规范编制过程中，共收集了国内外52个水利水电工程(其中国内25个工程)的大体积常态混凝土、碾压混凝土和沥青混凝土的重度实测资料。常态混凝土中部分为钻孔取芯样实测重度，其他为机口取样实测重度；碾压混凝土为核子密度仪现场测定的重度；沥青混凝土为实验室测定的重度。大量数理统计分析结果表明，级配相同、施工合格的常态混凝土和碾压混凝土可采用相同的重度值。大体积混凝土的重度服从正态分布，对80%的工程而言，变异系数为0.005～0.01。根据统计分析结果，并参考国内外一些比较成熟的成果，规范列出了附录表B2供设计选用。通过试验确定混凝土的重度时，参照《水工统标》5.2.2之规定，可按其概率分布的0.2分位值取值。6.1.3本规范编制过程中，共收集了国内外100余座(其中国内30余座) 土石坝的压实干重度资料，并进行了大量的数理统计工作。结果表明，土石坝的压实干重度服从正态分布，80%工程的变异系数为0.02～0.08。根据统计分析结果并参考国内外土石坝的设计和施工经验，规范列出了表B3供设计选用。由于影响土石坝干重度的因素较多，各具体工程的筑坝材料千变万化，附表B3只给出了一个大致的范围。在工程设计中，主要应以碾压试验为依据来确定土石坝的压实干重度。参照《水工统标》5.2.2之规定，其重度可按其概率分布的0.1分位值取值。附录表B3中土的分类，遵循了GBJ145—90《土的分类标准》。6.1.4水工大体积混凝土(包括常态混凝土和碾压混凝土)的重量，主要用以抵抗倾覆和滑移，一般对结构有利，且其几何尺寸的变异性相对较小，施工质量控制也为混凝土的重度提供了一定的保证，故取其分项系数为1.0。对于普通混凝土结构，GBJ68—84《建筑结构设计统一标准》编制组曾对17个省、市、自治区实测的2667块大型工民建钢筋混凝土预制构件的自重，以及20000m2以上找平层、垫层、保温层、防水层等约10000个测点的厚度和部分重度进行统计，结果表明，实测平均值为标准值的1.060倍。《港口工程结构可靠度设计统一标准》编制组曾对全国港口建设中混凝土和钢筋混凝土322个样本进行统计，结果表明，自重均值与标准值的比值为1.03。《水工统标》(送审稿)附件二《水工钢筋混凝土结构可靠度分析和分项系数确定》对永久作用(主要为水工钢筋混凝土自重)开展了研究，结果表明，普通水工混凝土结构的自重的作用分项系数采用1.05是恰当的。在土石坝的稳定分析中，土体或堆石部位不同，所起的作用也不同，滑弧上部的重量促使其滑动，而下部的重量则往往阻止其滑动。因此，很难从整体上区分土石坝的自重对结构有利或不利。但对于同一土体或堆石，其重度越大，说明其压实度越高，其抗剪性能也越好，对坝体稳定有利，故规定其分项系数采用1.0。 7静水压力7.1一般规定7.1.2按照《水工统标》的规定，结构设计时应根据结构在施工和运用过程中的具体情况分别考虑持久、短暂、偶然三种设计状况。水工建筑物(结构)的施工、运行条件复杂，因而静水压力计算时，计算水位的确定必须与一定的设计状况相适应。相应于持久设计状况或施工、检修短暂设计状况下的静水压力属可变作用；在遇到校核洪水时的偶然设计状况下，静水压力则是一种偶然作用。为使条文简明起见，条文中将静水压力作为可变作用时的标准值及作为偶然作用时的代表值，统称为静水压力的代表值。7.1.3枢纽建筑物和闸门结构在不同设计状况下静水压力代表值的计算水位，一般为水库的特征水位，在建筑物运用过程中水位可以人为控制，故对静水压力的作用分项系数采用1.0。影响坝内管道和地下结构外水压力标准值取值的因素较为复杂，本规范基本上沿用现行水工结构设计规范中确定的原则和方法，并规定其作用分项系数采用1.0。 7.2枢纽建筑物的静水压力7.2.1《水工统标》4.3.3的规定，“对那些有传统的取值或有显著特征的，以及难以依靠统计资料按概率分布的分位值确定其标准值的可变作用，可采用定义形式规定其标准值”。枢纽建筑物的静水压力即属于这种情形。现行水工建筑物设计规范在考虑建筑物的静水压力时，均以水库特征水位为依据。因此，本规范原则上也以水库特征水位为依据，用以确定相应设计状况下枢纽建筑物的静水压力代表值。本规范明确规定正常蓄水位(或防洪高水位)作为持久设计状况下静水压力标准值的计算水位。正常蓄水位系指水库在正常运用的情况下，为满足设计的兴利要求在供水期开始时应蓄到的最高水位；防洪高水位系指水库遇到下游防护对象的设计洪水时在坝前达到的最高水位。鉴于坝下游防护对象的防洪标准一般都在100年一遇的洪水范围以内，可以认为属于常遇洪水范畴。因此，对于有防洪作用的水库，可将高于(或等于)正常蓄水位的防洪高水位作为持久状况下的水位对待。水库校核洪水位系指水库遇到大坝的校核洪水时在坝前达到的最高水位。校核洪水出现的概率很低，属稀遇事件，应作为偶然设计状况考虑，相应的校核洪水位就是偶然设计状况下静水压力代表值的计算水位。水库设计洪水位系指水库遇到大坝的设计洪水时在坝前达到的最高水位，它介于正常蓄水位( 或防洪高水位)与校核洪水位之间，主要用以计算正常运用时的泄洪流量，确定泄水建筑物的泄洪能力。对挡水建筑物的稳定和结构强度而言，设计洪水位一般不起控制作用。在SDJ21—78《混凝土重力坝设计规范(试行)补充规定》和SDJ145—85《混凝土拱坝设计规范》中，一般已不考虑设计洪水位这一荷载组合情况。参考美国、日本等国外的坝工设计规范或设计导则，对大坝设计也都只考虑正常蓄水位和校核洪水位两种情况。因此，本规范不考虑设计洪水这种情况。本规范系确定各种设计状况下作用代表值的取值标准，有的建筑物(如拱坝、土石坝)还需考虑计算水位低于正常蓄水位时的静水压力与相应作用的组合，此种组合情况应由有关的专业设计规范作出规定。河床式水电站厂房作为挡水建筑物的一部分，故其静水压力代表值的计算水位应与闸、坝等挡水建筑物相同。7.2.3坝后式和岸边式水电站厂房承受的静水压力作用，其计算水位取决于下游特征水位，即采用由有关设计标准规定的厂房防洪设计洪水位和校核洪水位；在厂房施工期、机组检修等短暂设计状况下，其静水压力代表值的计算水位应按照SD335—89《水电站厂房设计规范》的有关规定确定。7.2.5临时性水工建筑物(如导流建筑物、施工围堰、临时性泵站等)和各种类型大坝施工期渡汛时设计采用的设计洪水标准，在SDJ12—78、SDJ217—87《水利水电枢纽工程等级划分及设计标准》、SDJ338—89《水利水电施工组织设计规范》中均有明确规定，可据以计算确定其静水压力代表值的计算水位。 7.3水工闸门的静水压力7.3.1水工闸门有多种型式，按其用途可分为工作闸门、事故闸门、检修闸门和施工闸门等，各种闸门的具体运用条件各不相同。本条系指出确定闸门静水压力代表值时应考虑的一般原则。7.3.2设置在发电、供水、泄水等建筑物进水口的工作闸门或事故闸门，是大坝、水闸等挡水建筑物的组成部分，闸门关闭时即起挡水作用。因此，工作闸门或事故闸门的静水压力代表值的计算水位，应按照与7.2.1相同的水位标准，即持久设计状况下的计算水位可采用正常蓄水位或防洪高水位，偶然设计状况下的计算水位采用校核洪水位。7.3.3根据国内工程资料，多数船闸的上游最高通航水位与正常蓄水位一致，最高挡水位与校核洪水位一致。7.3.4本条所列水工建筑物，在其上游或下游侧一般设有检修闸门，供该建筑物检修时挡水。除河床式水电站有可能安排在汛期检修外，一般安排在枯水期进行，各建筑物检修时的上、下游水位有所不同。因此，检修闸门在短暂设计状况下静水压力代表值的计算水位，应根据设计预定的该建筑物检修时的水位确定。7.3.5导流底孔和其他临时挡水建筑物设置的闸门，运用条件复杂，情况各异。因此，闸门静水压力代表值的计算水位可参照7.2.5规定的有关洪水标准，结合设计预定的挡水水位，经综合分析确定。 7.4管道及地下结构的外水压力7.4.1坝内钢管的外水压力主要由水库经坝体混凝土的渗流和沿钢管外壁的绕渗形成。本条系参照SD144—85《水电站压力钢管设计规范》的有关规定，并参考国内17个工程和日本田子仓、南非莫希罗克等水电站的设计经验，以及美国垦务局钢管设计标准等编写而成。目前工程设计中折减系数α值多采用1.0。7.4.2实测地下水位线是确定建筑物外水压力的基本依据。由于地下水位实测工作量很大，一般测量期限较短，所取得的数据有限，因此可以考虑按测得的较高地下水位线作为确定设计地下水位线的基础。此外，在有些情况下很难或几乎不可能测得地下水位线，此时可考虑由地质专家凭经验给出。对于靠近水库的地段，应考虑水库蓄水后地下水位可能出现的变化。对于内水压力较大的引水隧洞，内水外渗可能抬高地下水位，特别是在混凝土衬砌与钢管交界处，更应注意这种情况。7.4.3本条沿用SD134—84《水工隧洞设计规范》关于混凝土衬砌有压隧洞外水压力的计算方法及外水压力折减系数的取值。考虑到即使在完整性很好的岩层中，通过裂隙处仍可能有渗漏水，故本规范对附录C中1、2级岩体的外水压力折减系数作了适当调整。7.4.4无压隧洞和地下厂房的洞室，可直接通过衬砌排水以大幅度降低外水压力。云峰水电站阀室在混凝土衬砌边墙与围岩之间设置了排水槽，使外水压力几乎减小到零；龚咀、南水水电站在地下厂房周围设置了排水廊道，衬砌与岩体之间设置排水槽，厂房边墙均不考虑外水压力，顶拱则按0.3～0.5 倍外压水头考虑。鉴于国内水电工程的实践经验，故提出条文中的有关规定。7.4.5本条对钢板衬砌压力隧洞的外水压力分为三种情况作出规定。(1)埋深较浅的钢衬隧洞，钢板厚度通常按内水压力计算确定，采用适当的加劲措施即可满足抗外稳定要求，这种情况一般可不采取排水措施。鉴于外水压力使钢管压屈破坏的经验教训，故对此种情况下的外水压力宜按设计地下水位线以下的全水头计算。(2)在钢衬隧洞的上部或侧面设置排水洞以降低地下水位的工程实例较多，国内如绿水河、花木桥、盐水沟、鲁布革水电站，国外如美国的巴斯康蒂、瑞典的刚斗等。排水洞的排水降压效果与其工程地质条件、地下水的补给条件等有密切关系。如花木桥水电站，在下水平段顶部以上16m处开挖排水洞后，使排水洞以上的地下水位线由原来的37.5m降低到10m以下；而美国巴斯康蒂抽水蓄能电站高压管道的下平段，在管道以上46m处开挖了2条排水洞，并打了大量足以覆盖6条高压管道范围的排水孔，由于排水孔堵塞和钢筋混凝土衬砌与钢管接头处渗漏等原因，仅使外压水头由124m降低到90m。工程实践表明，采用排水洞并钻深孔排水，可取得较好的排水效果，但需结合工程地质条件，确定排水的长期有效性。(3)国内外还有一些在钢管与混凝土之间或混凝土与围岩之间设置排水管的工程实例，如日本的新高濑川、今市抽水蓄能电站的高压管道，在钢管与混凝土之间和混凝土与围岩之间均设置了排水管，外水压力水头采用钢管上部覆盖岩层垂直厚度的0.3倍，而喜撰山抽水蓄能电站的高压管道，虽在钢管与混凝土之间设置了排水，但对外水压力水头未作折减。我国花木桥水电站，在高压管道内设置了排水管，外水压力水头折减系数采用0.20，天生桥二级水电站在钢管外围采用了排水管，外水压力水头折减系数采用0.5。在钢管外侧设置排水管排水效果好，但维护修理困难，地下水含有析离的矿物质时可能导致排水管堵塞，因此在估计排水效果时必须考虑排水管的长期有效性。 8扬压力8.1一般规定8.1.1混凝土坝、水闸等水工建筑物施工时通常采用分层浇筑混凝土，浇筑层面及混凝土与基岩接触面常是可能渗水的通道。由于渗透观测资料很少，估算层面或接触面可能脱开部分面积占总面积的百分比往往有困难，为偏于安全计，我国现行混凝土坝、水闸、水电站厂房等设计规范均假定计算截面上扬压力的作用面积系数为1.0。这与美国、日本的有关设计规范中关于“坝体内部和坝基面上的扬压力均作用于计算截面全部截面积上”的规定是相同的。8.1.2实践经验和原型观测资料表明，岩基上的混凝土实体重力坝、宽缝坝、空腹坝、大头坝及拱坝等坝基面上的扬压力分布图形是不同的；同一种坝型在不同的地基地质条件及防渗排水措施的情况下，其扬压力分布图形存在很大差异。故应根据不同的水工结构型式、地基地质条件及防渗排水措施，分别确定扬压力的分布图形。挡水建筑物的扬压力是在上、下游静水头作用下所形成的渗流场产生的，是静水压力派生出来的荷载，故其计算水位应与静水压力的计算水位一致。8.1.3在扬压力分布图形中，以往习惯于将取决于下游计算水头的矩形部分的合力称为浮托力，其余部分的合力称为渗透压力。对于在坝基设置抽排系统的情况，则以主排水孔为分界线，分别计算其前后的扬压力。 8.2混凝土坝的扬压力8.2.1混凝土坝地基地质条件、防渗排水措施对其扬压力分布图形的影响，情况十分复杂，故通常根据已建工程的实测资料，统计分析排水孔处的扬压力水头与上、下游水位的关系。根据防渗、排水条件的不同，可分为以下3种情况：(1)当坝基设有防渗帷幕和排水孔时，统计分析排水孔处的渗透压力强度系数α，并定义为：(8-1)式中：hi——排水孔处的实测水头； H1、H2——坝底面上的上、下游计算水头。(2)当坝基设有防渗帷幕和上游主排水孔，并同时设有下游副排水孔及抽排系统时，分别统计分析主排水孔处的扬压力强度系数α1和副排水孔处的残余扬压力强度系数α2，并定义为：(8-2)(8-3)式中：hii——副排水孔处的实测水头。(3)当坝体内部上游面附近设有排水孔时，统计分析排水孔处的渗透压力强度系数α3，并定义为：(8-4)本规范编制时收集到20多座混凝土坝的坝基面实测扬压力观测资料，包括重力坝(实体、宽缝、空腹坝)、支墩坝(大头、梯形坝)、拱坝(双曲、重力拱坝)等多种坝型。按不同坝型、不同坝段(河床坝段和岸坡坝段)，对渗透压力强度系数α、扬压力强度系数α1及残余扬压力强度系数α2分别进行了概率统计分析，结果表明：(1)其分布概型以正态分布为好；(2)其概率分布的0.9分位值与现行规范规定的平均值基本接近。在最终确定扬压力分布图形中的渗透压力强度系数和扬压力强度系数时作了如下考虑：a)实体重力坝河床坝段、岸坡坝段的渗透压力强度系数分别采用0.25和0.35，宽缝重力坝和大头支墩坝的渗透水流可从宽缝逸出，故其渗透压力强度系数采用比实体重力坝小0.05的值；b)在坝基设有纵、横向排水廊道及抽排措施的情况下，对宽缝重力坝和实体重力坝分别采用不同扬压力强度系数0.15和0.20，比现行规范不加区分更为合理；c)空腹重力坝的腹孔位置一般在坝体底宽的中间三分之一之内，离排水孔的渗径较长，渗透压力强度系数采用与实体重力坝相同，以策安全；d)岸坡的地下水位因库水位影响而抬高，故岸坡坝段的渗透压力强度系数应比河床坝段大，实测资料表明，采用比河床坝段大0.10的级差比较合适；e)坝基抽排系统主要通过人为控制以降低浮托力，故对残余扬压力系数α2可不区分坝型也不区分下游是否设帷幕一律采用0.5。国内有几座混凝土坝在坝基只设排水孔而未设防渗帷幕。例如：丹江口坝右岸13＃～17＃坝段、右岸2＃～3＃坝段以及33＃～41＃坝段(占总坝段数的37%)，基础为弱透水的中性火成岩，实测扬压力一般均小于设计值，连续观测至今已有17年，未见异常；石门拱坝8＃～12＃坝段(占17个坝段的30%)，坝基为弱透水的云母钙质片岩，实测扬压力值基本满足设计要求，未见不利影响；三门峡坝坝基为闪长岩，在吕容值为1Lu的地段未做连续帷幕只设排水，实测渗透压力强度系数为0.15～0.20。因此，对于坝基仅设排水孔而未设防渗帷幕的情况，其渗透压力强度系数α值可按照既设防渗帷幕又设排水孔的情况(即条文表8.2.1中A项)适当提高后采用。在拱坝拱座稳定分析中，岸坡拱座侧面排水孔处的渗透压力强度系数一般可按“岸坡坝段”考虑。但对于复杂地质条件下的高拱坝，拱座侧面的渗透压力是一个三向渗流问题。其靠上游一侧受库水位的影响，靠山坡一侧受地下水的影响，且地质条件复杂的高拱坝的拱座稳定比坝体应力对坝的安全更重要，这是近十多年来已为工程界所公认的，故应经三向渗流试验论证。8.2.2在所调查的20多个混凝土坝扬压力观测资料中，均未取得坝体内部扬压力的观测值。现行混凝土坝设计规范规定，坝体内部排水管处的扬压力强度系数α3为0.15～0.30 。参照坝基面由实测统计资料确定的扬压力强度系数，并考虑到坝体内部混凝土层面的粘结条件较坝基混凝土与岩石接触面粘结条件优越这一情况，规定坝体内部比坝基接触面的扬压力强度系数小一个档次，即对实体重力坝、拱坝的扬压力强度系数α3采用0.20，宽缝重力坝及大头坝有宽缝部位的扬压力系数α3采用0.15。8.2.3当扬压力按浮托力和渗透压力分别计算时，浮托力主要取决于相应设计状况下的下游计算水位，并与静水压力代表值的计算水位一致，故采用与静水压力相同的作用分项系数，即1.0。渗透压力、主排水孔前的扬压力和主排水孔后的残余扬压力的变异性，主要表现在渗透压力强度系数α、扬压力强度系数α1及残余扬压力强度系数α2的变异性，而它们均可采用随机变量概率模型来描述。根据20多座混凝土坝坝基扬压力的观测资料，按不同坝型、不同坝段(河床坝段或岸坡坝段)分类进行统计分析的结果表明，α、α1、α2基本服从正态分布，其概率分布的0.9分位值与现行规范规定的平均值比较接近，故用以确定与扬压力代表值相应的扬压力强度分布图形；同时取其概率分布的0.998分位值以确定与扬压力设计值相应的扬压力强度分布图形。最后按这两种情况计算渗透压力、主排水孔前的扬压力和主排水孔后的残余扬压力的设计值与代表值之比值，从而确定其作用分项系数为：渗透压力除实体重力坝采用1.2外，其他坝型均采用1.1；有抽排时主排水孔前的扬压力和主排水孔后的残余扬压力分别采用1.1和1.2。8.2.4混凝土坝坝前淤积泥沙对坝基的防渗效果，可以从刘家峡坝7＃坝段的观测资料得到证实。该坝段1号测压孔(即7＃-1孔)布设在防渗帷幕前靠近坝踵的下游2m处，从1968年10月至1992年10月连续观测资料反映扬压力强度系数为0.6～0.8。为了证实该孔的防渗效果，1981年又在6#坝段增设了一组观测孔。与7＃坝段相同部位的6＃-1孔，至1992年10月已有12年连续观测的资料，该孔扬压力强度系数亦为0.6～0.8。黄河三门峡(7＃坝段)、青铜峡及盐锅峡等大坝在防渗帷幕前也布设了观测孔，前两个坝坝踵的实测扬压力强度系数均在0.6～0.66之间，后一个坝的实测值见表8-1，都反映了淤积泥沙的防渗效果。 表8-1盐锅峡大坝防渗帷幕前实测渗透压力强度系数测压孔号挡3-1挡6-1挡9-2溢2-2溢5-1渗压强度系数0.710.820.500.650.90 前苏联高244m的萨扬舒申斯克重力拱坝，实测坝踵扬压力水头是坝前水深的94%～70%，也是由于坝前淤积泥沙所致。8.2.5本条系根据葛洲坝二江泄水闸闸底面及消力池护坦底板1987年～1991年连续5年的扬压力观测资料提出。 8.3水闸的扬压力8.3.2为了研究软基上水闸扬压力的统计特征，曾经调查了江苏省沿海和内陆8个软基上的水闸。根据不同的工程规模和地基地形条件，一般在闸底板的岸墙后设置了若干渗透压力观测剖面，每个剖面布置2～4根测压管，以观测其渗透压力。观测资料的整理方法与岩基上混凝土坝上采用的方法相同，即根据测压孔水位求扬压力强度系数。以三河闸11＃底板为例，可以说明电拟试验成果、改进阻力系数法计算成果与实测成果间存在着一定的差异，如表8-2所示。 表8-2三河闸底板渗透压力强度系数计算、试验和实测成果比较测压管编号1234备注电拟试验成果%38322313 改进阻力系数法计算成果%38.0633.5720.067.77 原型观测成果1972年5月实测值%40.0322.7519.1816.144次平均1972年6月实测值%54.6532.4324.7923.824次平均 1986年5月实测值%33.9017.9718.2813.765次平均1986年6月实测值%48.5329.5526.2623.734次平均 从江苏省8个软基上的水闸来看，扬压力观测资料的连续性、规律性均较差，且与SD133—84《水闸设计规范》规定采用的改进阻力系数法计算成果不一致。虽然改进阻力系数法计算成果与电拟试验成果比较接近，但它们均以地基土为均质的假定为前提。天然地基在土层分布上很少是均质的，加以地基受水闸运用条件(如泄洪振动，夏季闸身温胀等)的影响，目前的理论计算方法尚难以考虑这些因素，所以观测结果与理论计算或试验成果存在一定出入也是必然的。尽管理论计算法和电拟试验法的成果不完全符合实际情况，但多年来在设计应用中已积累了一定经验。在目前难以通过观测资料的统计分析或其他更好的方法确定水闸扬压力代表值之前，本规范仍沿用现行SD133—84《水闸设计规范》中规定采用的改进阻力系数法。8.3.3本条文系基于下述理由：(1)当两岸墙后土层的渗透系数小于地基渗透系数时，侧向渗透速率较慢，其渗透压力较小，采用相应部位闸底扬压力的计算值偏于安全；(2)当两岸墙后土层的渗透系数大于地基的渗透系数时，侧向渗透速率较快，其渗透压力较大，故理应按侧向绕流计算确定；(3)大型水闸工程重要，失事后造成的生命财产和社会经济损失巨大，为确保工程安全和经济合理，故应通过多种手段论证。 8.4水电站厂房和泵站厂房的扬压力8.4.2对于厂、坝之间的接缝未经止水封闭处理的情况，本条未作出规定。由于接缝处排水沟或排水廊道的自由水面成为除上、下游水位以外的第三个边界，故应根据具体情况分别考虑坝体和厂房底面的扬压力分布图形。8.4.3本条与SD204—86《泵站技术规范》和SD335—89《水电站厂房设计规范》的规定一致。8.4.4本条参照混凝土实体重力坝的分析成果确定。 9动水压力9.1一般规定9.1.1作用于水工建筑物过流面上的动水压力包括时均压力和脉动压力两部分，因此作用于某点上的瞬时动水压强可表示为时均压强和脉动压强之和。水流脉动压力主要指紊(湍)流作用在结构物表面的动水脉动压力。其力学本质是由水流的紊动所产生的脉动流速场对固壁的作用，它是一个重要的附加动力荷载。当水流脉动对结构物的安全有影响或会引起结构振动时，应考虑脉动压力的影响。9.1.2若明渠或管道中水流的平均水力要素(如流速、流量、压强等)不随时间发生变化，则称之为恒定流；若由于某种原因(如闸门启闭、暴雨径流、潮汐、溃坝等)，水流的水力要素随时间变化，则称之为非恒定流。对这两种不同的水流，应按照不同的方法进行水力计算。此外，对于恒定流而言，渐变流和急变流两种流态的压强分布规律不同，计算方法也不一样。9.1.3对于重要的或体形复杂的输水及泄水建筑物，因其动水压强的分布与建筑物体型、水流条件及流态等有关，并常涉及空间的三元水流，多数尚难通过计算确定，故宜由模型试验测定。建筑物设计时可参照试验数据、已有类似工程的原观资料及实际经验综合分析确定。 9.2渐变流时均压力9.2.1、9.2.2对于恒定流，当水流边界平直、流线近乎平行直线时，水流的水力要素沿程变化甚小，属于渐变流。渐变流的动水压强接近于静水压强分布规律，故可按式(9.2.1)计算。 时均压力是指某种恒定水流条件下动水压力随时间变化的平均值。考虑到在某些情况下受到上、下游水位波动的影响，故对渐变流时均压力的作用分项系数采用1.05。 9.3反弧段水流离心力9.3.1、9.3.2水流离心力是当水流经过轮廓弯曲的结构物表面时产生的作用力，属于急变流范畴。模型试验研究表明，反弧段底部的离心力强度分布呈一凸峰曲线，压强最大值发生在转角(φ1＋φ2)/2附近。在试验弗氏数Fr为3.8～7.4的范围内，对反弧半径R＝0.2m、0.3m、0.4m、0.5m，挑角φ2＝0°、15°、30°、45°，及常用的水深与反弧半径之比h/R＝1/4、1/6、1/8、1/10等条件下进行的64组试验所得压强分布如图9-1所示(图中p——反弧底面测点处的压强；pm——反弧底面各测点处的平均压强)。试验成果表明，最大压强与平均压强之比约为1.07～1.12，按式(9.3.1)计算的离心力平均压强比模型试验的平均压强平均小13%左右。图9-1反弧底面压强分布 图9-2边墙压强分布 计算离心力压强的式(9.3.1)，是将反弧段水流的曲率半径简化为等同于反弧半径R的条件下求得的。若考虑水流水深h的增加引起的曲率变化，当hi／Ri＝0.10～0.25时压强值可能增大5%～13%(hi、Ri为计算点处的水深及流线曲率半径)；如果考虑水流掺气的影响，则压强值将比不考虑掺气时的计算有所减小，当含气量为10%、流速为20m/s～40m/s的条件下压强值将减小7%～10%。为简化计，确定在常用的反弧半径范围内，采用式(9.3.1)及式(9.3.2)计算反弧段的离心力。9.3.3反弧段的边墙同样也受到离心力作用。试验表明，在靠近底部0.4倍水深的范围内，离心力的作用比较明显。沿反弧的径向剖面上(挑坎出口断面除外)，侧墙的压强呈现由凹变凸的曲线分布，如图9-2 所示(图中横坐标为边墙各点距底面水深hi的压强pi与底部压强p之比)。按9.3.3规定的线性分布假定所求得的荷载值比试验值大10%左右。9.3.4反弧段水流离心力压强分布的变化较大，计算式均作了一定的简化，结合试验研究成果分析，确定其作用分项系数采用1.1。 9.4水流对尾槛的冲击力9.4.1在现行设计规范中，水流对尾槛的冲击力的计算公式是由流体力学阻力公式演变而来的。由于消力池内水流是由急流变为缓流的水跃，尾槛上下游可能存在较大的水位差，为半有限空间过流，其流态与一般绕流有很大不同，所以，沿用一般绕流的阻力系数是不合理的。影响水流对尾槛冲击力的因素较多，其中消力池中水流流态的影响最为显著。加拿大、日本、英国及印度的学者对此研究较多。尽管不同文献所论及的实验条件、实验方法、设定标准不尽一致，但冲击尾槛的水流流态却大体一致，并可按以下三种不同流态确定阻力系数Kd：流态Ⅰ：消力池内未形成水跃，水流直接冲击尾槛；流态Ⅱ：消力池内形成了水跃，下游水深不影响跃首位置；流态Ⅲ：消力池内形成了水跃，下游水深影响跃首位置。关于流态Ⅰ的水流阻力系数Kd，兰德(Rand)的测量结果为0.6左右，卡尔基(Karki)的结果为0.324，拉贾拉南(Rajaratnam)的结果为0.5，纳雷扬纳恩(Narayanan)的结果为0.45，欧特修给出了经验公式，其计算结果为0.57～0.63。流态Ⅱ是从流态Ⅰ过渡而来的，其阻力系数之上限值为0.5，并随着Fr值的增大而减小。相应于Fr＝10时，按拉贾拉南的公式计算，阻力系数逐渐减小到0.09；按欧特修的经验公式计算，Kd＝0.39～0.14，Fr大者取小值。关于流态Ⅲ，由于下游水深的增加，其阻力系数较流态Ⅱ小，按拉贾拉南公式的计算结果为0.07～0.42，Fr大者取小值。综上所述，对于消力池内未形成水跃、水流直接冲击尾槛的情形，阻力系数可采用0.6；对于消力池内形成了水跃且3≤Fr≤10的情形，阻力系数可采用0.1～0.5，Fr大者取小值。 9.5脉动压力9.5.1工程设计中遇到的脉动荷载，涉及“点”脉动压强和“面”脉动压力及其关系。本规范根据国内外现有研究成果对其做出了适当规定。(1)对于溢流式厂房顶、陡槽和鼻坎等部位的紊流边界层型脉动压力，根据国内潘德嘉等人的研究成果和由日本新成羽工程原型观测得出的时间—空间相关函数按指数型衰减的规律，导出“点-面”折算系数βm值为：当结构块顺流向长度Lm≤5m时，βm＝0.133，本规范取0.14；当Lm＞5m时，部分脉动压力不在相位同步范围，故取βm＝0.1。上述规定仅考虑纵向相关，而横向相关一般为纵向相关的，故本规范所取数值具有足够的安全裕度。(2)关于平底消力池中水跃作用于底板脉动压力的“点-面”关系，本规范引用了在第11届国际大坝会议上发表的关于βm的试验成果。但目前此项研究尚不够充分，对重要工程宜通过适当的专项试验确定。水流脉动压力是一种交变荷载，因此可根据不同的设计要求，按不利条件考虑取正值或负值。9.5.2、9.5.4脉动压强无论对于空间或时间都是随机的(随机场或随机过程)，其统计特征包括脉动压强幅值(强度)、时间—空间相关特征及频谱(功率谱、能谱)密度与空间相关尺度等方面。按照水力学定义“压力系数”的方法，定义脉动压强系数Kp为：式中：σp——脉动压强幅值的均方差； Kp——脉动压强系数；ρw——水的密度；v——计算断面的平均流速。对大量原型观测和模型试验资料的统计分析结果表明，水流脉动压强幅值近似服从正态分布。本规范取2.31倍均方差为脉动压强代表值，取3倍均方差为设计值，相应的作用分项系数为1.3。9.5.3水流脉动压强系数，可根据水流特征分别按急流区(Fr》1)平顺水流边界和突变水流边界确定。前者属紊流边界层型，如溢流式厂房顶、泄水陡槽底板和挑流鼻坎面等；后者属强分离流型，如水跃消力池底板和突扩、突缩边壁等。(1)理论分析表明，紊流边界层内壁上脉动压强系数Kp的理论值约为3%。急流区平顺边界层的脉动压力幅值不大，这已为大量原型观测资料和模型试验成果所证实。关于溢流式厂房顶的脉动压强系数Kp，现有修文、池潭、乌江渡、日本新成羽等工程的原型观测资料，变化范围为0.20%～1.59%，其中修文为1.6%；池潭为0.2%～0.77%；新安江为0.36%～1.04%；乌江渡左岸滑雪道副厂房顶为0.81%～1.59%；丰满(水平护坦，类比于平溢流厂房顶)为0.45%～1.58%；日本新成羽为0.2%～0.77%(以边界层外流势场流速水头计)。此外，尚可参考两项工程的模型试验资料：二滩为0.45%～1.1%；三峡主厂房顶为0.8%～1.84%(当反弧末端设通气槽时，可增大至2.08%～2.82%)。关于泄水陡槽槽身、鼻坎等部位的水流脉动压强系数，也有模式口、乌江渡等工程的原型观测和模型试验资料可供参考。模式口陡槽槽身为1.6%；乌江渡右岸泄洪洞下游拱渡槽槽身为0.72%～2.00%，反弧段中部为0.69%；乌江渡左泄洪洞反弧最低点为0.45%～0.63%，鼻坎上为0.86%～1.46%；乌江渡左岸滑雪道反弧最低点为1.38%～1.68%，鼻坎上为1.01%～1.34%；溢流面为0.23%～1.52%；乌江渡2号溢流孔反弧最低点为0.2%～1.2%，鼻坎上为0.3%～1.0%；平桥试验陡槽槽身处小于1%，鼻坎上为0.74%～1.16%。根据上述研究成果，本规范对溢流式厂房顶、泄槽和鼻坎上的脉动压力分别做出了规定。由于其性质均属紊流边界层压力脉动，故其下限一律可取0.010。关于其上限，考虑到溢流式厂房顶流程短，边界层一般不发展到水面，掺气影响较小，故取0.015；对于泄槽，因其流程较长，边界层通常发展至表面，且通常要设置通气槽，在槽下游底板脉动压力成倍增大，故取0.025；对于鼻坎上的水流脉动压力，实测结果表明一般不大，但考虑到该部位一般有掺气影响，且有逆压梯度，边界层较不稳定，故取0.020。(2)消力池中的水跃，水流由急流突变为缓流，其水流运动具有强烈的分离、扩散和掺混作用。因此，消力池底板上的水流压力脉动比较复杂，影响因素较多，如弗氏数、雷诺数、淹没度，以及沿水跃长度方面的变化等。本规范仅根据来流(收缩断面处)弗氏数Fr1和沿水跃长度方向距离的不同，分别规定Kp的取值。Fr1的影响仅区分大于3.5和小于3.5两种情况加以考虑。关于沿水跃长度方向Kp值的变化，许多试验研究表明，Kp在的范围内变化较大(x为计算断面离消力池起点的距离，h1为收缩断面水深)，当时达到最大值Kpmax，其值为5%(个别实验达8.5%)。考虑到一般工程中消力池内水跃均有一定淹没度，故本规范对消力池的不同部位规定了不同的Kp值，且取其较低的Kpmax值。 9.6水锤压力9.6.1水电站压力管道中的水锤压力，目前常用的计算方法有解析法、特征线法和数值积分法。对于大型工程及复杂管路，多采用数值积分法，且可与调压室涌波进行联合计算。对于中小型工程及简单管路(包括可简化为简单管路的复杂管路)可按附录E所列公式计算，其计算结果经修正后也具有一定的精度和安全度。附录E所列的解析公式，是依据管道孔口出流、导叶开启(关闭)过程按直线规律变化导出的，适用于间接水锤压力计算。当用于反击式水轮机时误差较大，宜乘以一个大于1.0的修正系数。参照《水电站机电设计手册(水力机械)》，修正系数Ky 与反击式水轮机的比转速有关，需通过试验确定；当无试验数据时，对混流式水轮机可取1.2，轴流式水轮机可取1.4。9.6.2在压力水道的布置和结构尺寸确定以后，计算压力水道内的水锤压力代表值应首先区分不同的设计状况和机组运行工况；设计状况应考虑持久状况和偶然状况。本条系参照DL/T5058—1996《水电站调压室设计规范》作出具体规定。常规水电站上、下游压力水道水锤压力代表值计算的控制工况，分别为机组突然丢弃全部负荷或机组由部分负荷突增至满负荷。抽水蓄能电站上游压力水道的计算工况与常规水电站相同，但下游压力水道一般受水泵工况控制，其最小扬程系按下库相应设计状况下的高水位与上库最低蓄水位时的条件确定。9.6.3本条给出的计算公式，是根据水锤压力和沿管线的各段管道长度与流速之乘积为线性关系的假定拟定的。按公式计算的ΔHi、ΔHj，系管道各计算截面的水锤压力升高值，即相应设计状况下各计算截面的水锤压力代表值。9.6.4对于设置调压室的压力水道，一般情况下，当水锤压力达到最大值时，调压室水位还较低；而当调压室水位升高到最高时，水锤压力已经衰减。用特征线法可以计算出涌波与水锤压力各自的过渡过程及其压力叠加值。但采用解析法计算水锤压力和调压室涌波水位时，因无历时过程，通常只能根据调压室的型式考虑二者的相遇效应：对于简单调压室一般可不考虑二者叠加；对于阻抗式或差动式调压室，则可按涌波最高水位与最大水锤叠加考虑。采用气垫式调压室时，水锤压力与涌波水位的相互影响，必须通过联合计算确定。9.6.5通过部分水电站的验算表明，采用解析法、数值积分法的计算结果与实测水锤压力值的差值一般在10%以内，故确定水锤压力的作用分项系数可按1.1采用。 10地应力及围岩压力10.1一般规定10.1.1传统的地下结构设计，主要是根据围岩坍落所形成的荷载来选用支护结构，将支护结构与围岩截然分开考虑。实践证明，这种做法不够合理。如今人们已普遍认识到，围岩与其加固措施是不宜分开考虑的，如衬砌、喷混凝土等是从外部加固围岩，限制围岩的过大变形，而锚杆、灌浆等措施是从岩体内部加固围岩，以提高围岩强度及其完整性。因此，在地下工程设计中，应充分考虑发挥围岩的自稳能力和承载能力。为了使地下工程设计摆脱传统观念的束缚，本条强调了围岩自身的重要性。10.1.2为了正确评价围岩作用，首先要根据工程所在区域岩体的初始地应力(天然应力)状态，研究洞室开挖后围岩应力重分布的大小及其特点，以及围岩的应力、变形及其与围岩强度之间的关系，从而确定围岩抗力的大小及其分布。因此，岩体初始地应力和围岩压力便是地下结构设计中涉及的主要围岩作用。根据国家标准《水利水电工程地质勘察规范》，岩体按其结构特征可划分为整体块状结构、层状结构、碎裂结构及散体结构4种类型，其变形和破坏的机理如下：(1)整体块状结构的围岩，岩体具有较高的力学强度和抗变形能力。岩体很少有断层、弱面及节理，所含裂隙水极少，在力学属性上可视为均质、各向同性的连续介质。围岩具有很好的自稳能力和承载能力，并常表现为弹性变形。变形的大小受岩体初始地应力的制约。(2)层状结构的岩体，是指完整性不同或软硬相间的层状岩体，并可分为厚层和薄层两类。岩体中的弱面以层理、片理为主，常夹有软弱夹层、层间错动面以及层状、脉状地下水。其力学性质表现为正交各向异性的连续介质，应力应变受岩层组合控制。这类岩体中的围岩，除出现不稳定楔形体的崩落和滑移外，常表现为层面破裂、岩层弯曲、折断而向洞内滑移或塌落。对于这类岩体的围岩作用，厚层及巨厚层状结构可按块状结构处理，薄层状结构可按碎裂、散体结构类型处理。(3)碎裂结构的岩体，是指断层、褶曲、岩脉穿插挤压和风化破碎如次生泥化的岩体。由这类岩体组成的围岩，常表现为坍塌破坏形式，其特征和规模取决于岩体的破碎程度和含泥量的多少。这类围岩属性为松散介质，故可按松散介质极限平衡方法进行分析。(4)结构为鳞片状、碎屑状、颗粒状、碎块状，具有大量夹泥且块状呈棱面接触的岩体，通常称之为松软岩体，其力学属性常表现为弹塑性、塑性或流变性，岩体的整体强度遭到极大破坏而接近松散介质。这类围岩极易变形，并表现为塌方、滑动、塑性挤压变形等破坏形式，可采用松散介质极限平衡方法配合流变理论进行分析。 综上所述，围岩岩体的结构特征及其物理力学特性不同，其破坏的形态也有所不同，围岩岩体的结构特征成为影响围岩作用的主要因素。因此，地下结构设计时应根据围岩岩体的结构类型分别确定其围岩作用。其中对于整体块状结构的围岩，当遇有不利裂隙切割时，应考虑局部不稳定块的滑移作用。对于岩体具有膨胀性、岩溶及受地下水侵蚀严重的洞室，围岩的变形和破坏机理有其特殊性，这类岩体的围岩作用应根据具体情况专门研究确定。10.1.4岩体初始地应力及围岩压力具有很大的变异性，尽管目前国内外对此作了大量有效的研究工作，积累了很多宝贵的资料，但由于岩体结构的复杂性，远不足以采用概率方法统计确定其特征值。本章中对岩体初始地应力、围岩压力标准值的取值均具有一定经验性，或仅对其取值原则作出规定。对此两项作用的作用分项系数采用1.0，是由于进一步作出较精确的取值存在实际困难，取大于1.0的作用分项系数并无实际意义。 10.2岩体初始地应力(场)10.2.1岩体的初始地应力状态，是目前地下工程设计和施工中应考虑的主要因素之一。初始地应力(场)资料需要通过现场实测才能获得。但一般工程往往受到各方面条件的限制，难以大规模地开展应力(场)实测工作，因此仅要求对重要的工程通过现场实测，根据实测资料分析确定其岩体初始地应力(场)。一般情况下，当工程所在地区或附近具备少量实测地应力资料时，可建立区域地应力场的有限元计算模型进行模拟计算，使各已知点的计算地应力与实测地应力达到最佳的拟合程度，其他未知点的地应力即可按模拟计算结果确定。某些情况下也可根据少数实测变形资料进行反演分析，以确定其初始地应力(场)。现场实测虽然是获得岩体初始地应力的主要手段，但实测数据一般离散性较大，因此应充分考虑地质构造、地形地貌、地表剥蚀作用、岩体力学性质等因素的影响，综合分析确定岩体初始地应力(场)。10.2.2岩体初始地应力场以重力场为主的区域，通常具有岩层平缓、未经受较强烈地震影响、具有全风化或强风化带等标志。根据国内外地应力的实测成果，剔除其中受地形及新构造活动影响的数据后，经统计分析得出：岩体垂直地应力的大小近似等于洞室上覆岩体的重力。这一结论与弹性理论相吻合，但应注意在岩体的浅层，其离散性较大。10.2.3由重力场和构造应力场叠加而成的岩体初始地应力场极为复杂，一般需通过现场实测确定，其中构造应力场是问题的关键。虽然定量分析几乎还不可能，但通过了解工程地区的地质构造运动发展史以及对新老构造运动关系的分析研究，基本上可以确定初始地应力值的量级及空间分布规律。根据国内25个工程实测地应力统计资料表明，在重力场与构造应力场叠加的地应力场中，构造应力影响系数λ最大值为3.3，最小值为0.53，平均值约1.4；其中λ值在2.5以上的占12%，0.8以下的仅占4%，0.8～2.5的占84%。考虑到λ值为0.8～1.2时可认为不受地质构造的影响，故确定λ值采用1.2～2.5。同时统计资料还表明，水平地应力普遍大于垂直地应力，最大水平地应力与垂直地应力之比，一般在0.5～5.5之间，大部分为0.8～2.0，最大者达30。平均水平地应力(即两个正交方向水平地应力的均值)与垂直地应力之比，一般在0.5～5.0之间，大部分为0.8～1.5。二滩水电站是国内地下洞室实测资料最多的工程，实测13个测点的水平测压力系数为1.16～3.46，平均值为2.13。根据国内外统计资料本规范推荐采用1.1～3.0；洞室埋深大，受地质构造变动小者取其小值。10.2.4岩体初始地应力的大小，对围岩稳定状况有着直接的影响；岩体初始地应力越大，围岩稳定性越差。国内外学术界通常以围岩强度比系数(即岩体最大主压应力与岩体强度的比值)来评价岩体的地应力状态。有一些专家认为，当围岩强度比系数大于0.45～0.50时，围岩处于中、高地应力状态，围岩大多不稳定；当围岩强度比系数小于0.2～0.1时，围岩处于低应力状态，围岩基本处于稳定。由于地应力状态受各种复杂因素的影响，仅以应力的量级评价地应力状态不一定完全可信，因而须结合工程类比和专家的判断综合分析确定岩体的地应力(场)。 10.3围岩压力10.3.1 对于具有松脱压力的洞室进行开挖施工时，为了保证施工的安全，一般都根据围岩的松脱破坏程度采取施工支护或超前加固等措施。若监测结果表明施工加固措施已使围岩达到稳定或基本稳定时，则永久性支护设计时应考虑利用施工加固措施的效果。10.3.2在块体、中厚层至厚层状岩体中进行洞室开挖时，由于开挖后形成的临空面使岩体失去了原有的挤压和支撑作用，有的岩块便可能向洞内滑移。此时，滑移岩体的重力或其分力，形成了作用于支护结构或衬砌上的压力，设计时应予以计算。10.3.3国内有关规范以往一直采用按松散介质理论估算围岩压力。由统计资料和工程实践表明，松散介质理论用于薄层及碎裂、散体结构的围岩是合适的。同时，考虑到规范的连续性，计算公式仍采用围岩压力系数的表达形式。参照普氏理论方法，对于破碎、松散的围岩，其坚固系数f值均小于2.0；当压力系数采用0.2～0.3时，则相当于f值介于2.0～1.5之间。10.3.4地下洞室围岩的侧向水平压力，仅在软弱破碎围岩中予以考虑。本规范对水平压力的计算，系参照国内外有关设计规范并结合国内工程实践经验确定的。10.3.5由于地质条件错综复杂，各工程洞室的用途、尺寸、形状及施工方法等条件各不相同，对形成稳定拱的洞室埋深作出统一的规定是有困难的。有人认为埋深大致为2～5倍坍落拱高度，也有人认为1～2倍开挖跨度即可。近年来我国在这方面有很大突破，个别工程洞顶以上覆盖岩石的最小厚度仅有洞室开挖跨度的十分之一，其关键是采用了合理的施工程序和工程措施。因此，对浅埋洞室上覆岩体厚度不作规定，仅规定了围岩压力的计算原则。 11土压力和淤沙压力11.1挡土建筑物的土压力11.1.1挡土建筑物的土压力系指挡土建筑物(挡土墙)后的土体对挡土建筑物背面的土压力。根据挡土墙相对于墙后填土的位移方向和大小，挡土墙所受土压力可分为主动土压力、静止土压力和被动土压力三类。当挡土建筑物有背向填土的位移并达到一定量且墙后填土达到极限平衡状态时，作用于建筑物背面的土压力为主动土压力；当挡土建筑物相对其后填土没有位移且土体处于弹性平衡状态时，作用于建筑物背面的土压力为静止土压力；当挡土建筑物有朝向填土的位移并达到一定量且墙后填土达到极限平衡状态时，作用于建筑物背面的土压力为被动土压力。静止土压力产生的条件很明确，它是在挡土墙静止不动时填土作用于墙背面的土压力，但主动土压力和被动土压力究竟在什么情况下才会产生，是工程界至今尚未能完全解决的问题。一般认为，极限土压力的发生条件与墙体位移、墙体结构型式、地基条件、填土种类、填土密实度等因素有关，其中最主要的因素是墙体相对填土的位移。表11-1列出了美国《基础工程手册》中所给出数值可供参考。 表11-1产生主动和被动土压力所需的墙顶位移土土类应力状态墙移动类型所需位移砂土主动平移0.001H绕墙底转动0.001H被动平移0.05H绕墙底转动0.1H粘土主动平移0.004H绕墙底转动0.004H 由表中数值可见，产生主动土压力所需的位移量较小，而产生被动土压力所需的位移量则大得多。对多数挡土墙来说，在墙后填土压力或其他荷载作用下往往会产生离开填土方向的位移或偏转，墙背所受土压力较接近主动土压力，因而我国现行建筑物设计规范对挡土压力大多采用主动土压力进行设计。静止土压力是在挡土墙静止不动、墙后填土没有发生位移且处于弹性平衡状态的条件下发生的。实际上挡土墙完全静止不动的情况是不存在的，墙体在土压力或其他荷载作用下总要产生一定的位移或偏转，只不过在墙体位移很小时，墙背所受土压力与静止土压力相近，也可采用静止土压力来设计挡土墙，如SD133—84《水闸设计规范》即规定岩基上水闸的土压力一般按静止土压力计算。 关于被动土压力，由于水利工程中很少遇到挡土建筑物向填土方向位移的情形，且被动土压力一般对建筑物稳定有利，加之不易准确计算，因此，水工建筑物设计一般不予考虑，而将它作为安全储备。11.1.2主动土压力的计算主要有朗肯理论和库仑理论。由于库仑方法能考虑较多的影响因素并具有相对较高的准确度，工程上多采用库仑方法计算主动土压力。对于粘聚力c＞0的粘性填土，以前常用等代内摩擦角加以考虑，但这个等代内摩擦角不易确定，采用这种方法具有一定的危险性。我国GBJ7—89《建筑地基基础设计规范》依据库仑理论的平面破裂面假设，导出可考虑土的粘聚力作用的主动土压力计算公式，应用效果较好，故本规范也采用这一方法计算主动土压力。根据土压力计算理论，主动土压力与墙后填土重度γ、墙的高度H及主动土压力系数Ka有关。水利工程上的挡土结构一般都是大体积结构，其几何尺寸变异性较小，H可作为定值处理。对于γ，经实际工程统计分析，其变异系数多小于0.05，相对于主动土压力系数的变异性较小，也可作为定值处理。因此，主动土压力系数Ka的变异性就近似代表了主动土压力的变异性。根据《水工统标》4.3.2的规定，作为永久作用的土压力，可采用其概率分布的较不利的某个分位值作为其标准值，本规范取Ka概率分布的0.95分位值，对应的主动土压力就是主动土压力标准值。主动土压力系数Ka是墙后填土内摩擦角φ、粘聚力c、填土对挡土墙的外摩擦角δ、墙背与铅垂面的夹角ε、墙后填土坡角β的函数。在这几种因素中，几何形状参数ε、β可作为常量。经验算，δ在允许取值范围内取不同值对Ka的影响不大，也可作常量处理。相比之下，填土的力学指标参数φ、c具有较大的变异性，对主动土压力系数的变异性影响最大。对于c＝0的无粘性填土，Ka是φ的单调递减函数，大量试验统计结果表明，φ服从正态分布，φ的0.05分位值大致对应于Ka的0.95分位值，由此可确定土压力参数φ的标准值。对于c＞0的粘性土，φ仍取其概率分布的0.05分位值，同时适当考虑φ、c之间的相关性(对实测试验资料的统计分析结果表明，φ—c的线性相关系数多在-0.6～-0.9之间，本规范偏于安全取为-0.6)及墙体高度H的影响，c取为对数正态分布(根据实际统计结果，c比较符合对数正态分布)，用概率模拟方法求得c的标准值，其中计算系数λ即为概率模拟方法计算结果。由于影响c取值的因素较多(如填土的实际力学参数φ、c的均值和变异系数，墙高H等)，附录F中所列计算式和表中参数为众多因素不同组合中的较不利情况，由此得出的主动土压力(系数)标准值在绝大多数情况下均不低于其概率分布0.95的分位值。土压力计算参数φ、c一般应根据试验结果统计得出。当试验资料不充足时，附录F给出了不同土类的φ、c取值范围，它们是根据实际工程的试验结果经统计分析后给出的，可供设计时参照选用。规范中的土类是按照GBJ145—90《土的分类标准》并参考SD128—84《土工试验规程》确定的。需要指出的是，附录F中表F2和表F3的取值对墙后填土为特殊类土(包括黄土、膨胀性土和红粘土)不适用，遇到这种情况应通过试验确定。对于墙背较平缓的挡土建筑物，当墙背与铅垂线的夹角大于某一临界值时，墙后填土破坏后将产生第二破裂面，填土将沿第二破裂面而不是沿墙背滑动，此时应考虑按第二破裂面计算作用于墙背的主动土压力。当墙后填土表面作用无均布荷载时，墙背主动土压力为三角形分布；有均布荷载时，可将该荷载换算成等重量的填土厚度进行计算，此时墙背上的主动土压力为梯形分布。11.1.3与主动土压力类似，静止土压力标准值取决于静止土压力系数K0的概率特性。K0的计算方法常用的有两种，一是从弹性理论导出的理论公式，一是从工程经验总结出的Jaky公式。使用弹性理论公式需要知道填土的泊松比ν值，多数工程很少对此作专门研究，一般根据填土种类从有关手册中查取。对于正常固结粘土，Jaky公式可以很方便地计算K0的确定值，在工程设计中常被使用。本规范将这两种方法一并列入，供设计人员根据实际情况选用。同主动土压力一样，静止土压力为三角形分布，其标准值按静止土压力系数K0的0.95分位值计算。在弹性理论公式和Jaky公式的实用范围内，K0分别是填土泊松比ν和填土有效内摩擦角φ′的单调递减函数。因而计算参数ν、φ′应取其概率分布的0.05分位值。当ν、φ′试验统计资料不充分时，规范给出了不同土类的K0取值表，供设计时参照选用。当墙后填土为膨胀性土时，其静止土压力较大，静止土压力的标准值需另作专门研究。11.1.4挡土结构土压力标准值的确定，主要取决于墙后填土的特性参数c、φ 值等，而实际工程中应用的填土种类庞杂，影响到特性参数的准确选用，故宜采用较大的土压力作用分项系数，经研究对主动土压力和静止土压力均采用1.2。 11.2上埋式埋管的土压力11.2.1埋管所受土压力除与填土种类、填土高度有关外，还与埋设方式(上埋式或沟埋式)、管道及地基刚度有关。对于上埋式管，由于管侧填土沉降大于管顶沉降，从而对埋管有一个向下的附加拽力，所承受的垂直土压力一般大于其上覆土重，因此垂直土压力应按其上覆土重乘以一个大于1.0的垂直土压力系数计算。垂直土压力系数的计算方法较多，本规范采用了较为适用的黄清猷法。对其应用条件作如下说明：(1)本规范所指埋管系管材为钢筋混凝土或其他刚度较大的上埋式管；(2)按本规范进行埋管设计时，要求埋管上填土的压实度应不低于95%。对于未能压实的疏松填土，垂直土压力系数将大于本规范所给数值，需经专门研究确定。对于在地基中挖沟埋设的沟埋式管，填土受到沟壁的摩阻作用，埋管所承受土压力将小于相同填土高度的上埋式管。沟埋式管土压力的计算方法目前尚不成熟，故本规范暂不列入，其土压力应根据实际情况研究确定。11.2.2埋管侧向土压力采用朗肯主动土压力公式计算。实际上管侧填土并未达到主动极限平衡状态；实测结果表明，管侧土压力处于主动土压力与静止土压力之间。根据管道的结构受力情况分析，采用较小的侧向土压力将使管道设计偏于安全，故采用主动土压力公式计算。按照土压力的计算理论，侧向土压力近似为梯形分布，但对圆形埋管，考虑到管肩局部土重的压力及管水平直径下部倒拱的减载作用，为了简化计算，侧向土压力一般可采用矩形分布。对埋深较浅或高度较大的矩形管涵可采用梯形分布，以考虑管顶与管底填土高度的不同对侧向土压力的影响。 11.3淤沙压力11.3.1本条沿用现行水工结构设计规范中采用的方法，按朗肯理论主动土压力公式计算淤沙压力。11.3.2坝、水闸等挡水建筑物前泥沙淤积是水库泥沙冲淤演变的结果，故与入库水沙条件、枢纽布置、坝(水闸)前水流流态及水库运用方式等因素关系密切。在计算坝前淤积高程时，首先要确定计算年限，然后通过数学模型计算或物理模型试验来确定。目前设计中常采用的一维水库淤沙数学模型所预测的库区淤沙分布，只能从宏观意义上来认识其坝前局部库段的计算结果。若要比较确切的了解泥沙淤积的横向分布，则必须通过二维数学模型计算或物理模型试验，并结合已建类似工程的实测资料，经综合分析确定。根据已建工程的实践经验，淤沙高程一般可按下述情况考虑：(1)对于库容与年入库沙量之比值较小，如小于30的水库，其坝前淤积高程可按水库淤积平衡年限的计算值采用。(2)对于库容与年入库沙量之比值较大的水库，可取与该工程基准期相同年限的入库沙量作为计算库区淤积分布的设计沙量，并以相应的坝前淤积高程作为计算淤沙压力的依据。(3)经常开启的泄流排沙建筑物，一般以其进口底槛高程作为坝前淤积高程。邻近泄水排沙建筑物的坝段，当排沙效果可靠时，其淤积高程可根据排沙漏斗的侧向坡度估算。若设计基准期内坝前淤积高程尚未达到进口底槛高程，则按计算结果取值。(4)电站坝段的淤积高程，一般宜取电站进水口高程。当电站坝段或临近坝段设置排沙底孔时，可根据排沙漏斗的侧向坡度，确定其淤积高程。(5)当泄流排沙建筑物有不同运用方式组合时，可以各坝段的最高淤积床面作为计算的淤积高程。11.3.3淤沙的浮重度，除可通过试验或工程类比直接取值外，尚可根据选定的干重度和孔隙率，利用公式计算确定。淤沙的内摩擦角系表示其砂土的抗剪强度，它不仅与淤沙的粒径有关，也与淤沙的级配及形状有关。粒径越大，孔隙率越小，其内摩擦角越大；当孔隙率大于0.7时，内摩擦角接近于零。对于同一淤积深度的泥沙，随着时间的增加，孔隙率减小而内摩擦角增大，最后达到一个比较稳定的数值。刘家峡、八盘峡、官厅等水库多年淤沙取样试验资料分析表明，内摩擦角可达25°～37° 。设计时，应根据坝前淤沙的粒径范围和淤积年限参考类似工程的实测资料分析选定。11.3.4淤沙压力的变异性取决于计算参数γsb、φs及hs的取值与工程实际的差异。影响这三个参数的因素错纵复杂，其取值与工程实际可能存在一定的差异。但由于三个参数的变异对淤沙压力的影响是此长彼消、相互制约的，故最终对淤沙压力计算结果的影响幅度不大。例如，刘家峡大坝在安全定检复核时，计算淤沙压力的三个参数hs、γsb及φs的实测值分别比原计算取值增大22%、12.5%和62.5%，而淤沙压力Psk仅增加13%。基于上述，确定淤沙压力的作用分项系数采用1.2。 12风荷载和雪荷载12.1风荷载12.1.1关于风荷载标准值的计算，本规范沿用了GBJ9—87《建筑结构荷载规范》的有关规定。12.1.2在编制GBJ9—87时，规范修订组根据全国300多个地点(没有考虑小风区地点)的气象台站，从1954年到1981年(部分台站从1955年或1958年到1981年)的最大风速资料，按照我国基本风压标准规定，将不同风速仪高度和4次定时2min平均年最大风速，统一换算为离地10m高、自记10min最大风速。根据风速数据，经统计分析得出重现期为30年一遇的年最大风速v0，进而按风速与风压的关系式换算为基本风压w0。以此为统计基础，制定出《全国基本风压分布图》。GBJ9—87“总则”条文说明中指出：“在设计其他土木结构或特殊的工业构筑物时，本规范规定的风雪荷载也应作为设计的取值依据”。因此，本规范基本风压引用了GBJ9—87中的《全国基本风压分布图》及有关规定。对于水工结构中高度大而水平横向剖面尺寸相对较小，并以水平作用控制设计的高耸结构，其风荷载的不定性尚难估计，因而适当提高基本风压的保证率是必要的。本规范规定的系数1.1和1.2，分别相当于将确定基本风速的重现期提高到50年和100年。12.1.4山区地势起伏多变，对风速影响较为显著。水工建筑物大都建在山区，其风压值不能直接取用平坦空旷地面台站的风速资料。而我国的气象台站大都建在空旷平坦的地面上，对山区风速的测量资料较少，研究也不多。在有条件的情况下，以附近台站的风速资料为基础，可通过对比观测和调查得出山区与附近台站的相关关系，用以推算出山区的风压。一般情况下，则可按相邻地区的基本风压乘以本条所列调整系数采用。12.1.6在大气边界层内，风速随离地面的高度而增加。当气压场随高度不变时，风速随高度增加的规律，主要取决于地面粗糙度和温度垂直梯度。本规范将地面粗糙度类别分为两类，A类系指海岛、海岸、湖岸及沙漠地区等；B类系指空旷田野、乡村、丛林、丘陵及房层比较稀疏的中小城镇和大城市郊区。GBJ9—87对风速沿高度的分布，采用指数律公式表达，即：式中：vz——高度为z处的风速；v10——10m高度处的风速；α——与地面粗糙度有关的系数，相当于A、B两类地区，分别取0.12和0.16。按照沿高度上风压与风速的平方成正比的变化规律，可推求出任意高度z处的风压与10m高度处风压的比值，即为条文中表12.1.6列出的风压高度变化系数。12.1.7、12.1.8风荷载体型系数是指作用在建筑物表面引起的实际压力(或吸力)与来流风压的比值。它表示建筑物表面在稳定风压作用下的静态分布规律，主要与建筑物的体型和尺寸有关。水工建筑物的风荷载体型系数除可按照GBJ9—87及GBJ135—90《高耸结构设计规范》有关规定确定外，尚可参照公路、航运、港口工程等部门设计规范采用。基本风压是根据10min平均风速确定的，虽然它已按统计体现了平均重现期为30年的最大风压值，但它没有反映风速中的脉动成份，可通过风振系数考虑脉动风压对结构的不利影响。在水工结构中，须考虑风振的结构不多，主要是对于高耸的进水塔、调压塔、渡 槽等结构须考虑风振的影响。风振系数的计算方法较为复杂，因此，本规范规定可参照GBJ9—87及GBJ135—90等设计规范的有关规定或经专门研究确定。12.1.9考虑到风荷载受自然因素的控制、变异性较大的特点，确定采用较大的作用分项系数1.3。根据年最大风速资料的统计分析，可认为风速、风荷载均服从极值Ⅰ型概率模型分布。当采用作用分项系数1.3时，风荷载的设计值相应于50年设计基准期内风荷载概率分布的0.9264分位值。 12.2雪荷载12.2.1基本雪压s0是GBJ9—87《建筑结构荷载规范》修编组根据全国277个地点的气象台(站)，从建站起到1981年的最大雪压或雪深资料，经统计得出的30年一遇年最大雪压，以此规定当地的基本雪压。当前我国大部分气象台(站)收集的都是雪深数据，而相应的积雪密度数据不全。在统计中，当缺乏平行观测的积雪密度时，均以当地平均密度来估算雪压值。东北及新疆北部地区取150kg/m3；华北及西北地区取130kg/m3，其中青海取120kg/m3；淮河、秦岭以南地区一般取150kg/m3，其中江西、浙江取200kg/m3。12.2.3山区一般海拔高、温度低，有利于积雪。因此山区雪压要比临近平坦空旷地区的雪压大。由于一般气象站都设在比较平坦空旷的地点，其积雪资料不能反映山区积雪的全部特性。因此，一般山间的雪压可取比当地平坦空旷地方大些。在无实测资料的情况下，可考虑将基本雪压增大20%后采用。12.2.5雪荷载采用与风荷载相同的作用分项系数。根据年最大雪压资料的统计分析，雪荷载也服从极值Ⅰ型概率模型分布。当采用作用分项系数1.3时，雪荷载的设计值相应于50年设计基准期内雪荷载概率分布的0.9034分位值。 13冰压力和冻胀力13.1静冰压力13.1.1自70年代初开始，我国北方地区有关科研和设计单位曾进行过大量冰压力的现场观测和调查，其中黑龙江省胜利水库具有连续10年的观测资料。通过实测与计算值比较，最大误差为10.2%。东北勘测设计研究院科研所和天津市水利科学研究所曾提出静冰压力的计算公式。在此基础上，根据东北和华北地区10个水库的观测资料，通过对冰压力与气温、冰层温度变化以及冰厚等关系的进一步分析，提出条文中静冰压力标准值的取值表。13.1.2作用在独立墩柱上的静冰压力的大小与建筑物的型式和冰的抗挤压强度有关，静冰压力最大值即其抗挤压强度，故独立墩柱上的静冰压力按抗挤压强度计算是偏于安全的。13.1.3静冰压力沿冰厚的分布基本上为上大下小的倒三角形，故可认为其作用点在冰面以下1/3冰厚处。13.1.4水冻结成冰后，水压力变成冰压力，故在冰层范围内二者不同时作用。13.1.5根据公式计算与实测静冰压力值比较，其误差在10%左右，故作用分项系数采用1.1。 13.2动冰压力13.2.1冰运动时对宽长建筑物前沿(如上游坝面)的作用力与冰块的抗压强度、厚度、平面尺寸和运动速度等有关。由于这些条件不同，冰块碰到建筑物时可能发生破碎，也可能只有撞击而不破碎。本条采用了前苏联规范的计算方法，但其中冰厚的取值是根据国内有关观测资料提出的。在加拿大和美国的设计规范中，冰的抗压强度是这样采用的：融解温度下的小冰块取0.69MPa，融解温度下的大块坚冰取1.38MPa，整块运动的大坚冰取2.07MPa。前苏联建筑法规CHиП2.06.04—82提出了冰的抗压强度与气温的关系表，同时规定对于水库、湖泊和南方一些河流在流冰初期可采用0.45MPa，在流冰期可采用0.3MPa。国内齐齐哈尔铁路局冰压力试验研究组的现场试验结果表明，春季低水位流冰初期的平均抗压强度为0.57MPa，高水位流冰时为0.36MPa；牙克石林业设计院提出，流冰初期为0.4MPa，后期高水位时为0.2MPa。本条中的fic值是综合国内外现有资料提出的。13.2.2国内外对动冰作用在独立墩柱上的冰压力研究较多，考虑的因素大致类似。关于形状系数m，国内有关研究结果与前苏联规范相同，二者按冰破碎条件进行计算的结果比较接近。本条是以此为基础确定的。 冰的抗挤压强度系指冰层切入墩柱使冰达到破坏时的极限强度，它比单轴抗压强度值大。前苏联规范中采用一个结构物前沿宽度与冰厚的比值(b/di)有关的增强系数(kb)来反映，并规定南部河流冰的抗挤压强度在流冰期不大于0.45MPa，在流冰初期不大于0.75MPa；加拿大和美国亦同样引入一个与(b/di)有关的“裂痕系数”(ci)，其数值与kb大致相当；国内齐齐哈尔铁路局根据试验提出冰的局部受压增大系数(抗挤压强度与抗压强度之比)为1.3～2.0。可见由上述各种方法得到的增大系数在一般情况下相差不大，对冰的抗挤强度最终采用了前苏联规范的取值。13.2.3参考前苏联CHиП2.06.01—86《水工建筑物设计基本规定》，确定动冰压力的作用分项系数采用1.1。 13.3冻胀力13.3.1国内外室内模拟试验的切向冻胀力与野外原型观测的切向冻胀力无一定规律。目前，国内外编制的标准、规范中的切向冻胀力均根据野外原型试验成果确定。从国外的资料来看，切向冻胀力的观测结果存在一定差异。例如加拿大E·潘纳测得混凝土基础的单位切向冻胀力为57～103kPa，钢柱为77～107kPa；美国工程师兵团测得粉砂土对建筑物基础作用的单位切向冻胀力为110kPa；日本测得混凝土桩的单位切向冻胀力116～130kPa；前苏联颁布的建筑法规CHиП2.02.04—88《多年冻土上的地基和基础》规定的单位切向冻胀力为50～130kPa。国内关于单位切向冻胀力的观测结果或取值也有差异。如黑龙江省低温建筑物科研所的结果为50kPa～140kPa；黑龙江省水利科学研究所的结果为50kPa～70kPa和90kPa～140kPa(前者是万家试验场，后者是巴彦冻土场)；松辽水利委员会(以下简称松辽委)科研所在双辽和公主岭冻土站的观测结果为60kPa～120kPa；SL23—91《渠系工程抗冻胀设计规范》规定的最大单位切力为200kPa；交通部颁布的JTJ024—85《公路桥涵地基与基础设计规范》规定的最大单位切向冻胀力为240kPa；建设部《冻土地区建筑物地基基础设计规范》(1994年送审稿)规定的最大单位切向冻胀力设计值为150kPa。本规范规定的单位切向冻胀力τt，主要依据松辽委科研所在试验场连续10年原型观测结果和在不同土质、冻胀、气温和地下水位等条件下取得的试验资料，以及大量的实际工程调查资料，参照国内外有关成果和规范经计算分析后得出的，并已通过100多座新建工程的验证。设计冻深Zd及有效冻深系数φc，可按《水工建筑物抗冰冻设计规范》的有关规定采用。13.3.2挡土墙水平冻胀力主要受墙后土体的冻胀、冻结状态、含水量、温度和挡土墙的刚度等因素的影响。在冻结期的不同时间、沿墙高的不同部位，水平冻胀力均有较大变化。本条给出的单位水平冻胀力，是根据实测资料的综合分析后提出的。其中，水平冻胀力沿高度的分布，是根据实测的压强分布图形，按合力相等和力矩平衡、最大力值作用点不变的原则，进行线性简化后得出的。表13.3.2-1给出的单位水平冻胀力σht，主要根据国内铁道部铁道科学研究院西北所、黑龙江水利科学研究所、松辽委科研所等单位取得的挡土墙测试结果，并参考国外有关设计规范和资料经综合分析后确定的。公式(13.3.2)中墙体变形影响系数m0及边坡修正系数cr，可按《水工建筑物抗冰冻设计规范》的规定采用。13.3.3挡土墙高度及厚度不同，冻结线的形状和冻胀力作用也不相同，目前尚无墙高大于5m的冻胀力资料，故本条对水平冻胀力计算的适用条件加以限制。13.3.4目前国内外研究成果中所提出的竖向冻胀力差别较大。表13.3.4-1中的单位竖向冻胀力，是根据黑龙江省水利科学研究所的试验资料结合国内外有关成果经综合分析后列出的。对于重要的大型水工建筑物，宜经专门研究确定。作用在单块基础板底面上的冻胀力不仅与其底面积大小有关，且与建筑物类型、基础的约束条件及允许的竖向位移大小等情况有关，因此在竖向冻胀力的计算式中反映了这些因素。13.3.5暖土冻结成冻土后，土压力随之变成冻胀力。但当土压力大于冻胀力时，仍应取土压力进行荷载组合。13.3.6单位切向冻胀力和水平冻胀力的取值主要依据东北地区的实测资料及试验资料，并在多项新建工程应用中得到检验。考虑到按公式计算确定切向冻胀力、水平冻胀力标准值时有关因素的不利影响，故取其作用分项系数为1.1。  14浪压力14.1一般规定14.1.1本章仅适用于坝、水闸等挡水建筑物由风浪产生的浪压力的计算。海堤的风浪压力主要受台风的影响，目前系统的台风观测资料不多，相应浪压力的计算经验不足。河堤的浪压力同时受风浪和船行波浪的影响，非本规范制定的内容。故本章不适用于海堤、河堤的浪压力计算。14.1.2《港口工程技术规范》(1987)规定，当海港所在位置或其附近有较长的波浪实测资料时，可用波浪实测短期分布的某一累积频率波高的年最大值系列进行频率分析，然后按某一重现期确定设计波高，继而计算波浪压力标准值；当海港工程所在位置或其附近均无长期的波浪实测资料，但对岸距离小于100km时，则可由当地的风速资料，间接确定不同重现期的设计波浪，然后用某一重现期的风速和对岸距离计算同一重现期的波浪要素，最后计算波浪压力标准值。河川水利枢纽工程几乎难以得到长期的波浪实测资料，而与上述后者情况类似，故波浪压力标准值一般可根据当地实测风速资料，按某一重现期的风速推算波浪要素，然后按某一累积频率波高计算波浪压力标准值。事实上，现行水工建筑物设计规范基本上遵循了这一原则，只不过具体的标准和计算公式存在某些差异而已。但对于1级挡水建筑物，当浪压力为主要荷载之一时，模型试验论证工作也是必要的。14.1.3设计波浪的标准包括两个方面：其一，设计波浪的重现期(即设计波浪的长期分布问题)；其二，设计波浪的波列累积频率(即设计波浪的短期分布问题)。当按风速资料间接确定不同重现期的设计波浪时，设计波浪的重现期问题即计算风速的重现期问题。现行水工建筑物设计规范采用“风速加成法”用以确定波浪要素的计算风速，即在正常运用条件(正常蓄水位或设计洪水位)下采用相应洪水期多年平均最大风速的1.5倍～2.0倍；在非常运用条件(校核洪水位)下采用相应洪水期多年平均最大风速。统计分析结果表明，多年平均最大风速的1.5倍～2.0倍约相当于50年重现期的年最大风速。同时《水工统标》规定，与偶然作用同时出现的可变作用可根据观测资料和工程经验对其标准值作适当折减。因此本规范规定，当浪压力参与作用基本组合时，采用50年重现期年最大风速；当浪压力参与偶然组合时，采用多年平均年最大风速。这样，既遵循了《水工统标》的原则，又与现行水工结构设计规范基本上保持了连续性。关于设计波浪的波列累积频率，国内外各水工建筑物设计规范之间虽然存在一定差异(见表14-1)，但除港口工程的斜坡式防波堤以外，均在1%～5%之内。鉴于本规范不适用于海堤工程，且按照《水工统标》的有关规定，建筑物级别的差异可在“结构重要性系数”中考虑，故本规范对设计波浪的波列累积频率一律采用1%。关于波浪要素的计算，一般都采用以一定实测或试验资料为基础的半理论半经验性方法，因而都受到一定适用条件的限制。莆田试验站公式是由南京水利科学研究院从1965年开始，在福建莆田海浪试验站进行6年的波浪观测，经过对观测资料的回归分析后得到的，比较适用于我国东南沿海及内陆平原水库的浅水波浪计算。现行SDJ218—84《碾压式土石坝设计规范》推荐使用该公式，东南沿海浙、闽两省的海堤设计也采用了该公式。观测，经过对观测资料的回归分析后得到的，比较适用于我国东南沿海及内陆平原水库的浅水波浪计算。现行SDJ218—84《碾压式土石坝设计规范》推荐使用该公式，东南沿海浙、闽两省的海堤设计也采用了该公式。 表14-1设计波高的累积频率标准规范名称或代号直墙式建筑物斜坡式建筑物水闸设计规范(SD133—84)1%(1级)2%(2级)5%(3级)—港口工程技术规范(JTJ213—87)1%5%～13%碾压式土石坝设计规范—1%(1～3级) (SDJ218—84)5%(4、5级)前苏联国家建设委员会(CHиП2.06.04—82)1%1% 鹤地水库公式和官厅水库公式比较适合于深水波浪计算，SDJ218—84采用了前者的波长计算公式和后者的波高计算公式，而SDJ21—78《混凝土重力坝设计规范》则引用了官厅水库公式。我国幅员辽阔，平原水库和山谷水库、内陆水库和沿海水库的地理条件和风况等各不相同，故本规范规定，应根据拟建水库的具体条件分别采用不同的计算公式进行波浪要素计算。本规范给出的波浪爬高计算方法，是由河海大学针对《港口工程技术规范》(1987)第三篇(海港水文)中的波浪爬高曲线，根据对斜坡堤波浪作用的多年研究成果修正后得到的。14.1.4通过对由年最大风速系列推算的某一累积频率波高进行概率统计分析和浪压力的分项系数研究，可得到以下结论：(1)波高分布概型以极值Ⅰ型为好。(2)波高概率分布的0.98分位值作为波高标准值，相当于按50年重现期年最大风速计算的波高；波高概率分布的0.995分位值作为波高的设计值，相当于按200年重现期年最大风速计算的波高。(3)分别按波高标准值和波高设计值确定波浪压力分布，然后计算波浪总压力，最后计算由设计波高计算的波浪总压力与由标准波高计算的波浪总压力之间的比值：对直墙式挡水建筑物为1.3左右；对斜坡式挡水建筑物为1.1左右。为简便起见，规定浪压力的作用分项系数采用1.2。 14.2直墙式挡水建筑物上的浪压力14.2.1当波浪要素确定以后，便可根据直墙式挡水建筑物前不同的水深条件，判定波态，确定建筑物上浪压力的强度分布，然后计算波浪总压力。当挡水建筑物前的水深大于半个波长时，水域的底部对波浪运动没有影响，称之为深水波；当水深小于使波浪破碎的临界水深时，波浪破碎，称之为破碎波；当水深介于这二者之间时，水域的底部对波浪运动有影响但并不使之破碎，称之为浅水波。深水波的波浪压力分布可按立波概念确定。立波的波状运动系20世纪30年代由森弗罗的研究得出的，其浪压力分布图形与实测的结果一致，已被国内外现行有关设计规范共同采用。破碎波的波浪压力分布图形，是我国大连理工大学早在60年代的试验研究成果，国内现行有关设计规范均予以引用。 14.3斜坡式挡水建筑物上的浪压力14.3.1关于斜坡式建筑物上的浪压力计算，前苏联国家建设委员会1986年颁布的建筑法规CHиП2.06.04—82《波浪、冰凌和船舶对水工建筑物的荷载与作用》给出了比较系统完整的计算方法、公式和图表，虽然曾得到原型实测资料验证，却是基于规则波的模型试验研究成果，故有必要论证其对于不规则波的适用性。本规范编制时进行了单坡堤不规则波的模型试验研究，结果表明：累积频率为1%的波浪压力实测值，比用累积频率为1%的波高代入前苏联法规中的公式计算斜坡上最大波浪压力的计算值要大得多；而有效波浪压力实测值(即累积频率约为14%的波浪压力实测值)却与用有效波高代入该公式的计算值十分接近。因此可以认为，用有效波高计算的波浪压力即有效波浪压力，而用其他累积频率波高的浪压力计算值并不一定具有与波高相同的累积频率。研究结果尚表明，累积频率为1%的波浪压力约相当于1.35倍有效波浪压力。14.3.2波浪反压力的分布图形沿用了前苏联法规的规定，同时参照14.3.1条，首先通过有效波高计算有效波浪反压力，然后乘以1.35的系数转换为累积频率为1%的波浪反压力。14.3.3对于有平台的复式断面或有折坡的斜坡式挡水建筑物，其波浪压力情况较为复杂，故只能通过模型试验确定。 15楼面及平台活荷载 15.1水电站主厂房楼面活荷载15.1.1水电站主厂房的安装间楼面主要用以堆放和组装机组大件设备，发电机层楼面是机电设备装配与检修的主要场地，水轮机层楼面一般布置机电附属设备及管道等，各层楼面的荷载情况均比较复杂。由于可以收集到的实测资料甚少，楼面活荷载难以通过数理统计方法确定，以往虽有一些经验公式用于荷载估算，但都过于粗略。因此，设计时应根据实际荷载的堆放位置、安装支承方式和楼面梁板结构布置情况，具体分析确定各层楼面的荷载值。15.1.2本规范编制时，广泛收集了国内近100座已建水电站主厂房楼面的荷载设计资料，按单机容量分为大于100MW、50～100MW和小于50MW三类进行了统计分析，统计分析结果列于表15-1。 表15-1主厂房楼面设计荷载统计参数汇总统计参数P≥100100＞P≥50P＜50安装间发电机层水轮机层安装间发电机层水轮机层安装间发电机层水轮机层子样数γ161713171711596152均值μ163.7548.2422.85144.7148.5317.7359.7324.0010.27方差σ60.0010.8712.6963.3713.437.9126.288.845.26变异系数δ0.3660.2250.5550.4380.2770.4460.4400.3680.512最大值Xmax250605025075501506025最小值Xmin4520104520515104注：表中荷载单位为kN/m2，P—单机容量(MW) 由于统计分析的数据系采用设计值，而设计值通常是根据机电设备的实际堆放情况，参考已建工程同类型电站相应楼层的设计荷载进行类比、综合分析后取得的，因此，其取值在一定程度上包含了足够的安全度。考虑到统计分析时按单机容量划分的区间较大，比照SD335—89《水电站厂房设计规范》附录一关于主厂房楼面均布活荷载的取值规定，并参考国外有关设计规范，列出表15.1.2“主厂房楼面均布活荷载标准值”，可在初步计算或缺乏资料时根据机组单机容量的大小选用。 15.2水电站副厂房楼面活荷载15.2.1、15.2.2副厂房各房间按其使用功能的不同，可分为生产副厂房和办公用副厂房两类。表15.2.2中所列副厂房的楼面活荷载标准值，系根据对国内近100座已建水电站设计荷载资料的统计分析，并参照SD335—89附录一的有关规定提出的。 15.4其他要求及作用分项系数15.4.1设计构件时取用的楼面活荷载标准值，是指正常情况下可能出现的最大值。实际上在整个楼面同时布满活荷载并都达到最大值的可能性很小。因此在设计梁、墙、柱和基础时，应按楼面活荷载标准值乘以折减系数后采用。折减系数的确定比较复杂，国外传统方法是按梁的从属面积来考虑。参照国际标准ISO2103《居住和公共建筑的使用与居住荷载》、GBJ9—87《建筑结构荷载规范》和SD335—89《水电站厂房设计规范》等并结合水电站厂房的实际情况，确定折减系数采用0.8～0.85。15.4.3按照GBJ9—87的规定，楼面活荷载(当其标准值不小于4kN/m2时)的荷载分项系数采用1.3。本规范所规定的活荷载标准值是依据已建水电站的荷载设计值进行统计分析确定，或规定按实际情况考虑，故规定在一般情况下的作用分项系数采用1.2，在荷载有严格控制的情况下则可采用1.05。 16桥机和门机荷载16.1桥机荷载16.1.1用于水电站厂房的桥式吊车和其他水工建筑物的室内桥式(双向)或台式(单向)启闭机( 本规范统称为桥机)均为“软钩”桥机，即吊重物体采用挠性悬挂方式，它们与采用刚性连接吊重物体的“硬钩”桥机具有不同的荷载特点。水电站桥机工作间歇性大，日常负荷很小，只有在机组安装或大修时才在额定负荷工况下运行。其运行速度缓慢，一般情况下，主钩升降速度控制在0.5m/min～2m/min以内，大车运行速度控制在5m/min～26m/min以内，小车运行速度控制在0.5m/min～10m/min以内；运行加(减)速度均在0.1m/s2以下，运行十分平稳。根据水电站桥机的上述工作特点，参照GB3811—83《起重机设计规范》及SL41—93《水利水电工程启闭机设计规范》对起重机工作级别的划分原则，水电站桥机运行机构的工作级别可定为轻级。16.1.2桥机的竖向荷载，包括由桥机自重、吊具自重和吊物自重产生的作用力。纵向、横向水平荷载，分别是桥机大车、小车在启动或制动时由其自身质量引起的惯性力以及悬挂吊物摆动产生的水平分力。16.1.3条文中用于计算最大轮压的公式(16.1.3-1)引自SDJ335—89《水电站厂房设计规范》，而两台型号相同桥机吊物情况下的最大轮压计算公式(16.1.3-2)，则是在式(16.1.3-1)的基础上考虑平衡梁重的影响导出的。16.1.4桥机的纵向水平荷载是由桥机的大车运行机构在启动或制动时产生的。该荷载由两部分组成，其中一部分是桥机在大车运行时速度突变(启动或制动时)自身质量产生的惯性力；另一部分为悬挂在吊索上的吊物及吊具在惯性力的作用下，由于偏离了通过悬点的垂线由摆动产生的水平分力。因此作用在一边轨道上纵向水平荷载的表达式为：T0＝T1＋T2式中：T0——作用在一边轨道上的纵向水平荷载(kN)；T1——由桥机自身质量在大车启动或制动时产生的惯性力(kN)；T2——当吊物及吊具在吊索摆动时产生的水平分力(kN)；m——单台桥机总质量(t)；m1——单台桥机小车质量(t)；m2——吊物和吊具质量(t)；Lk——桥机跨度(m)；L1——实际起吊最大部件中心至桥机轨道中心的最小距离(m)；a——大车行走时的加(减)速度，可参照表16-1取值。 表16-1运行机构加(减)速度a与相应加(减)速时间t的推荐值运行速度v加(减)速度am/s2加(减)速时间ts2.000.229.11.600.198.31.000.156.60.630.125.20.400.0984.10.250.0783.20.160.0642.50.100.0502.00.060.0401.5  GBJ9—87《建筑结构荷载规范》4.1.2规定：“吊车纵向水平荷载标准值，应按作用在一边轨道上所有制动轮最大轮压之和的10%采用……”。应当指出，这种取值方法系沿用前苏联50年代全苏起重运输机械制造科学研究所的建议，其依据是桥机制动轮与轨道之间的滑动摩擦系数采用0.2，并假定桥机制动时所产生的惯性力(水平荷载)不大于制动轮与钢轨之间的摩擦力(即不发生滑移)。况且当时苏联的有关资料已指出仅用于近似计算，因为它没有考虑大车运行时加(减)速度大小的影响，也没有考虑吊物由于挠性悬挂在吊索上摆动产生的影响。由于水电站桥机运行速度低，启动与制动十分平稳，因此纵向水平荷载的取值必须作新的改变。对五强溪等9个水电站桥机实际资料的验算结果表明，其最大纵向水平作用力与最大轮压比值均在3.3%以下，为此本规范规定：“桥机纵向水平荷载标准值，可按作用在一边轨道上所有制动轮的最大轮压之和的5%采用”。需要指出，这里假定的制动轮数目等于全部车轮数目的1/2，如果制动轮数目等于全部车轮数目的1/4，则桥机纵向水平荷载标准值应按作用在一边轨道上所有制动轮最大轮压之和的10%采用。由于按常规设计的桥机，其制动轮数目一般为全部车轮数目的1/2，所以本条不涉及制动轮数目为全部车轮数目为1/4的情况。16.1.5桥机的横向水平荷载，由桥机的小车运行机构在启动或制动时产生。该荷载由两部分组成，其中一部分直接由小车的自身质量在小车运行速度突变(启动或制动时)产生的惯性力；另一部分为吊物(包括吊具)摆动时产生的水平分力，其表达式为：Tqt＝a1(m1＋m2)式中：Tqt——作用于桥机两边轨道上的横向水平荷载(kN)；a1——小车运行时的加(减)速度(m/s2)，可参照表16-1取值。该荷载由支承桥机的两边承重结构共同承受。尽管受力可能不均匀，但为了计算方便，假定横向水平荷载由两边轨道上的各轮平均传至轨顶，方向与轨道垂直，并考虑正反两个作用方向。对五强溪等9个水电站的验算结果表明，桥机横向水平作用力与最大轮压值的比值均在1.0%以下，这是由于水电站桥机在起吊最大重量(发电机转子)时，运行速度一般都低于5m/min。考虑到受力的不均匀，取其比值为4%。16.1.6桥机竖向荷载的动力系数，主要用以考虑桥机运行时对桥机梁(吊车梁)及其连接的动力影响，其主要因素是轨道接头的高低不平。根据水电站桥机为轻级工作制的特点，确定竖向荷载的动力系数采用1.05。水平荷载的动力系数可不予考虑。16.1.7考虑到桥机吊重物时停放位置的偏差，运行中出现不同程度的啃轨现象等不利因素，确定桥机竖向荷载和水平荷载的作用分项系数，均采用1.1。 16.2门机荷载16.2.1用于水利水电工程起吊闸门、拦污栅等结构的门机可分双向门机(含小车)和单向门机。按其设置地点，又可分为坝顶门机、尾水平台上的门机及其他部位的门机。门机一般都在露天工作，且均为“软钩”，即吊物采用挠性悬挂。此类门机的运行速度缓慢，主钩升降速度一般控制在2m/min左右，大车运行速度控制在5m/min～26m/min以内，小车运行速度约2m/min左右，运行十分平稳。根据以上特点，故此类门机运行机构的工作级别为轻级。16.2.2门机竖向荷载包括由门机自重、吊具自重、闸门自重、加重及闸门水压力产生的摩阻力等产生的作用力。纵向和横向水平荷载分别是门机大车、小车的运行机构在启动或制动时由自身质量引起的惯性力以及悬挂吊物摆动产生的水平分力，对于露天工作的门机还考虑风压力的影响。16.2.3在初步计算时，门机竖向荷载标准值可采用产品样本或同类产品的资料。由于实际工程的结构布置往往不同(如采用回转吊、悬臂吊、操作室等形成不对称布置)，门机提升荷载值变化较大，故应根据实际情况加以修正。16.2.4 门机纵向水平荷载主要由两部分组成，一部分为门机自身惯性力；另一部分为悬挂在吊索上的吊物及吊具摆动时吊索张力产生的水平分力，均可参照桥机纵向水平荷载的计算方法计算，但吊物的重力为闸门自重，而不是最大启门力。根据五强溪、乌江渡等水电站门机纵向水平荷载的计算结果，门机纵向水平作用力与大车制动轮最大轮压的比值均在3.6%以下(未计算风压力作用)。考虑到制动轮轮压的不均匀性和风压力作用的影响，故本规范规定，纵向水平荷载标准值按大车行走时作用在一边轨道上所有制动轮最大轮压之和的8%采用。16.2.5门机横向水平荷载由三部分组成，第一部分为门机小车自身的惯性力；第二部分是当悬挂在吊索上的吊物、吊具摆动时吊索张力产生的水平分力；第三部分是作用在侧门架、小车及吊物沿垂直轨道方向挡风面积上的风压力。前两部分可参照桥机横向水平荷载的计算方法计算，但吊物的重力为闸门的自重，而不是最大启门力。第三部分风压力又可分为两部分，一部分是直接作用在侧门架及小车挡风面积上(垂直于轨道方向)的风压力，另一部分是作用在悬挂吊物(如闸门)垂直轨道方向挡风面积上的风压力，该风压力使吊物产生摆动而引起水平分力。根据五强溪、乌江渡等水电站的门机横向水平荷载的计算结果，门机横向水平荷载与小车、吊物及吊具重力之和的比值均在0.6%以下(未计入风压力)，考虑到两侧轨道上受力的不均匀性和风压力作用的影响，故本规范规定，门机横向水平荷载的标准值可按小车、吊物及吊具重力之和的5%采用。16.2.6、16.2.7确定门机竖向荷载动力系数和作用分项系数的理由与桥机荷载相同。 17温度作用17.1一般规定17.1.1温度作用是与结构自身密切相关的间接作用，对于具体的某一结构，则取决于结构所出现的温度变化。温度变化包括温升和温降，它们分别使混凝土材料膨胀或收缩，从而产生两种不同性质的温度作用效应。因此，本条以定义形式规定：温度作用系指可能出现且对结构产生作用效应的温度变化(包括温升和温降)。17.1.2根据混凝土结构的特点，其温度作用的发展过程可分为三个阶段：(1)早期——自混凝土浇筑开始，至水泥水化热作用基本结束为止；(2)中期——自水泥水化热作用基本结束起，至混凝土冷却到稳定温度为止；(3)晚期——混凝土完全冷却以后的运行期。施工期的温度作用，系指早期混凝土的水化热温升和中期混凝土冷却产生的温降。但早期水化热温升通常对结构有利，一般不单独考虑，必要时可考虑对其此后温度作用的折减。施工期的温度作用是一个复杂的温度变化过程，与具体的施工工艺密切相关。因此，本章只规定温度作用的计算条件而不涉及具体的计算方法(参见条文17.3.4)。运行期的温度作用，系指晚期混凝土完全冷却后，由外界环境温度变化产生的温度作用。不同的施工工艺决定不同的运行期温度作用的计算起点。当采用分块浇筑、最后进行接缝灌浆形成整体结构的施工工艺时，运行期温度作用的计算起点取结构形成整体时的温度场(参见条文17.3.1、17.3.2)；当采取通仓浇筑的施工工艺时，则取施工期最高温度场为运行期温度作用的计算起点。对于水工大体积混凝土结构，通常可仅考虑温度的年周期变化过程；而对于处于空气介质中的杆件结构，如厂房上部构架、进水塔水上部分构架等，必要时则应考虑温度月变幅的影响。17.1.3温度作用的大小及其在结构中的分布取决于结构外部环境和结构内部属性两个方面。前者包括气温、水温、基岩温度及太阳辐射等因素；后者包括结构的形状、尺寸、材料热物理属性及内部热源等因素。它们共同决定结构与其介质的热交换条件，从而决定温度作用的大小及其在结构内的分布。当初始温度及内部热源的影响消失以后，结构内温度分布及变化过程仅取决于材料的热物理特性及结构的环境温度变化条件。对于杆件结构，其截面高度通常较小，无论考虑温度的年周期变化或月变幅的影响，均可假定温度沿截面高度方向呈线性分布。杆件结构通常按结构力学方法计算，因此通常将温度作用分为截面平均温度变化和截面内外温差变化两部分来考虑。对于简化为杆件结构计算的平板结构，或厚度与曲率半径之比小于0.5的壳体结构(此时坝面曲率对温度场的影响可以忽略)，若按拱梁分载法计算的拱坝，坝体厚度通常在5m 以上，此时温度沿截面厚度方向呈非线性分布。鉴于拱梁分载法等结构力学方法目前难以考虑非线性问题，故对于此类结构的温度作用，可仅考虑截面平均温度的变化和截面等效线性温差的变化。所谓等效，即假定线性分布的温度对截面中心轴的静力矩等于实际分布的温度对截面中心轴的静力矩。非线性温差虽然是引起结构表面裂缝的重要原因，但因其引起的应力具有自身平衡的性质，不影响结构的整体变位和内力，故一般可不予考虑。对于坝体混凝土浇筑块及其他形状复杂的结构，则必须按连续介质热传导理论，根据其边值条件计算结构的温度场，两个不同时刻的温度场之差值即其温度作用。17.1.4气温、水温的变化及分布规律，在本规范编制过程中进行了专题研究。日照和基岩温度因资料缺乏，无法进行统计分析，仅根据已有的研究成果及少量资料作出规定。混凝土的热物理特性指标，因水泥品种、混凝土配比、骨料性质等不同而存在一定差异，因此宜经试验研究后确定。结构运行期混凝土的热物理特性指标变化相对较小，在初步计算时可按表17.1.4采用。17.1.5温度作用是随时间而变化的可变作用，其随机特性主要体现在结构外部环境温度的随机性，亦即气候条件的随机性。经过数十年的水工建设实践，关于温度作用的取值标准，国内外工程界、学术界已趋于基本一致。我国SDJ145—85《混凝土拱坝设计规范》规定，设计正常温降(温升)，可采用保证率为50%的最低(最高)月平均气温与多年平均气温的差值，也可采用多年平均气温年变幅；SD335—89《水电站厂房设计规范》规定，室外构件的表面温升(温降)取最热月(最冷月)的平均气温与结构封闭时的温度或多年平均温度之差值，下部结构的边界温度，则取概率为50%的气温和水温。美国1983年房屋建筑混凝土规范的编制说明ACI318—83对设计温度的取值，要求采用经常出现的气温而不采用可能出现的最高值。前苏联国家建委颁发的CHиП2.06.06—85《混凝土和钢筋混凝土坝设计规范》规定，参与基本组合的温度作用应由年内月平均温度平均变幅确定。鉴于上述事实，本规范规定，温度作用标准值均以由多年月平均温度确定的年平均温度及年变幅作为标准。温度作用的分项系数则主要取决于气温年变幅的分布概型及变异性。统计分析的结果表明，气温年变幅服从正态分布，其变异系数可取0.05。按μ＋2σ取设计值，即其概率分布的0.97725分位值，可得温度作用的分项系数为1.1。 17.2边界温度17.2.1统计分析的结果表明，气温年周期变化过程可用以月均值函数表示的简谐波来描述。统计分析时，以多年月平均温度为基本资料，根据最小二乘法原理，按式(17.2.1-1)进行曲线拟合，得到年平均温度Tam，温度年变幅Aa及初始相位τ0。式(17.2.1-2)、式(17.2.1-3)即由此推求得到。结果表明，式(17.2.1-1)与实测资料具有很高的拟合程度。其中τ0自北向南在6.4～6.8(月)内变化，均值6.6(月)，变异系数0.02。为此本条规定，对于纬度大于30°的地区，取τ0＝6.5(月)；对于纬度小于30°的地区，则取τ0＝6.7(月)。这比现行拱坝规范笼统地取τ0＝6.5(月)更为合理。现行拱坝规范是按式(17.2.1-4)计算温度的年变幅，虽然粗略一些，但其计算结果的误差并不大。因此本条规定，原则上应按式(17.2.1-3)计算Aa，但也可近似地按式(17.2.1-4)计算。17.2.2水库坝前水温随时间的变化及在空间的分布，受到水库形状、容积、深度、调节性能、调度方式和地区气候条件、水库来水来沙情况等众多因素的影响，经统计分析的结果表明，不同的水库均有其自身属性，但却存在一定的统计规律。所以本条规定，水库坝前水温原则上应针对拟建水库的具体情况经专门研究确定，初步计算时可按附录H所提供的方法计算。附录H所提供的估算方法，是在对大量已建水库实测水温资料统计分析的基础上提出的，这比现行拱坝规范中水温估算方法有所改进。必须指出，这些估算公式是基于坝前正常水深在100m以内的水库实测水温资料的统计分析提出的，难免存在一定的局限性，因此，对于水深超过100m的大型水库，宜采用更精确的方法计算分析。此外，对于坝前存在异重流的水库，这些计算公式也不一定适用。统计分析的结果表明，水库坝前某水深处的水温年周期变化过程，采用以月均值函数表示的简谐波来描述是可行的(参见条文说明17.2.1)。其中年平均水温Twm、水温年变幅Aw及水温和气温的相位差ε均以多年月平均分层水温为基础，根据最小二乘法原理，通过曲线拟合方法得到，从而避免了确定Aw、ε时的人为因素和任意性。年平均水温沿水深的分布规律用指数函数来描述是比较合理的，且具有较高的拟合度。其中拟合参数C1与当地多年平均气温Tam具有良好的线性相关关系，其相关系数为0.97 。它所表征的水库表面年平均水温，是由曲线拟合得到的具有最佳拟合意义的拟合参数值，而不是其实测结果。水温年变幅沿水深的分布规律相对来说要复杂一些。水库属性不同，不仅使分布曲线中的拟合参数有明显差异，甚至连分布曲线的性质也可能各不相同。鉴于现有文献均采用指数函数来描述其分布规律以及问题的复杂性，故水温年变幅沿水深的分布仍采用指数函数表达。其中拟合参数C2是一个较难确定的量，这里从直观的物理概念出发来确定其取值。地处北方寒冷地区的水库，水库表面在冬季通常处于结冰状态，因此通过附录中式(H10)对气温年变幅进行修正，以得到决定水库水温年变幅的量，然后通过回归分析得到式(H9)。17.2.3坝下游水温实测资料极少，仅柘溪水电站进行了为期1年的观测。观测结果表明，坝下游水温沿水深基本上呈均匀分布，其年周期变化过程近似与上游发电进水口中心高程处坝前水温同步，只是其年平均温度升高了3.4℃，这可归因于下游日照等因素的影响。17.2.4日照对结构温度作用的影响很复杂。这里沿用《混凝土拱坝设计规范》的规定，以一个附加增量来考虑日照对结构物表面年平均温度、温度年变幅的影响，必要时须经专门研究后确定。17.2.5坝基实测温度资料极少，不足以作为统计分析的基础。仅有的实测资料表明，基岩温度在年内基本上不随时间变化；其年平均温度主要取决于当地地温、库底水温及坝基渗流等因素，且沿河流方向的分布并不均匀。 17.3温度作用标准值17.3.1本条源于SD335—89《水电站厂房设计规范》，但在条文17.1.3(1)所做一般规定的前提下，改变了计算表达式。本规范是以年平均温度、温度年变幅作为温度作用统计分析的基本变量，对于某些对温度作用较为敏感的结构，仅在必要时才考虑气温月变幅的影响。17.3.2本条源于SDJ145—85《混凝土拱坝设计规范》，但用于温度作用计算的年平均水温、水温年变幅及相位差沿水深的分布曲线，在统计分析大量实测资料的前提下略有修改(参见附录H及条文说明17.2.2)。17.3.3实体重力坝由于体积较大，坝内存在一个较大范围的稳定温度区，其环境温度变化对坝体应力的影响较小，故一般不考虑运行期的温度作用。但在坝体灌浆时的温度高于稳定温度时，坝体应力计算时宜考虑温度作用。宽缝重力坝、空腹坝及支墩坝等结构，由于坝体比较单薄，坝体温度场主要取决于环境温度的周期性变化，坝体内不存在稳定的温度场，温度作用对坝体应力的影响较大，因此宜按连续介质理论或其他专门计算方法考虑其运行期温度作用，并取运行期最高(或最低)温度场与其准稳定温度场的年平均温度之差值作为温度作用的标准值。17.3.4大体积混凝土结构的根本特征是施工期产生大量的水化热，且不易散发，在混凝土的强度增长尚未结束、温度降低时极易产生裂缝，甚至出现贯穿性裂缝，因而进行施工期的温度作用计算可为结构温控设计提供依据。17.3.5坝内管道投入运行后，将在水温的影响下产生温度作用。当坝内管道周围混凝土处于相对稳定的温度场而管道内出现最低水温时则会产生较不利的温度作用，因此规定取其温差值作为标准值。管道内的最低月平均水温和坝体(准)稳定温度场每年间存在的较小波动，可在温度作用的作用分项系数中得到反映。 18地震作用18.1一般规定18.1.1我国现行《中国地震烈度区划图(1990)》以及各部门的抗震设计规范，都以烈度作为抗震设防的基本依据。《中国地震烈度区划图(1990)》的使用说明指出，区划图给出的是在50年基准期内，一般场地土条件下可能遭遇的地震事件中，超越概率为10%所对应的基本烈度，是一般工程项目的抗震设计依据。对于重大工程和某些可能引起严重次生灾害工程的抗震设防，必须进行更详细的工程地震研究。本条规定与国家标准《水利水电工程地质勘察规范》协调一致。18.1.3地震时结构与其接触介质间的动力相互作用对结构的动力特性和地震反应有显著影响。因此，地震动水压力、动土压力和地震惯性力都应作为地震对结构引起的主要动态作用。土坝、堆石坝的上游坝坡较缓，计算表明，动水压力的影响很小，可以不计；瞬时的地震作用对水工建筑物的渗透压力和浮托力影响很小，地震浪压力的数值也不大，因此也可以不计。 对于地震淤沙压力，在国外有关规范中，或将动水压力的水深取至淤沙顶面高程，再按动土压力考虑地震淤沙压力；或将计算动水压力的水深取至库底面而不再考虑地震淤沙压力。计算结果表明，在淤沙高程小于库水深度的一半时，后者稍偏于安全，且又简化了计算，因而常被采用。当淤沙过高时则应作专门研究。目前各国的水工抗震设计都不计竖向地震动水压力。已有的研究成果表明，当计入库水的可压缩性时，竖向地震动水压力影响突出；但当考虑库底的吸能作用，特别是在有淤沙时，竖向地震引起的动水压力将锐减，迄今尚无可资实际应用的研究成果，因此目前对竖向地震引起的动水压力可不予考虑。地震动土压力问题十分复杂，国内外目前大多在静土压力的计算中增加滑动楔体的水平向和竖向地震作用，以近似估算地震主动动土压力。地震被动动土压力问题更为复杂，应结合经验作专门研究。18.1.4一般情况下，水工建筑物水平向地震作用的影响是主要的。但在高地震烈度区，地震动的竖向分量较大，因此在8、9度烈度区，特别是1、2级依靠自重维持自身稳定的重力式挡水建筑物，以及长悬臂、大跨度和高耸的水工混凝土结构，应考虑竖向地震作用。对于土坝、堆石坝和混凝土重力坝，由于其垂直河流向的刚度较大，故一般可只考虑顺河流向的水平向地震作用。对于混凝土支墩坝，垂直河流向的水平向地震作用则不容忽视。但由于支墩坝沿坝轴线方向作为一个复杂的空间整体结构考虑，其结构进行动力分析尚有困难，因此设计中应首先考虑采取工程抗震措施，以增强坝体的侧向刚度，提高其侧向抗震能力，必要时再做专门研究。对于属于空间壳体结构的混凝土拱坝，顺河流方向和垂直河流方向这两个水平方向的地震作用对拱坝地震反应均有重大影响，因此应同时计入。现行拱坝设计规范规定采用拱梁分载法计算，竖向地震作用的影响较难考虑，故需作专门研究。 18.2设计地震动加速度及设计反应谱18.2.1水工建筑物系以《中国地震烈度区划图(1990)》规定的基本烈度作为其设计烈度，为协调统一起见，采用建设部“建标［1992］419号文”规定的与基本烈度对应的加速度峰值(即水平向设计地震加速度代表值)。实际上烈度与加速度峰值间定量关系的离散性很大，目前国内外广泛采用的是其统计平均值，这只是一个能被普遍接受的设计标准而已。实测强震记录的统计结果表明，地震的竖向分量一般为水平向分量的1/2～2/3，临近震中处的竖向分量甚至超过水平向分量。目前国内外大多采用竖向分量为水平向分量的2/3，并考虑这两种分量的地震作用效应最大值的遇合概率。18.2.2对于要求进行地震危险性分析的水利水电工程，其设防概率水准的确定是依据对我国20多项重大水利水电工程场址的专门地震危险性分析资料进行统计分析和校准的结果，其设计基准期则遵循《水工统标》的规定。18.2.3国内外震害资料表明，地下结构的震害比地面结构轻。综合前苏联、印度抗震设计规范和日本少量实测资料，以及我国唐山地震震害实况，规定地面下50m处及其以下的地震加速度代表值减为地面的50%。18.2.4在采用基于反应谱的动力分析法时，设计加速度反应谱是重要的地震动参数。其形式及有关参数，主要与所在场址的场地土类别以及场址离地震震中的远近有关。本条规定的设计反应谱，基本采用GBJ11—89《建筑结构抗震设计规范》给出的均值反应谱形式，但某些参数的取值则是根据水工建筑物的特点确定的。研究表明，场地土越硬，距地震震中越近，场地反应谱中的高频分量越多，反映地震卓越周期的特征周期值就越小。目前已有的统计资料尚不足以区分场地土和震中距对反应谱最大值的影响。因此，目前确定的反应谱最大值只与结构阻尼比有关。结构阻尼又与诸多因素有关，例如，结构相邻介质的相互作用、能量逸散的影响、水位和地基土的特征、体系振动频率和地震动强弱程度等，并具有非线性特征，目前尚未从理论上搞清其复杂性。表18.2.4-1系综合国内外各类水工结构的实测阻尼数据、强震时动力放大效应随阻尼增大而降低等资料的经验性取值。 18.3地震作用的水库计算水位18.3.1 地震作用和校核洪水时的静水压力均属偶然作用，按照《水工统标》的规定，不应考虑二者组合，因此与地震组合的水库水位宜采用水库正常蓄水位。对于多年调节水库，其正常蓄水位出现的概率比其他调节类型的水库低，实际运行中，正常蓄水位出现的概率往往又低于设计拟定的概率，故可采用低于正常蓄水位的上游水位与地震作用组合。18.3.2研究表明，土石坝上游坝坡的抗震稳定性不一定受水库最高水位控制，因此，需要选取最不利的水位进行抗震计算。对于抽水蓄能电站，水位降落属于正常运行条件，因此对于这类水电站的土石坝，应考虑常遇水位降落幅值与地震作用的组合。18.3.3研究表明，高拱坝在水库低水位遭遇强震时，顶部的动力放大效应可能恶化拱坝的应力分布；水闸靠近岸边的闸墩和翼墙，当上游水位较低而遭遇地震时，墩、墙后的侧向渗透压力和土压力与垂直河流向地震作用组合，可能带来不利影响。因此，对于重要的拱坝和水闸本条提出宜作补充计算的有关规定。 19灌浆压力19.0.1压力灌浆是水工结构设计中普遍采用的一种工程措施。按其作用特点，可分为帷幕灌浆、固结灌浆、回填灌浆、接触灌浆及接缝灌浆等5类。根据工程实践经验，一般仅对后3类灌浆考虑其灌浆压力作用。对于岸坡较陡的混凝土坝，有时还需考虑坝体与岩面间的接触灌浆压力作用。19.0.2回填灌浆压力、接触灌浆压力和接缝灌浆压力均属施工过程中出现的临时性可变作用，通常不与建筑物运行期出现的其他作用叠加，故这类作用仅作为施工期的一种临时性复核作用。在实际工程设计中，通常不以这类作用作为确定结构尺寸的控制条件。在结构复核时如因灌浆压力作用值过大而不满足设计要求时，应采取相应的施工措施，或降低设计采用的灌浆压力以满足设计要求。19.0.3关于回填、接触和接缝灌浆采用的设计压力值，至今仍无一定的规章可循，主要是根据工程实际状况、工程类比和实践经验来确定。根据我国已建工程的统计资料，回填灌浆设计压力一般为0.2MPa～0.4MPa；接触灌浆设计压力一般为0.1MPa～0.2MPa；接缝灌浆设计压力一般为0.2MPa～0.5MPa。19.0.4由于回填、接触灌浆压力一般都是作用于衬砌结构的局部区域，并具有不均匀性质，故衬砌结构计算时有时对设计灌浆压力值乘以一个小于1.0的面积系数。其取值的大小主要依据结构物的实际施工状况，即回填或接触灌浆充填范围的大小、灌浆施工的工序和方法，以及压力分布计算简图等因素，经分析研究后确定。19.0.5灌浆压力的变异性主要取决于施工过程中压力表摆动及判读误差、结构物实际承受灌浆压力与压力表安装位置之高差的折算误差，以及沿程损失误差等。结合工程经验分析，确定灌浆压力的作用分项系数采用1.3。   '