7.5 主要结构计算

7.5.1 承受水压力的下部结构构件，如钢筋混凝土闸墩、胸墙及挡水墙等，除应进行结构强度设计外，还应满足抗裂或限裂要求。
7.5.2 泵房底板、进出水流道、机墩、排架、吊车梁等主要结构，严格地说均属于空间结构，本应按三维结构进行设计，但是这样做计算工作量很大；同时只要满足了工程实际要求的精度，过于精确的计算亦无必要。因此，对上述各主要结构，均可根据工程实际情况，简化为按二维结构进行计算。只是在有必要且条件许可时，才按三维结构进行计算。
7.5.4 泵房底板是整个泵房结构的基础，它承受上部结构重量和作用荷载并均匀地传给地基。依靠它与地基接触面的摩擦力抵抗水平滑动，并兼有防渗、防冲的作用。因此，泵房底板在整个泵房结构中占有十分重要的地位。泵房底板一般均采用平底板形式。其支承形式因与其连接的结构不同而异，例如大型立式水泵块基型泵房底板，在进水流道进口段，与流道的边墙、隔墩相连接；在进水流道末端，三面支承在较厚实的混凝土块体上；在集水廊道及其后的空箱部分，一般为纵、横向墩墙所支承。这样的“结构—地基”体系，严格地说应按三维结构分析其应力分布状况，但计算极为繁冗，在工程实践中，一般可简化成二维结构，选用近似的计算分析方法。例如，进水流道的进口段，一般可沿垂直水流方向截取单位宽度的梁或框架，按倒置梁、弹性地基梁或弹性地基上的框架计算；进水流道末端，一般可按三边固定、一边简支的矩形板计算；集水廊道及其后的空箱部分，一般可按四边固定的双向板计算。现将我国几个已建泵站的泵房底板计算方法列于表8，供参考。     应当指出，倒置梁法未考虑墩墙结点宽度和边荷载的影响，加之地基反力按均匀分布，又与实际情况不符，因此该法计算成果比较粗略，但因该法计算简捷，使用方便，对于中小型泵站工程仍不失为一种简化计算方法。
    弹性地基梁法是一种广泛用于大中型泵站工程设计的比较精确的计算方法。当按弹性地基梁法计算时，应考虑地基土质，特别是地基可压缩层厚度的影响。弹性地基梁法通常采用的有两种假定，一种是文克尔假定，假定地基单位面积所受的压力与该单位面积的地基沉降成正比，其比例系数称为基床系数，或称为垫层系数，显然按此假定基底压力值未考虑基础范围以外地基变形的影响；另一种是假定地基为半无限深理想弹性体，认为土体应力和变形为线性关系，可利用弹性理论中半无限深理想弹性体的沉降公式（如弗拉芒公式）计算地基的沉降，再根据基础挠度和地基变形协调一致的原则求解地基反力，并计及基础范围以外边荷载作用的影响。上述两种假定是两种极限情况，前者适用于岩基或可压缩土层厚度很薄的土基，后者适用于可压缩土层厚度无限深的情况。在此情况下，宜按有限深弹性地基的假定进行计算。至于“有限深”的界限值，目前尚无统一规定。参照现行行业标准《水闸设计规范》SL265的规定，本标准规定当可压缩土层厚度与弹性地基梁长度之半的比值为0.25～2.0时，可按有限深弹性地基梁法计算；当上述比值小于0.25时，可按基床系数法（文克尔假定）计算；当上述比值大于2.0时，可按半无限深弹性地基梁法计算。
    泵房底板的长度和宽度一般都比较大，而且两者又比较接近，按板梁判别公式判定，应属弹性地基上的双向矩形板，对此可按交叉梁系的弹性地基梁法计算。这种计算方法，从试荷载法概念出发，利用纵横交叉梁共轭点上相对变位一致的条件进行荷载分配，分别按纵横向弹性地基梁计算弹性地基板的双向应力，但计算繁冗，在泵房设计中，通常仍是沿泵房进出水方向截取单位宽度的弹性地基梁，只计算其单向应力。
    本标准所述的反力直线分布法，又称为荷载组合法或截面法，这种计算方法虽然假定地基反力在垂直水流方向均匀分布，但不把墩墙当作底板的支座，而认为墩墙是作用在底板上的荷载，按截面法计算其内力。
7.5.5 边荷载是作用于泵房底板两侧地基上的荷载，包括与计算块相邻的底板传到地基上的荷载，均可称为边荷载。当采用有限深或半无限深弹性地基梁法计算时，应考虑边荷载对地基变形的影响。根据试验研究和工程实践可知，边荷载对计算泵房底板内力影响，主要与地基土质、边荷载大小及边荷载施加程序等因素有关。如何准确确定边荷载的影响，是一个十分复杂的问题。因此，在泵房设计中，对边荷载的影响只能作一些原则性的考虑。鉴于目前所采用的计算方法本身还不够完善和取用的计算参数不够准确，对边荷载影响百分数做很具体的规定是没有必要的。因此，本标准只做概略性的规定，执行时可结合工程实际情况稍做选择。这个概略性的规定，即当边荷载使泵房底板弯矩增加时，无论是黏性土地基或砂性土地基，均宜计及边荷载的100%；当边荷载使泵房底板弯矩减少时，在黏性土地基上可不计边荷载的作用，在砂性土地基上可只计边荷载的50%，显然这都是从偏安全角度考虑的。
7.5.6 肘形进水流道和直管式、虹吸式出水流道是目前泵房设计中采用最为普遍的进出水流道形式，其应力计算方法主要取决于结构布置、断面形状和作用荷载等情况，按单孔或多孔框架结构进行计算。钟形进水流道进口段虽然比较宽，但其高度较肘形流道矮得多，结构布置和断面形状与肘形进水流道的进口段相比，有一定的相似性；屈膝式或猫背式出水流道主要是为了满足出口淹没的需要，将出口高程压低，呈“低驼峰”状，其结构布置和断面形状与虹吸式出水流道相比，也有一定的相似性，因此钟形进水流道进口段和屈膝式、猫背式出水流道的应力，也可按单孔或多孔框架结构进行计算。
    虹吸式出水流道的结构布置，按其外部连接方式可分为管墩整体连接和管墩分离两种形式。前者将流道管壁与墩墙浇筑成一整体结构，后者视流道管壁与墩墙是各自独立的。如果流道宽度较大，中间可增设隔墩。
    管墩整体连接的出水流道实属空间结构体系。为简化计算，可将流道截取为彼此独立的单孔或多孔闭合框架结构，但因作用荷载是随作用部位的不同而变化的，如内水压力在不同部位或在同一部位、不同运用情况下的数值都是不同的，因此，进行应力计算时，要分段截取流道的典型横断面。管墩整体连接的出水流道管壁较厚（尤其是在水泵弯管出口处），进行应力计算时，应考虑其厚度的影响。例如某泵房设计时，考虑了管壁厚度的影响，获得了较为合理的计算成果，减少了钢筋用量。
    管墩整体连接的出水流道，一般只需进行流道横断面的静力计算及抗裂核算；管墩分离的出水流道，除需进行流道横断面的静力计算及抗裂核算外，还需进行流道纵断面的静力计算。
    当虹吸式出水流道为管墩分离形式时，其上升段受有较大的纵向力，除应计算横向应力外，还应计算纵向应力。例如某泵站的虹吸式出水流道，类似一根倾斜放置的空腹梁，其上端与墩墙连接，下端支承在梁上，上升高度和长度均较大，承受的纵向力也较大，设计时对结构纵向应力进行了计算。计算结果表明，纵向应力是一项不可忽视的内力。
7.5.7 双向进出水流道形式是一种双进双出的双层流道结构，呈X状，亦称为“X型”流道结构，其下层为双向肘形进水流道，上层为双向直管式出水流道。因此，双向进出水流道可分别按肘形进水流道和直管式出水流道进行应力计算。如果上下层之间的隔板厚度不大，则按双层框架结构计算也是可以的。
7.5.8 混凝土蜗壳式出水流道目前在国内还不多见。这是一种和水电站厂房混凝土蜗壳形状极为相似的很复杂的整体结构，其实际应力状况很难用简单的计算方法求解。因此，应对这种结构进行适当的简化方可进行计算。例如，某泵房采用混凝土蜗壳式出水流道形式，蜗壳断面为梯形，系由蜗壳顶板、侧墙和底板构成。设计中采用了两种计算方法：一种是将顶板与侧墙视为一个整体，截取单位宽度，按“Γ”形刚架结构计算；另一种是将顶板与侧墙分开，顶板按环形板结构计算，侧墙按上下两端固定板结构计算。由于蜗壳断面尺寸较大，出水管内设有导水用的隔墩，因此可按对称矩形框架结构计算。
    泵房是低水头水工建筑物，其混凝土蜗壳承受的内水压力较小，因而计算应力也较小，一般只需按构造配筋。
7.5.9 大中型立式轴流泵机组的机墩形式有井字梁式、纵梁牛腿式、梁柱构架式、环形梁柱式和圆筒式等。大中型卧式离心泵机组的机墩形式有块状式、墙式等，机墩形式可根据机组特性和泵房结构布置等因素选用。根据调查资料，立式机组单机功率为800kW的机组间距多数在4.8m～5.5m，机墩一般采用井字梁式结构，支承电动机的井字梁由两根横梁和两根纵梁组成，荷载由井字梁传至墩上，这种机墩形式结构简单，施工方便；单机功率为1600kW的机组间距多数在6.0m～7.0m，机墩一般采用纵梁牛腿式结构，支承电动机的是两根纵梁和两根与纵梁方向平行的短牛腿。前者伸入墩内，后者从墩上悬出，荷载由纵梁和牛腿传至墩上，这种机墩形式工程量较省；单机功率为2800kW和3000kW的机组间距约在7.6m～10.0m，机墩一般采用梁柱构架式结构，荷载由梁柱构架传至联轴层大体积混凝土上面；单机功率为5000kW和6000kW的机组间距约在11.0m～12.7m。机墩则采用环形梁柱式结构，荷载由环形梁经托梁和立柱分别传至墩墙和密封层大体积混凝土上面；单机功率为7000kW的机组间距达18.8m，机墩则采用圆筒式结构，荷载由圆筒传至下部大体积混凝土上面。卧式机组的水泵机墩一般采用块状式结构，电动机机墩一般采用墙式结构。工程实践证明，这些形式的机墩结构安全可靠，对设备布置和安装、检修都比较方便。
    关于机墩的设计，泵房内的立式抽水机组机墩与水电站发电机组机墩基本相同，卧式抽水机组机墩与工业厂房内动力机器的基础基本相同，所不同的是抽水机组的电动机转速比较低，对机墩的要求没有水电站发电机组对其机墩或工业厂房内的动力机器对其基础的要求高。因此，截面尺寸一般不太大的抽水机组机墩，不难满足结构强度、刚度和稳定要求。但对扬程在100m以上的高扬程泵站，在进行卧式机组机墩稳定计算时，应计入水泵启动时出水管道水柱的推力，必要时应设置抗推移设施。例如，某泵站设计扬程达160m，由于机墩设计时未考虑出水管道水柱的推力，工程建成后，水泵启动时作用于泵体的水柱推力很大，水泵基础螺栓阻止不住泵体的滑移，致使泵体与电动机不同心，从而产生振动，影响了机组的正常运行。后经重新安装机组，并设置了抗推移设施，才使机组恢复正常运行。又如，某二级泵站的设计扬程为140m，在机墩设计时考虑了出水管道水柱的推力，机墩抗滑稳定安全系数的计算值大于1.3，同时，还设置了抗推移设施作为附加安全因素，工程建成后，经多年运行证明设计正确。因此，对于扬程在100m以上的高扬程泵站，计算机墩稳定时，应计入出水管道水柱的推力，并应设置必要的抗推移设施。
7.5.10 立式机组机墩的动力计算，主要是验算机墩在振动荷载作用下会不会产生共振，并对振幅和动力系数进行验算。为简化计算，可将立式机组机墩简化为单自由度体系的悬臂梁结构。对共振的验算，要求机墩强迫振动频率与自振频率之差和机墩自振频率的比值不小于20%；对振幅的验算，要求最大振幅值不超过下列允许值：垂直振幅0.15mm，水平振幅0.20mm。这些允许值的规定与水电站发电机组机墩动力计算规定的允许值是一致的，但因目前动力计算本身精度不高，因此对自振频率的计算只能是很粗略的。至于动力系数的验算，根据已建泵站的调查资料，验算结果一般为1.0～1.3。由于泵站电动机转速比较低，机墩强迫振动频率与自振频率的比值很小，加之机组制造精度和安装质量等方面可能存在的问题，因此要求动力系数的计算值不小于1.3。但为了不过多地增加机墩的工程量，还要求动力系数的计算值不大于1.5。如动力系数的计算值不在1.3～1.5范围内，则应重作机墩设计，直至符合上述要求时为止。
    对于卧式机组机墩，由于机组水平卧置在泵房内，其动力特性明显优于立式机组机墩，因此可只进行垂直振幅的验算。
    工程实验证明，对于单机功率在1600kW以下的立式机组机墩和单机功率在500kW以下的卧式机组机墩，因受机组的振动影响很小，故均可不进行动力计算。例如，某省7座立式机组泵站，单机功率均为800kW，机墩均未进行动力计算，经多年运行考验，均未出现异常现象。
7.5.11 泵房排架是泵房结构的主要承重构件，承担屋面传来的重量、吊车荷载、风荷载等，并通过它传至下部结构，其应力可根据受力条件和结构支承形式等情况进行计算。干室型泵房排架柱多数是支承在水下侧墙上。当水下侧墙刚度与排架柱刚度的比值不大于5.0时，水下侧墙受上部排架柱变形的影响较大，因此墙与柱可联合计算；当水下侧墙刚度与排架柱刚度的比值大于5.0时，水下侧墙对排架柱起固结作用，即水下侧墙不受上部排架柱变形的影响，因此墙与柱可分开计算，计算时将水下侧墙作为排架柱的基础。
    根据现行行业标准《水电站厂房设计规范》SL266补充完善排架顶部侧向位移的要求。
7.5.12 吊车梁也是泵房结构的主要承重构件，承受吊车启动、运行、制动时产生的荷载，如垂直轮压、纵向和横向水平制动力等，并通过它传给排架，再传至下部结构，其受力情况比较复杂。吊车梁总是沿泵房纵向布置，对加强泵房的纵向刚度，连接泵房的各横向排架起着一定的作用。吊车梁有单跨简支梁或多跨连续梁等结构型式，可根据泵房结构布置、机组安装和设备吊运要求等因素选用。单跨简支式吊车梁多为预制，吊装较方便；多跨连续式吊车梁工程量较少，造价较经济。根据调查资料，泵房内的吊车梁多数为钢筋混凝土结构，也有采用预应力钢筋混凝土结构及钢结构。对于负荷量大的吊车梁，为充分利用材料强度，减少工程量，宜采用预应力钢筋混凝土结构或钢结构。预应力钢筋混凝土吊车梁施工较复杂，钢吊车梁需用钢材较多。钢筋混凝土或预应力钢筋混凝土吊车梁一般有T形、I形等截面形式。T形截面吊车梁有较大的横向刚度，且外形简单，施工方便，是最常用的截面形式。I形截面吊车梁具有受拉翼缘，便于布置预应力钢筋，适用于负荷量较大的情况。变截面吊车梁的外形有鱼腹式、折线式、轻型桁架式等。其特点是薄腹，变截面能充分利用材料强度，节省混凝土和钢筋用量，但因设计计算较复杂，施工制作较麻烦，运输堆放不方便，因此这种截面形式的吊车梁目前在泵房工程中没有得到广泛的应用。
    由于吊车梁是直接承受吊车荷载的结构构件，吊车的启动、运行和制动对吊车梁的运用均有很大的影响，因此设计吊车梁时，应考虑吊车启动、运行和制动产生的影响。为保证吊车梁的结构安全，设计中应控制吊车梁的最大计算挠度不超过计算跨度的1/600（钢筋混凝土结构）或1/700（钢结构）。对于钢筋混凝土吊车梁结构，还应按限裂要求，控制最大裂缝宽度不超过0.30mm。
    对于负荷量不大的常用吊车梁，设计时可套用标准设计图集。但套用时要注意实际负荷量和吊车梁的计算跨度与所套用图纸上规定的设计负荷量和吊车梁的计算跨度是否符合，千万不可套错。由于泵房不同于一般工业厂房，特别是负荷量较大的吊车梁，有时难以套用标准设计图集，在此情况下应自行设计。