大型船闸人字闸门设计

2．人字闸门的平面布置
2．1．θ的取值
两扇人字闸门挡水状态下，在平面上形成一个三铰拱，每扇闸门与船闸横向轴线 的夹角θ值的取值，尚无权威的论述。对于横梁式人字闸门，前苏联取θ=20°，美 国取θ=1826''58″,我国葛洲坝取θ=22.5°。葛洲坝在选用θ=22.5时主要是为了 减少人字门对闸墙的横向推力。我国有很多中小型船闸都取θ=20。θ值都取同一个 数值，这无疑是有利于船闸人字门结构和另部件的标准化。我们还注意到巴拿马运河 船闸从 1914 年开始运行，它的人字闸门一直是二十世纪世界上较大的人字门，它是 由美国设计的，取θ=2633''54"（1:2）。据现有资料发现，美国在第二次世界大战 后新建的人字闸门，不再取θ=2618''54"（1:2），而取θ=18265.8"（1:3）。 从 1:2 改到 1:3，尚未见到详细论证资料，但经初步推算可以发现，巴拿马人字 门在关门挡水时的压力线已越出主梁的轮廓线，主梁高度偏小，截面设计很不合理。 如果采用 1:3，使θ值减小 88''后，主梁轮廓线已包围了压力线，主梁截面比较容 易设计。至于人字门在开关过程中的整体抗扭刚度，应该主要对背拉杆施加预应力或 布置扭矩管来解决，用增加人字门的厚度去增加人字门的抗扭刚度其效果不明显。相 反，这会给主梁的截面设计带来难度。 2．2．旋转中心的最佳位置 如何确定旋转中心的位置，是人字闸门平面布置的另一个关键问题。旋转中心都 偏向三铰拱支铰总推力线的上游侧（见图 1）。 这种布置的目的是使门轴柱上的支垫块在闸门进入全关位置时，能迅速与枕垫块 接触，使蘑菇头不承受人字门挡水时的拱推力；而在人字门开启时，又能迅速脱开， 使蘑菇头恢复它在门叶旋转状态时的支承作用。该偏离值一般采用 30～100mm。美国 陆军工程师兵团 1984 年版的“船闸闸门和启闭机”设计手册（以下简称手册）中建 议采用 177mm（7"）。按几何关系，门叶的旋转中心应该在关门状态的门轴线与全开 门状态的门轴线形成夹角的分角线上（见图 1），手册中提出，从支枕垫的支承中心 向该分角线作垂线，所得的交点即是旋转中心的最佳位置。我们认为，上述方法确定 的旋转中心离支枕垫的支承中心最近，所以，当门叶旋转角速度取同一值时，该旋转 中心只会使支承中心的线速 度最慢，达不到迅速接触或 脱离的目的。通常，在底横 梁端部布置允许的前提下， 旋转中心应尽量向三铰拱支 铰总推力线上游侧多偏一 点。
当人字门门叶较高时，为了提高门叶的整体刚度，往往将主梁高度的取值偏大， 如果θ值也偏大，则主梁高度也随着要增加。主梁高度的增大将导致腹板的截面积占 了主梁绝大部分截面，不但使主梁上下翼缘的截面积较小，较难利用上下翼缘调节主 梁中和轴，使其靠近拱的压力线，而且要用较多的材料加固腹板，以保证腹板的局部 稳定。所以，主梁高度主要应根据三铰拱的压力线来确定。 3．4．主横梁截面的设计 主横梁的截面设计是以人字门挡水状 态为控制条件的，此时，左右两扇门的每 一对主横梁在平面上形成一个三铰拱，主 横梁正处在三铰拱压力线上。主横梁腹板 等高段的截面，过去往往设计成等截图 2 人字闸门主横梁在水平面上的主要参数面 的， 为了照顾到跨中和端隔板之间各截面， 跨中的下翼缘和端隔板处的上翼缘会出现 最小压应力，甚至出现拉应力，而同一截 面上的最大应力却接近允许应力，同一截 面上的应力差别很大， 没有拱结构的特点。 实际上，只要相对地改变主梁上、下翼缘 的截面尺寸，就可以得到两种以上的截面 尺寸。通过试算，各截面的中和轴可以非 常接近拱的压力线（图 2）。由于拱的压 力线很接近中和轴，各截面上因轴向力偏 心所产生的弯矩都很小，由该弯矩所产生的最大应力，可以控制在只有轴向压应力的 10～20%之间，同一截面上的应力差异缩小了，材料强度得到了充分利用。在同样材 料的前提下，采用这种设计方法可以明显地降低应力幅值，从而提高了主横梁的抗疲 劳能力。 3．5．主横梁端部和边柱设计 人字门挡水时， 可以按主横梁的数目 图 2 人字闸门主横梁在水平面上的主要参数 简化成多组水平布置的三铰拱，而三铰 拱的拱推力，主要是靠推力隔板通过支枕垫块传到闸墙上（见图 3），也就是说，三 铰拱的支铰反力并不是作用在主横梁端头的一个集中力， 而是沿推力隔板作用在主横 梁端部腹板上的一组分布力。在门叶两端布置上，推力隔板又是两端的挡水面板，由 于推力隔板的特殊作用，故应将它的中心线布置在拱推力的作用线上，并使主横梁端 部腹板的上下边缘线与推力隔板中心线的夹角尽量都呈θ角（见图 5），因主横梁端 部逐渐变小，通过推力隔板传递拱推力，采用经典的材料力学较难分析主横梁端部的 应力分布。所以，合理的端部结构布置，将有利于简化结构受力分析，这是很重要的 一步。
3．人字门门体结构
我国的人字门结构设 计，在 20 世纪七十年代以 前，受前苏联的影响，70 年 代后开始局部接触从美国收 集来的有限资料，葛洲坝船 闸的人字闸门结构就是在这
样的情况下完成设计的。葛洲坝 1 号和 2 号船闸下闸首人字门宽 19.70m，高 34.10m， 无论当时还是如今，都是世界上规模最大的人字门之一。通过近 20 年的运行，发现 了一些结构设计方面的问题，参考国内外科研部门的研究和文献资料，提出我们的一 些初步改进意见，供设计参考。 3．1．人字门结构的材料选择 人字闸门的门体结构采用什么钢材，在国内外工程实践中有多种考虑。在美国， 除了人字门的面板和背拉杆采用低合金钢（σs=350MPa）,其余全用结构碳素钢（σs =250MPa），采用结构碳素钢的理由是门体的刚度比采用低合金钢的要大。不管门体 是高是矮， 美国的人字门结构都 图 1 人字闸门旋转中心平面布置 采用这两种钢材。 葛洲坝船闸的 人字门结构全部采用 16Mn，2 号和 3 号船闸运行 9 年后都先后发现门叶下部 5～6 根主横梁两端的上下翼缘有裂纹， 在 1997 年 3 月，2 号船闸抽干检修时发现下闸首左门的主梁下翼缘有贯穿裂缝，裂 缝位于第二根主梁门轴柱端，紧靠背拉杆节点板边缘，该节点板与主梁下翼缘搭接。 自从发现这种裂纹和断裂后，在三峡人字门的设计中将易出现裂纹的部位，采用园滑 过渡，且不布置焊缝；节点板不再与主梁下翼缘搭接，改用对接。在材质选择上，三 峡船闸人字门主横梁的全部下翼缘和边柱部位的上翼缘，采用船用钢板 DH32，预应 力背拉杆采用船用钢板 DH36，其余都采用 Q345C。船用钢板具有良好的冲击韧性，此 外，还具有较高的强度，良好的水下耐腐性和表面质量。 3．2．分组荷载法设计主横梁 主横梁的设计在过去习惯采用等荷载法，当闸门较高时，上部主横梁因无法根据 等荷载原理随意地加大主横梁的间距，导致上部主横梁的应力较低，达不到等荷载设 计时要求所有主横梁的变形基本一致的意图。 所以等荷载设计中的竖向隔板将承受较 大的荷载。除了等荷载法，国外也常使用分组荷载法，每 2～4 根主横梁采用同一种 荷载，每一种荷载的大小自下而上递减，主横梁的这种设计法使上部主横梁和下部主 横梁的应力基本相近。用分组荷载法设计主横梁比等荷载法更加合理。但是，由于主 横梁规格较多，会给制造厂带来一些小麻烦。 3．3．主横梁高度的选择 前苏联在“船闸与船坞的闸门设计规范”中建议横梁式人字门主梁的高度取门宽 的 1/8～1/10。美国军事工程师兵团的设计手册中规定主梁腹板高度等于门宽的 1/ 8～1/15，且规定梁高最小值为 1200mm。主横梁的高度除了考虑门叶整体刚度外，还 应考虑主梁的高度与拱的压力线有很直接的关系，如果选择偏小或偏大，主梁截面的 中和轴都将远离拱的压力线，此时，再靠调整上、下翼缘的截面积，很难使中和轴靠 近拱的压力线，致使主梁载面上的应力分布很不合理，根据这种想法，主梁腹板高 h 0=(1.3～1.4)DF+a(图 2)比较合理 如果门叶较高，则取上限。（图 2）所示的弧线 AB 是近似的拱的压力线，它是以 R 为半径，对角为 2θ的园弧线。
对主横梁端部进行应力分析和强 度验算，涉及强度验算的控制截面， 设计者曾作过多种尝试。美国军事工 程师兵团的设计手册规定，控制截面 如图 4 所示，在离端板内侧的距离为 Z′处，该处的计算截面包括腹板、 上下翼缘以及上下各 8 倍推力隔板的 厚度。但是，推力隔板在端隔板处突 然参加传递拱推力，这对该处的主梁 腹板很不利，为此，1994 年版的手册 增设了一项验算内容，手册规定，采 用 20%的推力隔板总荷载，横截面为 40%的主梁腹板高度及其相应的厚度 和该面积内的加劲，据此，验算推力隔板与端隔板相交处主横梁腹板的峰值应力。这 种较保守的设计规定，值得参考（见图 5）。 以往，设计者把端板与端隔板之间的竖向结构视作弹性地基梁。在门叶挡水时， 每一组主梁形成的三铰拱的支铰拱推力作为弹性地基梁上的集中荷载， 按弹性地基梁 的模式来分析门叶结构的边柱。由于梁的跨高比很小（梁的跨度和梁的截面高度之 比），简单弯曲理论所依据的应力为线 图 3 主梁腹板端头与推力隔板的关系图 性分布的假定不再适用，所以，不应采 用这种方法。当门叶在底枢和顶枢支承下自由悬挂时，门叶在底枢和顶枢之间的竖向 结构应该视作一根柱子，我们称它为门轴柱（见图 5），门轴柱承担着门叶自重和加 在门叶上的其它重量，门轴柱的截面积假设为图 5 所示。由于顶底枢中心与门轴柱的 中心不重合，所以门轴柱除了承受轴向力产生的轴向应力外，还承受因轴向力偏心产 生的弯曲应力。如果要验算推力隔板处的最大联合应力，则还应再加上推力隔板作为 挡水面板所产生的应力。 综上所述，推力隔板在人字门的边柱中起了非常重要的作用，主要有四点： (1) 把门叶挡水时产生的三铰拱推力转变成线荷载，直接通过支枕垫块传向闸 墙，——承受支承应力。 (2) 它和部分端隔板一 起，形成边柱的挡水面板，— —承受面板弯曲应力。 (3) 推力隔板的一部分， 是门轴柱的腹板——承受柱 的应力。 (4) 主横梁的支铰反力不 是一个集中力， 它是沿推力隔 板传向主横梁端部腹板的一 组分布力——承受剪应力。 根据推力隔板的上述作用，设计者可以应用材料力学的基本原理验算下列部位的 组合应力： (1) 在推力隔板与端板的联接处，验算支承应力加上面板弯曲应力的组合应力；
大型船闸人字闸门设计
长委设计院 董国威 吴小宁 汤长书 闫如义
1．人字闸门的主要特点和设计思路
Байду номын сангаас
人字闸门是通航船闸中的工作闸门，只要船闸通航，人字闸门就会在较短的时间 里关闭、开启，结构就将加载、卸载，在每次加载前和卸载后，人字闸门尚要承受扭 矩的作用，这种荷载的循环，每天至少有 20 至 50 次。就工程结构疲劳而言，高周疲 劳要考虑的是大于 105 次荷载循环之后的疲劳，低周疲劳考虑的则是在少于 105 次塑 性应变循环之后的疲劳。葛洲坝 2 号和 3 号船闸人字门运行 10 年后，门叶结构底部 五根主横梁两端的上、下翼缘与竖隔板上、下翼缘的连接处都先后出现裂纹。经初步 分析，这种裂纹是由低周疲劳引起的，参考有关船体结构腐蚀疲劳的研究，人字闸门 的设计者也已开始重视腐蚀疲劳的危害。 有人认为，引起疲劳开裂的主要荷载是开关门过程中壅水，尤其是推赶淤积的泥 砂所引起的。根据有限元分析，门体此时的应力只有关门挡水时的 10%，如果肯定是 赶水和赶泥引起的， 此时怎么可能引起斜接柱端的下部主梁开裂？多年来我国投入很 大的人力物力对大型人字门开展有限元研究分析和水弹性材料的模型试验， 但都没有 涉及葛洲坝人字门运行后开裂的问题，低周疲劳的研究仍然是空白，设计人员为什么 不怀疑人字门反复承载和卸载会引起疲劳开裂呢， 原因是开裂的部位在计算中都承受 压应力，只承受压应力的构件是不可能开裂的。 人字闸门在挡水状态时，靠承压条支承，把荷载传向闸墙；在不挡水的开关门状 态， 人字门是靠底枢和顶枢支承， 这两种状态的支承理应各负其责， 并应能迅速切换， 而实际往往不理想，由于安装的原因和承压条及顶、底枢的磨损，都会影响这两种支 承的明确切换， 尤其是人字闸门处于全关挡水状态时， 顶底枢不但不能完全退出工作， 而且还将承受更大的荷载。此外，闸墙上的枕垫块，由于非正常的原因，造成对门轴 柱上的支垫块的阻挡 （通常称为支枕垫块的挤卡） ， 如果此时启闭机继续关闭人字门， 根据杠杆原理，则顶枢承受的荷载将是 8 倍以上的闭门推力。顶枢拉杆因这类超载， 以及材料存在裂纹或其它锐切口或缺陷，而使顶枢拉杆脆性断裂的例子并非个别现 象，葛洲坝 2 号船闸下闸首左人字门顶枢 A 杆在运行半年后突然断裂，美国军事工程 师兵团的大林格先生称，在美国顶枢拉杆断裂事故曾发生过多次。有关美国船闸人字 门顶枢和底枢因上述超载而失事的例子，尚未见公开报导，但是，我们发现葛洲坝船 闸人字门底枢顶盖与底梁相联的铰孔螺栓都有明显的剪切变形。 这种现象一方面说明 铰孔螺栓不能与剪力板共同工作，另一方面也说明底枢严重超载。如果没有剪力板作 为安全储备，底枢失事在所难免。