三峡升船机卧倒小门止水座板优化方案

邹斌斌，汤伟毕，刘江浩，黄晓欢

(长江三峡通航管理局，湖北 宜昌 443002)

卧倒小门作为隔离闸首与船厢水体的装置，其结构稳定性一定程度上影响着闸首卧倒门的密封性能。由于卧倒小门止水座板结构的特殊性，船舶在进出三峡升船机船厢时受升船机上下游水位变动干扰、风速变化、操作失误等因素影响，时常擦碰或直接碰撞卧倒小门止水座板。鉴于此前未对三峡升船机卧倒小门止水座板进行理论工况分析,无法判断止水座板的适用性，故以下闸首卧倒门右侧止水座板为例，选取最具代表性的工况进行理论计算与应变分析。

1 卧倒小门止水座板有限元分析

1.1 卧倒小门止水座板工况分析

卧倒小门止水座板结构见图1,定义卧倒小门止水座板4个点分别为a、b、c、d。卧倒小门止水座板一端垂直焊接在工作大门边柱腹板上,与工作大门面板外伸段平行,中间为空鼓结构，无封板，且间隔一定距离焊接有水平支撑筋板。卧倒小门止水座板、水平支撑筋板、工作大门面板外伸段均为16 mm厚度的Q345C钢板。

船舶在进出船厢的行驶方向为纵向，平行于bd面，在出现水流波动时或者误操作时，船舶进厢之前易碰撞ab面或者cd面，而船舶在进厢过程中易擦碰bd面。卧倒小门止水座板为cd面，依据运行经验可以判断出船舶进厢过程中擦碰止水座板造成的变形小于船舶进厢之前对止水座板直接正面撞击造成的变形，且两筋板之间的中间处为该结构强度的最薄弱部分。故此处只取正面撞击有筋板部位和中间部位这两个极限工况进行有限元分析。

图1 卧倒小门止水座板结构(单位：mm)

1.2 卧倒小门止水座板受力计算

在《铁路桥涵设计基本规范》[1]中，将船舶对墩台的撞击力列入特殊荷载的计算，采用静力法且基于能量理论推导，可用如下公式计算：

(1)

式中：v为船舶撞击墩台的速度(ms)；W为船舶的重力(MN)；C1、C2为船舶、墩台圬工的弹性变形系数(mMN)[2];γ为动能折减系数[3];α为撞击点受力方向与撞击面之间的夹角。

止水座板受力方式同墩台受力方式一致，故根据式(1)进行船舶撞击力计算，其中v取0.3 ms，W取8.342 MN，C1+C2取0.5 mMN，α取90°，γ取0.3，则P1=0.367 5 MN。

1.3 卧倒小门止水座板有限元模型建立

利用Solidworks建立卧倒小门改造前止水座板三维模型，在建立三维模型时，依据实际情况对力学建模进行了简化处理，忽略焊接的影响[4]。然后将其导入ANSYS Workbench分析系统中得出撞击点为两筋板中间部位的等效应力云图和形变量云图，见图2。

由图2可知，在不考虑钢板断裂的情况下，质量为834.2 t的船舶以0.3 ms速度正面撞击卧倒小门止水座板两筋板中间处时，撞击最大等效应力达648 MPa，最大位移达7.03 mm，远远大于Q345C的屈服极限，止水座板发生塑性变形，且最大等效应力分布区域与最大变形分布区域基本一致，为两筋板中间区域外边缘处，可以判定卧倒小门止水座板该处的结构强度比较薄弱。

图2 撞击点为两筋板中间部位的等效应力和位移云图

撞击点为筋板处的等效应力和位移云图见图3。

图3 撞击点为筋板处的等效应力和位移云图

由图3可知，在同样条件下，船舶正面撞击卧倒小门止水座板筋板处时，撞击最大等效应力达502.6 MPa，分布于撞击筋板处，最大位移达2.302 mm，分布于筋板两侧中间部位，同样大于Q345C的屈服极限，止水座板也发生了塑性变形。

对比撞击点为两筋板中间部位和筋板处的碰撞结果可以看出，卧倒小门止水座板在承受船舶撞击时表现出1处薄弱环节，即为两筋板中间区域外边缘处。加大该处外板厚度和将止水座板设计成纵横骨材组成的格栅结构，对碰撞有较好的保护效果[5]。

2 卧倒小门止水座板结构改进

2.1 小板封闭方案

增加水平隔板数量，在相邻两组水平隔板间增设竖向封板，封板中心正对止水中心线，新增封板与下游侧碳钢止水座面、上游侧外伸段面板、大门边柱腹板组成闭合截面，可加强止水座外伸段边缘结构。新增隔板尺寸与原隔板相同，新增封板厚16 mm，与原止水座结构采用连续贴角水密焊缝，见图4。

图4 小板封闭方案止水座板结构(单位：mm)

2.2 整板封闭方案

将现有水平筋板外侧切割20 mm，在现有相邻筋板间增加一块新筋板，新增筋板厚度与原筋板厚度相同，水平筋板沿高度方向分布间距250 mm，同时采用厚20 mm相同材质封板对止水座结构进行封闭。改造后的止水座见图5。

图5 整板封闭方案止水座板结构(单位：mm)

2.3 优化方案对比

在施工难度方面，小板封闭方案较整板封闭方案施工难度高、工作量大、工艺要求高。在进行焊接工作时要求增添的中间筋板定位准确,否则原小板尺寸与所留空间将发生冲突,加大了施工人员工作量。相邻两小板在同一筋板处进行焊接时,易因为局部温度过高导致筋板发生热变形,影响焊接质量。

在结构强度方面，小板封闭方案与整板封闭方案在保证止水座板密封处结构强度的效果基本一样,但在外缘结构强度方面有所欠缺,由于依然存在小的空鼓结构,船舶在行进过程中仍可能导致止水座板外缘发生碰撞变形。

综上所述，卧倒小门止水座板整板封闭方案较小板封闭方案更优。

2.4 整板封闭方案有限元模型

利用Solidworks建立卧倒小门改造前止水座板三维模型，在建立三维模型时，依据实际情况对力学建模进行同上的简化处理，然后将其导入ANSYS Workbench分析系统中得出撞击点为筋板处的等效应力和位移云图，见图6。

图6 整板封闭方案的等效应力和位移云图

由图6可知，在同样条件下，船舶正面撞击卧倒小门止水座板同样区域时，撞击最大等效应力达57.6 MPa，小于Q345C的屈服极限；最大变形量达0.116 mm，止水座板发生弹性变形。对比改造前的止水座板，可见其结构强度有了很大改善，各项参数指标在正常范围之内，满足三峡升船机的安全要求。

3 结语

1)整板封闭的方案在加密水平筋板数的同时增加了平面封板，不仅减少了止水座板的薄弱环节还加强了原本结构，使止水座板的力学性能大幅加强，通过理论计算与模拟验证了这一结构的可靠性。

2)在进行理论分析计算中，由于进厢船舶受水波、风速等因素影响，其动能折减系数α的取值又无先例可循，只能按照常规进行取值，故计算结果较实际情况有所偏差，须后期进一步优化。