三峽永久船閘金結安裝研究

摘要 三峽雙線五級船閘水頭113m單級最高工作水頭45.2m，閘室有效尺寸280m×34m×5m。共設人字門24扇，總重20000t，預計整體調試時間長達1年之久，安裝時間將不足兩年。影響工期的制約因素是門體吊裝和運輸，而決定安裝質量的是門體焊接變形控制。第二閘首人字門安裝是關鍵，有就地頂升法和浮式移位法。后者可使底坎混凝土澆筑時間縮短20天，移位操作時間縮短12天，停航時間縮短62天。

關鍵詞 三峽永久船閘金結安裝人字門方案優化

1、雙線五級船閘的運行條件

三峽雙線五級船閘，是世界上目前最大的多級船閘。水頭113m，單級船閘最高工作水頭45.2m，閘室有效尺寸280m×34m×5m。

第一閘首長70m，高程185m，閘室長265m。

第二閘首長43.5m，高程185m，閘室長263.5m。

第三閘室長43.5m，高程160.0m，閘室長265.5m。

第四閘室長度41.5m，高程139m，閘室長265.5m。

第五閘室長度52.8m，高程116.67m，閘室長254.2m，

第六閘室長度56.0m，高程98.75m。

該船閘是三峽水利樞紐三大建筑物之一，是三峽工程建完后長江航運的主要通道，貨運能力為5000萬t/年，船隊過閘總歷時約為2.35h。由于升船機推遲建設，運行初期，船閘將成為樞紐唯一的航運通道，因此必須保證船閘按期通航。

由于該船閘金屆結構及設備數量眾多，對整體設備質量及安裝調試的要求將更高。其中船閘的人字門運行中啟閉最為頻繁，它與輸水系統閥門協調工作，以調整閘室水位。當其中任何一扇閘門發生故障時，應具備將閘門迅速移位進行檢修處理的手段，操作人字門和輸水系統工作閥門的啟閉系統也應運行可靠。

2、人字門安裝方案的優化

三峽雙線五級船閘，每線6個閘首，每個閘首安裝兩扇人字門，共計24扇高度不同的人字門，其寬度和厚度分別為20.2m與3.0m。最高的第二閘首人字門高為38.5m，重828t。人字門總重約為20000t，預計整體調試時間要長達一年之久，這樣，留給人字門安裝的工期就不足二年。在雙線五級船閘中，人字門是關鍵設備，其安裝質量的優劣與能否達到預定安裝控制工期將直接影響液壓啟閉機、充泄水閥門的安裝和系統整體調試。因此要求保證2003年汛前通航，必須保證所有人字門安裝、調試都按控制進度完成。國內外大型船閘的施工經驗表明，影響直線工期的制約因素是門體的吊裝和運輸，而影響閘門質量的關鍵因素是門體焊接變形控制。

人字門門體分節要根據現場起重設備而定。與閘室混凝土澆筑共用的起重機是在第一級、第三級和第五級閘室底板上架設的80t高架門機。起重機軌道應布置在閘室底板的承重梁上，并要避開底字門的分節段數可控制在12節。第一級閘室底板上安裝的高架門機可控制第一、第二閘首共4扇人字門安裝，還可協助第一閘首前的檢修閘門和疊梁安裝。第三級閘室底板的高架門機可控制第三、第四閘首4扇人字門及其他啟閉機的安裝。第五級閘室底板的高架門機可控制第五第六閘首4扇人字閘門及啟閉機安裝，以此類推。

人字門的門體由金屬結構拼裝基地利用大型平板車運至永久船閘環形公路，用80t高架門機直接卸車。

輸水廊道的反弧形閘門尺寸為9.20m×6.45m×7.23m(長×寬×高)，重達86.6t，已超出閘室中高架門機的起吊能力，可經環形公路運至安裝孔口，由300t履帶起重機卸車吊裝。

由于人字門安裝工序復雜，一扇人字門從預埋枕墊和底樞安裝，到門體調整完畢最少要200天，因此24扇人字門要開設12個工作面才能滿足年安裝10000t的要求。

由于人字門受水壓后利用三鉸拱的力學原理將巨大的水推力傳遞到閘墻上，同時又使閘門的止水密封壓合，因此除控制門體的主要尺寸(門體長、寬、高)外，還要求焊接成形后，門體正面與側面直線度偏差不能大于4mm。對如此巨大的門體焊接變形值的控制，在葛洲壩1、2號船閘人字門體焊接時已歸納總結一套成熟的經驗：嚴格控制門體橫斷面重心軸距面板的距離。三峽船閘所有人字門重心軸都偏向上游面，重心軸距面板為1.05m(約為整個門體厚度的1/3)。焊接從二側邊柱開始，然后翼板、縱隔板，最后焊接面板。焊接中如有超差，可用改變縱隔板與主梁腹板角焊縫校正。

3、第二閘首移位優化方案

船閘在水庫水位蓄至135m開始通航，工程建完后蓄水位為175m。按常規，第一和第二閘首人字門的高度將大于47.5m，將超過我國目前的制造能力。由于第一閘首在運行初期152.0～156.0m水位時，可用事故檢修門臨時擋水作為第一閘首工作門使用，故第一閘首人字門可按后期運行水位145.0～175.0m水位設計人字門的高度(37.5m)。由于可利用檢修門擋水，第一閘首人字門可在2009年工程完建后，將底坎澆至140.0m高程再安裝人字門一次到位。

運行初期第二閘首人字門安裝是在130m高程的底摳上進行的。當水位蓄至165.0m時，第二閘首人字門已不能滿足運行要求，需將底樞拾高進行第二次安裝(圖1)。

二閘首人字閘門重為828t，加上淤積在門體上泥沙的重量，總重將達1040t。如此巨大的門體要舉升10m高度并非易事。經研究，認為下述二種方法都是行之有效的。

圖1二閘首人字門頂升安裝示意圖

3.1 人字門就地頂升法

人字門就地頂升，在葛洲壩2號船閘底樞檢修時已實踐過。當時的頂升高度僅1m左右，頂升方法比較簡單，不需設置過渡頂升架，將門體一次頂升到位。

三峽船閘二閘首人字門需頂升10m，為了保證安全，要將被頂升的閘門停靠在與閘墻邊線成12。夾角的接近全開位置。在閘室頂部設置三套100t滑車組，并在閘墻上埋設固定導向軸。隨閘門頂升，沿固定軸滑動的導向架焊在門體面板上。閘門頂升利用底部埋設于閘首基礎上的4個支承架，使用500t液壓千斤頂作為主要頂升工具，每次頂升行程0.5m，頂升時人字門的重量由四個支承架承擔。每頂0.5m后在縮回液壓千斤頂前，墊人一節頂升架防止門體下降。每節頂升架高度略小于0.5m，由輔助滑輪將前節頂升吊起后由底部墊入后一節頂升架，再用螺栓將兩節頂升架連接成整體。閘門每升5次即頂高2500mm，然后用鋼圈梁增加整體剛度。

當閘門頂升到位后，頂升架將作為永久支承澆筑到混凝土中。混凝土達到70%強度后，利用液壓千斤頂將閘門緩緩下降落到提高后的底樞上，然后套人頂樞A、B拉桿，調正門體的垂直度，直到門體安裝符合規范要求為止。

人字門就地頂升的優點是施工機具簡單，靠施工單位的力量即可解決；缺點是頂升的速度較慢，最短的施工停航時間為90天，(含混凝土澆筑70天)，對通航有一定影響。

圖2人字閘門浮升移位后在閘室內停靠方法

3.2 人字門浮式移位法

這是另一種可舉升人字門的施工方案，原理是利用水的浮力移動人字門。首先將人字門下部設計成封閉型，使之形成一個密封倉。根據阿基米德浮力原理，人字門下部的高度為12.2m，但第二閘首人字門重心高度離底梁為15.5m。為保證人字閘門的重心低，封閉倉高度可定為16m。移位時間室充水用300t以上的浮式起重機將其從安裝位置吊起，用拖輪平拖到閘室的某一位置就位(圖2)。

浮式移位法能將人字門門體移出閘首使底坎混凝土加高澆筑較為方便。聞名世界的巴拿馬運河長約1.931km，是連接大西洋和太平洋的通道，系雙線三級船閘。運行初期經常發生人字門損壞，或枕墊塊磨損漏水。由于當時尚沒有找到簡單的移位方法，只能采用頂升和滾動相結合的辦法將人字門移開進行檢修。因效率低，檢修期長，使巴拿馬運河船閘經常單線運行，經濟上損失巨大。60年代后，巴拿馬運河管理局采用了浮式移位法搬移人字門，檢修時間僅為老方法的1/10，大大提高了船閘的雙線運行機率。

浮式移位法的缺點是要求人字門下部必須設置密封倉使門體的重量增加50t左右，并需300t浮式起重機配合。

三峽船閘采用浮式移位法時，底坎澆筑混凝土時間可縮短20天，移位操作時間可縮短至12天，停航時間可縮短到62天。

4、金屬結構常見事故分析

4.1 底樞事故分析

圖3 人字門底樞軸瓦油膜干結成因

葛洲壩2號船閘下閘首右側人字門從1983年起發現啟閉時有聲響和振動，經更換潤滑油后運行到1984年春天再度發生強烈響聲，被迫停航。將人字門整體頂升檢查蘑菇頭球瓦時，發現球瓦磨損極其嚴重。經分析，引起球形軸承膠合磨損的原因是球瓦上部徑向載荷太大，接觸面積偏小，當潤滑油膜破壞時，引起膠合磨損。因此三峽船閘設計要注意使球瓦保持良好的油膜；除選用優質潤滑脂外，還應改進底樞結構。葛洲壩船閘人字門底樞的潤滑系統如圖3所示。由于密封圈壓得太緊，使油脂在密封圈內形成干脂區，且逐步向上端擴延。待將油管口封堵就會造成球頭表面潤滑脂完全干結，在高壓油作用下，造成油管斷裂，油脂被注入水中，造成底樞長期無潤滑下運行，導致軸承膠合抱死。因此在結構上應保證密封圈不被壓得太緊，潤滑脂不干結。此外，可選用進口的自潤滑球瓦，該球瓦材料抗壓強度高，在無潤滑狀態下摩擦系數依然較小，當球瓦潤滑油膜破壞時仍可繼續運行。

4.2 頂樞事故分析

頂樞與底樞是保證人字閘門靈活啟閉的重要部件，由兩根拉桿和旋轉軸組成。在開啟位置時承受門體重量的為B拉桿，在關閉位置承受門體重量的為A拉桿。由于接近關閉位置要形成三鉸拱受力體系，因此A拉桿受力較為復雜。葛洲壩2號船閘左下人字門頂樞A拉桿在運行次數僅2000余次時就發生斷裂，事故前無明顯的塑性變形和其他異況。斷裂后，經檢查發現斷處有4mm×75mm黑銹色的原始缺陷(圖4)。由于制作時采用氧乙炔高溫切割，沿氣割面有貝殼狀裂紋深達12mm，造成斷口金相組織不均勻，并出現萊氏

體、馬丁體及有害的魏氏體，這就是斷裂的內在因素。斷裂的外部因素是門底泥沙在全關位置有擠壓力、承壓條間隙過小引起超額摩擦阻力，以及關門越位等。葛洲壩2號船閘人字門的旋轉中心與軸中心有100mm的偏心，正好與閉門位置相對應。此時頂樞A拉桿處于最大受力位置，如果發生誤操作，偏心產生巨大的拉力，必然造成A拉桿被拉斷。

圖4 葛洲壩2號船閘人字門A拉桿斷裂圖

為了避免發生類似事故，在鍛造毛坯前必須進行超聲檢測，鍛制后再進行超聲探傷和表面磁粉探傷。另外，在啟閉機控制順序上要根據上游水位變化，確定提前關閉的位置，最后由水壓將兩扇閘門推向最終關閉位置。

4.3 承壓條磨損事故分析

人字門上的承壓條是指斜接柱支墊塊、門軸柱支墊塊和埋件枕墊塊，它們是人字門止水機構的最重要的部件。國內已建成的采用人字門三鉸拱受力原理將止水線與受力線統一處置的船閘運行時間都不長，對承壓條磨損規律及處理辦法尚無成熟經驗。巴拿馬運河船閘已運行80多年，發現人字門門軸柱支墊塊承壓條及閘墻上枕墊塊承壓條，經長期運行后磨損都很嚴重，須取下更換，更換可用浮式移位法將人字門移至閘室檢修支墊上進行。為盡量減少停航時間和便于更換承壓條，在原設計的巴氏合金墊料上加鋼襯板(圖5)。將承壓條直接裝在鋼襯板上不與巴氏合金墊料接觸，更換時僅需將新的承壓條用螺栓固定在鋼襯板上即可。承壓條磨損，主要是底樞蘑菇頭承受的水平推力，使球瓦不斷磨損影響門體的垂直度，進而加劇下部承壓條的磨損。因此提高埋件枕墊承壓條和門體側面承壓條安裝的垂直度，適當放寬門體承壓條與預埋件枕墊承壓條的間隙，是減輕承壓條磨損的有效方法。

圖5巴拿馬大船閘改進后的枕墊與門軸柱

4.4 輸水廊道閥門事故分析

船閘輸水廊道常采用反向弧形閘門，從而改善了充水水流大量挾氣而造成的空化作用。

葛洲壩船閘和五強溪船閘投入運行后多次發生反弧門支座地腳螺栓松動故障，最大移位可達100mm左右。

另外，水流合力作用在軸瓦60。范圍內，造成軸瓦與心軸間隙減小，潤滑油難以楔入，因而加劇了軸瓦磨損。為防止三峽船閘出現類似事故，對反弧門軸承位置應進行優化設計。軸瓦磨損可采用自潤滑球瓦防止干磨。

輸水廊道反弧門另一重大問題是在充泄水時易產生負壓工作區。當水頭大于20m時，較易產生空蝕與聲振，且隨著水頭增高而加劇。國外超過40m水頭的船閘，如美國的威爾遜船閘和俄羅斯的巴夫洛夫船閘都發生過空蝕破壞。我國的萬安船閘工作水頭為32.5m，在運行水頭尚小于最大設計水頭時就產生空蝕振動而造成水損事故。葛洲壩船閘設計水頭為27m，在3號船閘運行后反弧門門體及輸水廊道都出現過較嚴重的空蝕與振動。空蝕主要發生在弧門面板上，破壞面積約占弧門總面積的65.7%，沿面板頂部和兩側邊緣都有密集的蝕坑帶，最深可達8mm，約占蝕坑區的10%。

為了減輕破壞程度，應優化反弧門頂、底止水水封結構，提高水封質量。對沖刷較嚴重的底坎和側軌要經常修補或用抗空蝕較好的不銹鋼制作。

國內外大量反弧門運行經驗和水力試驗結果表明：如能在輸水廊道設計上采用頂擴加側擴的方案，改進門體結構和從豎井頂部向輸水廊道補氣減蝕都是減輕反弧門氣蝕與振動最有效的途徑。

[作者簡介]

王守運男葛洲壩集團機電建設有限公司 教授級高工