三峽升船機臥倒小門止水座板優化方案

鄒斌斌，湯偉畢，劉江浩，黃曉歡

(長江三峽通航管理局，湖北 宜昌 443002)

臥倒小門作為隔離閘首與船廂水體的裝置，其結構穩定性一定程度上影響著閘首臥倒門的密封性能。由于臥倒小門止水座板結構的特殊性，船舶在進出三峽升船機船廂時受升船機上下游水位變動干擾、風速變化、操作失誤等因素影響，時常擦碰或直接碰撞臥倒小門止水座板。鑒于此前未對三峽升船機臥倒小門止水座板進行理論工況分析,無法判斷止水座板的適用性，故以下閘首臥倒門右側止水座板為例，選取最具代表性的工況進行理論計算與應變分析。

1 臥倒小門止水座板有限元分析

1.1 臥倒小門止水座板工況分析

臥倒小門止水座板結構見圖1,定義臥倒小門止水座板4個點分別為a、b、c、d。臥倒小門止水座板一端垂直焊接在工作大門邊柱腹板上,與工作大門面板外伸段平行,中間為空鼓結構，無封板，且間隔一定距離焊接有水平支撐筋板。臥倒小門止水座板、水平支撐筋板、工作大門面板外伸段均為16 mm厚度的Q345C鋼板。

船舶在進出船廂的行駛方向為縱向，平行于bd面，在出現水流波動時或者誤操作時，船舶進廂之前易碰撞ab面或者cd面，而船舶在進廂過程中易擦碰bd面。臥倒小門止水座板為cd面，依據運行經驗可以判斷出船舶進廂過程中擦碰止水座板造成的變形小于船舶進廂之前對止水座板直接正面撞擊造成的變形，且兩筋板之間的中間處為該結構強度的最薄弱部分。故此處只取正面撞擊有筋板部位和中間部位這兩個極限工況進行有限元分析。

圖1 臥倒小門止水座板結構(單位：mm)

1.2 臥倒小門止水座板受力計算

在《鐵路橋涵設計基本規范》[1]中，將船舶對墩臺的撞擊力列入特殊荷載的計算，采用靜力法且基于能量理論推導，可用如下公式計算：

(1)

式中：v為船舶撞擊墩臺的速度(ms)；W為船舶的重力(MN)；C1、C2為船舶、墩臺圬工的彈性變形系數(mMN)[2];γ為動能折減系數[3];α為撞擊點受力方向與撞擊面之間的夾角。

止水座板受力方式同墩臺受力方式一致，故根據式(1)進行船舶撞擊力計算，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，則P1=0.367 5 MN。

1.3 臥倒小門止水座板有限元模型建立

利用Solidworks建立臥倒小門改造前止水座板三維模型，在建立三維模型時，依據實際情況對力學建模進行了簡化處理，忽略焊接的影響[4]。然后將其導入ANSYS Workbench分析系統中得出撞擊點為兩筋板中間部位的等效應力云圖和形變量云圖，見圖2。

由圖2可知，在不考慮鋼板斷裂的情況下，質量為834.2 t的船舶以0.3 ms速度正面撞擊臥倒小門止水座板兩筋板中間處時，撞擊最大等效應力達648 MPa，最大位移達7.03 mm，遠遠大于Q345C的屈服極限，止水座板發生塑性變形，且最大等效應力分布區域與最大變形分布區域基本一致，為兩筋板中間區域外邊緣處，可以判定臥倒小門止水座板該處的結構強度比較薄弱。

圖2 撞擊點為兩筋板中間部位的等效應力和位移云圖

撞擊點為筋板處的等效應力和位移云圖見圖3。

圖3 撞擊點為筋板處的等效應力和位移云圖

由圖3可知，在同樣條件下，船舶正面撞擊臥倒小門止水座板筋板處時，撞擊最大等效應力達502.6 MPa，分布于撞擊筋板處，最大位移達2.302 mm，分布于筋板兩側中間部位，同樣大于Q345C的屈服極限，止水座板也發生了塑性變形。

對比撞擊點為兩筋板中間部位和筋板處的碰撞結果可以看出，臥倒小門止水座板在承受船舶撞擊時表現出1處薄弱環節，即為兩筋板中間區域外邊緣處。加大該處外板厚度和將止水座板設計成縱橫骨材組成的格柵結構，對碰撞有較好的保護效果[5]。

2 臥倒小門止水座板結構改進

2.1 小板封閉方案

增加水平隔板數量，在相鄰兩組水平隔板間增設豎向封板，封板中心正對止水中心線，新增封板與下游側碳鋼止水座面、上游側外伸段面板、大門邊柱腹板組成閉合截面，可加強止水座外伸段邊緣結構。新增隔板尺寸與原隔板相同，新增封板厚16 mm，與原止水座結構采用連續貼角水密焊縫，見圖4。

圖4 小板封閉方案止水座板結構(單位：mm)

2.2 整板封閉方案

將現有水平筋板外側切割20 mm，在現有相鄰筋板間增加一塊新筋板，新增筋板厚度與原筋板厚度相同，水平筋板沿高度方向分布間距250 mm，同時采用厚20 mm相同材質封板對止水座結構進行封閉。改造后的止水座見圖5。

圖5 整板封閉方案止水座板結構(單位：mm)

2.3 優化方案對比

在施工難度方面，小板封閉方案較整板封閉方案施工難度高、工作量大、工藝要求高。在進行焊接工作時要求增添的中間筋板定位準確,否則原小板尺寸與所留空間將發生沖突,加大了施工人員工作量。相鄰兩小板在同一筋板處進行焊接時,易因為局部溫度過高導致筋板發生熱變形,影響焊接質量。

在結構強度方面，小板封閉方案與整板封閉方案在保證止水座板密封處結構強度的效果基本一樣,但在外緣結構強度方面有所欠缺,由于依然存在小的空鼓結構,船舶在行進過程中仍可能導致止水座板外緣發生碰撞變形。

綜上所述，臥倒小門止水座板整板封閉方案較小板封閉方案更優。

2.4 整板封閉方案有限元模型

利用Solidworks建立臥倒小門改造前止水座板三維模型，在建立三維模型時，依據實際情況對力學建模進行同上的簡化處理，然后將其導入ANSYS Workbench分析系統中得出撞擊點為筋板處的等效應力和位移云圖，見圖6。

圖6 整板封閉方案的等效應力和位移云圖

由圖6可知，在同樣條件下，船舶正面撞擊臥倒小門止水座板同樣區域時，撞擊最大等效應力達57.6 MPa，小于Q345C的屈服極限；最大變形量達0.116 mm，止水座板發生彈性變形。對比改造前的止水座板，可見其結構強度有了很大改善，各項參數指標在正常范圍之內，滿足三峽升船機的安全要求。

3 結語

1)整板封閉的方案在加密水平筋板數的同時增加了平面封板，不僅減少了止水座板的薄弱環節還加強了原本結構，使止水座板的力學性能大幅加強，通過理論計算與模擬驗證了這一結構的可靠性。

2)在進行理論分析計算中，由于進廂船舶受水波、風速等因素影響，其動能折減系數α的取值又無先例可循，只能按照常規進行取值，故計算結果較實際情況有所偏差，須后期進一步優化。