大型船闸人字闸门设计

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1、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55劳要考虑的是大于10次荷载循环之后的疲劳，低周疲劳考虑的则是在少于10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

2、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

3、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

4、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。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=1826''58″,我国

5、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=2633''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=2618''54"（1:2），而取θ=18265.8"（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

6、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88''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，

7、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