三峽升船機(jī)臥倒小門止水座板優(yōu)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(jié)構(gòu)穩(wěn)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(jié)構(gòu)的特殊性，船舶在進(jìn)出三峽升船機(jī)船廂時受升船機(jī)上下游水位變動干擾、風(fēng)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(jī)臥倒小門止水座板進(jìn)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(cè)止水座板為例，選取最具代表性的工況進(jìn)行理論計算與應(yīng)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)，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(jìn)出船廂的行駛方向為縱向，平行于bd面，在出現(xiàn)水流波動時或者誤操作時，船舶進(jìn)廂之前易碰撞ab面或者cd面，而船舶在進(jìn)廂過程中易擦碰bd面。臥倒小門止水座板為cd面，依據(jù)運(yùn)行經(jīng)驗可以判斷出船舶進(jìn)廂過程中擦碰止水座板造成的變形小于船舶進(jìn)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(jié)構(gòu)強(qiáng)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(jìn)行有限元分析。

圖1 臥倒小門止水座板結(jié)構(gòu)(單位：mm)

1.2 臥倒小門止水座板受力計算

在《鐵路橋涵設(shè)計基本規(guī)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(dǎo)，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(shù)(mMN)[2];γ為動能折減系數(shù)[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(jù)式(1)進(jìn)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(jù)實際情況對力學(xué)建模進(jìn)行了簡化處理，忽略焊接的影響[4]。然后將其導(dǎo)入ANSYS Workbench分析系統(tǒng)中得出撞擊點為兩筋板中間部位的等效應(yīng)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(zhì)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(yīng)力達(dá)648 MPa，最大位移達(dá)7.03 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于Q345C的屈服極限，止水座板發(fā)生塑性變形，且最大等效應(yīng)力分布區(qū)域與最大變形分布區(qū)域基本一致，為兩筋板中間區(qū)域外邊緣處，可以判定臥倒小門止水座板該處的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度比較薄弱。

圖2 撞擊點為兩筋板中間部位的等效應(yīng)力和位移云圖

撞擊點為筋板處的等效應(yīng)力和位移云圖見圖3。

圖3 撞擊點為筋板處的等效應(yīng)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(yīng)力達(dá)502.6 MPa，分布于撞擊筋板處，最大位移達(dá)2.302 mm，分布于筋板兩側(cè)中間部位，同樣大于Q345C的屈服極限，止水座板也發(fā)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(jié)果可以看出，臥倒小門止水座板在承受船舶撞擊時表現(xiàn)出1處薄弱環(huán)節(jié)，即為兩筋板中間區(qū)域外邊緣處。加大該處外板厚度和將止水座板設(shè)計成縱橫骨材組成的格柵結(jié)構(gòu)，對碰撞有較好的保護(hù)效果[5]。

2 臥倒小門止水座板結(jié)構(gòu)改進(jìn)

2.1 小板封閉方案

增加水平隔板數(shù)量，在相鄰兩組水平隔板間增設(shè)豎向封板，封板中心正對止水中心線，新增封板與下游側(cè)碳鋼止水座面、上游側(cè)外伸段面板、大門邊柱腹板組成閉合截面，可加強(qiáng)止水座外伸段邊緣結(jié)構(gòu)。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(jié)構(gòu)采用連續(xù)貼角水密焊縫，見圖4。

圖4 小板封閉方案止水座板結(jié)構(gòu)(單位：mm)

2.2 整板封閉方案

將現(xiàn)有水平筋板外側(cè)切割20 mm，在現(xiàn)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(zhì)封板對止水座結(jié)構(gòu)進(jìn)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(jié)構(gòu)(單位：mm)

2.3 優(yōu)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(jìn)行焊接工作時要求增添的中間筋板定位準(zhǔn)確,否則原小板尺寸與所留空間將發(fā)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(jìn)行焊接時,易因為局部溫度過高導(dǎo)致筋板發(fā)生熱變形,影響焊接質(zhì)量。

在結(jié)構(gòu)強(qiáng)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(jié)構(gòu)強(qiáng)度的效果基本一樣,但在外緣結(jié)構(gòu)強(qiáng)度方面有所欠缺,由于依然存在小的空鼓結(jié)構(gòu),船舶在行進(jìn)過程中仍可能導(dǎo)致止水座板外緣發(fā)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(yōu)。

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(jù)實際情況對力學(xué)建模進(jìn)行同上的簡化處理，然后將其導(dǎo)入ANSYS Workbench分析系統(tǒng)中得出撞擊點為筋板處的等效應(yīng)力和位移云圖，見圖6。

圖6 整板封閉方案的等效應(yīng)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(qū)域時，撞擊最大等效應(yīng)力達(dá)57.6 MPa，小于Q345C的屈服極限；最大變形量達(dá)0.116 mm，止水座板發(fā)生彈性變形。對比改造前的止水座板，可見其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有了很大改善，各項參數(shù)指標(biāo)在正常范圍之內(nèi)，滿足三峽升船機(jī)的安全要求。

3 結(jié)語

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

2)在進(jìn)行理論分析計算中，由于進(jìn)廂船舶受水波、風(fēng)速等因素影響，其動能折減系數(shù)α的取值又無先例可循，只能按照常規(guī)進(jìn)行取值，故計算結(jié)果較實際情況有所偏差，須后期進(jìn)一步優(yōu)化。