大型船閘人字閘門設計

2023年12月30日發(作者：士為知己)

大型船閘人字閘門設計

長委設計院 董國威 吳小寧 湯長書 閆如義

1．人字閘門的主要特點和設計思路

人字閘門是通航船閘中的工作閘門，只要船閘通航，人字閘門就會在較短的時間里關閉、開啟，結構就將加載、卸載，在每次加載前和卸載后，人字閘門尚要承受扭矩的作用，這種荷載的循環，每天至少有20至50次。就工程結構疲勞而言，高周疲勞要考慮的是大于105次荷載循環之后的疲勞，低周疲勞考慮的則是在少于105次塑性應變循環之后的疲勞。葛洲壩2號和3號船閘人字門運行10年后，門葉結構底部五根主橫梁兩端的上、下翼緣與豎隔板上、下翼緣的連接處都先后出現裂紋。經初步分析，這種裂紋是由低周疲勞引起的，參考有關船體結構腐蝕疲勞的研究，人字閘門的設計者也已開始重視腐蝕疲勞的危害。

有人認為，引起疲勞開裂的主要荷載是開關門過程中壅水，尤其是推趕淤積的泥砂所引起的。根據有限元分析，門體此時的應力只有關門擋水時的10%，如果肯定是趕水和趕泥引起的，此時怎么可能引起斜接柱端的下部主梁開裂？多年來我國投入很大的人力物力對大型人字門開展有限元研究分析和水彈性材料的模型試驗，但都沒有涉及葛洲壩人字門運行后開裂的問題，低周疲勞的研究仍然是空白，設計人員為什么不懷疑人字門反復承載和卸載會引起疲勞開裂呢，原因是開裂的部位在計算中都承受壓應力，只承受壓應力的構件是不可能開裂的。

人字閘門在擋水狀態時，靠承壓條支承，把荷載傳向閘墻；在不擋水的開關門狀態，人字門是靠底樞和頂樞支承，這兩種狀態的支承理應各負其責，并應能迅速切換，而實際往往不理想，由于安裝的原因和承壓條及頂、底樞的磨損，都會影響這兩種支承的明確切換，尤其是人字閘門處于全關擋水狀態時，頂底樞不但不能完全退出工作，而且還將承受更大的荷載。此外，閘墻上的枕墊塊，由于非正常的原因，造成對門軸柱上的支墊塊的阻擋（通常稱為支枕墊塊的擠卡），如果此時啟閉機繼續關閉人字門，根據杠桿原理，則頂樞承受的荷載將是8倍以上的閉門推力。頂樞拉桿因這類超載，以及材料存在裂紋或其它銳切口或缺陷，而使頂樞拉桿脆性斷裂的例子并非個別現象，葛洲壩2號船閘下閘首左人字門頂樞A桿在運行半年后突然斷裂，美國軍事工程師兵團的大林格先生稱，在美國頂樞拉桿斷裂事故曾發生過多次。有關美國船閘人字門頂樞和底樞因上述超載而失事的例子，尚未見公開報導，但是，我們發現葛洲壩船閘人字門底樞頂蓋與底梁相聯的鉸孔螺栓都有明顯的剪切變形。這種現象一方面說明鉸孔螺栓不能與剪力板共同工作，另一方面也說明底樞嚴重超載。如果沒有剪力板作為安全儲備，底樞失事在所難免。

2．人字閘門的平面布置

2．1．θ的取值

兩扇人字閘門擋水狀態下，在平面上形成一個三鉸拱，每扇閘門與船閘橫向軸線的夾角θ值的取值，尚無權威的論述。對于橫梁式人字閘門，前蘇聯取θ=20°，美國取θ=18?26''58″,我國葛洲壩取θ=22.5°。葛洲壩在選用θ=22.5?時主要是為了減少人字門對閘墻的橫向推力。我國有很多中小型船閘都取θ=20?。θ值都取同一個數值，這無疑是有利于船閘人字門結構和另部件的標準化。我們還注意到巴拿馬運河船閘從1914年開始運行，它的人字閘門一直是二十世紀世界上較大的人字門，它是由美國設計的，取θ=26?33''54"（1:2）。據現有資料發現，美國在第二次世界大戰后新建的人字閘門，不再取θ=26?18''54"（1:2），而取θ=18?265.8"（1:3）。

從1:2改到1:3，尚未見到詳細論證資料，但經初步推算可以發現，巴拿馬人字門在關門擋水時的壓力線已越出主梁的輪廓線，主梁高度偏小，截面設計很不合理。如果采用1:3，使θ值減小8?8''后，主梁輪廓線已包圍了壓力線，主梁截面比較容易設計。至于人字門在開關過程中的整體抗扭剛度，應該主要對背拉桿施加預應力或布置扭矩管來解決，用增加人字門的厚度去增加人字門的抗扭剛度其效果不明顯。相反，這會給主梁的截面設計帶來難度。

2．2．旋轉中心的最佳位置

如何確定旋轉中心的位置，是人字閘門平面布置的另一個關鍵問題。旋轉中心都偏向三鉸拱支鉸總推力線的上游側（見圖1）。

這種布置的目的是使門軸柱上的支墊塊在閘門進入全關位置時，能迅速與枕墊塊接觸，使蘑菇頭不承受人字門擋水時的拱推力；而在人字門開啟時，又能迅速脫開，使蘑菇頭恢復它在門葉旋轉狀態時的支承作用。該偏離值一般采用30～100mm。美國陸軍工程師兵團1984年版的“船閘閘門和啟閉機”設計手冊（以下簡稱手冊）中建議采用177mm（7"）。按幾何關系，門葉的旋轉中心應該在關門狀態的門軸線與全開門狀態的門軸線形成夾角的分角線上（見圖1），手冊中提出，從支枕墊的支承中心向該分角線作垂線，所得的交點即是旋轉中心的最佳位置。我們認為，上述方法確定的旋轉中心離支枕墊的支承中心最近，所以，當門葉旋轉角速度取同一值時，該旋轉中心只會使支承中心的線速度最慢，達不到迅速接觸或脫離的目的。通常，在底橫梁端部布置允許的前提下，旋轉中心應盡量向三鉸拱支鉸總推力線上游側多偏一點。

3．人字門門體結構

我國的人字門結構設計，在20世紀七十年代以前，受前蘇聯的影響，70年代后開始局部接觸從美國收集來的有限資料，葛洲壩船閘的人字閘門結構就是在這樣的情況下完成設計的。葛洲壩1號和2號船閘下閘首人字門寬19.70m，高34.10m，無論當時還是如今，都是世界上規模最大的人字門之一。通過近20年的運行，發現了一些結構設計方面的問題，參考國內外科研部門的研究和文獻資料，提出我們的一些初步改進意見，供設計參考。

3．1．人字門結構的材料選擇

人字閘門的門體結構采用什么鋼材，在國內外工程實踐中有多種考慮。在美國，除了人字門的面板和背拉桿采用低合金鋼（σs=350MPa）,其余全用結構碳素鋼（σs=250MPa），采用結構碳素鋼的理由是門體的剛度比采用低合金鋼的要大。不管門體是高是矮，圖1人字閘門旋轉中心平面布置

美國的人字門結構都采用這兩種鋼材。葛洲壩船閘的人字門結構全部采用16Mn，2號和3號船閘運行9年后都先后發現門葉下部5～6根主橫梁兩端的上下翼緣有裂紋，在1997年3月，2號船閘抽干檢修時發現下閘首左門的主梁下翼緣有貫穿裂縫，裂縫位于第二根主梁門軸柱端，緊靠背拉桿節點板邊緣，該節點板與主梁下翼緣搭接。自從發現這種裂紋和斷裂后，在三峽人字門的設計中將易出現裂紋的部位，采用園滑過渡，且不布置焊縫；節點板不再與主梁下翼緣搭接，改用對接。在材質選擇上，三峽船閘人字門主橫梁的全部下翼緣和邊柱部位的上翼緣，采用船用鋼板DH32，預應力背拉桿采用船用鋼板DH36，其余都采用Q345C。船用鋼板具有良好的沖擊韌性，此外，還具有較高的強度，良好的水下耐腐性和表面質量。

3．2．分組荷載法設計主橫梁

主橫梁的設計在過去習慣采用等荷載法，當閘門較高時，上部主橫梁因無法根據等荷載原理隨意地加大主橫梁的間距，導致上部主橫梁的應力較低，達不到等荷載設計時要求所有主橫梁的變形基本一致的意圖。所以等荷載設計中的豎向隔板將承受較大的荷載。除了等荷載法，國外也常使用分組荷載法，每2～4根主橫梁采用同一種荷載，每一種荷載的大小自下而上遞減，主橫梁的這種設計法使上部主橫梁和下部主橫梁的應力基本相近。用分組荷載法設計主橫梁比等荷載法更加合理。但是，由于主橫梁規格較多，會給制造廠帶來一些小麻煩。

3．3．主橫梁高度的選擇

前蘇聯在“船閘與船塢的閘門設計規范”中建議橫梁式人字門主梁的高度取門寬的1/8～1/10。美國軍事工程師兵團的設計手冊中規定主梁腹板高度等于門寬的1/8～1/15，且規定梁高最小值為1200mm。主橫梁的高度除了考慮門葉整體剛度外，還應考慮主梁的高度與拱的壓力線有很直接的關系，如果選擇偏小或偏大，主梁截面的中和軸都將遠離拱的壓力線，此時，再靠調整上、下翼緣的截面積，很難使中和軸靠近拱的壓力線，致使主梁載面上的應力分布很不合理，根據這種想法，主梁腹板高h0=(1.3～1.4)?DF+a(圖 2)比較合理

如果門葉較高，則取上限。（圖2）所示的弧線AB是近似的拱的壓力線，它是以R為半徑，對角為2θ的園弧線。

當人字門門葉較高時，為了提高門葉的整體剛度，往往將主梁高度的取值偏大，如果θ值也偏大，則主梁高度也隨著要增加。主梁高度的增大將導致腹板的截面積占了主梁絕大部分截面，不但使主梁上下翼緣的截面積較小，較難利用上下翼緣調節主梁中和軸，使其靠近拱的壓力線，而且要用較多的材料加固腹板，以保證腹板的局部穩定。所以，主梁高度主要應根據三鉸拱的壓力線來確定。

3．4．主橫梁截面的設計

主橫梁的截面設計是以人字門擋水狀態為控制條件的，此時，左右兩扇門的每一對主橫梁在平面上形成一個三鉸拱，主橫梁正處在三鉸拱壓力線上。主橫梁腹板等高段的截面，過去往往設計成等截圖2人字閘門主橫梁在水平面上的主要參數面的，為了照顧到跨中和端隔板之間各截面，跨中的下翼緣和端隔板處的上翼緣會出現最小壓應力，甚至出現拉應力，而同一截面上的最大應力卻接近允許應力，同一截面上的應力差別很大，沒有拱結構的特點。實際上，只要相對地改變主梁上、下翼緣的截面尺寸，就可以得到兩種以上的截面尺寸。通過試算，各截面的中和軸可以非常接近拱的壓力線（圖2）。由于拱的壓力線很接近中和軸，各截面上因軸向力偏心所產生的彎矩都很小，由該彎矩所產生的最大應力，可以控制在只有軸向壓應力的10～20%之間，同一截面上的應力差異縮小了，材料強度得到了充分利用。在同樣材料的前提下，采用這種設計方法可以明顯地降低應力幅值，從而提高了主橫梁的抗疲勞能力。

3．5．主橫梁端部和邊柱設計

人字門擋水時，可以按主橫梁的圖2 人字閘門主橫梁在水平面上的主要參數

數目簡化成多組水平布置的三鉸拱，而三鉸拱的拱推力，主要是靠推力隔板通過支枕墊塊傳到閘墻上（見圖3），也就是說，三鉸拱的支鉸反力并不是作用在主橫梁端頭的一個集中力，而是沿推力隔板作用在主橫梁端部腹板上的一組分布力。在門葉兩端布置上，推力隔板又是兩端的擋水面板，由于推力隔板的特殊作用，故應將它的中心線布置在拱推力的作用線上，并使主橫梁端部腹板的上下邊緣線與推力隔板中心線的夾角盡量都呈θ角（見圖5），因主橫梁端部逐漸變小，通過推力隔板傳遞拱推力，采用經典的材料力學較難分析主橫梁端部的應力分布。所以，合理的端部結構布置，將

有利于簡化結構受力分析，這是很重要的一步。

對主橫梁端部進行應力分析和強度驗算，涉及強度驗算的控制截面，設計者曾作過多種嘗試。美國軍事工程師兵團的設計手冊規定，控制截面如圖4所示，在離端板內側的距離為Z′處，該處的計算截面包括腹板、上下翼緣以及上下各8倍推力隔板的厚度。但是，推力隔板在端隔板處突然參加傳遞拱推力，這對該處的主梁腹板很不利，為此，1994年版的手冊增設了一項驗算內容，手冊規定，采用20%的推力隔板總荷載，橫截面為40%的主梁腹板高度及其相應的厚度和該面積內的加勁，據此，驗算推力隔板與端隔板相交處主橫梁腹板的峰值應力。這種較保守的設計規定，值得參考（見圖5）。

以往，設計者把端板與端隔板之間的豎向結構視作彈性地基梁。在門葉擋水時，每一組主梁形成的三鉸拱的支鉸拱推力作為彈性地基梁上的集中荷載，按彈性地基梁的模式來分析門葉結構的邊柱。由于梁的跨高比很小（梁的跨度和梁的截面高度之比），簡單彎曲理論所圖3主梁腹板端頭與推力隔板的關系圖

依據的應力為線性分布的假定不再適用，所以，不應采用這種方法。當門葉在底樞和頂樞支承下自由懸掛時，門葉在底樞和頂樞之間的豎向結構應該視作一根柱子，我們稱它為門軸柱（見圖5），門軸柱承擔著門葉自重和加在門葉上的其它重量，門軸柱的截面積假設為圖5所示。由于頂底樞中心與門軸柱的中心不重合，所以門軸柱除了承受軸向力產生的軸向應力外，還承受因軸向力偏心產生的彎曲應力。如果要驗算推力隔板處的最大聯合應力，則還應再加上推力隔板作為擋水面板所產生的應力。

綜上所述，推力隔板在人字門的邊柱中起了非常重要的作用，主要有四點：

(1) 把門葉擋水時產生的三鉸拱推力轉變成線荷載，直接通過支枕墊塊傳向閘墻，——承受支承應力。

(2) 它和部分端隔板一起，形成邊柱的擋水面板，——承受面板彎曲應力。

(3) 推力隔板的一

部分，是門軸柱的腹板——承受柱的應力。

(4) 主橫梁的支鉸反力不是一個集中力，它是沿推力隔板傳向主橫梁端部腹板的一組分布力——承受剪應力。

根據推力隔板的上述作用，設計者可以應用材料力學的基本原理驗算下列部位的組合應力：

(1) 在推力隔板與端板的聯接處，驗算支承應力加上面板彎曲應力的組合應力；其允許應力取彈性極限或0.7σy兩者中的較小值。

(2) 在門軸柱的C點（見圖5）驗算柱應力加面板彎曲應力。

(3) 在與主梁腹板的聯接處驗算剪應力。

3．6．人字閘門的抗扭設計

人字閘門在頂樞和底樞支承條件下繞樞軸旋轉，開關人字閘門，由于受水的阻力和水面以上風的阻力，門葉承受扭矩的作用，即使門葉處于不擋水的靜止狀態，由于通常只在上游面布置面板，門葉的重心偏離截面的剪切中心，它還承受自重產生的扭矩作用。運行證明，人字閘門的上述撓曲已不可忽視，若不采取有效措施加以控制，它將影響正常運行，甚至無法使兩扇門葉正確對中。自從1942年美國的軍事工程師兵團的卡爾.李.夏姆提出采用預應力背拉桿加強人字閘門的抗扭分析方法后，有關如何控制人字閘門的撓曲問題得到基本解決。二十世紀七十年代末，葛洲壩船閘人字閘門使用了預應力背拉桿。但是預應力背拉桿的預應力會在運行中慢慢松弛，運行部門必須經常觀察及時調整。二十世紀八十年代初，美國開始研究用扭矩管來提高人字閘門的抗扭剛度，武漢水利電力大學和河海大學也曾采用有限元法對此進行過研究。所謂扭矩管實際上是局部采用雙面板，使門葉結構內形成多個矩形的封閉結構，例如上下游面板加上兩個相鄰主橫梁的腹板，或者是上下游面板加上兩相鄰豎向隔板形成的封閉結構。無論是采用預應力背拉桿還是全面或局部采用雙面板，都是使原來下游面開敞的結構，局部形成封閉結構，從而提高了門葉的抗扭剛度。由于人字閘門開關過程中主要是靠頂樞和底樞支承，另一個支承點是門葉與啟閉機相聯的拉門點，所以，為了提高抗扭剛度的扭矩管應盡圖4主橫梁端部的荷載分布

量靠近頂底樞和拉門點，把門軸柱作成封閉型的扭矩管，應能比較直接地把門葉承受的扭矩傳遞給頂底樞，但是，由于門軸柱往往形狀狹窄，施焊困難，所以，可以把端隔板和最靠近它的豎隔板之間布置下游面板。

從有限元分析可見，扭矩管可以明顯提高人字門的抗扭剛度。

3．7．控制疲勞和斷裂

3．7．1．對控制疲勞破壞的要求

(1) 疲勞是指結構在反復增減的荷載作用下，結構上的裂紋形成和擴展的過程。葛洲壩船閘人字門至少要運行13年以上，它的應力循環次數才會超過105次，顯然，對人字門結構的疲勞計算，不能采用普通工民建的高周疲勞計算規范。從葛洲壩人字閘門運行20年來所暴露的問題來看，人字閘門的疲勞應屬于低周一高應變疲勞的范疇。根據人字閘門的應力分析，門體絕大部位都處于受壓狀態，在應力循環中不出現拉應力，國家標準GBJ17-88明確規定這種部位可以不計算疲勞，因為在沒有拉應力的構件中，它的任何裂紋都不可能擴展。然而，在焊接結構內部存在很高的殘余應力，它的最大值可以達到屈服極限，焊接殘余應力有拉應力也有壓應力，在結構內部保持平衡，結構承受外部荷載雖然只出現壓應力循環，如果正好和焊接殘余應力中的拉應力疊加，結果是使應力水平很高的該拉應力出現應力循環。

(2) 降低應力變幅，這在人字門的面板、次梁和主橫梁等構件的截面選擇中必須考慮的。這里所說的降低應力變幅實際上是降低應力水平，降低應力水平的措施主要有：①采用分組荷載法計算主橫梁的截面；②合理選擇主梁高度；③主橫梁選用變截面，使截面形心盡量接近拱的壓力線。

(3) 作好細部構造設計，采用抗疲勞性能強的細部結構，例如在容易出現應力突變的部位采取圓弧平滑過渡，對厚板集中結構復雜的邊柱進行焊后退火。

3．7．2．對控制脆性斷裂的要求

(1) 脆性斷裂是由于那些可能引起另部件失事的裂紋突然擴展的結果，斷裂的特性主要受額定應力水平、材料韌性和初始已有裂紋的幾何特性等因素所支配，這三個方面都應全面考慮。

(2）關于降低應力水平，本文在控制疲勞一節中已提到。

(3）合理選用具有良好沖擊韌性的材料，限定CVN（V形切口夏貝試驗）的下限值。當然，材料的韌性還受加載率、屈服強度、服役溫度、構件厚度和細部形式等因素的影響，所以設計者必須全面考慮。

(4） 初始裂紋的幾何特性靠嚴格控制加工制造和檢測的技術要求來達到。

圖5主橫梁端部布置圖

4．頂 樞

4．1．頂樞受力分析

頂樞是人字閘門的重要部件之一，它要保證人字閘門在開關過程中與底樞一起共同支承住門體，并能靈活旋轉；當兩扇門葉同時處于全關位置時，兩扇門葉在平面上形成三鉸拱，承受上下游水位差形成的壓力，此時的頂樞和底樞并不是三鉸拱的支承點，三鉸拱的支承點是支枕墊塊，也就是說，人字閘門在關門擋水時，頂、底樞退出工作，不承受水壓力，這是設計者的理想狀態。實踐證明，這種頂、底樞支承和支枕墊塊支承的明確切換是很難辦到的，尤其是門葉在進入全關狀態的瞬間和離開全關位置的瞬間，由于設計、制造、安裝、運行環境和運行磨損等方面的不利因素相疊加，支枕墊塊提前接觸，支墊塊運動受阻，此時頂樞將承受非正常性的作用力和沖擊力，在頂樞另部件的設計計算中，除了考慮1.1的沖擊系數外，沒有考慮這種非正常性的主要由于支枕墊塊的擠卡產生的作用力。當閘門擋水后產生彈性變形，斜接縫支枕墊塊可以自由向下游移動，而門軸柱的支枕墊塊此時無法轉動和位移，門葉只可能繞頂底樞軸旋轉，于是，頂底樞猶如撬扛的支點，承受著另一種非正常性的作用力，這是一種由彈性越位所產生的現象，如果操作出現事故，單扇門葉出現事故越位，頂底樞同樣將承受非正常性的作用力。頂樞在門葉正常旋轉運行過程中所承受的作用力很明確，對葛洲壩2號和3號船閘也曾作過實測，實測值與計算值很接近。由于產生非正常性作用力的因素差異較大，很難預測，實測3號船閘下閘首頂樞A桿因支枕墊塊的擠卡，頂樞承受的非正常作用力約為正常作用力的2.08~2.75倍。根據運行經驗，支枕墊塊的接觸面上涂刷油脂后，擠卡的響聲和振動明顯減弱，對3號下閘門進行實測，涂油后，A桿動應力曲線的陡升突降現象消失，基本成為平緩升高的曲線，除了涂油，還可以采取以下措施：①增加門葉邊柱的正向和側向剛度，確保對背拉桿施加預應力或閘門運行一段時間后邊柱沒有大的變形，但也有人持相反的觀點，他們認為，正因為邊柱的剛度不大，才有可能克服擠卡阻力，使支墊塊回到設計的工作位置。1982年2月，3號船閘閘室抽干后對下閘首人字門進行檢測（見表4.1）檢測發現，門軸柱支墊塊正向垂直度達到10.0mm，側向垂直度達到7.5mm，遠遠超過安裝規程的標準，我們暫且假定安裝符合標準，而且，支墊塊的安裝是在門葉背拉桿調試以后進行的，支墊塊垂直度存在這么大的偏差，完全是因為背拉桿預應力有損失或邊柱剛度太差，如果把邊柱的剛度提高，就可以減小邊柱的變形，減輕或消除由此帶來對頂樞的危害。②安裝調試支枕墊塊時要選擇溫差小的天氣。③設計支枕墊塊工作面時不采用面對面的接觸，采用不同半徑園柱面之間的線接觸。④把門葉旋轉中心偏離總支座反力線的距離盡量加大。⑤安裝支枕墊塊時，在兩者的接觸面之間，故意留出0.1~0.2mm的間隙。以上是對頂樞承受非正常性荷載的基本分析，以及如何減輕或消除它的措施，這些措施不可能一勞永逸，還可能產生不利的應力重分配（如接觸面留間隙），有待進一步的摸索和研究。

葛洲壩人字門頂樞另部件的設計荷載是參考美國新威爾遜和尼克杰克的方法，A拉桿的設計拉力等于正常最大拉力加50%的正常最大壓力，B拉桿的設計拉力等于1.10倍的正常最大拉力。美國1994年版的《Lock Gates and Operating Equipment》規定頂樞A、B桿的設計荷載為：設計拉力等于1.1倍的正常最

大拉應力，設計壓力等于1.1倍的正常最大壓力，該10%的增加量是考慮人字門支承切換時會對頂樞產生沖擊。上述兩種設計荷載的計算方法都屬經驗值，基本上沒有考慮非正常性的荷載的影響。如果把這些不利影響考慮進去，宜將設計拉力考慮等于1.2倍的正常最大拉力。

表4.1 1982年2月3號船閘閘室抽干后的檢測結果

檢測項目 下閘首左人字門

對支墊塊打磨前

斜接柱支墊塊垂直度

正向（門寬方向）

側向（門厚方向）

門軸柱支墊塊垂直度

正向

側向

3.0

7.5

2.0

3.5

10.0

5.0

3.0

2.0

3.0 6.0 5.0

9.0

對支墊塊打磨后

1.5

下閘首右人字門

對支墊塊打磨前

4.3

對支墊塊打磨后

2.0

4．2．頂樞的抗疲勞措施

葛洲壩船閘每天運行22次，按年運行350 d計算，必須超過13年，頂樞零部件才承受105（10萬）次荷載循環，國家標準GBT17-88“鋼結構設計規范”規定“??，當應力變化的循環次數n等于或大于105次時，應進行疲勞計算。”規范并未明確該105次應力循環應在多長時段內發生，我們暫且認為上述規范的高周疲勞計算方法不適用于頂樞另部件的疲勞計算，從頂樞的運行條件和對2號和3號船閘實測資料，頂樞A、B拉桿都具備低周高應變的條件。A、B拉桿的設計應力可以人為地控制得較低，但是，材料的缺陷、加工的缺陷和安裝、運行中的損傷或設計不當，都可能在某些部位產生應力集中，出現高應變。對低周高應變條件下的構件進行疲勞的定量分析在目前是較困難的，我們也沒有進行過專題研究，設計應從兩方面考慮：

(1)合理選擇A、B拉桿的斷面，控制應力幅；

(2)精心設計拉桿的細部結構，控制制造安裝質量、降低應力集中，提高疲勞壽命。

4．3．頂樞的斷裂控制

斷裂控制是設計頂樞A、B桿時面臨的另一個重要課題，這里所說的斷裂是指受力構件中的初始缺陷和裂紋突然擴展而使構件斷裂的現象。斷裂控制要從兩方面著手，首先是選用沖擊韌性較好的材料，其次是嚴格控制制造和安裝質量，減少缺陷和損傷。

4．4．頂樞裝置的缺點及改進意見

葛洲壩船閘人字門頂樞裝置采用楔塊對頂樞中心進行調整（見圖6），該裝

置在運行中非常平穩，沒有振動和響聲，運行一段時間后不易松動。該裝置的最大缺點是不易拆卸和維修。造成拆除困難的主要原因是頂樞互相緊密接觸的另部件都沒有采取防腐措施，經過一段時間后必然會銹死，對此，結構工程師毫無辦法。但是，機械工程師設計的減速箱里有很多嚙合的齒輪，它們都被泡在油里，既可以潤滑又能防腐，我們完全可以仿效。

圖6采用楔塊調整的頂樞裝置

5．底 樞

5．1．對底樞的基本要求

人字閘門在平水情況下開啟或關閉時，頂樞裝置和底樞裝置是人字閘門的主要支承結構，當兩扇門葉處于全關位置且抵擋上下游水位差時，支枕墊裝置是人字閘門傳遞水壓力的支承結構。設計要求這兩種支承狀態互不干擾、明確切換，要求頂樞和底樞裝置運行靈活，維護簡單方便。

5．2．底樞的構成

(1)頂蓋（包含球瓦）。用鉸孔螺栓固定在底橫梁端部。

(2)磨菇頭。上部半球體與頂蓋內的球瓦配合，下部園柱體分別與基座和墊板的園弧段配合，底面落在墊板上。

(1)墊板。用精制螺釘將墊板固定在底座上。

(2)底座埋入混凝土中。

由上述四部分組成的典型的固定式底樞裝置示于圖7。

5．3．底樞的工作原理

(1)人字閘門在開或關的整個運行過程中，通過頂蓋和球瓦，將作用在底樞裝置上的門重力和水平力傳到蘑菇頭的球面上，再通過蘑菇頭底部的圓柱面和底平面，將力傳到基座上。在人字門旋轉的全過程中，頂樞和底樞要保證該旋轉軸始終保持鉛垂，只有這樣，才能保證兩扇門葉合攏時，三對支枕墊塊中心線（門軸柱兩對，斜接柱一對）才會重合。底樞軸采用球鉸主要是為了適應隨時變化的作用力，當然，底樞采用球鉸更能適應頂樞或底樞的不均勻磨損。

圖7固定式底樞裝置

(2)當兩扇門葉合攏并處于全關位置時，蘑菇頭不承受門葉擋水時產生的拱推力，拱推力通過支枕墊塊傳到閘墻。底樞中心（也是頂樞中心）向上游方向偏離支枕墊塊中心的法線，其目的是當門葉到達全關位置時，門軸柱上的支墊塊中心線能迅速地與閘墻枕座上的枕墊塊中心線重合，兩線重合后，枕墊塊將阻止支墊塊繼續運動。然而，當門葉擋水后必然產生彈性變形，彈性變形迫使門葉越位，繼續繞頂底樞軸線轉動，使支墊塊的中心線向閘室方向產生很小的位移，于是支墊塊主動地接替蘑菇頭來傳遞水平推力，至于蘑菇頭在此過程后還承受多大的水平力，很難定量分析，也未見此專題研究文獻。

(3)墊板（又稱靴子）有兩個作用，第一個用途是當支枕墊塊之間卡入碎石雜物時靠它與底座連接的螺栓，把碎石或雜物從支枕墊塊之間擠出去。第二個用途是當大修時，將閘門頂升，并使閘門靠支承后，將墊板抽出，此時蘑茹頭，和頂蓋一起落到底座上，在拆除活動止水裝置后，即可將蘑菇頭聯同頂蓋一起拖出來維修。

5．4．底樞裝置在運行中出現的問題及處理對策

(1)連接底樞頂蓋和底梁的鉸孔螺栓被剪切變形。造成這種現象的主要原因：①頂蓋的支墊段是上部門體支墊塊的外伸，兩者的水平接縫正好在頂蓋和底梁的接縫處，當支枕墊塊在淤積的泥砂中運行時，下部淤積的泥砂顆粒肯定比上部大而硬，所以，被壓積在頂蓋支墊段和墻上枕墊塊之間的泥砂比上部的多且硬，因此當人字閘門關閉擋水時，底部主橫梁的部分拱推力必將首先通過鉸孔螺栓傳到頂蓋，通過頂蓋的支墊段再傳到閘墻上，如果上下支枕墊工作面上壓積的泥砂層厚度和硬度相差很大時，且頂蓋的剪力板不起作用時，鉸孔螺栓就會剪切變形，待克服上下支枕墊工作面上壓積物的厚度和硬度的差異后，底部橫梁的拱推力又會通過支墊塊傳向閘墻。②頂蓋以上的支墊塊后面有一20mm的環氧墊層，而頂蓋支墊段沒有環氧墊層，所以，兩種支承的剛度不同。

處理對策：①支墊塊直接向下延伸到頂蓋，支墊塊在頂蓋與底橫梁的接觸面處不設接縫，支墊塊后面跟門體部分一樣設有環氧墊層。②頂蓋和剪力板之間設置一個楔形塊，安裝時設法楔緊。③底樞防淤沖淤。④把支枕墊塊的面接觸改為不同曲率半徑的線接觸。

（2） 墊板的固定螺釘被剪變形

造成這種現象的原因也是由于下部支枕墊塊工作面上或蘑菇頭底部園柱形的工作面一側上壓積了泥砂或掉進了異物。處理對策除6.4(1)所述外，還可以增加固定螺釘的數量。

（3） 供油壓力不足，Y型密封圈的負壓較大，輸入蘑菇頭和球瓦之間的壓力油很難從密封圈排出，導致蘑菇頭和球瓦之間供油不足而嚴重磨損。處理對策：①增設回油管，經常從回油情況來檢查是否供油到位。②采用1號M0S2鋰基脂加20%機油調勻后作為底樞的潤滑油。③適當加大供油壓力。

6．支枕墊

6．1．支枕墊的平面布置

本文在介紹頂樞和底樞時已經說明了人字閘門旋轉中心與支枕墊接觸中心之間的關系（見圖1），葛洲壩船閘人字閘門采用這種世界常用的設計，運行二十年中所暴露的問題，幾乎是和國內外的人字門類同的。設計人員認為，當前使用的支枕墊裝置和頂底樞裝置之間的關系，并不是一個理想的機構設計，但是，也沒有出現更好的機構設計方案，大家的注意力都集中在如何改進它完善它。美國陸軍工程師兵團的“手冊”84年版和94年版都提出，旋轉中心偏離推力隔板中心線的距離e，對全部人字門都取7″(177mm），其目的就是為了減少支枕墊塊在開關門時的接觸時間，也是為了減少支枕墊塊之間的阻擋和約束。對此舉措我們尚未進行專題研究，所以三峽永船人字門仍和葛洲壩1、2號船閘一樣，e值采用100mm。“手冊”的7吋舉措沒有很高深的理論內涵，似乎只有簡單的幾何關系，這一舉措也許是錯，也許有它的局限性，如果針對三峽的門庫尺寸和θ=22.5°,我們也能找到相應的e值，并能減少支枕墊塊在開關門時的接觸時間和減少它們的相互阻擋和約束，這必將是人字門設計的重大改進。

6．2．支枕墊的結構形式

圖8巴拿馬運河船閘人字門支枕墊座斜接柱支枕墊座門軸柱支枕墊座

6．2．1．分段式和連續式支枕墊

兩扇人字閘門在關門狀態下擋水時，形成三鉸拱結構，門軸柱的支枕墊就是三鉸拱的支鉸，斜接柱的支枕墊就是三鉸拱的中間鉸。如果把門體按主橫梁分割成若干組三鉸拱，且各自設置支鉸和中間鉸，則從整體看，斜接柱和門軸柱都形成了分段式的支枕墊。采用分段式支枕墊就必須再布置人字門的豎向止水裝置，如果把分段式支枕墊在豎向連成一線，就形成了連續式支枕墊，此時可以不再布置豎向止水裝置。這兩種支枕墊各自適用于什么范圍，不應該主觀地去劃定，應該作深入細致的技術經濟比較后再作選擇。

6．2．2．座式和條式（或塊式）支枕墊

巴拿馬運河船閘人字門采用的支枕墊座如圖8，前蘇聯常用的人字門支枕墊座如圖9，這兩種座式支枕墊的共同特點，都是把支墊塊或枕墊塊嵌在門上或閘墻中的鑄鋼座上，安裝時鑄鋼座與門葉之間放入不同厚度的墊板進行調整，支枕墊塊和鑄鋼座之間還留有安裝間隙作精調，安裝完畢后，在該間隙里注入環氧樹脂或巴代合金等墊層材料。

葛洲壩船閘人字閘門采用的條式（或塊式）支枕墊，埋圖9前蘇聯常用的人字門支枕墊座門軸柱支枕墊斜入閘墻的枕座采用焊接件，支接柱支枕墊

枕墊塊直接裝在門葉端板或枕座上翼板上，支枕墊塊后面都留有間隙，待安裝完畢后，在間隙中注入環氧樹脂或鋅。斜接柱支枕墊座門軸柱支枕墊座

6．3．支枕墊塊材料選擇及其接觸面的設計

6．3．1．材料選擇

支枕墊塊的材料通常選用不銹鋼或選用優質碳素鋼上復合不銹鋼。采用復合材料的成本較高時，也可以在支枕墊塊的接觸面上嵌焊不銹鋼板。

6.3.2支枕墊塊接觸面的設計

在工作狀態下，支墊塊和枕墊塊相互接觸的方式是面接觸還是線接觸，對人字門的正常運行影響很大。可以肯定地說，無論是門軸柱還是斜接柱，面對面接觸的支枕墊塊是不可行的，這種支枕墊不但會引起嚴重的擠卡，而且會造成嚴重的偏心支承。大半徑的內柱面枕墊塊對小半徑的柱面支墊塊，這是理想的線接觸，兩者的半徑相差多少為最佳呢？目前尚未見到專題性的論文，表6.3.2列舉了七種情況。

表6.3.2 支枕墊塊接觸面的幾何形狀

船閘名稱或制訂規定的名稱 門軸柱支枕墊塊

支墊

枕墊葛洲壩1#、2#

萬安

前蘇聯

巴拿馬

美陸軍手冊84版

美陸軍手冊94版

三峽永船

R=800mm柱面

R=400mm柱面

R=450mm柱面

R=10.5″柱面

R=1′6″內柱

枕墊

R=800mm內柱面

R=800mm內柱面

平面

R=12″內柱面

R=1′6″內柱

斜接柱支枕墊塊支墊

支墊

平面

R=400mm柱面

R=450mm柱面

R=16′柱面

平面

枕墊

平面

平面

平面

R=16′柱面

平面

R=1′4.5″柱面 R=1′6″內柱面 R=1′4.5″柱面 R=1′6″內柱面

R=550mm柱面 R=600mm內柱面 R=550mm柱面 R=600mm內柱面

7．討 論

（1） 無論在關門擋水時，還是在開關門過程中，當人字閘門旋轉時，人字閘門都經受反復的加載和卸載，每天至少20次以上，它顯然與水工鋼閘門不一樣，尤其像葛洲壩1號和2號船閘的特大型人字閘門，我國過去從未設計過，在當時，可供參考的資料也不多，最后能完成設計、制造、安裝，并基本上安全運行二十年，這是一個巨大的成就。但是，我們不應忽略20多年前由于設計者在認識上的局限性給葛洲壩人字門設計帶來的不足和欠妥，就門葉結構而言，包括：①主橫梁的截面選擇缺乏優化，下部主橫梁的應力太高，主橫梁端部應力太高，主橫梁同一截面上的應力差太大，沒有體現拱的特點。②基本上沒有考慮低周高應變的疲勞和脆性斷裂。③對主橫梁端部和邊柱的應力分析方法缺乏科研成果的驗證，有限元計算也沒有彌補設計人員手工計算的不足。④對結構細部設計，缺乏足夠的認識。⑤門葉結構選材缺乏推敲，等??。

（2） 支枕墊裝置和頂底樞裝置是人字閘門在不同狀態時的支承裝置，目前國內外常用的方法在運行中無法達到設計理想分工，尤其是頂樞和底樞，在運行中出現事故，國內外并不少見。事故的根源往往是這兩種支承系統互相矛盾引發的。在頂底樞設計中，無法回避的問題就是它們經常承受非正常作用力，這種作用力主要有三種：第一種是當兩扇門葉剛進入全關位置前，門軸柱上的支墊塊與

閘墻上的枕墊塊之間產生卡阻，頂底樞成為撬杠的支點，這就是所謂的撬杠現象；第二種是因支枕墊塊的磨損，使支枕墊塊之間出現較大間隙，當人字門關門擋水時，頂底樞將承受水壓力；第三種是當人字門進入全關位置前堅硬的異物卡入支枕墊塊之間，或泥砂不斷壓積在支枕墊接觸面上，使上下支枕墊塊受力不勻或頂底樞承受水平力。產生上述不正常作用力的原因是多方面的，我們認為，支枕墊塊采用面對面接觸，肯定加大了非正常作用力出現的機率，把面接觸改為線接觸是完全正確的。

（3） 為了優化人字門結構的設計，急待開發人字門門體結構的設計計算程序。過去，門體結構全靠手算，完成設計后再作有限元計算，有限元計算對設計的幫助不大。

（4） 應對葛洲壩船閘人字門結構中出現的重大問題（如結構開裂、支枕墊擠卡、頂底樞拆裝、底樞防淤和沖淤等）進行專題研究，結合三峽永久船閘試運行還可以作原形觀測。