鄒斌斌,湯偉畢,劉江浩,黃曉歡
(長(zhǎng)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(shí)受升船機(jī)上下游水位變動(dòng)干擾、風(fēng)速變化、操作失誤等因素影響,時(shí)常擦碰或直接碰撞臥倒小門止水座板。鑒于此前未對(duì)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(jì)算與應(yīng)變分析。
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(gè)點(diǎn)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?yàn)榭v向,平行于bd面,在出現(xiàn)水流波動(dòng)時(shí)或者誤操作時(shí),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(yàn)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(duì)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(gè)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)
在《鐵路橋涵設(shè)計(jì)基本規(guī)范》[1]中,將船舶對(duì)墩臺(tái)的撞擊力列入特殊荷載的計(jì)算,采用靜力法且基于能量理論推導(dǎo),可用如下公式計(jì)算:
(1)
式中:v為船舶撞擊墩臺(tái)的速度(ms);W為船舶的重力(MN);C1、C2為船舶、墩臺(tái)圬工的彈性變形系數(shù)(mMN)[2];γ為動(dòng)能折減系數(shù)[3];α為撞擊點(diǎn)受力方向與撞擊面之間的夾角。
止水座板受力方式同墩臺(tái)受力方式一致,故根據(jù)式(1)進(jìn)行船舶撞擊力計(jì)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。
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(shí),依據(jù)實(shí)際情況對(duì)力學(xué)建模進(jìn)行了簡(jiǎn)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(diǎn)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(shí),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(diǎn)為兩筋板中間部位的等效應(yīng)力和位移云圖
撞擊點(diǎn)為筋板處的等效應(yīng)力和位移云圖見圖3。
圖3 撞擊點(diǎn)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(shí),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(duì)比撞擊點(diǎn)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(shí)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(jì)成縱橫骨材組成的格柵結(jié)構(gòu),對(duì)碰撞有較好的保護(hù)效果[5]。
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(duì)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)
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(shí)采用厚20 mm相同材質(zhì)封板對(duì)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)
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(shí)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(shí),易因?yàn)榫植繙囟冗^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)。
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(shí),依據(jù)實(shí)際情況對(duì)力學(xué)建模進(jìn)行同上的簡(jiǎn)化處理,然后將其導(dǎo)入ANSYS Workbench分析系統(tǒng)中得出撞擊點(diǎn)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(shí),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(duì)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(xiàng)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。
1)整板封閉的方案在加密水平筋板數(shù)的同時(shí)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(jì)算與模擬驗(yàn)證了這一結(jié)構(gòu)的可靠性。
2)在進(jìn)行理論分析計(jì)算中,由于進(jìn)廂船舶受水波、風(fēng)速等因素影響,其動(dòng)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(jì)算結(jié)果較實(shí)際情況有所偏差,須后期進(jìn)一步優(yōu)化。