蔡許姣

(江蘇省淮沭新河管理處， 江蘇 淮安 223005)

平面鋼閘門是水工建筑物常用的部件之一[1]。閘門與門槽埋件間止水位置布設不合理可能會導致止水的失效，止水的失效則會進一步引發(fā)閘門的漏水[2]、縫隙氣穴、埋件氣蝕破損等一系列問題[3]，嚴重時甚至會引發(fā)閘門結構的震動，影響閘門構件正常安全的服役[4]。為此，國內外諸多學者對于止水方式的設計作了相關研究。周和平等[5]研究了用于檢修門強迫止水的彈壓支承；熊威等[6]針對高水頭閘門止水元件開展了非線性仿真分析；鄧翼峰等[7]、錢軍祥等[8]、時愛祥等[9]、薛小香等[10]基于實例工程的特點，針對不同的止水形式分別開展了設計及優(yōu)化研究。而針對平面閘門止水系統(tǒng)布置的研究較少，目前閘門止水的布置形式主要分為前止水式與后止水式兩種，具體布置方式一般均依據(jù)經驗而定?；谏鲜霰尘埃疚囊阅称矫驿撻l門為原型建模，分別采用前、后止水這兩種止水方式進行對比計算，以期得到兩種止水方式對閘門靜力特性的影響，為同類水閘工程止水布置及結構的設計提供參考。

1 工程概況

以某水工平面鋼閘門為研究對象，該閘門為潛孔式平面閘門，閘門尺寸4.50 m×3.60 m(寬×高)，板梁結構。面板由主橫梁、水平次梁、縱梁以及邊梁形成的梁格支承，梁格焊接在面板上。4根主橫梁是截面為工字型的組合梁，從上至下編號依次為1～4號；3根縱梁為T形截面組合梁，從左至右編號依次為1～3號；邊梁為II形截面組合梁，從左至右編號分別為1號和2號；6根小橫梁為14號工字型鋼，底梁為14號槽鋼，從上至下編號依次為1～7號。閘門各構件的外形尺寸和厚度均按設計圖紙取用。

2 模型建立

該平面鋼閘門是一種較為復雜的空間薄壁結構體系，其主要由面板、主橫梁、水平次梁、縱梁和滑輪構件組成。為準確反映閘門各構件的特性，得到精確度較高的計算結果，本次計算選用完整空間薄壁結構的仿真建模方式。上述各構件中，閘門的滑輪構件選用solid45實體單元，剩余結構均選用殼單元shell63。

2.1 計算模型及材料參數(shù)

為了便于對比計算結果，約束條件、材料參數(shù)、材料類型及長度等條件均保持一致，止水封條的位置分別設置在上、下游面，其位置前后相對應。整個模型結構離散成32 684節(jié)點，35 620個單元，閘門的結構和所受荷載均左右對稱，整體的有限元模型如圖1所示。閘門采用Q235鋼材料。計算時材料彈性模量取E=2.06×105MPa，泊松比取ν=0.3，密度取ρ=7.8×103kg/m3。

圖1 結構網格模型

2.2 計算工況及邊界約束條件

計算工況為設計工況：閘門作用水頭25.00 m(底檻高程576.4 m)。為保持模型的幾何性不變，假定模型底部面板的中間節(jié)點在閘門寬度方向位移為零，定義如下坐標系：以閘門主橫梁軸向為x方向，以鉛直向為y方向，以順水流向為z方向。

2.3 荷載計算方法

由于此次計算是為了得到不同止水方式對閘門靜力特性的影響，計算時僅考慮了閘門的自重與靜水壓力兩個荷載。結構前止水的受水壓力面為面板，后止水的受水壓力面為頂梁腹板、面板、邊梁腹板。兩種不同的止水方式受水壓力作用下的荷載面分別如圖2和圖3所示。

圖2 前止水式閘門受水壓力面

圖3 后止水式閘門受水壓力面

3 結果分析

3.1 應力分析

由于閘門模型左、右對稱，因此只取其中左半部分(從水流方向視角觀察)來取樣分析。

3.1.1面板

圖4為面板樣點、區(qū)域位置示意圖，平面鋼閘門面板直接承受水壓力。圖5～6為面板在兩種不同的止水方式時面板樣點折算應力值對比圖。

圖4 樣點、區(qū)域位置示意圖

圖5 面板1～4號樣點折算應力

圖6 面板5～8號樣點折算應力

由應力計算結果可知：(1)后止水式平面鋼閘門面板最大折算應力為90 MPa，最大應力出現(xiàn)在2號小橫梁腹板、3號縱梁腹板與面板三者的交點上。前止水式平面鋼閘門面板最大折算應力為105 MPa，比閘門采用后止水式時大了17%，最大應力出現(xiàn)在2號小橫梁、2號縱梁內腹板和面板三者的交點上；(2)樣點的應力值相差較小，最大差值為樣點7，兩者相差了3.72 MPa，其余樣點應力差值均在1.78 MPa以下。表征此兩種止水方式對于邊梁之間的面板區(qū)域的應力影響不大；(3)面板應力分布在邊梁所在區(qū)域處差別較大，即在圖5中所表示的區(qū)域1到區(qū)域4。在前止水式時，區(qū)域1到區(qū)域4是不直接承受水壓的，其中區(qū)域1與區(qū)域3存在應力較大的區(qū)域，該區(qū)域是面板與邊梁內腹板的連接處區(qū)域，且小橫梁也在此區(qū)域和邊梁內腹板相交，導致面板在這兩個區(qū)域處存在應力集中現(xiàn)象，折算應力最大值為105 MPa；而區(qū)域2中小橫梁貫穿邊梁腹板至面板兩端，在該區(qū)域中未發(fā)生應力集中現(xiàn)象。在后止水式時，面板在z方向的兩邊均存在水壓力的作用，在與前止水式面板應力集中區(qū)域相對應的地方未存在應力值很大的現(xiàn)象，從區(qū)域1到區(qū)域4，應力最大值為70 MPa；(4)兩種止水方式對面板應力分布的影響主要在邊梁所在區(qū)域，即區(qū)域1到區(qū)域4。綜上所述，采用后止水式時，面板的應力分布要優(yōu)于前止水式。

3.1.2主橫梁

圖7為1號主橫梁1～5號取樣點位置示意圖，后止水式閘門1號主橫梁直接承受水壓力，2～4號主橫梁則沒有；前止水式閘門主橫梁則未直接承受水壓力的作用。圖8為主橫梁腹板最大折算應力值對比圖，主橫梁從上至下的編號依次為1～4號。

圖7 1號主橫梁1～5號取樣點位置示意圖

圖8 1號主橫梁腹板最大折算應力值對比

由應力計算結果可知：(1)前止水方式時，1號主橫梁腹板最大折算應力值為76 MPa，后止水方式時，1號主橫梁腹板最大折算應力為188 MPa，比閘門采用前止水方式時的最大折算應力大147%；(2)從1號主橫梁樣點折算應力圖8可得，5個樣點的折算應力值均相差較大，最大差值為105.81 MPa，最小差值為31.04 MPa。在對比圖中，從樣點4到樣點5，兩種止水方式下的應力值都下降較多，原因在于樣點5靠近吊耳，而在吊耳處有加強板的存在，使得樣點5處的應力值偏?。?3)平面鋼閘門采用后止水方式時，主橫梁腹板的折算應力值遠大于采用前止水方式時的值。

3.1.3縱梁

結構的縱梁不直接承受水壓力，其從左至右的編號依次為1～3號，由于在模型中1號縱梁和3號縱梁對稱，所以只取3號縱梁作分析。圖9為所取樣點位置示意，腹板最大正應力值對比繪于圖10中。

圖9 縱梁1～8號所取樣點位置示意圖

圖10 腹板最大正應力值對比

由應力計算結果可知：(1)后止水式時，平面鋼閘門縱梁腹板最大軸向應力值為30 MPa，最大應力出現(xiàn)在1號、3號縱梁腹板與6號小橫梁貫穿的開孔處區(qū)域。前止水式時，平面鋼閘門縱梁腹板最大軸向應力值為32 MPa，比閘門采用后止水式時大了7%，最大應力出現(xiàn)在1號、3號縱梁腹板與4號主橫梁上方區(qū)域；(2)樣點1和5處的正應力值相差較大。2號縱梁腹板上，樣點1在閘門采用后止水式時比采用前止水式時的值均大了2.05 MPa，在3號縱梁腹板上，比采用前止水式時的值大了7.67 MPa。其他樣點在2號與3號縱梁腹板上差值較小，最大差值小于0.33 MPa，最小差值僅為0.09 MPa；(3)縱梁腹板靠近1號主橫梁區(qū)域的正應力在閘門采用后止水式時要大于采用前止水式的值，這可能是由于采用后止水式時，閘門1號主橫梁直接承受水壓力，并且把一部分壓力傳遞給縱梁，引起該區(qū)域的應力值大于采用前止水式的應力值；(4)兩種止水方式對縱梁腹板正應力的影響主要在靠近1號主橫梁區(qū)域，后止水方式時，該區(qū)域應力值大于采用前止水式時的值。

3.1.4邊梁

后止水式結構邊梁部分腹板直接承受水壓力作用；而前止水式結構邊梁未直接承受水壓力作用。其從左至右的編號分別為1號和2號，由于兩者為對稱分布，因此只考慮其中的2號邊梁。圖11為區(qū)域位置示意圖。

圖11 區(qū)域位置示意圖

由計算可得：(1)內腹板的應力分布差別主要在區(qū)域1、3、4三處區(qū)域。在后止水式時，區(qū)域1、3、4直接承受水壓力，導致應力值大于區(qū)域2，應力最大值為126 MPa，區(qū)域1、3這兩區(qū)域的中心處有應力比較小的區(qū)域，這是由于邊梁腹板與輪軸交接處有加強板的存在。在前止水式時，區(qū)域1、3這兩塊區(qū)域在邊梁腹板與輪軸交接處的周圍區(qū)域存在應力值較大的小區(qū)域，可能由于定輪的存在，在閘門采用前止水式時，易產生應力集中現(xiàn)象，應力最大值為132 MPa，與后止水式時的差值為4%。在區(qū)域4中，由于閘門采用后止水式時，該區(qū)域直接承受水壓力，導致應力大于前止水式。(2)外腹板的應力分布差別主要在區(qū)域6以及靠近區(qū)域6的部分小區(qū)域。這是由于在后止水式時區(qū)域6直接承受水壓力，導致應力值較大，為108MPa；而在前止水式時，該區(qū)域則不承受水壓力，也無應力集中現(xiàn)象，所以應力值的大小為13 MPa。(3)在后止水式時，邊梁腹板部分區(qū)域直接承受水壓力(即區(qū)域1、3、4、6)，導致該這幾個區(qū)域應力值較大；閘門在前止水式時，區(qū)域1和區(qū)域3存在小區(qū)域內應力集中現(xiàn)象，導致最大應力值較大。

3.1.5小橫梁

結構小橫梁縱梁部分不直接承受水壓力作用，小橫梁(包括次梁和底梁)自上向下的編號依次為1～7號。

由應力計算結果可知：(1)后止水式時，平面鋼閘門小橫梁最大正應力值為128 MPa，最大應力出現(xiàn)在2號小橫梁腹板與后翼緣連接處區(qū)域。前止水式時，平面鋼閘門小橫梁最大正應力值為126 MPa，比閘門采用后止水式時小了1%，最大應力出現(xiàn)在2號小橫梁腹板與后翼緣連接處區(qū)域；(2)兩條折線基本重合，相差最大處在4號小橫梁，差值為4.7 MPa；(3)表征平面鋼閘門止水方式采用兩種不同的止水方式時，對小橫梁的應力影響均較小。

3.2 位移分析

由計算結果可知：(1)后止水式時，平面鋼閘門主橫梁最大撓度變形量為2.63 mm，最大變形出現(xiàn)在主橫梁腹板介于3號縱梁與2號邊梁內腹板之間區(qū)域。前止水式時，平面鋼閘門主橫梁最大撓度變形量為3.15 mm，比后止水式時主橫梁最大撓度變形量大了19.8%，最大變形出現(xiàn)在主橫梁跨中區(qū)域；(2)前止水式時，1～4號主橫梁的撓度變形量逐漸增大。后止水式時，1號主橫梁的最大撓度變形量大于其他主橫梁，且大于前止水式時1號主橫梁的最大撓度變形量，兩者差值為0.51 mm，這是由于該止水方式下，1號主橫梁直接承受水壓力，導致?lián)隙茸冃瘟孔兇?。后止水式時，2～4號主橫梁的最大撓度變形量亦逐步增大，但最大撓度變形量均小于前止水式時相應主橫梁，且差值均在1.22 mm以上；(3)在后止水方式下，閘門1號主橫梁的最大撓度變形量大于前止水式時，2～4號主橫梁的撓度變形情況則相反?？傮w而言，閘門在采用后止水方式時，主橫梁的撓度變形情況優(yōu)于采用前止水式時。

4 結 論

(1)由計算可知，兩種止水方式下閘門各構件應力均滿足強度要求，但局部位置易出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，針對這些薄弱區(qū)域，建議采取補強加固措施。

(2)后止水平面鋼閘門面板和2～4號主橫梁的應力分布優(yōu)于前止水式，且最大應力值小于前止水式；兩種止水方式對于主橫梁的應力分布影響均較大；后止水方式對邊梁的主要影響在于腹板直接承受水壓力區(qū)域；邊梁和1號主橫梁的應力分布情況表明前止水式優(yōu)于后止水式；兩種止水方式的應力計算結果對小橫梁影響均可以忽略。

(3)后止水平面鋼閘門2～4號主橫梁的撓度變形小于前止水式，由于后止水式閘門1號主橫梁直接承受水壓力的作用，導致1號主橫梁撓度變形大于前止水式。經過整體綜合分析，后止水平面鋼閘門抗變形能力更強。