大型船闸人字闸门设计

2023年12月30日发(作者：士为知己)

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，高周疲劳要考虑的是大于105次荷载循环之后的疲劳，低周疲劳考虑的则是在少于105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，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，达不到迅速接触或脱离的目的。通常，在底横梁端部布置允许的前提下，旋转中心应尽量向三铰拱支铰总推力线上游侧多偏一点。

3．人字门门体结构

我国的人字门结构设计，在20世纪七十年代以前，受前苏联的影响，70年代后开始局部接触从美国收集来的有限资料，葛洲坝船闸的人字闸门结构就是在这样的情况下完成设计的。葛洲坝1号和2号船闸下闸首人字门宽19.70m，高34.10m，无论当时还是如今，都是世界上规模最大的人字门之一。通过近20年的运行，发现了一些结构设计方面的问题，参考国内外科研部门的研究和文献资料，提出我们的一些初步改进意见，供设计参考。

3．1．人字门结构的材料选择

人字闸门的门体结构采用什么钢材，在国内外工程实践中有多种考虑。在美国，除了人字门的面板和背拉杆采用低合金钢（σs=350MPa）,其余全用结构碳素钢（σs=250MPa），采用结构碳素钢的理由是门体的刚度比采用低合金钢的要大。不管门体是高是矮，图1人字闸门旋转中心平面布置

美国的人字门结构都采用这两种钢材。葛洲坝船闸的人字门结构全部采用16Mn，2号和3号船闸运行9年后都先后发现门叶下部5～6根主横梁两端的上下翼缘有裂纹，在1997年3月，2号船闸抽干检修时发现下闸首左门的主梁下翼缘有贯穿裂缝，裂缝位于第二根主梁门轴柱端，紧靠背拉杆节点板边缘，该节点板与主梁下翼缘搭接。自从发现这种裂纹和断裂后，在三峡人字门的设计中将易出现裂纹的部位，采用园滑过渡，且不布置焊缝；节点板不再与主梁下翼缘搭接，改用对接。在材质选择上，三峡船闸人字门主横梁的全部下翼缘和边柱部位的上翼缘，采用船用钢板DH32，预应力背拉杆采用船用钢板DH36，其余都采用Q345C。船用钢板具有良好的冲击韧性，此外，还具有较高的强度，良好的水下耐腐性和表面质量。

3．2．分组荷载法设计主横梁

主横梁的设计在过去习惯采用等荷载法，当闸门较高时，上部主横梁因无法根据等荷载原理随意地加大主横梁的间距，导致上部主横梁的应力较低，达不到等荷载设计时要求所有主横梁的变形基本一致的意图。所以等荷载设计中的竖向隔板将承受较大的荷载。除了等荷载法，国外也常使用分组荷载法，每2～4根主横梁采用同一种荷载，每一种荷载的大小自下而上递减，主横梁的这种设计法使上部主横梁和下部主横梁的应力基本相近。用分组荷载法设计主横梁比等荷载法更加合理。但是，由于主横梁规格较多，会给制造厂带来一些小麻烦。

3．3．主横梁高度的选择

前苏联在“船闸与船坞的闸门设计规范”中建议横梁式人字门主梁的高度取门宽的1/8～1/10。美国军事工程师兵团的设计手册中规定主梁腹板高度等于门宽的1/8～1/15，且规定梁高最小值为1200mm。主横梁的高度除了考虑门叶整体刚度外，还应考虑主梁的高度与拱的压力线有很直接的关系，如果选择偏小或偏大，主梁截面的中和轴都将远离拱的压力线，此时，再靠调整上、下翼缘的截面积，很难使中和轴靠近拱的压力线，致使主梁载面上的应力分布很不合理，根据这种想法，主梁腹板高h0=(1.3～1.4)DF+a(图 2)比较合理

如果门叶较高，则取上限。（图2）所示的弧线AB是近似的拱的压力线，它是以R为半径，对角为2θ的园弧线。

当人字门门叶较高时，为了提高门叶的整体刚度，往往将主梁高度的取值偏大，如果θ值也偏大，则主梁高度也随着要增加。主梁高度的增大将导致腹板的截面积占了主梁绝大部分截面，不但使主梁上下翼缘的截面积较小，较难利用上下翼缘调节主梁中和轴，使其靠近拱的压力线，而且要用较多的材料加固腹板，以保证腹板的局部稳定。所以，主梁高度主要应根据三铰拱的压力线来确定。

3．4．主横梁截面的设计

主横梁的截面设计是以人字门挡水状态为控制条件的，此时，左右两扇门的每一对主横梁在平面上形成一个三铰拱，主横梁正处在三铰拱压力线上。主横梁腹板等高段的截面，过去往往设计成等截图2人字闸门主横梁在水平面上的主要参数面的，为了照顾到跨中和端隔板之间各截面，跨中的下翼缘和端隔板处的上翼缘会出现最小压应力，甚至出现拉应力，而同一截面上的最大应力却接近允许应力，同一截面上的应力差别很大，没有拱结构的特点。实际上，只要相对地改变主梁上、下翼缘的截面尺寸，就可以得到两种以上的截面尺寸。通过试算，各截面的中和轴可以非常接近拱的压力线（图2）。由于拱的压力线很接近中和轴，各截面上因轴向力偏心所产生的弯矩都很小，由该弯矩所产生的最大应力，可以控制在只有轴向压应力的10～20%之间，同一截面上的应力差异缩小了，材料强度得到了充分利用。在同样材料的前提下，采用这种设计方法可以明显地降低应力幅值，从而提高了主横梁的抗疲劳能力。

3．5．主横梁端部和边柱设计

人字门挡水时，可以按主横梁的图2 人字闸门主横梁在水平面上的主要参数

数目简化成多组水平布置的三铰拱，而三铰拱的拱推力，主要是靠推力隔板通过支枕垫块传到闸墙上（见图3），也就是说，三铰拱的支铰反力并不是作用在主横梁端头的一个集中力，而是沿推力隔板作用在主横梁端部腹板上的一组分布力。在门叶两端布置上，推力隔板又是两端的挡水面板，由于推力隔板的特殊作用，故应将它的中心线布置在拱推力的作用线上，并使主横梁端部腹板的上下边缘线与推力隔板中心线的夹角尽量都呈θ角（见图5），因主横梁端部逐渐变小，通过推力隔板传递拱推力，采用经典的材料力学较难分析主横梁端部的应力分布。所以，合理的端部结构布置，将

有利于简化结构受力分析，这是很重要的一步。

对主横梁端部进行应力分析和强度验算，涉及强度验算的控制截面，设计者曾作过多种尝试。美国军事工程师兵团的设计手册规定，控制截面如图4所示，在离端板内侧的距离为Z′处，该处的计算截面包括腹板、上下翼缘以及上下各8倍推力隔板的厚度。但是，推力隔板在端隔板处突然参加传递拱推力，这对该处的主梁腹板很不利，为此，1994年版的手册增设了一项验算内容，手册规定，采用20%的推力隔板总荷载，横截面为40%的主梁腹板高度及其相应的厚度和该面积内的加劲，据此，验算推力隔板与端隔板相交处主横梁腹板的峰值应力。这种较保守的设计规定，值得参考（见图5）。

以往，设计者把端板与端隔板之间的竖向结构视作弹性地基梁。在门叶挡水时，每一组主梁形成的三铰拱的支铰拱推力作为弹性地基梁上的集中荷载，按弹性地基梁的模式来分析门叶结构的边柱。由于梁的跨高比很小（梁的跨度和梁的截面高度之比），简单弯曲理论所图3主梁腹板端头与推力隔板的关系图

依据的应力为线性分布的假定不再适用，所以，不应采用这种方法。当门叶在底枢和顶枢支承下自由悬挂时，门叶在底枢和顶枢之间的竖向结构应该视作一根柱子，我们称它为门轴柱（见图5），门轴柱承担着门叶自重和加在门叶上的其它重量，门轴柱的截面积假设为图5所示。由于顶底枢中心与门轴柱的中心不重合，所以门轴柱除了承受轴向力产生的轴向应力外，还承受因轴向力偏心产生的弯曲应力。如果要验算推力隔板处的最大联合应力，则还应再加上推力隔板作为挡水面板所产生的应力。

综上所述，推力隔板在人字门的边柱中起了非常重要的作用，主要有四点：

(1) 把门叶挡水时产生的三铰拱推力转变成线荷载，直接通过支枕垫块传向闸墙，——承受支承应力。

(2) 它和部分端隔板一起，形成边柱的挡水面板，——承受面板弯曲应力。

(3) 推力隔板的一

部分，是门轴柱的腹板——承受柱的应力。

(4) 主横梁的支铰反力不是一个集中力，它是沿推力隔板传向主横梁端部腹板的一组分布力——承受剪应力。

根据推力隔板的上述作用，设计者可以应用材料力学的基本原理验算下列部位的组合应力：

(1) 在推力隔板与端板的联接处，验算支承应力加上面板弯曲应力的组合应力；其允许应力取弹性极限或0.7σy两者中的较小值。

(2) 在门轴柱的C点（见图5）验算柱应力加面板弯曲应力。

(3) 在与主梁腹板的联接处验算剪应力。

3．6．人字闸门的抗扭设计

人字闸门在顶枢和底枢支承条件下绕枢轴旋转，开关人字闸门，由于受水的阻力和水面以上风的阻力，门叶承受扭矩的作用，即使门叶处于不挡水的静止状态，由于通常只在上游面布置面板，门叶的重心偏离截面的剪切中心，它还承受自重产生的扭矩作用。运行证明，人字闸门的上述挠曲已不可忽视，若不采取有效措施加以控制，它将影响正常运行，甚至无法使两扇门叶正确对中。自从1942年美国的军事工程师兵团的卡尔.李.夏姆提出采用预应力背拉杆加强人字闸门的抗扭分析方法后，有关如何控制人字闸门的挠曲问题得到基本解决。二十世纪七十年代末，葛洲坝船闸人字闸门使用了预应力背拉杆。但是预应力背拉杆的预应力会在运行中慢慢松弛，运行部门必须经常观察及时调整。二十世纪八十年代初，美国开始研究用扭矩管来提高人字闸门的抗扭刚度，武汉水利电力大学和河海大学也曾采用有限元法对此进行过研究。所谓扭矩管实际上是局部采用双面板，使门叶结构内形成多个矩形的封闭结构，例如上下游面板加上两个相邻主横梁的腹板，或者是上下游面板加上两相邻竖向隔板形成的封闭结构。无论是采用预应力背拉杆还是全面或局部采用双面板，都是使原来下游面开敞的结构，局部形成封闭结构，从而提高了门叶的抗扭刚度。由于人字闸门开关过程中主要是靠顶枢和底枢支承，另一个支承点是门叶与启闭机相联的拉门点，所以，为了提高抗扭刚度的扭矩管应尽图4主横梁端部的荷载分布

量靠近顶底枢和拉门点，把门轴柱作成封闭型的扭矩管，应能比较直接地把门叶承受的扭矩传递给顶底枢，但是，由于门轴柱往往形状狭窄，施焊困难，所以，可以把端隔板和最靠近它的竖隔板之间布置下游面板。

从有限元分析可见，扭矩管可以明显提高人字门的抗扭刚度。

3．7．控制疲劳和断裂

3．7．1．对控制疲劳破坏的要求

(1) 疲劳是指结构在反复增减的荷载作用下，结构上的裂纹形成和扩展的过程。葛洲坝船闸人字门至少要运行13年以上，它的应力循环次数才会超过105次，显然，对人字门结构的疲劳计算，不能采用普通工民建的高周疲劳计算规范。从葛洲坝人字闸门运行20年来所暴露的问题来看，人字闸门的疲劳应属于低周一高应变疲劳的范畴。根据人字闸门的应力分析，门体绝大部位都处于受压状态，在应力循环中不出现拉应力，国家标准GBJ17-88明确规定这种部位可以不计算疲劳，因为在没有拉应力的构件中，它的任何裂纹都不可能扩展。然而，在焊接结构内部存在很高的残余应力，它的最大值可以达到屈服极限，焊接残余应力有拉应力也有压应力，在结构内部保持平衡，结构承受外部荷载虽然只出现压应力循环，如果正好和焊接残余应力中的拉应力叠加，结果是使应力水平很高的该拉应力出现应力循环。

(2) 降低应力变幅，这在人字门的面板、次梁和主横梁等构件的截面选择中必须考虑的。这里所说的降低应力变幅实际上是降低应力水平，降低应力水平的措施主要有：①采用分组荷载法计算主横梁的截面；②合理选择主梁高度；③主横梁选用变截面，使截面形心尽量接近拱的压力线。

(3) 作好细部构造设计，采用抗疲劳性能强的细部结构，例如在容易出现应力突变的部位采取圆弧平滑过渡，对厚板集中结构复杂的边柱进行焊后退火。

3．7．2．对控制脆性断裂的要求

(1) 脆性断裂是由于那些可能引起另部件失事的裂纹突然扩展的结果，断裂的特性主要受额定应力水平、材料韧性和初始已有裂纹的几何特性等因素所支配，这三个方面都应全面考虑。

(2）关于降低应力水平，本文在控制疲劳一节中已提到。

(3）合理选用具有良好冲击韧性的材料，限定CVN（V形切口夏贝试验）的下限值。当然，材料的韧性还受加载率、屈服强度、服役温度、构件厚度和细部形式等因素的影响，所以设计者必须全面考虑。

(4） 初始裂纹的几何特性靠严格控制加工制造和检测的技术要求来达到。

图5主横梁端部布置图

4．顶 枢

4．1．顶枢受力分析

顶枢是人字闸门的重要部件之一，它要保证人字闸门在开关过程中与底枢一起共同支承住门体，并能灵活旋转；当两扇门叶同时处于全关位置时，两扇门叶在平面上形成三铰拱，承受上下游水位差形成的压力，此时的顶枢和底枢并不是三铰拱的支承点，三铰拱的支承点是支枕垫块，也就是说，人字闸门在关门挡水时，顶、底枢退出工作，不承受水压力，这是设计者的理想状态。实践证明，这种顶、底枢支承和支枕垫块支承的明确切换是很难办到的，尤其是门叶在进入全关状态的瞬间和离开全关位置的瞬间，由于设计、制造、安装、运行环境和运行磨损等方面的不利因素相叠加，支枕垫块提前接触，支垫块运动受阻，此时顶枢将承受非正常性的作用力和冲击力，在顶枢另部件的设计计算中，除了考虑1.1的冲击系数外，没有考虑这种非正常性的主要由于支枕垫块的挤卡产生的作用力。当闸门挡水后产生弹性变形，斜接缝支枕垫块可以自由向下游移动，而门轴柱的支枕垫块此时无法转动和位移，门叶只可能绕顶底枢轴旋转，于是，顶底枢犹如撬扛的支点，承受着另一种非正常性的作用力，这是一种由弹性越位所产生的现象，如果操作出现事故，单扇门叶出现事故越位，顶底枢同样将承受非正常性的作用力。顶枢在门叶正常旋转运行过程中所承受的作用力很明确，对葛洲坝2号和3号船闸也曾作过实测，实测值与计算值很接近。由于产生非正常性作用力的因素差异较大，很难预测，实测3号船闸下闸首顶枢A杆因支枕垫块的挤卡，顶枢承受的非正常作用力约为正常作用力的2.08~2.75倍。根据运行经验，支枕垫块的接触面上涂刷油脂后，挤卡的响声和振动明显减弱，对3号下闸门进行实测，涂油后，A杆动应力曲线的陡升突降现象消失，基本成为平缓升高的曲线，除了涂油，还可以采取以下措施：①增加门叶边柱的正向和侧向刚度，确保对背拉杆施加预应力或闸门运行一段时间后边柱没有大的变形，但也有人持相反的观点，他们认为，正因为边柱的刚度不大，才有可能克服挤卡阻力，使支垫块回到设计的工作位置。1982年2月，3号船闸闸室抽干后对下闸首人字门进行检测（见表4.1）检测发现，门轴柱支垫块正向垂直度达到10.0mm，侧向垂直度达到7.5mm，远远超过安装规程的标准，我们暂且假定安装符合标准，而且，支垫块的安装是在门叶背拉杆调试以后进行的，支垫块垂直度存在这么大的偏差，完全是因为背拉杆预应力有损失或边柱刚度太差，如果把边柱的刚度提高，就可以减小边柱的变形，减轻或消除由此带来对顶枢的危害。②安装调试支枕垫块时要选择温差小的天气。③设计支枕垫块工作面时不采用面对面的接触，采用不同半径园柱面之间的线接触。④把门叶旋转中心偏离总支座反力线的距离尽量加大。⑤安装支枕垫块时，在两者的接触面之间，故意留出0.1~0.2mm的间隙。以上是对顶枢承受非正常性荷载的基本分析，以及如何减轻或消除它的措施，这些措施不可能一劳永逸，还可能产生不利的应力重分配（如接触面留间隙），有待进一步的摸索和研究。

葛洲坝人字门顶枢另部件的设计荷载是参考美国新威尔逊和尼克杰克的方法，A拉杆的设计拉力等于正常最大拉力加50%的正常最大压力，B拉杆的设计拉力等于1.10倍的正常最大拉力。美国1994年版的《Lock Gates and Operating Equipment》规定顶枢A、B杆的设计荷载为：设计拉力等于1.1倍的正常最

大拉应力，设计压力等于1.1倍的正常最大压力，该10%的增加量是考虑人字门支承切换时会对顶枢产生冲击。上述两种设计荷载的计算方法都属经验值，基本上没有考虑非正常性的荷载的影响。如果把这些不利影响考虑进去，宜将设计拉力考虑等于1.2倍的正常最大拉力。

表4.1 1982年2月3号船闸闸室抽干后的检测结果

检测项目 下闸首左人字门

对支垫块打磨前

斜接柱支垫块垂直度

正向（门宽方向）

侧向（门厚方向）

门轴柱支垫块垂直度

正向

侧向

3.0

7.5

2.0

3.5

10.0

5.0

3.0

2.0

3.0 6.0 5.0

9.0

对支垫块打磨后

1.5

下闸首右人字门

对支垫块打磨前

4.3

对支垫块打磨后

2.0

4．2．顶枢的抗疲劳措施

葛洲坝船闸每天运行22次，按年运行350 d计算，必须超过13年，顶枢零部件才承受105（10万）次荷载循环，国家标准GBT17-88“钢结构设计规范”规定“„„，当应力变化的循环次数n等于或大于105次时，应进行疲劳计算。”规范并未明确该105次应力循环应在多长时段内发生，我们暂且认为上述规范的高周疲劳计算方法不适用于顶枢另部件的疲劳计算，从顶枢的运行条件和对2号和3号船闸实测资料，顶枢A、B拉杆都具备低周高应变的条件。A、B拉杆的设计应力可以人为地控制得较低，但是，材料的缺陷、加工的缺陷和安装、运行中的损伤或设计不当，都可能在某些部位产生应力集中，出现高应变。对低周高应变条件下的构件进行疲劳的定量分析在目前是较困难的，我们也没有进行过专题研究，设计应从两方面考虑：

(1)合理选择A、B拉杆的断面，控制应力幅；

(2)精心设计拉杆的细部结构，控制制造安装质量、降低应力集中，提高疲劳寿命。

4．3．顶枢的断裂控制

断裂控制是设计顶枢A、B杆时面临的另一个重要课题，这里所说的断裂是指受力构件中的初始缺陷和裂纹突然扩展而使构件断裂的现象。断裂控制要从两方面着手，首先是选用冲击韧性较好的材料，其次是严格控制制造和安装质量，减少缺陷和损伤。

4．4．顶枢装置的缺点及改进意见

葛洲坝船闸人字门顶枢装置采用楔块对顶枢中心进行调整（见图6），该装

置在运行中非常平稳，没有振动和响声，运行一段时间后不易松动。该装置的最大缺点是不易拆卸和维修。造成拆除困难的主要原因是顶枢互相紧密接触的另部件都没有采取防腐措施，经过一段时间后必然会锈死，对此，结构工程师毫无办法。但是，机械工程师设计的减速箱里有很多啮合的齿轮，它们都被泡在油里，既可以润滑又能防腐，我们完全可以仿效。

图6采用楔块调整的顶枢装置

5．底 枢

5．1．对底枢的基本要求

人字闸门在平水情况下开启或关闭时，顶枢装置和底枢装置是人字闸门的主要支承结构，当两扇门叶处于全关位置且抵挡上下游水位差时，支枕垫装置是人字闸门传递水压力的支承结构。设计要求这两种支承状态互不干扰、明确切换，要求顶枢和底枢装置运行灵活，维护简单方便。

5．2．底枢的构成

(1)顶盖（包含球瓦）。用铰孔螺栓固定在底横梁端部。

(2)磨菇头。上部半球体与顶盖内的球瓦配合，下部园柱体分别与基座和垫板的园弧段配合，底面落在垫板上。

(1)垫板。用精制螺钉将垫板固定在底座上。

(2)底座埋入混凝土中。

由上述四部分组成的典型的固定式底枢装置示于图7。

5．3．底枢的工作原理

(1)人字闸门在开或关的整个运行过程中，通过顶盖和球瓦，将作用在底枢装置上的门重力和水平力传到蘑菇头的球面上，再通过蘑菇头底部的圆柱面和底平面，将力传到基座上。在人字门旋转的全过程中，顶枢和底枢要保证该旋转轴始终保持铅垂，只有这样，才能保证两扇门叶合拢时，三对支枕垫块中心线（门轴柱两对，斜接柱一对）才会重合。底枢轴采用球铰主要是为了适应随时变化的作用力，当然，底枢采用球铰更能适应顶枢或底枢的不均匀磨损。

图7固定式底枢装置

(2)当两扇门叶合拢并处于全关位置时，蘑菇头不承受门叶挡水时产生的拱推力，拱推力通过支枕垫块传到闸墙。底枢中心（也是顶枢中心）向上游方向偏离支枕垫块中心的法线，其目的是当门叶到达全关位置时，门轴柱上的支垫块中心线能迅速地与闸墙枕座上的枕垫块中心线重合，两线重合后，枕垫块将阻止支垫块继续运动。然而，当门叶挡水后必然产生弹性变形，弹性变形迫使门叶越位，继续绕顶底枢轴线转动，使支垫块的中心线向闸室方向产生很小的位移，于是支垫块主动地接替蘑菇头来传递水平推力，至于蘑菇头在此过程后还承受多大的水平力，很难定量分析，也未见此专题研究文献。

(3)垫板（又称靴子）有两个作用，第一个用途是当支枕垫块之间卡入碎石杂物时靠它与底座连接的螺栓，把碎石或杂物从支枕垫块之间挤出去。第二个用途是当大修时，将闸门顶升，并使闸门靠支承后，将垫板抽出，此时蘑茹头，和顶盖一起落到底座上，在拆除活动止水装置后，即可将蘑菇头联同顶盖一起拖出来维修。

5．4．底枢装置在运行中出现的问题及处理对策

(1)连接底枢顶盖和底梁的铰孔螺栓被剪切变形。造成这种现象的主要原因：①顶盖的支垫段是上部门体支垫块的外伸，两者的水平接缝正好在顶盖和底梁的接缝处，当支枕垫块在淤积的泥砂中运行时，下部淤积的泥砂颗粒肯定比上部大而硬，所以，被压积在顶盖支垫段和墙上枕垫块之间的泥砂比上部的多且硬，因此当人字闸门关闭挡水时，底部主横梁的部分拱推力必将首先通过铰孔螺栓传到顶盖，通过顶盖的支垫段再传到闸墙上，如果上下支枕垫工作面上压积的泥砂层厚度和硬度相差很大时，且顶盖的剪力板不起作用时，铰孔螺栓就会剪切变形，待克服上下支枕垫工作面上压积物的厚度和硬度的差异后，底部横梁的拱推力又会通过支垫块传向闸墙。②顶盖以上的支垫块后面有一20mm的环氧垫层，而顶盖支垫段没有环氧垫层，所以，两种支承的刚度不同。

处理对策：①支垫块直接向下延伸到顶盖，支垫块在顶盖与底横梁的接触面处不设接缝，支垫块后面跟门体部分一样设有环氧垫层。②顶盖和剪力板之间设置一个楔形块，安装时设法楔紧。③底枢防淤冲淤。④把支枕垫块的面接触改为不同曲率半径的线接触。

（2） 垫板的固定螺钉被剪变形

造成这种现象的原因也是由于下部支枕垫块工作面上或蘑菇头底部园柱形的工作面一侧上压积了泥砂或掉进了异物。处理对策除6.4(1)所述外，还可以增加固定螺钉的数量。

（3） 供油压力不足，Y型密封圈的负压较大，输入蘑菇头和球瓦之间的压力油很难从密封圈排出，导致蘑菇头和球瓦之间供油不足而严重磨损。处理对策：①增设回油管，经常从回油情况来检查是否供油到位。②采用1号M0S2锂基脂加20%机油调匀后作为底枢的润滑油。③适当加大供油压力。

6．支枕垫

6．1．支枕垫的平面布置

本文在介绍顶枢和底枢时已经说明了人字闸门旋转中心与支枕垫接触中心之间的关系（见图1），葛洲坝船闸人字闸门采用这种世界常用的设计，运行二十年中所暴露的问题，几乎是和国内外的人字门类同的。设计人员认为，当前使用的支枕垫装置和顶底枢装置之间的关系，并不是一个理想的机构设计，但是，也没有出现更好的机构设计方案，大家的注意力都集中在如何改进它完善它。美国陆军工程师兵团的“手册”84年版和94年版都提出，旋转中心偏离推力隔板中心线的距离e，对全部人字门都取7″(177mm），其目的就是为了减少支枕垫块在开关门时的接触时间，也是为了减少支枕垫块之间的阻挡和约束。对此举措我们尚未进行专题研究，所以三峡永船人字门仍和葛洲坝1、2号船闸一样，e值采用100mm。“手册”的7吋举措没有很高深的理论内涵，似乎只有简单的几何关系，这一举措也许是错，也许有它的局限性，如果针对三峡的门库尺寸和θ=22.5°,我们也能找到相应的e值，并能减少支枕垫块在开关门时的接触时间和减少它们的相互阻挡和约束，这必将是人字门设计的重大改进。

6．2．支枕垫的结构形式

图8巴拿马运河船闸人字门支枕垫座斜接柱支枕垫座门轴柱支枕垫座

6．2．1．分段式和连续式支枕垫

两扇人字闸门在关门状态下挡水时，形成三铰拱结构，门轴柱的支枕垫就是三铰拱的支铰，斜接柱的支枕垫就是三铰拱的中间铰。如果把门体按主横梁分割成若干组三铰拱，且各自设置支铰和中间铰，则从整体看，斜接柱和门轴柱都形成了分段式的支枕垫。采用分段式支枕垫就必须再布置人字门的竖向止水装置，如果把分段式支枕垫在竖向连成一线，就形成了连续式支枕垫，此时可以不再布置竖向止水装置。这两种支枕垫各自适用于什么范围，不应该主观地去划定，应该作深入细致的技术经济比较后再作选择。

6．2．2．座式和条式（或块式）支枕垫

巴拿马运河船闸人字门采用的支枕垫座如图8，前苏联常用的人字门支枕垫座如图9，这两种座式支枕垫的共同特点，都是把支垫块或枕垫块嵌在门上或闸墙中的铸钢座上，安装时铸钢座与门叶之间放入不同厚度的垫板进行调整，支枕垫块和铸钢座之间还留有安装间隙作精调，安装完毕后，在该间隙里注入环氧树脂或巴代合金等垫层材料。

葛洲坝船闸人字闸门采用的条式（或块式）支枕垫，埋图9前苏联常用的人字门支枕垫座门轴柱支枕垫斜入闸墙的枕座采用焊接件，支接柱支枕垫

枕垫块直接装在门叶端板或枕座上翼板上，支枕垫块后面都留有间隙，待安装完毕后，在间隙中注入环氧树脂或锌。斜接柱支枕垫座门轴柱支枕垫座

6．3．支枕垫块材料选择及其接触面的设计

6．3．1．材料选择

支枕垫块的材料通常选用不锈钢或选用优质碳素钢上复合不锈钢。采用复合材料的成本较高时，也可以在支枕垫块的接触面上嵌焊不锈钢板。

6.3.2支枕垫块接触面的设计

在工作状态下，支垫块和枕垫块相互接触的方式是面接触还是线接触，对人字门的正常运行影响很大。可以肯定地说，无论是门轴柱还是斜接柱，面对面接触的支枕垫块是不可行的，这种支枕垫不但会引起严重的挤卡，而且会造成严重的偏心支承。大半径的内柱面枕垫块对小半径的柱面支垫块，这是理想的线接触，两者的半径相差多少为最佳呢？目前尚未见到专题性的论文，表6.3.2列举了七种情况。

表6.3.2 支枕垫块接触面的几何形状

船闸名称或制订规定的名称 门轴柱支枕垫块

支垫

枕垫葛洲坝1#、2#

万安

前苏联

巴拿马

美陆军手册84版

美陆军手册94版

三峡永船

R=800mm柱面

R=400mm柱面

R=450mm柱面

R=10.5″柱面

R=1′6″内柱

枕垫

R=800mm内柱面

R=800mm内柱面

平面

R=12″内柱面

R=1′6″内柱

斜接柱支枕垫块支垫

支垫

平面

R=400mm柱面

R=450mm柱面

R=16′柱面

平面

枕垫

平面

平面

平面

R=16′柱面

平面

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

R=550mm柱面 R=600mm内柱面 R=550mm柱面 R=600mm内柱面

7．讨 论

（1） 无论在关门挡水时，还是在开关门过程中，当人字闸门旋转时，人字闸门都经受反复的加载和卸载，每天至少20次以上，它显然与水工钢闸门不一样，尤其像葛洲坝1号和2号船闸的特大型人字闸门，我国过去从未设计过，在当时，可供参考的资料也不多，最后能完成设计、制造、安装，并基本上安全运行二十年，这是一个巨大的成就。但是，我们不应忽略20多年前由于设计者在认识上的局限性给葛洲坝人字门设计带来的不足和欠妥，就门叶结构而言，包括：①主横梁的截面选择缺乏优化，下部主横梁的应力太高，主横梁端部应力太高，主横梁同一截面上的应力差太大，没有体现拱的特点。②基本上没有考虑低周高应变的疲劳和脆性断裂。③对主横梁端部和边柱的应力分析方法缺乏科研成果的验证，有限元计算也没有弥补设计人员手工计算的不足。④对结构细部设计，缺乏足够的认识。⑤门叶结构选材缺乏推敲，等„„。

（2） 支枕垫装置和顶底枢装置是人字闸门在不同状态时的支承装置，目前国内外常用的方法在运行中无法达到设计理想分工，尤其是顶枢和底枢，在运行中出现事故，国内外并不少见。事故的根源往往是这两种支承系统互相矛盾引发的。在顶底枢设计中，无法回避的问题就是它们经常承受非正常作用力，这种作用力主要有三种：第一种是当两扇门叶刚进入全关位置前，门轴柱上的支垫块与

闸墙上的枕垫块之间产生卡阻，顶底枢成为撬杠的支点，这就是所谓的撬杠现象；第二种是因支枕垫块的磨损，使支枕垫块之间出现较大间隙，当人字门关门挡水时，顶底枢将承受水压力；第三种是当人字门进入全关位置前坚硬的异物卡入支枕垫块之间，或泥砂不断压积在支枕垫接触面上，使上下支枕垫块受力不匀或顶底枢承受水平力。产生上述不正常作用力的原因是多方面的，我们认为，支枕垫块采用面对面接触，肯定加大了非正常作用力出现的机率，把面接触改为线接触是完全正确的。

（3） 为了优化人字门结构的设计，急待开发人字门门体结构的设计计算程序。过去，门体结构全靠手算，完成设计后再作有限元计算，有限元计算对设计的帮助不大。

（4） 应对葛洲坝船闸人字门结构中出现的重大问题（如结构开裂、支枕垫挤卡、顶底枢拆装、底枢防淤和冲淤等）进行专题研究，结合三峡永久船闸试运行还可以作原形观测。