承船厢结构应力及变形空间有限元分析研究
徐远杰1，黄素新2
1.武汉水利电力大学，湖北 武汉 430072 2.广西电力工业勘察设计研究院，广西 南宁 530023
1 概况
岩滩水电站垂直升船机采用船厢入水运行方式，升船机承船厢的正常升降运行过程包括：
(1)主提升机通过钢丝绳带动船厢升降。
(2)船厢上升至预定位置后，安装在船厢上的夹紧装置夹紧、顶紧装置顶紧。
(3)上闸首工作闸门上的U型对接密封装置与承船厢对接密封，并对间隙充水。
(4)开启设在工作闸门上和承船厢上游端的卧倒门，承船厢内水体与上游水域连通。
(5)船舶驶进或驶出船厢。
(6)关闭工作闸门和船厢上游端的卧倒闸门。
(7)泄掉间隙水体。
(8)对接U型密封装置脱离。
(9)夹紧装置、顶紧装置松开。
(10)承船厢下降至船厢池内，与下游水位平齐。
(11)平压后，开启承船厢下游卧倒闸门。
(12)船厢内水体与下游水域连通。
(13)船舶驶进或驶出船厢。
(14)关闭承船厢下游端卧倒闸门。
重复上述(1)～(14)步骤实现上、下游通航。
2 承船厢结构的主要特点
承船厢是升船机的容船设备，有效水域尺寸按1×250 t级船只的尺度确定，有效长度40 m，有效宽度10.8 m，设计水深(1.8±0.1)m。综合考虑承船厢的交通，设计安装、维护和本身强度刚度要求等因素后，承船厢的外形尺寸确定为长×宽×高=48.5 m×16.3 m×4.4 m。设计载水承船厢的总重量为1 430 t,其中载水量965 t，结构自重332.19 t，设备总重132.81 t。承船厢结构的主要特点可概括为：长凹槽形组合薄壁钢结构；主体结构采用2根主纵梁和21根主横梁形成梁格体系，船厢主纵梁为高腹板工字形截面、两侧沿主纵梁各设置24根钢丝绳，通过液压平衡油缸铰接于主梁翼板的吊耳上，另设置有8根钢丝绳通过吊杆铰接于主纵梁翼板的吊耳上；沿船厢全长布置21根工字形断面的主横梁，其两端分别与主纵梁焊接；由主纵梁内侧及主横梁上铺设U形钢板形成凹槽，并与船厢两端的卧倒门组成容水箱体。为了增加U形铺板的局部强度，在铺板的底部和两侧，沿主纵梁长度方向共布置15根角钢小梁，小梁与铺板焊接，以主横梁为支座形成多跨连续梁。在主纵梁上翼板铺设宽为2.75 m的钢板，与主纵梁上翼板焊接构成工作平台，当船厢两端的卧倒门关闭时，工作平台与卧倒门顶梁腹板组成环形通道。同时，在铺板底部，沿主纵梁方向布置4根角钢小梁，加强平台铺板的局部刚度。为了满足船厢出入水时补气与排气，在离船厢底部3.8 m处的两主纵梁腹板上各设有若干Φ300 mm的通气孔。
综上所述，承船厢结构复杂，为了解承船厢结构变形趋势与应力分析，武汉水利电力大学与广西电力工业勘察设计研究院密切配合，完成了对承船厢结构整体的空间有限元应力与变形分析，以便对结构的强度、刚度作出评估。
3 主要研究内容和计算条件
3.1 主要研究内容
岩滩水电站垂直升船机的承船厢结构在不同的工作状态下其受力状态不同。采用有限元分析可以模拟和得到承船厢结构在不同工作状态的应力和变形规律及分布趋势。分析过程包括建立符合实际结构受力状态和特点的有限元计算模型，完成承船厢进行空间整体结构应力和变形分析，准确取得承船厢整体结构在各种运行状态下的变形状态和应力分布情况，对船厢结构的安全度提出结论性意见，对结构设计的合理性提出修改性意见；并在整体计算模型的基础上，对结构进行优化，然后对承船厢优化结构进行应力、变形和稳定计算。
3.2 有限元离散模型
承船厢结构的主纵梁、主横梁、铺板、门框等薄壁结构均按空间板单元离散，另外，在夹紧、顶紧吊耳部位，也按空间板单元离散，加肋小梁按偏心梁处理。有限元离散模型中的单元部分考虑了结构的对称性，实际计算中，重要结构部位的单元类型和单元数见表1。
表1 有限元离散模型的单元类型和单元数汇总表
组 号
结 构 部 位
单元类型
单元数
1
隔板、大小肋板
板
287×2×2
2
力矩绳
边界单元
12×2×2
3
U型铺板人行面板
板
371×2×2
4
主纵梁上翼缘和腹板
板
238×2×2
5
主横梁腹板、卧倒门框
板
498×2×2
6
小纵梁
梁
387×2×2
7
主横梁的下翼缘
杆
40×2×2
8
人行走面板边拉杆
杆
6×2×2
对称工况下，相应部位的单元数可以减半。整体计算模型的单元总数为6 208；节点总数4 400；总有效自由度数约为26 000，其计算规模相当可观；采用美国ALGOR公司的Super SAP通用结构分析软件完成全部计算工作。
3.3 荷载条件
作用在承船厢结构上的荷载比较复杂，为了便于采用有限单元法模拟承船厢在正常运行和非正常运行工况下受力情况，简化后其主要荷载条件如下：
(1)承船厢结构自重、设备重；
(2)正常水深和非正常水深时载水体重；
(3)纵、横向导轮压力和摩阻力；
(4)静力平衡绳拉力和力矩平衡绳拉力；
(5)对接过程中产生的水压力，顶紧力及其反力、夹紧力及其摩阻力；
(6)卧倒门关闭时的启闭力、门重及水压力；
(7)沉船荷载和冲击力；
(8)检修状态下的锁锭座斜撑反力。
3.4 计算工况组合
根据设计要求，对两种设计方案分别完成初步设计方案工况组合20种(见表2)和局部修改设计方案工况组合11种(见表3)。
表2 初步设计方案工况组合名称表
工况
组 合 名 称
说 明
1
承船厢正常升降运行
取1/4计算
2
承船厢对接过程(一)：顶紧阶段
1/2计算
3
承船厢对接过程(二)：夹紧阶段
1/2计算
4
承船厢对接过程(三)：充水阶段
1/2计算
5
非正常工况(一)：对接完毕后承船厢卧倒门受行船冲撞力
1/2计算
6
非正常工况(二)：正常升降时有一根力矩绳断(1)
7
非正常工况(三)：正常升降时有一根力矩绳断(2)
8
非正常工况(四)：正常升降时有一根力矩绳断(3)
9
非正常工况(五)：正常升降时有一根力矩绳断(4)
10
非正常工况(六)：正常升降时有一根平衡绳断
11
非正常工况(七)：船舶在承船厢中沉没事故
12
非正常工况(八)：对接完毕后船厢水满
13
检修工况(一)：1个支点悬空
3个支点约束
14
检修工况(二)：1个支点沉陷20 mm
3个支点约束
15
检修工况(三)：支角2个支点悬空
2个支点约束
16
检修工况(四)：对角2个支点沉陷20 mm
2个支点约束
17
非正常工况(九)：1/4部分对边力矩绳断裂失效
18
优化方案(一)：修改卧门框刚度
19
优化方案(二)：减薄15号主横梁的厚度至10 mm
20
卧倒门结构及反力计算(计算超静定反力)
表3 优化设计方案工况组合名称表
工况
组 合 名 称
说 明
1(修)
承船厢正常升降运行
取1/4计算
17(1)
对角1/4荷载与另一对角1/4荷载之比为1∶1.000
17(2)
对角1/4荷载与另一对角1/4荷载之比为1∶1.053
17(3)
对角1/4荷载与另一对角1/4荷载之比为1∶1.163
17(4)
对角1/4荷载与另一对角1/4荷载之比为1∶1.231
17(5)
对角1/4荷载与另一对角1/4荷载之比为1∶1.356
17(6)
对角1/4荷载与另一对角1/4荷载之比为1∶1.472
17(7)
对角1/4荷载与另一对角1/4荷载之比为1∶1.687
稳(1)
4号主横梁局部稳定计算
稳(2)
9号主横梁局部稳定计算
22
卧倒门结构及反力计算(计算超静定反力)
计算工况已经包括承船厢结构在正常运行时升降、顶紧、夹紧、对接与充泄水、卧倒门开启和非正常运行时冲撞、沉船、力矩绳不均匀受力、断绳、关键设备的制安误差以及检修维护时的各种受力条件的分析。可以说有限元分析已经模拟了承船厢结构的各种可能发生的运行情况。
4 主要计算成果
4.1 承船厢的整体变形情况
承船厢由主横梁、主纵梁构成薄壁结构体系，尤其是主纵梁采用了单腹板设计，以适应承船厢出入水要求；加上升降、对接、夹紧、顶紧和充泄水等多种不同工况的组合，不能使整个承船厢的变形不允许偏差过大，否则，难以完成运行过程的各种动作，故设计中对承船厢的刚度要求较高。
4.1.1 主纵梁的挠度相对扭转变形
主纵梁上通过吊耳作用有静力绳和力矩绳的张力，加上主横梁传递来的荷载，主纵梁的变形比较复杂，再加上主纵梁的高度与其力矩绳、静力绳的间距之比较大，使主纵梁沿其长度方向的弯曲变形已没有梁的应力分布特征和变形特征。但总的来说，沿主纵梁自重力方向的变形，带有类似连续梁的特征：有力矩绳和静力绳作用的部位，挠度相对较小；而在承船厢端面有卧倒门部位，挠度大一些。在水压力、力矩绳和静力绳等主要荷载的共同作用下，主纵梁沿梁高度方向上横截面出现向承船厢内侧扭转变形，主纵梁上翼缘和下翼缘的相对扭转变形约6 mm；但在承船厢0号～4号主横梁的区域内上部和下部变形之差约4 mm，小于卧倒门端部变形。在船厢水满的情况下，靠承船厢端部，主纵梁横截面的上翼缘和下翼缘相对扭转变形接近8.3 mm。通过局部优化方案：在增加承船厢上下游的结构部位和卧倒门门框结构的刚度后，主纵梁的挠度(纵向相对变形)一般未超过8 mm，主纵梁上翼缘和下翼缘的相对扭转变形(横向相对变形)减小到5.13 mm。
4.1.2 主横梁的变形
主横梁的变形基本上符合凹形刚架的变形特点：主跨度部分产生垂直弯曲挠度并随主横梁在承船厢上下游的位置不同而变化。原设计的卧倒门槛中的10号主横梁，因截面减小，跨中的垂直挠度，要比1号主横梁的挠度大近一倍。修改设计后，各主横梁的垂直弯曲挠度值较小。在悬臂自由端部分主横梁断面高度降低，但悬臂自由端处的相对水平位移一般未超过5.00 mm。
4.1.3 卧倒门框的变形
不容许承船厢端面及卧倒门框的工作面变形过大是保证承船厢中实现对接和止水的重要控制条件。由于门框采用箱型结构，抗弯刚度比门槛中的主横梁要好得多，在水满条件下，其相对水平位移为5.72 mm，门框顶部的水平相对位移最大值为5.132 mm，正常升降时，端部最大倾角0.083 0°，满足设计要求。经优化增大了门框的刚度，在底部增加一段纵向格梁后，端部最大倾角为0.035 94°；卧倒门框端部的垂直直弯挠度为2.961 mm。门框顶部的水平相对位移为3.492 mm，完全满足对接时的止水要求。
4.2 结构应力分布情况
4.2.1 主横梁和门框应力
各凹形刚架式主横梁的水平段应力分布比较有规律：最大拉压应力的部位均出现在各水平段的跨中。在上翼缘(与铺板相连)一侧受压；在下翼缘一侧受拉。
原设计方案在全部主横梁中，+10号梁水平段跨中的应力最大，原因在于该梁不仅截面尺寸相对较小，而且在同一种容船水深条件下，该梁承担的载荷也相对较大。在承船厢水满条件下，最大正应力近85.93 MPa，正常水深为69.7 MPa；相比之下，门框和其它主横梁的最大正应力要小一些；正常水深在50 MPa左右，水满条件下在60 MPa。修改设计后，8号、9号、10号主横梁水平段和门框跨中应力值降低比较明显。
4.2.2 主纵梁、吊耳板和铺板应力
主纵梁的应力分布没有连续梁的特点。在正常升降情况下，主纵梁上的应力峰值，包括行人孔周边的应力峰值均较小。原因是主纵梁的高度大，各力矩绳和静力绳组之间的间距也不大，布置均匀，未产生明显的应力峰值。但在对角边力矩绳完全失效工况下，主纵梁产生-177.78 MPa的压应力，将不满足稳定条件(实际上不可能发生)。在力矩绳拉力正常的条件下，与铺板相连的吊耳板，及与力矩绳、静力绳相连的吊耳板上的局部应力均未超过70 MPa，仅在对角边力矩绳失效的特殊条件下，吊耳板出现150 MPa～161 MPa的应力峰值。
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