中山河翻板閘門流激振動試驗及優化設計

徐惠民 嚴根華 陳照

摘要：底軸驅動式翻板閘門結構的泄水方式系門頂溢流，射流下方形成的密閉空腔常常造成不穩定振蕩源，從而誘發閘門結構強烈振動，對結構安全運行造成嚴重威脅。通過水彈性振動模型試驗研究了底軸驅動式翻板門的水力特性和閘門結構的流激振動特性，觀測了閘門運行過程中的水流流態，取得了作用于閘門結構的水流脈動壓力，給出了閘門結構的流激振動加速度、位移及應力等動力響應參數，通過隨機數據分析獲得了各種動力參數的譜特征和安全性評價數據。在此基礎上，對影響翻板門運行安全穩定的射流空腔通氣問題進行系統試驗研究，提出了門頂設置破水器的優化布置方案和閘墩兩側設置通氣孔的補氣措施，避免了不穩定負壓空腔可能產生的壓力振蕩。

關鍵詞：水力特性；流激振動；優化設計；底軸驅動翻板門

中圖分類號：TV663

文獻標志碼：A

doi： 10.3969/j.issn.1000-1379.2018.07.023

底軸驅動式翻板閘門是一種近年來應用于城市水環境整治和建設的新門型。其泄水方式系門頂溢流，特有的水動力特性有別于常規門型，射流下方形成的密閉空腔常常造成不穩定振蕩源，從而誘發閘門結構強烈振動，對結構安全運行造成嚴重威脅。因此，需要開展水彈性振動模型試驗對閘門結構的流激振動特性進行系統試驗研究，掌握該型閘門結構的運行性態，對存在的問題提出處理方案，并通過優化設計來確保閘門安全運行。

南京市溧水區中山河閘壩工程 的作用為旱季關閘蓄水，滿足上游區域灌溉與生態用水的需求：汛期開閘宣泄洪水，保障南京市溧水區的安全；枯水期引中山水庫的清潔水源調蓄城區河道水位，改善溧水城區的水環境。該工程采用水閘與溢流壩相結合的布置形式，中孔設閘，兩邊孔設堰。中孔閘底板高程5.5m，閘頂高程9.0m，閘寬24m。閘底板廊道段采用空箱結構，閘門采用底軸驅動式翻板門閘型。

1閘門結構的水動力特性

1.1水流流態特征

中山河閘門開啟泄流過程中水閘泄流流態類似傾斜薄壁堰。試驗工況：上游水位9.5m，下游水位7.5m，閘門開度e=0.0°～90.0°（工況1）；上游水位9.0m，下游水位7.0m，閘門開度e=30.0°～90.0°（工況2）。不同閘門開啟角度下水流流態見表l。

1.2工作門脈動壓力特性

工作門運行過程中受到的動水荷載包含時均動水壓力和脈動壓力兩部分。為掌握作用于閘門上/下游面脈動壓力沿門體縱向的分布情況，在閘門面板上布置了5個測點（具體布置見圖1）。

工作門脈動壓力試驗在工況1、2下進行。試驗測得不同運行工況下閘門結構脈動壓力時域過程、譜密度曲線及脈動壓力均方根隨開度的變化關系（見圖2）。

工作門脈動壓力試驗結果表明，各測點脈動壓力隨閘門開度變化不大，閘門各運行開度下最大脈動壓力均方根約為3.383kPa。從功率譜密度曲線可以看出：工作門門體脈動壓力的主能量分布在10Hz以內，其中優勢頻率為1Hz左右，較高頻率的脈動能量迅速衰減。

2閘門結構的流激振動特性

從本質上講，閘門流激振動屬于水彈性振動范疇。根據結構運動方程，閘門的水彈性模型應當同時滿足幾何尺寸、水流運動、結構動力相似（質量密度、彈性模量、泊松比等參數相似），按此推導有關的參數比尺：幾何比尺Lr=20，質量密度比尺ρr=1，彈性模量比尺Er=Lr，泊松比比尺μr=1，阻尼比尺Cr=Lr^2.5。該工程工作閘門采用鋼質板梁結構，其基本物理力學指標為：容重7.85×l04N/m^3，彈性模量2.lO×l05MPa，泊松比0.3。按水彈性相似原理確定的水彈性模型材料的物理力學指標為：容重7.85×l04N/m3，彈性模量1.05×l04MPa，泊松比0.3。目前市場上很難買到滿足上述條件的材料，因此本試驗采用特殊研制的符合水彈性相似要求的特種材料。

2.1閘門結構振動加速度特征

為了獲取工作閘門運行過程中的流激振動特性，在特制的水彈性閘門模型上布置了5個振動測點（測點布置見圖3），每個測點分別測取垂直面板方向（x向）、垂直水流橫向（y向）及垂直于底軸方向（z向）3個方向的振動量。采用隨機振動理論及其譜分析方法進行振動數據的處理，分別獲得閘門振動過程的譜特征和數字特征，以揭示閘門振動的頻域能量分布及振動量。

試驗在上游水位9.5m、下游水位7.0m、閘門開度e=100～900（工況3）及閘門開度e=42°、下游水位7.0m、上游水位為8.5～9.5m（工況4）兩種運行工況下進行。試驗測得的振動加速度均方根隨開度變化關系、典型測點的閘門振動加速度時域過程及譜密度見圖4。

由圖4可知：在固定水位運行工況（上游水位9.5m、下游水位7.0m）閘門面板結構振動量總體趨勢是隨著閘門開度的減小振動響應逐漸減弱。在閘門開度e=10°～40°時，受門后空腔不穩定的影響振動加速度均方根有一個小范圍的提升，隨后迅速降低，閘門面板結構頂部振動量較下部大，下部靠近底軸位置振動量較小，閘門兩側振動量較大，閘門中部振動量較小。試驗測得閘門面板結構頂部最大振動加速度均方根垂直面板方向（x向）為0.212m/s^2、垂直水流橫向（y向）為0.132m/s^2、垂直于底軸方向（z向）為0.520m/s^2；閘門面板結構底部振動加速度相對較小，最大均方根垂直面板方向（x向）為0.064m/s^2、垂直水流橫向（y向）為0.132m/s^2、垂直于底軸方向（z向）為0.048m/s^2；門葉兩側最大振動加速度均方根為0.520m/s^2（Vl測點z向），門葉中部最大振動加速度均方根為0.132m/s^2（V2測點y向）。

在固定閘門開度運行工況（e=42°）閘門面板結構振動總體趨勢是隨著上游水位的升高振動響應逐漸增強，閘門面板結構頂部振動量較下部大，門葉兩側振動量較門葉中部大。在下游水位7.0m、閘門開度e=42°時，上游水位從8.5m逐步變化至9.5m，試驗測得閘門面板結構頂部振動加速度最大均方根垂直面板方向（x向）為0.150m/s^2、垂直水流橫向（y向）為0.039m/s^2、垂直于底軸方向（z向）為0.181m/s^2；閘門面板結構底部振動加速度相對較小，最大均方根垂直面板方向（x向）為0.027m/s^2、垂直水流橫向（y向）為0.016m/s^2、垂直于底軸方向（z向）為0.020m/s^2；門葉兩側最大振動加速度均方根為0.181m/s^2（VI測點z向），門葉中部最大振動加速度均方根為0.065m/s^2（ V2測點x向）。

從頻譜分析可以看出，閘門門葉結構振動頻率主要集中在25 Hz以內，其中優勢頻率在1、10、15 Hz左右。

2.2閘門結構振動位移特征

為了獲取工作閘門運行過程中流激振動引起的閘門振動位移變化特性，同樣利用特制的水彈性閘門模型，對圖3中5個測點通過KD5018雙積分電荷放大器測取振動位移，每個測點分別測取閘門的垂直面板方向（x向）、垂直水流橫向（y向）及垂直于底軸方向（z向）3個方向的動位移。動位移數據的處理采用隨機振動理論及其譜分析方法進行，分別獲得閘門動位移過程的譜特征和數字特征，揭示閘門振動位移的頻域能量分布。試驗結果見圖5。

在固定水位運行 工況（上游水位9.5m、下游水位7.0m）下閘門面板結構振動位移總體趨勢是：隨著閘門開度的減小、下泄流量逐漸減小，振動位移響應逐漸減弱，閘門面板結構頂部振動位移較下部靠近底軸部位大，下部靠近底軸位置振動位移相對較小，閘門兩側振動位移比閘門中部振動位移大。試驗測得該工況下閘門面板結構頂部振動位移最大均方根垂直面板方向（x向）為2.2mm、垂直水流橫向（y向）為0.95mm、垂直于底軸方向（z向）為4.6mm；閘門面板結構底部振動位移相對較小，最大均方根垂直面板方向（x向）為0.56mm、垂直水流橫向（y向）為1.5mm、垂直于底軸方向（z向）為1.43 mm；門葉兩側最大振動位移均方根為4.5mm（Vl測點z向），門葉中部最大振動位移均方根為2.0 mm（ V2測點z向）。

在固定閘門開度運行工況（e=42°）下閘門面板結構振動位移總體趨勢是：隨著上游水位的升高、下泄流量逐漸增大，振動位移響應逐漸增強。在下游水位7.0m、閘門開度e=42°時，上游水位從8.5m逐步變化至9.5m，試驗測得閘門面板結構頂部振動位移最大均方根垂直面板方向（x向）為0.951mm、垂直水流橫向（y向）為0.780mm、垂直于底軸方向（z向）為1.225mm；閘門振動位移頻率主要集中在15Hz以內，其中優勢頻率為1.0Hz左有，偶爾有10Hz的峰值出現。

2.3閘門結構振動應力特征

閘門結構的動應力測量與振動位移測量同步進行，重點考察了主要部件的動應力狀況。測點位置包括閘門面板，橫梁腹板、翼緣，縱梁腹板、翼緣等部位，本次試驗水彈性閘門共布置22個應力測點。動應力測量通過對閘門結構表面進行技術處理后，直接粘貼應變計，并通過應力應變放大測量系統測取閘門在運行過程中各部位的動態應變，再通過隨機分析處理專用軟件進行統計運算。試驗測得閘門面板最大振動應力均方根為0.450MPa，橫梁中斷面最大振動應力均方根為0.906MPa，中斷面縱梁最大振動應力均方根為0.506MPa，橫梁邊斷面最大振動應力均方根為0.313MPa，邊斷面縱梁最大振動應力均方根為0.430MPa（典型測點的動應力時域過程和功率譜密度見圖6）。從總體看，閘門的動應力較小，滿足安全運行要求。

從頻譜分析可以看出，閘門面板、主橫梁結構、主縱梁結構振動應力頻率主要集中在25.0Hz以內，其中優勢頻率主要集中在1.0、10.0Hz左右。

3閘門結構的優化設計

根據水閘泄水流態、水流脈動壓力作用荷載以及流激振動響應參數的測量分析，對于該類門型需要解決門頂溢流狀態下水舌下方負壓空腔問題，以減免和控制閘門結構的振動量。

3.1通氣孔設置優化

水流流經翻板閘門，在閘門全關至55°范圍內門后拋射水舌下方形成一定范圍的空腔，在上游低水位和閘門小開度運行時，門頂破水器將拋射水簾幕撕開或撕簿，能從撕裂或撕薄的區域向空腔內補氣，但在高水位或閘門大開度時，拋射水體變厚，空腔封閉程度加強，下泄水流不斷帶走空腔內部空氣，空腔負壓增大，腔內水體抬升，易形成不穩定空腔（閘門開度e=50°時，試驗測得該處最大負壓為-2.258×9.8kPa），故需在左、右閘墩側設置通氣孔向空腔內補氣，以保持其輸氣、攜氣動態平衡。因此，在門葉下游面左、右閘墩側各布置兩個直徑30Cm的通氣孔。

在閘門開度e=0°～10°時，門后空腔可依靠門頂破水器撕裂的區域白行向空腔補氣而達到平衡。在閘門開度e=20°左右可通過前一道通氣孔補氣，試驗測得在上游水位9.5m、下游水位7.0m時，單側補氣量為0.12～0.25m^3/s。在閘門開度e=30°～50°時，門后空腔可通過后一道通氣孔補氣，試驗測得在上游水位9.5m、下游水位7.0m時，單側補氣量為0.17～0.60m^3/s。

3.2破水器優化

門頂破水器的作用是在閘門小開度及低水位運行時自動撕裂拋射水舌，向門后空腔輸氣，但試驗觀察發現，原設計的破水器（見圖7）僅在庫水位很低時才起作用，在水位略高情況下，雖破水器未被漫頂，但水流流經破水器后自動閉合，門后空腔依然是密閉空腔。

為改善破水器分流效果，共進行了5組修改方案性能比較試驗。修改方案五采用上游面高200cm、寬200mm的“三角形”結構，后部為兩個平行翼板式結構，閘門全關時，破水器前部頂高程9.40m、后部高程9.15m（見圖8）。試驗表明，在閘門開啟至420、上游水位8.5m時，以及閘門處于全關、上游水位9.5m時，水流流經破水器后水股撕裂形態較好，且門頂均勻布置4個破水器即可滿足水流門后空腔輸氣要求，該布置方案可供工程設計采用。

4結論

（1）隨著翻板門開度的加大，下泄流量加大，門頂溢流形成封閉水舌負壓空腔，這是引發閘門振動的振動源，需要處理。

（2）閘門開度e=0°～55°時，過閘水流呈現挑射跌流，門后通氣不暢，門頂后部會呈現負壓空腔；閘門開度e=50°時，門頂后部負壓空腔出現負壓峰值，試驗測得負壓為-2.258×9.8kPa，需要高度重視。

（3）閘門布置優化重點是加強水舌下部空腔通氣及優化門頂破水器體形，提高通氣能力。通過系列模型試驗研究對比，提出了在閘墩兩側增設通氣孔方案，實現了滿足中等開度的水舌補氣要求。

（4）門頂破水器體形設計關系到水舌摻氣有效性，試驗證明本項研究推薦的破水器布置方案摻氣效果較好，可在工程中采用。

（5）閘門流激振動試驗結果顯示，閘門結構的振動量處于可控范圍，在確保閘門可靠通氣的前提下閘門結構可以安全運行。