上翻式拱形閘門的流激振動控制及原型觀測驗證

嚴根華,董 家,3 ,孫云茜,3

(1.南京水利科學研究院水工水力學研究所，江蘇 南京 210029；2.南京水利科學研究院水文水資源與水利工程國家重點實驗室，江蘇 南京 210029； 3.河海大學水利水電學院，江蘇 南京 210098)

大型上翻式拱形閘門是一種新型大跨度輕型閘門，體型美觀、操作方便，適合于城市水環境建設，是近年來我國開始廣泛應用的新型特色門型。但其彎月形出流特性明顯區別于常規直升式平面閘門和弧形閘門，且其跨度大、結構輕、剛度弱，若體型布置不當，常常在動水荷載作用下產生強烈振動危害，因此為確保閘門結構的運行安全，需要對結構的水動力荷載、動力特性及抗振體型等進行仔細深入的研究，提出適合于各種運行環境的能夠安全運行的操作規程和抗振優化方案[1-4]。

這種門型的基本特征是閘門支鉸均布置在兩側閘墩，啟閉機采用固定式卷揚機或液壓啟閉機，約束條件弱，剛度低，結構共振頻率低，水流脈動壓力主能量往往集中在低頻區，容易誘發閘門結構產生共振現象。本文結合某城市水環境水生態整治工程，研究上翻式拱形閘門的流激振動及抗振優化方案，其經驗可為類似工程的設計和建設提供參考依據[5]。

1 大型上翻式拱形閘門流激振動特性

1.1 閘門結構布置特征

某工程采用上翻式拱形閘門，水閘孔口采用開敞式，泄水孔采用單孔，孔凈寬40 m，閘室長度25.0 m。水閘總長128 m，包括閘室段長25 m、外江防沖槽長8 m、海漫長22 m、鋪蓋長20 m、內河道鋪蓋長20 m、海漫長15 m、防沖槽長8 m等。水閘為開敞式單孔泄閘，閘孔尺寸為40 m×5.19 m(寬×高)，底檻高程-3.0 m。邊墩厚4.0 m，泄水閘寬度較大，不設檢修門。閘門為上翻式拱形鋼閘門，工程布置見圖1和圖2。

圖1 水閘平面布置

圖2 泄水閘門葉結構(單位：mm)

1.2 閘門結構的動力特性

上翻式拱形閘門工作狀態下孔口寬度40.0 m，門高5.19 m。采用ANSYS有限元分析軟件建模。模型共有35 839個節點、215 034個自由度。考慮啟閉機油缸后，總質量為167.29 t。模型邊界條件為啟閉油缸為固定端、油缸和吊耳梁連接部位以及支鉸部位均釋放其繞x軸轉動自由度。表1列出了閘門結構無水狀態和考慮流固耦合情況下的若干低階振動模態頻率值，相應狀態下的前3階振動模態見圖3和圖4。計算結果顯示，無水狀態的閘門振動基頻為2.70 Hz，表現為閘門兩側上部面板徑向彎曲振動變形；2階振動頻率為2.80 Hz，為閘門兩側下部面板徑向彎曲振動變形；閘門中部面板徑向彎曲振動變形頻率為6.69 Hz。閘門流固耦合前3階固有頻率分別為2.11 Hz、2.75 Hz及3.97 Hz，分別表現為閘門面板中上部徑向彎曲變形、面板距中部兩側的徑向變形振動及局部彎扭變形。分析結果指出，流場對閘門結構的固有振動特性產生明顯影響，1階基頻下降22%，3階模態頻率下降40%。從總體上看，閘門振動基頻很低，若閘門結構體型設計不當，在水動力荷載作用下容易激發強烈振動，并導致閘門結構的共振破壞[6]。

表1 閘門結構低階振動模態頻率 Hz

圖3 閘門無水干模態低階振型

圖4 閘門流固耦合低階振型

1.3 上翻式閘門的引排水流態特征

上翻式拱形鋼閘門具有開閘排水和引水兩大運行工況。其水動力特性因其構造不同，與普通閘門相比有所不同。開閘排水時，隨著下游水位變化將出現自由出流、臨界出流和淹沒出流3種不同形式的流態，對應水躍形態分別為自由水躍、臨界水躍和淹沒水躍。水流受拱形門底緣弧線出流影響，表現出閘下兩側水流往中部匯聚現象。閘后中部區域單寬流量加大，流速增高，水躍躍首下移；而閘室兩側出現回流，可上逆至閘門底緣處，加劇了水流紊動程度，這是閘門小開度排水出現強烈振動的一個重要誘因。

引水工況的閘下出流流態表現為發散形態，側邊水流撞擊左右側墻后，造成沿邊墻水面壅高，形成水面橫比降，加大了橫向分速，側邊的擠壓水流也成為激發閘門振動的振源。

從引排水水流流態角度考查，上翻式閘門底緣部位的不穩定紊動水流及分離型漩渦的不穩定重附著現象是導致閘門結構振動的重要振源，需要對閘門結構體型優化來改善水動力作用條件，從而避免閘門結構產生強烈共振現象。

1.4 水流脈動壓力荷載特性

上翻式拱形閘門的動水壓力荷載由時均動水壓力和水流脈動壓力2部分荷載構成。其中水流脈動壓力則是誘發閘門振動的主要動力源。作用于閘門結構某部位的動水壓強總量為

P(t)=P0+P′(t)

(1)

式中：P(t)為作用于門體某點的總壓強；P0為時均動水壓力；P′(t)為疊加于時均壓力之上壓力脈動部分。由于該型閘門結構布置新穎、結構跨度大，門下出流流態復雜，水躍、波浪、底緣不穩定漩渦重附著現象等均對門體引起的壓力脈動作用，動荷載作用比較復雜[6]。

由前所述，上翻門排引水時流態不同，沿門寬方向的動水荷載具有非均勻特征，閘孔中部和邊部差異較大，具有明顯的3維空間特征。模型試驗分別測取了閘門中心線、邊斷面和閘門寬1/4斷面的水流脈動壓力。圖5繪出了排水工況正常狀態和閘門發生共振現象(外江水位-2.20 m、內涌水位0.80 m、開度0.52 m)時典型測點脈動壓力均方根值時域曲線及功率譜密度。分析結果顯示：作用于門體上的水流脈動壓力隨開度和泄流量的加大而增加，底緣部位脈動壓力最大，主要由門后旋滾、不穩定分離和重附著漩渦產生。水流脈動壓力的主能量集中在頻率f=0～10 Hz范圍，其中優勢頻率集中在5 Hz以內，主頻率約為1.5～2.5 Hz。閘門處于共振狀態時的水流脈動壓力出現諧波現象(圖5(b))，相應共振水流脈動頻率約2.9 Hz(圖5(c))。

圖5 上翻門排水共振狀態典型測點脈動壓力過程及功率譜密度

1.5 閘門水彈性振動模型試驗

在特制的水彈性閘門模型上分別布置了振動和應力測點，測取上翻式拱形閘門順水流方向(x方向)，切線方向或垂直水流方向(y向)及鉛錘方向(z向)的振動加速度、振動位移以及振動應力等動力響應參數。通過專用測試分析設備進行動態數據的測量和分析，分別獲得閘門振動過程的譜特征和數字特征，揭示閘門振動的頻域能量分布及振動量級。

測試和分析結果顯示，水閘排水時，在內涌水位0.8 m、外江水位-0.5 m，閘門開度n≥1.0 m時閘門運行相對平穩，振動量不大；當外江水位變幅在-2.0～-0.5 m、n<1.0 m時，下泄水流漩滾位于閘門底緣附近，底緣的不穩定重附著渦旋形成較大脈動作用力，激發了閘門結構強烈共振現象，這種共振振動量級較正常情況相比表現出低阻尼、大幅度增加特點，導致閘門水彈性振動模型因強烈振動而多次損毀。其特征是閘門結構共振區間寬，振動強度大，易導致閘門結構及啟閉系統的整體破壞。圖6(a)繪出了內涌水位0.80 m、外江水位-0.50 m排水工況各測點(V1、V2、V3、V4)鉛錘向加速度均方根值隨開度變化關系，圖6(b)為閘門典型測點共振過程線，圖6(c)為典型測點振動功率譜密度。從頻譜分析可以看出閘門共振激發區的共振頻率為2.9～4.0 Hz。圖6(d)為閘門拍振共振過程線，圖6(e)為閘門正常狀態振動過程線，圖6(f)為典型測點振動功率譜密度曲線。

圖6 排水工況閘門結構各測點振動加速度隨開度變化

2 閘門強烈振動的成因及其控振措施

2.1 閘門強烈振動成因分析

水彈性振動試驗結果顯示，該型閘門的自振特性表現出共振頻率低，在流固耦合條件下，閘門前3階固有頻率分別為2.11 Hz，2.75 Hz和3.97 Hz，反映閘門面板中上部徑向彎曲變形、閘門兩側面板上、下部徑向彎曲變形振動。總體上說，閘門振動頻率較低，這是大跨度、低剛度的結構構造特性所決定的。閘門局部開啟條件下的水流脈動壓力作用荷載顯示，作用于門體的脈動壓力的主能量集中在f=0～10 Hz范圍，其中優勢頻率集中在5 Hz以內，主頻率約為1.5～3.0 Hz。

當閘門處于排水工況時，在n=0.5 m情況下，綜合考察各運行工況下北閘閘門3個方向的振動加速度存在如下關系：az>ay>ax。試驗測得各運行工況下閘門結構振動加速度最大均方根分別為x方向0.359 m/s2、y方向0.602 m/s2、z方向1.361 m/s2。從頻譜分析可以看出閘門共振激發區的共振頻率為2.9～4.0 Hz。

根據水動力荷載、結構動力特性及振動響應數據的綜合分析顯示，閘門結構的強烈共振的主要原因是動水壓力荷載的主能量激發的[10]。其振型主要反映結構的垂向振動形態和局部徑向變形。因此首先需要從解決水動力荷載對閘門結構的不利動力作用著手，而優化閘門結構體型，是控制閘門振動的最經濟和比較有效的優先考慮措施和方向[11]。

2.2 閘門振動控制措施

鑒于閘門原設計方案在多個運行工況下產生強烈共振問題，為避免結構產生共振破壞，確保水閘運行安全，進行了多個閘門體型優化和流激振動控制方案試驗，最終提出同時適合于排水和引水2種工況、沒有強振現象、運行平穩的閘門結構抗振優化布置方案。該方案采用如下綜合優化措施[12]：通過調整閘門底緣下游傾斜面水平面投影面積，減小下節浮箱空間，以降低閘門底緣的浮動力；縮減閘門底部小橫梁尺寸以削減閘門底緣頂托力。試驗結果表明，在水位差20～130 cm范圍，水閘排水運行時，閘門結構最大振動加速度均方根為0.025 m/s2，最大振動應力均方根為1.0 MPa。優化修改后的閘門結構振動量處于安全的微小可控范圍。

顯然上述優化控制措施有效改善了作用于閘門的水流動力作用，不同運行工況下振動量微弱，運行平穩，實現了同時滿足水閘排水泄洪和引水雙向運行安全，達到了良好的閘門振動控制目標。

3 閘門振動原型觀測及其成果驗證

根據模型試驗成果，閘門結構的最終工程設計采用模型試驗提出的抗振優化方案進行修改調整，完建后的水閘見圖7和圖8。現場閘門流激振動原型觀測試驗時，設定水閘內外水位差Δh分別為20 cm、40 cm、80 cm、100 cm 4種情況，同時設定不同閘門開度，進行多組次詳細研究，重點考察不同運行工況下作用于結構的水流脈動壓力、閘門振動加速度、動位移及振動應力等各種流激振動動力參數，評價振動控制措施的效果及閘門運行的安全性[13]。

圖7 水閘雄姿

圖8 閘門全開泄流狀態

3.1 閘門結構脈動壓力特征

水流脈動壓力重點測量閘門中斷面、中心偏左28°及中心偏左53°3個斷面的鄰近底緣部位上下游水流脈動壓力變化特征。測試結果顯示， Δh=20～100 cm時，閘門各斷面測點的最大脈動壓力的均方根在0.126 kPa以內，其中門前底緣部位為0.103 kPa，門后底緣部位為0.095 kPa；Δh=100 cm、n=2.0 m時閘門結構不同測點(P1、P2、P3、P10、P11)位置的脈動壓力均方根隨開度的變化及典型測點脈動壓力功率譜密度如圖9所示。從頻譜密度曲線可知，閘門水流的脈動壓力具有低頻特征，其能量優勢頻率主要集中在5.0 Hz以內的低頻區，主頻約為1.0 Hz左右。總體上看，閘門結構的脈動壓力不大，與模型試驗結果基本一致。

圖9 閘門結構脈動壓力隨開度的變化及典型測點脈動壓力功率譜密度

3.2 閘門結構振動加速度特征

重點檢測了閘門中斷面、中心偏左、偏右28°及中心偏左53° 4個斷面的閘門結構振動加速度。測試結果顯示，在Δh=20～100 cm時，閘門結構的最大振動加速度均方根分別為x方向0.015 m/s2、y方向0.013 m/s2和z方向0.029 m/s2，振動量隨閘門開度的增大而逐漸減小；閘門啟閉桿振動量較門體略大，其最大振動加速度分別為ax=0.024 m/s2、ay=0.036 m/s2和az=0.019 9 m/s2。顯然，閘門門體和啟閉桿振動均不大，閘門可以安全運行[14]。

設計排水工況(Δh=100 cm)典型測點振動加速度均方根隨開度的變化和功率譜密度曲線如圖10和圖11所示。從頻譜密度曲線可知，該閘門振動加速度具有低頻特征，其能量優勢頻率主要集中在10 Hz以內的低頻區，但在20～30 Hz區間也會有小范圍的能量聚集。

圖10 閘門結構振動加速度隨開度的變化

圖11 閘門振動功率譜密度

3.3 閘門結構振動位移特征

閘門振動位移測量與振動加速度測量同步進行。結果顯示，在Δh=20～100 cm時，閘門結構的最大振動位移均方根值分別為x方向0.048 7～0.247 6 mm、y方向0.081 6～0.216 5 mm、z方向0.016 5～0.020 7 mm。從總體上看，閘門結構的振動位移量不大。排水工況閘門典型測點振動位移過程和功率譜密度如圖12和圖13所示。該閘門振動位移具有低頻特征，其能量優勢頻率主要集中在3.0 Hz以內的低頻區，主頻約為1.0 Hz左右。

圖12 排水工況閘門典型測點振動位移時域過程

圖13 典型測點振動位移功率譜密度

3.4 閘門結構振動應力特征

排水運行時閘門運行平穩，振動量較小，從而引起的閘門振動應力亦較小，各運行工況振動應力量級基本相當。現場實測各運行工況下閘門結構振動應力最大均方根為6.1 MPa。顯然，閘門結構振動應力量級不大，滿足結構安全運行要求。

3.5 模型試驗與原型觀測成果比較

閘門結構抗振優化方案流激振動試驗結果表明，閘門在各運行工況下運行平穩，振動量較小，共振現象消失。在Δh=20～130 cm時閘門結構最大振動加速度均方根在x、y、z3個方向上分別為0.025 m/s2、0.015 m/s2和0.012 m/s2；最大振動應力均方根值為1.0 MPa。

工程現場原型觀測測試結果證明，閘門振動量隨閘門開度的增大而逐漸減小。相應工況下，閘門門體結構3個方向最大振動加速度均方根值分別為0.013 m/s2、0.015 m/s2和0.029 m/s2。顯然，閘門門體的振動量與模型試驗值基本接近。閘門啟閉桿振動量較門體略大，現場試驗測得各運行水位差條件下啟閉桿3個方向最大振動加速度分別為0.036 m/s2、0.020 m/s2和0.024 m/s2。從頻譜密度曲線可知，該閘門振動加速度具有低頻特征，其能量優勢頻率主要集中在10 Hz以內的低頻區，但在20～30 Hz的局部頻域區間存在微弱振動能量。

此外，原型觀測實測閘門結構最大振動應力均方根值為6.1 MPa，比模型試驗值略大，但二者均處于10 MPa以內的同一個數量級內，同屬于安全的微小振動范疇。從總體上看，閘門門體和啟閉桿振動量均不大，閘門可以安全運行。

上述數據對比表明，模型試驗與原型觀測閘門振動響應量級基本一致，反映了通過水彈性振動模型試驗提出的結構抗振優化方案，較好反演了閘門結構的流激振動響應特征，證明模型試驗成果的正確性。

4 結 論

a. 采用水彈性振動模型、結構水動力荷載模型及結構動力特性數值分析模型相結合的方法可以正確反演具有復雜流動條件的大跨度上翻式拱形閘門的振動響應特征、揭示閘門結構的大幅度強烈共振現象，是提出抗振優化控制措施的良好基礎。

b. 大跨度拱形閘門結構跨度大，約束剛度弱，振動基頻低，運行過程中容易誘發閘門結構的強烈振動。

c. 閘門浮箱浮力的合理使用，需綜合考慮閘門啟閉機容量和結構運行的平穩性兩方面因素，并需優先考慮閘門結構不穩定振蕩現象的控制。

d. 閘門結構底緣形式的優劣直接關系到閘門泄水操作的振動安全性，不合理的底緣形式常常引發閘門結構的強烈振動，特別是底緣下方分離型漩渦的不穩定重復著現象是產生強烈渦激振動振源之一，必須予以認真處理。

e. 大跨度閘門結構的強振控制措施需綜合考慮浮箱利用、底緣上托力、閘下分離型漩渦的不穩定重附著激勵力消除等因素，提出有效的閘門結構體型，從而確保水閘工程的運行安全。