水電站進水口快速閘門設計分析與優化

曹晨星，趙春龍，翟 超，李 崗

(中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司，西安 710065)

0 前 言

水利水電工程中機組進水口快速閘門是水輪發電機組的重要保護設備，要求其在機組出現事故時能夠快速下落截斷水流[1]。快速閘門屬于事故閘門的一種，具有設計水頭高，孔口尺寸和引用流量大，過閘流速快的特點，其結構受力復雜，設計難度大，閘門的閉門方式、支承型式、底緣結構等仍然是設計重點關注的問題[2]。快速閘門需具備快速動水閉門的工作條件，就要求其在下落過程中克服支承摩阻力、水封摩阻力、底緣上托力等反向作用力，在較高水頭條件下僅利用閘門自重通常是無法閉門的，增加配重以及降低閉門摩阻力是提高閉門可靠性的主要方法。中國常用水柱配重的方式[3]，利用水柱配重的快速閘門受力狀態相當復雜，同時承受正、側、頂三向荷載，傳統的平面簡化體系難以準確計算結構的強度及剛度。隨著計算機技術的進步，基于有限單元法原理的有限元計算軟件得到了很大的普及，空間有限元法能夠對閘門靜動力學特性進行精確計算，提高了結構設計及優化的合理性。

本文以某水電站工程2～5號機組進水口的快速閘門設計為例，對高水頭，大孔口快速閘門的設計和計算方法進行研究分析，旨在確定一種布置優化合理，結構安全可靠的快速閘門設計方案。

1 工程概況

某水電站工程裝機容量2 200 MW，含4臺單機容量520 MW和1臺單機容量120 MW的水輪發電機組。樞紐建筑物由混凝土面板堆石壩、右岸3孔溢洪道和1條泄洪放空洞、右岸引水系統及地下發電廠房組成。其中引水發電系統機組進水口設置5孔分別對應5臺機組，1號機組孔口尺寸為3.7 m×4.3 m(寬×高)，2～5號機組孔口尺寸為7.5 m×9 m(寬×高)，設計水頭55 m，水容重10.0 kN/m3,每孔均設置1扇快速閘門，用于在機組發生事故時快速截斷水流，保護機組，要求閉門時間≤2.5 min。

每臺機組進水口從上游至下游依次設置主副攔污柵、分層取水疊梁門、檢修閘門以及快速閘門,如圖1所示。快速閘門采用平面焊接鋼閘門，啟閉設備選用快速液壓啟閉機，液壓啟閉機通過拉桿連接至門頂充水閥，動水閉門，充水平壓后啟門。機組正常運行時，液壓啟閉機油缸收縮，將閘門提至距孔口以上0.5～1.0 m位置處，發生事故需要閉門時，液壓啟閉機油缸伸長，關閉閘門。圖2為該閘門最終確定方案的三維設計模型。

2 閘門關鍵結構設計與優化

2.1 閘門結構布置

剛度控制下的實腹式主梁最小梁高[4]:

(1)

公式(1)中： [σ]為材料容許應力值，MPa；L為主梁跨度，取8.3 m；E為材料彈性模量,取206 GPa； [ω/L]為主梁允許最大相對撓度，取1/750。

將各項數值代入公式(1)得最小梁高為1 414 mm。考慮到主反支承空間、水封配合，同時在滿足閘門本身經濟技術指標的各項要求下，最終確定閘門梁高1 580 mm。以每節門葉等載布置為原則，考慮到運輸條件，將閘門分為2.85、3.05、3.3 m共3節，門體總高9.2 m。考慮到底節門葉底緣有上下游傾角要求，底節門葉選用箱型主梁，由于水壓力較大，中、頂節門葉均設計成三主梁結構。閘門在動水工況下利用水柱壓力閉門，水柱壓力作用于頂節上主梁腹板。

2.2 支承型式的比選

閘門支承型式的選擇關系著閘門運行可靠性、液壓啟閉機容量以及閘門結構布置等，是快速閘門設計過程中重要的研究對象。根據NB 35055-2015《水電工程鋼閘門設計規范》(以下簡稱設計規范)，閘門閉門力計算公式：

Fw=nT(Tzd+Tzs)-nGG+Pt

(2)

持住力計算公式：

(3)

啟門力計算公式：

(4)

閘門常用滑道滑動支承和滑動軸承滾輪支承，根據公式(2)、(3)、(4)對兩種支承型式按全利用于水柱計算閘門的啟閉力、持住力，計算結果見表1。

表1 啟閉力、持住力計算結果

在計算啟閉力時，考慮到該閘門水頭較高，該工程河流水質特點及已建工程運行經驗[5]，摩擦系數考慮了一定的安全裕度，復合材料滑道對不銹鋼的摩擦系數取0.15(偏保守)，如表1所示，在全利用水柱狀態下,閘門計算閉門力與水柱理論加重大小相當，故無法確保閘門利用水柱能夠完全關閉。綜合考慮，認為采用自潤滑球面滑動軸承滾輪支承的閘門在動水閉門工況下有著較高的可靠性，同時采用部分水柱的形式一定程度上降低了啟閉機容量。

2.3 閘門底緣設計

快速閘門需要在動水中滿足閉門要求，其底緣的結構形式影響著水流流態和啟閉機容量。根據設計規范及相關試驗研究，對于部分利用水柱壓力的平面閘門，其上游傾角應不小于45°，60°傾角繞流條件優于52.5°和45°的情況，故上游傾角以60°為宜，在無補氣措施的情況下，下傾角不小于30°[6]。結合底節主次梁布置，該閘門底緣設計如圖3所示，入水角約60°，出水角43°，底止水位于位于距面板560 mm處。

3 閘門結構有限元分析

閘門結構屬于一種復雜的三維空間結構，在結構計算時有必要考慮其空間效應，簡單的平面簡化梁系模型難以反映門葉整體結構的空間效應，也無法反應開孔等局部構造引起的應力分布不均，同時平面體系法是對逐個構件獨立完成的，即默認了閘門各部件間的變形協調永遠一致，這與閘門的實際狀況不相符[7-8]。故有必要采用三維有限元分析法對結構力學特性進行深入研究。

3.1 有限元模型

本閘門從初步設計到施工設計均采用了三維數字化設計，對已有的閘門三維模型在盡量保持與設計圖紙一致性的前提下，對結構作一定的簡化，將簡化后的模型進行“降維”處理，如圖4所示，將三維閘門實體模型轉化為二維曲面模型,根據閘門各構件的結構型式及受力特點，閘門的面板、主梁以及邊梁等板殼結構離散為SHELL181殼單元，主輪、輪軸等機械部件離散為SOLID185實體單元。網格尺寸整體控制為50 mm×50 mm，模型共分為471 375個單元，237 367個節點，其中殼單元177 499個，實體單元293 876個。簡化后的模型質量106.5 t，不包含水封、反滑塊以及側輪等構件質量，有限元模型如圖5所示。X為垂直水流方向，指向右岸，Y為順水流方向，指向下游，Z為豎直方向，向上為正。

3.2 材料及參數

閘門主要構件材料Q355C,主輪與輪軸材料分別為35CrMo、40Cr，調質處理。3種材料的彈性模量均取E=2.06×105MPa,泊松比μ=0.3，密度ρ=7 850 kg/m3。

3.3 荷載及工況

根據運行要求，閘門動水閉門與擋水水頭均為55 m，計算閘門閉門與擋水兩種工況下結構靜動力學特性。閉門過程中，閘門在閉門瞬間，即閘門底部與底檻剛接觸但未產生相互作用力時，閘門所承受水柱壓力最大，水頭最高，故閉門工況按該處荷載狀態計算。

(1) 工況1：閉門工況

荷載組合：上游靜水壓力(水頭55 m)+邊梁內腹板靜水壓力(水頭55 m)+底止水下游側下吸力+頂節上主梁腹板水柱壓力+閉門摩阻力+閘門自重。

(2) 工況2：擋水工況

荷載組合：上游靜水壓力(水頭55 m)+邊梁內腹板靜水壓力(水頭55 m)+頂節上主梁腹板水柱壓力+閘門自重。

閉門摩阻力包含滾輪摩阻力Tzd=1 759.2 kN，水封摩阻力Tzs=456.6 kN ，方向均為Z正向。上游靜水壓力沿Y正向，邊梁內腹板靜水壓力沿X向，兩邊壓力方向均從外部指向閘門對稱中心。平均下吸力強度取PS=20.0 kN/m2,方向為Z負向，水柱壓力方向沿Z負向。水壓力均按照水頭大小、封水寬度及高度，以梯形分布施加于作用對象。

3.4 邊界條件

工況1：吊耳孔施加Z向約束，定輪與主軌接觸處施加Y向約束，對稱中心施加X向約束。

工況2：閘門底部施加Z向約束，定輪與主軌接觸處施加Y向約束，對稱中心施加X向約束。

3.5 靜力特性分析

如圖6、8所示，兩種工況下閘門節點最大總位移分別為8.6、8.5 mm,均位于閘門底部跨中處。如圖7所示，工況1主梁順水流向最大節點位移7.2 mm，位于底節下主梁跨中，如圖9所示，工況2主梁順水流向最大節點位移7.5 mm，位于頂節上主梁跨中。兩種工況下閘門最大Von Mises等效應力分別為238.6、242.8 MPa，均位于頂節上主梁腹板與加強肋相交部位，雖然相比較規范規定的許用應力225 MPa稍大，但從云圖來看，此應力分布范圍極小，屬于局部應力集中效應，且該處大部分未超過許用應力值，故安全。表2、3為閘門在兩種工況下主要構件最大等效應力值、順水流方向最大位移值。總體而言，閘門主要構件的等效應力、節點位移計算結果均在容許值范圍之內，滿足要求。

表2 各構件節點順水流向位移最大值結果

表3 各構件等效應力最大值結果

3.6 特征值屈曲分析

對閉門和擋水兩種工況下閘門整體結構進行彈性特征值屈曲分析，得到一階屈曲模態穩定安全系數分別為10.3和10.2，均表現為閘門頂節主梁腹板局部屈曲，表明閘門最有可能發生主梁腹板局部失穩，而非整體失穩，且穩定性安全儲備高，則穩定性并非閘門結構安全的主要控制因素。

3.7 閘門結構動力特性分析

水流作用力是誘發閘門振動的外因，而閘門自身動力特性則是影響其振動強度的內因[9]，通過計算結構固有頻率與振型可以對閘門振動破壞風險進行初步評估。利用有限元分析法，分別計算出兩種工況下閘門固有頻率及其振型，結果見表4。圖10、11分別為閉門工況和擋水工況前4階振型圖。平板鋼閘門整體剛度較大，整體固有頻率較高，工況1基頻34.2 Hz,表現為水流向彈性振動同時伴有整體豎向振動，工況2基頻45.6 Hz，表現為上部水流向彈性振動，閘門在擋水工況下的固有頻率總體較閉門工況高。考慮水體附加質量后，盡管閘門在水中的固有頻率會有所降低，但水流的脈動頻率一般在10 Hz以下[10-11]，故閘門發生共振的可能性較底。

表4 閘門“干模態”前6階固有頻率計算結果

4 結 論

(1) 滑道滑動支承具有結構簡單，維護方便，造價低，軌道受力均勻等優點，是一般閘門的首選支承型式。但對于水頭較高、水質條件對于滑塊摩擦系數影響不明確的快速閘門，筆者認為優先選擇自潤滑球面滑動軸承滾輪支承的型式。

(2) 在能保證足夠的水柱壓力閉門情況下，優先選擇部分利用水柱的底緣設計結構，以降低啟閉機容量。對于較高水頭，有試驗條件，宜通過水力學模型試驗確定上下游傾角、啟閉力及持住力。

(3) 根據有限元計算結果，閘門最大等效應力位于頂節上主梁腹板與加強肋的相交處，此處主梁腹板除受正、橫向水壓外，還直接承受豎直方向水柱壓力，有限元計算結果進一步驗證了該處增設加強肋的必要性。此外，底節主梁后翼緣過人孔處也有著較高的應力值，該處以水平面內彎矩引起的拉應力為主，在條件允許情況下，建議過人孔宜靠近邊梁低彎矩區域，同時有必要沿孔內一周設置加強筋板，降低局部應力。

(4) 特征值屈曲計算表明該閘門結構有著較高的穩定性，結構穩定性并非閘門安全的主要控制因素。

(5) 閘門固有頻率計算表明該閘門整體剛度較大，固有頻率較高，主要表現為整體水流向彈性振動和吊耳板橫向彈性振動，閘門發生共振可能性較底。