河道活動壩特性研究與應用
——以白楊河為例

閆軍林

(新疆云灃水利設計咨詢有限公司,烏魯木齊 830000)

0 引 言

利用水壩進行蓄水,可為灌溉、發電和養殖提供基礎條件。橡膠壩、滾水壩、翻門壩等傳統水壩在蓄水防洪領域得到廣泛應用,但從實際應用中可以看出,傳統水壩存在的缺點已不滿足目前實際工程需求[1]。相較于傳統水壩,近年來剛興起的液壓活動壩克服了傳統水壩的缺點,保留了傳統水壩的優點,是水利科技的一項重要創新[2]。隨著液壓活動壩技術的發展,其應用的范圍也隨之擴大,不僅應用于河道工程,也逐漸應用于漁業養殖、農田灌溉及中小水電站蓄水等領域[3],同時對液壓活動壩的要求也越來越高。

目前,對液壓活動壩的研究和分析還不夠深入,尤其是活動壩在水壓荷載下的安全運行,是亟待解決的問題。因此,本文以新疆維吾爾自治區吐魯番市的白楊河為例,結合當地的工程地質條件和水文氣象條件,對河道的液壓活動壩靜力特性進行研究分析,并對其河道活動壩特性應用效果進行驗證,以期為液壓活動壩的應用和發展提供參考。

1 研究區概況

研究以白楊河為例,白楊河隸屬于新疆維吾爾自治區吐魯番市,又名白水河,發源于東天山支脈博格達山南坡,隸屬于兩個行政區[4]。白楊河起源于烏魯木齊市達坂城區境內,流經吐魯番市托克遜縣,最后與阿拉溝河匯合入托克遜河,全長150km。該地區屬于溫帶大陸性干旱、半干旱氣候,冬寒夏熱,降水稀少,年降水量70mm,年平均溫度10.6℃。植被以溫帶草原和荒漠為主,植被稀疏,河流含沙量較大[5]。

白楊河流域北邊是壯麗的博格達山,西邊則是雄渾的喀拉烏成山,南邊與覺羅塔格山緊密相鄰,東邊則逐漸向艾丁湖傾斜,形成一個三面環山、東部低平如簸箕的獨特地形。總體地勢呈現出發育成熟的西北高、東南低態勢。在山區,海拔高程從1 000m一路攀升至5 445m,綠洲則位于海拔-125～200m之間的沖洪積平原上,最低海拔高程為-125m,而0米高程線恰好穿過托克遜縣城的中心。由于流域地勢由高到低,自然景觀的垂直變化異常顯著,使得自然環境和資源豐富多樣。同時,巨大的地勢差異和特殊的地理形態又使得氣候變化呈現出多樣化的面貌[6]。

因白楊河流域內無水文測站,得不到實測流量數據。因此,采用地區綜合法,由暴雨數據直接推算設計洪水。設計點雨量進行統計參數計算如下:

式中:x為降雨量,mm;m為資料項數;n為資料序位;Pn為資料中第n項經驗頻率。

根據公式計算值,采用理論頻率曲線確定暴雨統計參數,并采用點面折算系數法設計面雨量。

2 河道活動壩特性分析——白楊河流域分析

活動壩一般由水壩基礎、液壓泵、液壓缸和面板組成,具備泄水和擋水雙重功能[7-8]。活動壩固定在底部轉軸,可以依靠轉軸進行轉動,活動壩由液壓缸作為支撐,使壩面與液壓缸形成穩定的三角形。液壓活動壩可以依靠液壓啟閉系統實現無人工管理的自動升壩降壩活動,液壓活動壩正常運行時,面板與水面直接接觸,由面板接收水壓力,再將水壓力通過底梁、頂梁、水平次梁和橫隔板等傳遞到液壓支撐桿。液壓支撐桿固定在基座上,與壩面鉸接相連接,每扇壩體具有兩個液壓支撐桿,共同支撐水壓和壩面的自重。液壓活動壩的受力見圖1。

圖1 液壓活動壩受力圖

由圖1可以看出,液壓活動壩受到的壓力如下:

式中:L為壩面受到的水平壓力;V為壩面受到的垂直壓力;T為液壓缸的支撐力,液壓缸支撐力隨著參數β的變化而變化。

液壓活動壩主要包括平面液壓活動壩、弧形液壓活動壩和機翼形液壓活動壩[9-10]。其中,平面液壓活動壩具有施工簡單、狀態穩定以及造價低等優點。常見的液壓活動壩的擋水高度為2m,隨著工程要求的提升,對液壓活動壩的擋水高度有了新要求,需要對新的擋水高度的液壓活動壩進行靜力特性分析[11]。新的擋水要求按照3m計算,根據以往的工程設計經驗,新的平面液壓活動壩的初選面板高度為3.3m,寬度為6m,壩面與水平呈65°夾角。平面液壓活動壩的梁格平面結構見圖2。

圖2 平面液壓活動壩梁格平面結構圖

由圖2可知,該平面液壓活動壩包含1根頂梁(L1)、1根底梁(L6)以及4根水平橫梁(L2-L5),梁與梁中間均以無縫圓鋼管相連接。同時,還包含8塊加強板(JQB)、2塊側板(CB)以及5塊橫向隔板(HGB1-HGB5)。其中,面板和側板的厚度分別為10和16mm,加強板和橫向隔板的厚度分別為16和12mm。

設計的平面液壓活動壩新的擋水高度為3m且壩面與水平呈65°,當上游水位超過壩頂0.5m時,就會出現塌壩,因此擋水高度3.5m為該平面液壓活動壩的最高水位。液壓活動壩受到的負荷主要來自于壩體自重、壩頂流水的動水荷載以及壩體迎水面的靜水壓力[12]。因動水荷載計算復雜,根據以往工程的測算數據,現將動水荷載設置為靜水荷載的0.2倍,以兩種工況對活動壩的靜力特性進行研究分析。第一種工況是擋水高度剛好為3m,壩頂沒有過水的情況,此時的荷載需計算靜水壓力和壩體自重。第二種工況是達到最高擋水高度3.5m,壩頂過水高度為0.5m,此時的荷載需要計算的是靜水壓力、壩體自重以及壩頂的動水壓力。兩種工況下壩體以及壩體內的構件所產生的位移和應力情況見表1。

表1 兩種工況下壩體構件的位移和應力值變化

由表1可知,在兩種工況下,活動壩主要構件的應力和位移相差數據不大。位移情況出現最為嚴重的是側板(CB),在工況1情況下位移8.547mm,在工況2情況下位移13.497mm,可以看出變形主要出現在壩體的兩側及上半部分。應力最大的變化出現在底梁(L6)和橫隔板(HGB),可以看出應力的變化主要集中在壩體穩定下半部分。工況1和工況2情況下,最大的應力值分別為189和223MPa,未超過活動壩的屈服應力值,表明壩體的變形情況和最大應力值滿足工程安全規范要求,壩體的結構安全性良好。但從表1可以看出,壩體存在有些構件變形值較大的同時應力值小而應力值較大的同時變形值小的情況,表明壩體結構的布置不夠合理。

為了解決此類問題,對該平面液壓活動壩的壩體結構進行靜力優化。從壩體存在有些構件變形值較大的同時應力值小而應力值較大的同時變形值小的情況可以看出,構件材料的性能未得到充分應用,表明壩體結構的整體布置還有優化空間。從以上的靜力特性分析可以看出,變形程度最大的是壩體兩側,造成壩體兩側變形最大的原因有兩種:①壩體兩側邊緣的梁格區間大,以及構件的剛度不夠;②液壓支撐桿的外伸長度較長[13]。為了使結構布置更加合理,可以在壩體兩側增加橫梁和橫隔板,以減小梁格的區間,同時可以增加支撐桿之間的距離,縮短外伸的長度。優化平面液壓活動壩的梁格平面結構圖見圖3。

圖3 優化平面液壓活動壩梁格平面結構圖

從圖3可以看出,與原結構的平面圖相比,優化后的梁格平面圖增加了4塊橫隔板以及增加了支撐桿間的距離。將結構優化后的壩體與原結構壩體的應力和位移值進行對比,見表2。

表2 優化結構前后壩體構件的位移和應力值變化

從表2可以看出,結構優化后的應力值最大為131MPa,最大位移值為7.064mm;與優化前相比,應力值和位移值都明顯減少,表明優化后的壩體結構更合理。

3 河道活動壩特性應用效果

為了驗證河道活動壩特性的應用效果,對不同角度下優化前后的活動壩特性進行對比分析。壩面與水平面的夾角α不超過75°,測試驗證不同角度下對壩體特性的影響。不同角度下結構優化前后的應力、位移以及液壓缸支撐力的對比見圖4。由圖4(a)可知,優化后的應力值明顯減小,其中優化后的結構在夾角為60°時取得最小應力值15MPa,相較于優化前的最小應力值68MPa下降77.9%。由圖4(b)可知,在夾角為15°時優化前后的結構都取得最小位移值,其中優化后的最小位移為7mm,相較于優化前的最小位移值22mm下降68.2%。由圖4(c)可知,結構優化后的支撐力隨著角度的增大而增大,最大的支撐力為425kN,而結構優化前的支撐力在夾角為45°時最大為425kN,表明結構優化前后對支撐力的影響不大,結構的優化并未改變支撐力的受力。

圖4 不同角度下結構優化前后的應力、位移以及液壓缸支撐力的對比圖

不同水體長度、不同工況下對液壓活動壩的自振頻率皆有影響,利用控制變量法,驗證在不同水體長度及不同工況下自振頻率的變化,不同水體長度和不同工況下的自振頻率見圖5。由圖5(a)可知,自振頻率在水體長度0～3m區間出現明顯的下降,在3～6m區間出現細微的向上波動,在6m之后趨于平穩。表明水體長度在3m以內時,對自振頻率有很大影響;在3～6m范圍內對自振頻率產生較小的影響;在6m之后對自振頻率幾乎沒有影響。因此,為了避免水體長度對液壓活動壩造成影響,水體的模擬長度應取6m及以上。由圖5(b)可知,第2階的自振頻率明顯小于其他頻率段,隨著壩面角度增大的同時,自振頻率出現減小趨勢。其中,第2階頻率在角度為65°取得最小值約14.57Hz;第10階頻率在角度為25°時取得最大值約62.25Hz。水流的脈動頻率區在10Hz以下,考慮到如果自振頻率與水體發生共振,會導致液壓活動壩結構遭到破壞的情況,因此為了液壓活動壩的安全性應,避免高能脈動頻率區的同時選擇最低的頻率。綜上可以看出,在壩面角度為65°時的第2階自振頻率屬于適合的安全頻率。

圖5 不同水體長度和不同工況下的自振頻率圖

為了驗證優化液壓活動壩的相關性能,利用零階法,驗證迭代次數與目標函數和狀態變量的關系。迭代次數與目標函數和狀態向量的關系見圖6。由圖6(a)可知,橫坐標為迭代次數,縱坐標為目標函數,即液壓活動壩的總體積。當迭代次數達到19次時收斂停止,此時目標函數得到最小值0.325m3,相比于初始值的目標函數值0.426m3減小0.101m3。當迭代次數為8次時,目標函數得到最大值0.55m3,相比于目標函數的最小值增加0.225m3。因此,當迭代次數為19次時液壓活動壩的體積最小,為最佳狀態。由圖6(b)可知,橫坐標為迭代次數,縱坐標為狀態變量,即正常的工況條件下液壓活動壩在第2階頻率下的狀態變量。當迭代次數為9次時,狀態變量取得最大值13.9Hz;當迭代次數接近5次時,狀態變量取得最小值9Hz。在液壓活動壩為最小體積即迭代次數為19次時,此時的狀態變量值為10.7Hz,相比于初始狀態變量9.5Hz下降1.2Hz。綜上可以看出,優化液壓活動壩的頻率降低,提高了動力安全性,同時液壓活動壩的體積減小,降低了成本,表明本次液壓動力壩的結構優化達到了優化的目的。

圖6 迭代次數與目標函數和狀態變量的關系圖

為了直觀看到優化前后液壓活動壩的自振頻率變化情況,將優化前后的頻率圖進行對比分析。優化前后的液壓活動壩的自振頻率變化見圖7。由圖7可知,優化后的頻率明顯整體小于優化前的頻率,優化后的基頻即第一階的頻率約9.5Hz,比優化前的頻率約12.5Hz降低31.6%。優化后的最大頻率值約61.5Hz,比優化前的最大頻率值約64.5Hz降低4.9%。當液壓活動壩體積為最小即頻率為2階時,優化后的頻率值為14Hz,比優化前的頻率值15.2Hz降低8.6%。綜上可以看出,結構優化在只增加少量構件的情況下,不僅減小了液壓活動壩體積而且降低了頻率,在實際應用中達到了優化的效果。

圖7 優化前后的液壓活動壩的自振頻率變化圖

4 結 論

本文以新疆維吾爾自治區吐魯番市的白楊河為例,在分析液壓河道活動壩特性的基礎上,運用有限元軟件,對活動壩的結構特性和靜力特性進行了分析。同時,為了使活動壩的結構布置更加合理,結合靜力分析結果,對活動壩進行了結構優化。結果顯示,優化后的結構在壩面夾角為60°時取得最小應力值15MPa,比優化前的應力值下降77.9%。優化后壩體產生的最小位移為7mm,比優化前降低68.2%。在壩面角度為65°時的第2階自振頻率取得最小值約14.57Hz,迭代次數為19次時的目標函數得到最小值0.325m3,優化后的基頻約9.5Hz,比優化前降低31.6%。可以看出,液壓活動壩具有較高的安全性。