| 标题 | 考虑闸墩弹性效应的弧形闸门流激振动数模参锬Ａ合预测与安全分析 |
| 范文 | 潘文祥 杨敏 陈林 董天松 何小敏 摘要：通过试验和数模对闸门流激振动响应仿真模拟是研究闸门振动的一种有效方法。以某水电站泄洪底孔弧形闸门为具体研究对象，根据模型试验要求设计了水力学和水弹性模型，进行了支铰力荷载量测和流激振动响应试验，分析了泄流条件和闸门、闸墩振动的关系，同时将试验所得荷载分别施加于闸门—闸墩耦合数值模型和将闸墩处理成刚性约束的数值模型进行动力响应计算。通过对比分析，认为闸墩振动对闸门动应力和垂向动位移影响较小，但对闸门水平向和侧向动位移影响较大。最后结合数模和物模对闸门振动进行了安全分析。 关键词：水工结构；弧形闸门；模型试验；流激振动；泄流条件；有限元模型 中图分类号：TV663文献标识码：A文章编号： 16721683（2014）02004105 Joint Prediction and Safety Analysis of the Flowinduced Vibration of Radial Gate Through Physical and Numerical Simulations Considering Effects of the Pier PAN Wenxiang1，YANG Min1，CHEN Lin1，DONG Tiansong1，HE Xiaomin2 （1.State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety of Tianjin University，Tianjin 300072，China； 2.Hydrochina Xibei Engineering Corporation，Xi′an 710065，China） Abstract：The flowinduced vibration response simulation of gate through model experiment and numerical model is an effective method to investigate the gate vibration problem.In this paper，the spillway underport radial gate of a hydropower station was studied.A hydraulic model and a hydroelastic model were designed according to the physical model experiment requirements. The hinge force measurement and the response of dynamic stress and displacement of flowinduced vibration of the gate were tested.The relationship between the hydraulic condition and the vibrations of pier and gate was analyzed.The test load was applied to the coupled gatepier numerical model and the gate model in which the pier was treated as rigid constrain for dynamic analysis，respectively. The results showed that the pier vibration has insignificant impacts on dynamic stress and vertical dynamic displacement of the gate，but has significant impacts on the horizontal and lateral dynamic displacement of the gate.Finally，the dynamic safety of the gate was analyzed using the physical and numerical model. Key words：hydraulic structure；radial gate；model experiment；flowinduced vibration；discharge condition；FEM model 弧形闸门主要用于控制水位、调节流量[1]，其安全性和适用性会影响整个水利枢纽的运行效果。闸门在局部开启泄水时，由于门前后、底部或顶部水流脉动荷载作用，常常伴随着强烈的振动，严重时会引起动力失稳，如陕西省某渠首冲刷闸和湖南省某电站溢洪道闸门均由于水流诱发振动导致支臂失稳破坏[23]。闸门振动问题属于水流和结构的耦合问题，由于水流脉动荷载难以理论确定，到目前为止还没有一套公式能够精确地计算闸门振动响应，所以，模型试验是研究闸门振动的一种有效方法[47]。已有研究表明，当闸后产生淹没水跃等流态时，闸门振动量级将增大[8]，而且实际工程中闸门振动受闸墩影响，以往研究中通常将数值模型中的支铰处理成刚性[911]，所以有必要通过试验分析泄流条件和闸门、闸墩振动的关系，并结合闸门闸墩耦合数值模型和物理模型，分析闸墩对闸门振动的影响。 本次研究实例：某枢纽工程泄洪底孔出口布置一扇7 m×8.84 m（宽×高）的双主横梁直支臂弧形工作门，由布置于闸墩之上的油缸启闭机启闭。弧门弧面半径18 m，支铰采用球铰，高度为12.8 m，支承间距4.32 m，闸门采用单吊点3 600 kN/800 kN液压启闭机启闭，闸门布置见图1，该闸门要求能在动水启闭，且能局部开启。 图1闸门布置 Fig.1Schematic diagram of gate layout 1模型简介及测试方法 1.1模型研制及布置 模型几何比尺定为λi=20，闸门水力学模型（图2）用有机玻璃制作，只考虑水力条件；水弹性模型（图3）是依据重力相似律制作的同时满足水力学条件和结构动力条件的实物模型[1213]，全面模拟水力系统-闸门-闸墩、启闭杆之间相互作用，考虑到结构阻尼比较小，故不作模拟，各物理量的比尺见表1。 图2水力学模型 Fig.2Hydraulic model 1.2测试方法 为了测试作用在闸门面板上的整体水力荷载，在闸门水力学模型的4个支臂上各安装一个力传感器，如图2所示，将4个传感器测得力合成得到整个由闸门面板传到支铰上 的荷载，整体水动力荷载试验采样频率为100 Hz。该方法直接测量作用在闸门面板上的整体荷载，不存在点、面脉动压力转换问题[1314]。 图3闸门-闸墩-启闭系统整体水弹性模型 Fig.3Hydroelastic model of gatepierhoisting equipment system 图4动应力测点布置 Fig.4Layout of measuring points of dynamic stress 为得到闸门在脉动水压力作用下的弹性动力响应特征，在水弹性闸门模型上缘（1号位置）和左侧上支臂中间部位（2号位置）各安装3个动位移传感器，用来测量闸门在各开度垂向、侧向与水平向动位移，左右闸墩各装两个动位移传感器测量闸墩侧向振动，动位移测点布置如图1所示。在4个支臂上各布置6个动应力测点，如图4所示（图中列出部分测点），水弹模型试验动态响应信号采样频率也为100 Hz。 该工程由于整体工程布置条件限制，闸门在某些开度时会产生淹没水跃，所以试验时还考虑淹没水流对闸门振动的影响。试验工况：闸门按绝对开度e=1～6 m变化，每种开度对应上游两种水深、下游三种水深的试验工况组合。 2闸门水动力特性 2.1闸门支铰力 闸门支铰力F随开度e变化情况见图5。开度越大，水体与面板接触面积越小，支铰力越小；同种开度，当上游水深不变时，下游水深越大，闸后水体反作用力越大，支铰力越小。所以支铰力最大值（1 867.25 t）出现在e=1 m，上游最高水深44 m，下游最低水深7.58 m的试验工况。 图5闸门不同开度时的支铰力分布 Fig.5Hinge force distribution of gate with different openings 图6支铰力时程线、功率谱密度 Fig.6Time curve and power spectral of hinge force 2.2闸门动应力 为全面反映闸门振动情况，取上支臂两测点（8号、9号）和下支臂两测点（13号、14号）水流引起的动应力数值进行分析。各测点动应力均方差σ随开度e的变化情况见图7，试验结果显示：动应力均方差随开度增大有先增大后减小趋势，动应力均方差最大为5.89 MPa（7号测点）。典型测点动应力时程线、功率谱密度和概率密度（Pd为概率密度）见图8，动应力脉动能量在1.0 Hz以内，符合正态分布。 图7动应力和开度关系 Fig.7Relationship between dynamic stress and opening 2.3闸门闸墩动位移 闸门振动随下游水深H2变化见图9。其中，左图为开度5 m、相同上游水深状态，当下游水深为16.33 m和1689 m时，闸后为淹没出流，其振动量级明显大于下游水深为1366 m时自由出流的振动，且下游水深越大，闸后淹没度越大，下游水体形成相对更大的“水垫”，水体更平稳，振动反而下降；右图为开度6 m、相同上游水深状态，当下游水深为1366 m和1645 m时，闸后都为自由出流，且下游水深越大，跃首越靠近闸墩前半段和闸门，闸墩振动引起闸门振动 图8实测动应力时间过程、概率密度和功率谱密度 Fig.8The measured dynamic stress time process， probability density，and power spectrum 也越大，但这两种水深下的振动都小于下游水深为1689 m时发生淹没出流时的振动。由此可知，门后产生淹没水跃时，动荷载量加大，闸门的振动量级将显著增大。 图9闸门振动与下游水深关系 Fig.9Relationship between gate vibration and downstream water depth 闸门振动与上游水深H1关系见图10。其中，左图为自由出流，右图为淹没出流。相同开度和下游水深状态下，当闸后为自由出流、上游水深为431 m时，水跃跃首集中在闸墩中部更靠近闸门，而上游水深为44 m时，水跃跃首集中在闸墩尾部，远离闸门，闸墩振动引起闸门振动比低水位时的小；而当闸后为淹没出流时，上游水深越大，过闸流量、流速越大，闸后水流紊动也越大，振动越明显。 闸门动位移d与开度e关系见图11，从图中可看出闸门动位移均方差随开度增大有先增大后减小趋势。在某一开度，闸后紊动相对较大，且门体与水接触面积也不小，闸门振动达到最大。 图10闸门振动与上游水深关系 Fig.10Relationship between gate vibration and upstream water depth 图11闸门振动与开度关系 Fig.11Relationship between gate vibration and opening 闸墩振动与开度关系见图12。当上游水深为44 m，下游水深为1689 m时，各开度闸后都为淹没出流，闸门开度越小，闸门与水作用面积越大，削弱了闸前后水流旋滚作用，在该泄流条件下闸墩动位移均方差随闸门开度减小而减小；而当上游水深为431 m，下游水深为1366 m，e=1～4 m时，闸后为淹没出流，e=5～6 m时，闸后为自由出流，开度越大，水跃推得越远，跃首越靠近闸墩后半段，闸墩振动反而越小，所以闸墩动位移均方差随闸门开度增大先增大后减小。 图12闸墩振动与开度关系 Fig.12Relationship between pier vibration and opening 3弧形闸门流激振动响应计算 3.1闸门闸墩数值模型 采用ANSYS软件进行数值模拟计算，考虑到该工作闸门结构支臂截面为箱形，面板、主横梁、纵梁等由不同厚度的板或型钢焊接而成，因此，采用具有6个自由度的壳单元（Shell63单元）来模拟该弧形工作闸门的主要结构，采用梁 图13闸门和闸墩有限元模型 Fig.13Finite element model of gate and pier 单元（Beam188）来模拟启闭杆，采用实体单元（Solid45）模拟支铰和闸墩，有限元模型见图13。闸门两侧止水以及支铰和闸墩的连接用接触单元模拟，吊杆顶部施加全部位移约束和除水流平面的其它平面内的转动约束，闸墩地基底部施加全约束，闸墩下游处施加顺水流向约束。 材料基本参数：启闭杆和闸门的弹模E=206 GPa，密度ρ=7 850 kg/m3，泊松比μ=03，闸墩动弹模E=39 GPa，泊松比μ=0167，不考虑重力。 3.2闸门闸墩流激振动响应计算 闸门在运行中受到水动力荷载作用产生随机振动，其振动量级取决于结构的动力特性和外荷载的统计特征。在取得完整的结构模态参数和外荷载谱参数后，理论上可通过动力分析计算获得结构的振动响应[1516]。将模型试验测得荷载一起分别施加于闸门闸墩耦合数值模型和将闸墩处理成刚性约束模型进行动力响应计算，对比分析闸墩对闸门振动的影响。 3.3物模数模对比分析 为验证物模与数模的正确合理性，现取闸门下支臂11号和15号测点动应力、上支臂跨中（2号）动位移进行对比分析。由于有些工况动位移传感器发生了淹没，所以选取开度3 m和开度4 m进行对比，具体见表2。因闸门动应力、动位移均方差较小，应变片和传感器受温度等环境因素影响大，虽然实测值比计算值大，但振动都在同一量级，基本一致，两种方法都能较好反映闸门振动响应特征。 从表2中发现，考虑闸墩弹性效应与否对闸门的动应力影响较小。由于支铰力在垂直方向分力较小，由此引起闸墩垂向振动很小，所以有无弹性闸墩对闸门垂向振动的影响较小。而且从表中还发现不考虑闸墩时，闸门侧向振动（闸门跨度方向）很小；考虑闸墩时，闸门侧向振动量与水弹试验（考虑闸墩）结果接近。说明闸门侧向振动主要由闸墩振动引起，所以闸墩对闸门振动，特别是侧向振动的影响不能忽略。 3.4闸门振动预测与安全分析 闸门振动最大垂向动位移均方差为38706 μm，发生在上游水深44 m，下游水深16.33 m，e=5.0 m时的闸门上缘，按3倍均方差计算振幅，则为1 161.18 μm。按美国阿肯色河的判别标准[14]，大于0.508 mm为严重危害，则本工程闸门振幅属严重危害程度，应引起重视。 闸门动应力以时均应力为主，脉动分量较小，最大动应力为68.71 MPa，出现在e=3 m时下支臂下侧面跨中部位，满足容许应力要求。动应力脉动能量在1.0 Hz以内，表现为低频强迫振动。 4结论 （1）一定开度和上游水深状态下，淹没出流时，闸门振动随下游水深升高而减小，而自由出流时，闸门振动随下游水深升高而增大，且淹没出流闸门振动量增大。所以调整下游水深和开度，避免形成淹没水跃对控制和降低闸门结构的振动量具有明显效果。 （2）一定开度和下游水深状态下，自由出流时，闸门振动随上游水深增大而减小，而淹没出流时，闸门振动随上游水深增大而增大。 （3）一定上下游水深状态下，闸后淹没出流时，闸墩振动随闸门开度增大而增大，而自由出流时，闸墩振动随闸门开度增大而减小。 （4）闸墩振动对闸门动应力和垂向动位移影响不大，但对闸门水平向和侧向动位移影响较大，因此，对闸门的安全评价应该考虑闸墩的弹性效应。 （5）闸门最大垂向动位移均方差为387.06 μm，按3倍均方差计算振幅，则为1 161.18 μm，按美国阿肯色河的判别标准，闸门振幅为严重危害程度，应引起重视。最大动应力为68.71 MPa，满足容许应力要求。 参考文献（References）： [1]范崇仁.水工钢结构[M].北京：中国水利水电出版社，2008.（FAN 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