劉 昉，谷欣玉，李文勝，盛傳明，徐國(guó)賓

動(dòng)水關(guān)閉的平面事故閘門體型優(yōu)化試驗(yàn)研究

劉 昉，谷欣玉，李文勝，盛傳明，徐國(guó)賓※

（天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350）

在已建水利水電工程中，利用自重、配重與水柱壓力動(dòng)水關(guān)閉的平面事故閘門，時(shí)常會(huì)出現(xiàn)無(wú)法完全閉門的現(xiàn)象，嚴(yán)重威脅水電站的正常運(yùn)行及上下游安全。為探究其產(chǎn)生原因并找到有效的解決措施，該文針對(duì)進(jìn)水口平面事故閘門出現(xiàn)的類似問題，采取水力學(xué)模型試驗(yàn)的方法，通過門體水柱壓力試驗(yàn)以及不同體型閘門的閉門持住力對(duì)比，并結(jié)合閘門水動(dòng)力荷載特性進(jìn)行分析，明確事故閘門在動(dòng)水中無(wú)法完全關(guān)閉是由工程摩擦系數(shù)（0.209）過大所致；基于伯努利原理，從增加水柱壓力的角度出發(fā)，采取在平面閘門迎流面底部增設(shè)前緣板塊，并對(duì)其下表面端部進(jìn)行加厚處理的優(yōu)化方案，在模型試驗(yàn)中，達(dá)到了增大閘門閉門持住力、促進(jìn)閘門順利關(guān)閉的效果，表明了該方案對(duì)解決已建工程平面事故閘門在動(dòng)水關(guān)閉過程中無(wú)法下落問題的有效性。

壓力；水中；優(yōu)化；事故閘門；平面閘門；動(dòng)水閉門；閘門體型優(yōu)化；閉門持住力

0 引 言

平面閘門因具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、操作運(yùn)行方便可靠、較易配合其他建筑物布置的特點(diǎn)，常作為事故閘門應(yīng)用于水利工程[1]。事故閘門的運(yùn)行條件一般為動(dòng)閉靜啟，復(fù)雜的水流狀態(tài)導(dǎo)致閘門運(yùn)行安全問題時(shí)有發(fā)生。大量研究表明，絕大多數(shù)的閘門破壞案例是由閘門振動(dòng)、門體腐蝕、啟閉力過大或不足和運(yùn)行操作不當(dāng)?shù)仍蛩斐?。其中，?duì)于水工閘門的振動(dòng)現(xiàn)象，相關(guān)文獻(xiàn)基于流量脈動(dòng)[2]、滾輪受力不均導(dǎo)致的顫振[3]及爬行振動(dòng)[4]等機(jī)制進(jìn)行了深入研究。針對(duì)平面閘門啟閉力相關(guān)問題，專家學(xué)者們從平面閘門的水動(dòng)力特性研究入手，在已有工程資料的基礎(chǔ)上，開展了水力學(xué)模型試驗(yàn)[5-10]，并結(jié)合數(shù)值模擬方法[11-15]，綜合分析了閉門速度、面板布置位置、底緣開孔率、底緣型式及傾角等對(duì)平面閘門啟閉力不同程度的影響，并廣泛探討了由于啟門力過大引發(fā)的工程問題及其解決方法。

近年來(lái)，因閉門力不足而導(dǎo)致的閘門無(wú)法完全關(guān)閉現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生。李國(guó)慶等[16]通過對(duì)天橋水電站泄洪洞工作閘門啟閉力原型觀測(cè)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，該工程自1977年投入運(yùn)行以來(lái)，啟閉泄洪洞工作閘門時(shí)多次出現(xiàn)高水位下閘門落不到底的現(xiàn)象，導(dǎo)致排沙洞不能正常運(yùn)行。1998年山東菏澤市劉莊引黃閘閘門由于導(dǎo)向輪銹蝕導(dǎo)致閉門力不足，難以動(dòng)水關(guān)閉，洪峰通過時(shí)只好采用柳石（淤土袋）枕塞堵和掛土工布苫蓋擋水的方法進(jìn)行擋水[17]。2003年江西萬(wàn)安水電站2#機(jī)組進(jìn)水口處的三扇事故閘門，動(dòng)水落門時(shí)在前兩扇門落到位后，第三扇門在距離門槽底坎1 m位置無(wú)法繼續(xù)關(guān)閉[18]。工程實(shí)踐中，雖然此類問題屢屢發(fā)生，但系統(tǒng)的模型試驗(yàn)研究卻極為缺乏并罕見于公開報(bào)道，現(xiàn)有的研究都是將其作為閘門啟閉力的附屬內(nèi)容粗略介紹，或作為技術(shù)指導(dǎo)重點(diǎn)解決因支承滾輪銹蝕[17,19-20]、異物阻礙、啟閉設(shè)備及門槽損壞等原因?qū)е碌拈]門卡阻問題[21]，對(duì)于閘門底緣型式不良誘發(fā)不利振動(dòng)、水流流態(tài)和底緣動(dòng)水壓力不符合要求、設(shè)計(jì)方案對(duì)原型摩擦系數(shù)考慮不足等無(wú)法通過現(xiàn)場(chǎng)檢查發(fā)現(xiàn)的誘因，則難以及時(shí)辨明，致使無(wú)法閉門的工程問題反復(fù)發(fā)生[16,19]，帶給工程極大的安全隱患。

本文針對(duì)平面事故閘門在動(dòng)水中無(wú)法完全關(guān)閉的工程問題，依托已建水電站機(jī)組進(jìn)水口處的平面事故閘門工程實(shí)例，在現(xiàn)場(chǎng)檢查排除門槽異物阻礙和閘門傾斜等原因的基礎(chǔ)上，采用水力學(xué)模型試驗(yàn)方法，首先對(duì)原體型水柱壓力、閘底流態(tài)和水動(dòng)力荷載進(jìn)行試驗(yàn)研究，進(jìn)而闡明了無(wú)法動(dòng)水落門問題的主要原因，采用原型試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)論的可靠性；其次，以增加閘門所受水柱壓力進(jìn)而促進(jìn)落門為目標(biāo)，提出體型優(yōu)化方案，進(jìn)行模型試驗(yàn)研究增大閉門力、促進(jìn)閘門動(dòng)水關(guān)閉的效果，旨在為已建工程類似問題的解決提供參考。

1 事故閘門試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆?gòu)建

1.1 事故閘門

以班多水電站工程進(jìn)水口處布置的3孔平面事故閘門為例，該工程設(shè)計(jì)水頭58 m，總水壓力35 823 kN，1臺(tái)機(jī)發(fā)電引用流量為379.24 m3/s。事故閘門邊界尺寸5.88 m×13.8 m×1.45 m（寬×高×厚），在機(jī)組發(fā)生事故時(shí)利用閘門自重、配重與水柱壓力動(dòng)水關(guān)閉，閘門下2節(jié)面板設(shè)于上游側(cè)，上3節(jié)面板設(shè)于下游側(cè)，頂、側(cè)水封位于下游側(cè)，底水封位于上游側(cè)，采用滑動(dòng)支承型式，主軌為鋼基銅塑滑道，利用門頂設(shè)置的充水閥充水平壓后靜水啟門，由壩頂雙向門機(jī)主起升配合液壓自動(dòng)抓梁操作。

平面事故閘門作為水電站引水系統(tǒng)的重要設(shè)備，其主要作用是在機(jī)組出現(xiàn)事故時(shí)快速切斷水流，以保障機(jī)組安全運(yùn)行[22]。該工程自2011年投入運(yùn)行以來(lái)，事故閘門在動(dòng)水落門過程中多次出現(xiàn)無(wú)法完全關(guān)閉的現(xiàn)象。2012年，3#機(jī)組導(dǎo)葉在關(guān)閉至約40%開度時(shí)無(wú)法繼續(xù)關(guān)閉，此時(shí)上下游水位差為36.79 m。機(jī)組進(jìn)水口前并列設(shè)有3扇事故閘門，現(xiàn)場(chǎng)采用動(dòng)水關(guān)閉事故閘門的方案，前2扇均順利關(guān)閉，第3扇在進(jìn)入孔口距離底坎約2.5 m位置時(shí)，無(wú)法繼續(xù)下落。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)反映情況，按照規(guī)范計(jì)算并考慮一定的安全裕度后，對(duì)無(wú)法完全關(guān)閉的進(jìn)水口事故閘門增加60 t配重，再次進(jìn)行動(dòng)水閉門試驗(yàn)，閘門在關(guān)至距底坎約1 m位置時(shí)，仍出現(xiàn)無(wú)法下落的情況，經(jīng)關(guān)閉機(jī)組導(dǎo)葉開度至約3.4%后，閘門才繼續(xù)落至底坎。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

為找出事故閘門無(wú)法完全關(guān)閉的原因并提出有效的解決方案，按重力相似準(zhǔn)則建立機(jī)組進(jìn)水口流道及事故閘門的水力學(xué)模型。模型比尺為1∶20，模擬范圍由機(jī)組壩上引水口至尾水庫(kù)區(qū)入口，水力學(xué)模型采用有機(jī)玻璃精細(xì)加工，由上游至下游主要包括：進(jìn)水口流道、攔污柵槽、檢修閘門槽、事故閘門槽、事故閘門、通氣孔、蝸殼流道、機(jī)組導(dǎo)葉及泄水錐管，后接尾水箱模擬下游水庫(kù)，并利用尾水渠泄量進(jìn)行下游庫(kù)水位的調(diào)節(jié)。安裝測(cè)壓排與脈動(dòng)壓力傳感器（中國(guó)水科院）校測(cè)模型事故閘門各測(cè)點(diǎn)的時(shí)均壓力，閘門與啟閉機(jī)之間采用鋼絲繩連接并用調(diào)速電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)，在閘門上方的鋼絲繩上串聯(lián)1個(gè)量程100 kg的力傳感器，后接北京東方振動(dòng)噪聲研究所研制的DASP采集儀，用以測(cè)量閘門不同體型下動(dòng)水關(guān)閉的閉門持住力。圖1為機(jī)組進(jìn)水口流道及事故閘門模型布置。

圖1 水電站機(jī)組進(jìn)水口流道及事故閘門水力學(xué)模型

2 閘門事故原因分析及體型修改

2.1 試驗(yàn)方法

2.1.1 門體水柱壓力試驗(yàn)

首先，為確定事故閘門關(guān)閉過程中水柱壓力的主要作用位置，在閘門梁①、梁②、梁③和梁④上分別布置了如圖1b所示的時(shí)均壓力測(cè)點(diǎn)，選取試驗(yàn)工況上下游水位差38.47 m、機(jī)組導(dǎo)葉開度40%，測(cè)量計(jì)算閘門關(guān)閉過程中各開度下梁①、梁②、梁③和梁④所受水柱壓力的大小及其變化情況。其次，由于事故閘門在動(dòng)水閉門時(shí)的受力情況對(duì)流量的變化極為敏感，而機(jī)組導(dǎo)葉及閘門開度的變化，都將直接引起流量的改變，明確水柱壓力在門體的主要作用位置之后，試驗(yàn)以10%為1個(gè)跨度，測(cè)量不同機(jī)組導(dǎo)葉開度下，閘門閉門過程中主要受力梁上、下表面測(cè)點(diǎn)的時(shí)均壓力值，進(jìn)而計(jì)算得到總水柱壓力。

2.1.2 閘門體型修改試驗(yàn)

在工程實(shí)踐中，閘門的自重和配重受到工程造價(jià)和啟閉機(jī)容量的制約，一般不宜太大，而且平面閘門常用的卷?yè)P(yáng)式啟閉機(jī)無(wú)法在閘門下落過程中提供壓載。因此，工程中對(duì)閘門進(jìn)行的體型優(yōu)化一般以充分利用水柱壓力，或增大特定水流條件對(duì)閘門底緣的下吸力為目標(biāo)，使閘門在動(dòng)水關(guān)閉過程中獲得足夠的閉門力，以促進(jìn)動(dòng)水閉門。

為配合事故門槽底坎結(jié)構(gòu)，原閘門底緣型式為后傾角30°。由于閘門的啟閉力主要受水流流態(tài)及門體結(jié)構(gòu)型式，特別是底緣型式控制[23]，試驗(yàn)首先擬定了3種事故閘門體型修改方案，如圖2所示。方案1將閘門底緣變?yōu)榍皟A順底板坡道型式（前傾角29°），方案2為水平底緣型式，方案3在閘門上游側(cè)底部加順坡道前緣，該工程事故閘門井為上游突擴(kuò)式結(jié)構(gòu)，充足的空間為方案3提供了實(shí)現(xiàn)條件，為避免閘門關(guān)閉過程中新增前緣與建筑物結(jié)構(gòu)邊壁產(chǎn)生摩擦，前緣尺寸設(shè)計(jì)時(shí)分別與門槽上游面邊界及流道邊壁留出10 cm左右間隙。試驗(yàn)利用安裝于閘門吊耳處的力傳感器測(cè)量了具有不同底緣型式的閘門動(dòng)水關(guān)閉的閉門持住力。通過對(duì)比不同體型下閘門受力狀態(tài)的優(yōu)劣，擬定合理的修改方案。

2.2 結(jié)果與分析

2.2.1 閘門面板和梁格布置對(duì)閘門關(guān)閉的影響

門體水柱壓力試驗(yàn)結(jié)果圖3可看出，閘門不同開度下梁④上下表面各測(cè)點(diǎn)時(shí)均壓力變化最為明顯，說(shuō)明閘門閉門過程中該梁所受水柱壓力較大，從而得出前后面板交接處的梁④為水柱壓力在門體上的主要作用位置。由試驗(yàn)結(jié)果圖4可知，閘門開度一定時(shí)，機(jī)組導(dǎo)葉開度越大，門體所受水柱壓力相應(yīng)越大；機(jī)組導(dǎo)葉開度一定時(shí)，閘門開度越小，門體所受水柱壓力越大；另外，在事故閘門關(guān)閉過程中，梁④上表面時(shí)均壓力接近上游水頭，隨著閘門的關(guān)閉逐漸增大，下表面時(shí)均壓力值隨著閘門的關(guān)閉逐漸減小，結(jié)果表明不同機(jī)組導(dǎo)葉開度下，當(dāng)閘門接近全關(guān)時(shí)水柱壓力基本均能達(dá)到上、下游庫(kù)水位差所能提供的最大值370 kPa左右，說(shuō)明閘門面板及梁格布置合理，水柱壓力利用充分，不是閘門無(wú)法動(dòng)水關(guān)閉的誘因。

1. 閘門底緣 2. 機(jī)組進(jìn)水口流道 3.順坡道底緣 4. 平底緣 5. 前緣板塊

注：上、下游水頭差38.47 m，閘門配重40 t，機(jī)組導(dǎo)葉開度40%。

注：上、下游水頭差38.47 m，閘門配重40 t。

2.2.2 不同方案下動(dòng)水閉門持住力分析

事故閘門原體型與方案1、方案2和方案3的動(dòng)水閉門持住力變化過程如圖5所示。由圖可知，當(dāng)閘門開度較大時(shí)，方案1對(duì)應(yīng)的閉門持住力曲線大小及變化規(guī)律與原體型一致；但在閘門小開度時(shí)，方案1體型的閉門持住力反而小于原體型，閉門效果不佳，其原因是方案1所具有的順坡道前傾角底緣型式增大了閘門底緣與閘下水流強(qiáng)烈紊動(dòng)區(qū)的接觸面積，導(dǎo)致閘門動(dòng)水關(guān)閉時(shí)受到更大的上托力作用；方案2體型對(duì)應(yīng)的閉門持住力，在閘門大開度時(shí)大小及變化規(guī)律與原體型一致，在閘門小開度時(shí)高于原體型，呈大幅振蕩增加趨勢(shì)，且閉門效果不佳，說(shuō)明平底緣型式雖然對(duì)閘門的閉門持住力有增大作用，但由于閘底壓力分布不均勻?qū)е碌拈l門大幅垂向振動(dòng)反而不利于閉門；方案3體型在閘門下落全過程對(duì)應(yīng)的閉門持住力曲線均明顯大于原體型、方案1和方案2，且無(wú)法下落時(shí)所對(duì)應(yīng)開度最小，因此，相比之下方案3促進(jìn)閘門關(guān)閉的效果最優(yōu)。

注：上、下游水頭差38.47 m，閘門配重40 t，機(jī)組導(dǎo)葉開度40%。

陳懷先等[24-25]曾針對(duì)機(jī)組斜坡進(jìn)水口段平面快速閘門的18種底緣水力學(xué)特性及其阻力系數(shù)進(jìn)行了系統(tǒng)的試驗(yàn)研究，得出無(wú)論閘后為自由出流還是淹沒出流，后傾角底緣型式的閘下水流流態(tài)都較為穩(wěn)定。另外，由于閘后水躍旋滾所造成的損失使閘門底緣壓力降低，閘門相同開度下所形成的底緣上托力也小于其他底緣型式，此規(guī)律在閘門小開度時(shí)更為明顯。以上試驗(yàn)結(jié)果與上述研究結(jié)論較為符合，表明具有后傾角底緣型式的平面事故閘門適用于機(jī)組斜坡進(jìn)水口處，其設(shè)計(jì)具備合理性。

從增加水柱壓力的角度進(jìn)行門體優(yōu)化的方案3，在不改變?cè)虚l門底緣型式的基礎(chǔ)上只增加順坡道前緣，其本質(zhì)是利用伯努利原理，前緣之下由于流速較大而壓力較小，上下表面形成的水壓力差增大了水柱壓力在閘門結(jié)構(gòu)上的作用面積，同時(shí)利用原體型的優(yōu)點(diǎn)，即：后傾角底緣型式保證了閘底處于良好的水力條件，因此閉門持住力曲線在大開度和小開度的情況下均大于原體型，閉門效果較好。該體型可作為促進(jìn)閘門順利關(guān)閉的備選方案。

2.2.3 事故閘門無(wú)法落門的原因分析

在動(dòng)水中關(guān)閉的平面事故閘門，門體所受豎向及水平荷載的變化十分復(fù)雜，如圖6所示，主要包括閘門自重、門體水柱壓力、動(dòng)水壓力（底緣上托力或下吸力）、止水摩阻力、行走支承與軌道間的摩阻力等。

根據(jù)現(xiàn)行水工閘門設(shè)計(jì)規(guī)范[26]，支承及止水的綜合摩擦力（）和閉門持住力（）分別為

=(Hu-Hd) （1）

=G ++G-T-（2）

式中為支承及止水的綜合摩擦系數(shù)；為閘門自重修正系數(shù)，可采用0.9～1.0；為摩擦阻力安全系數(shù)，可采用1.2。

根據(jù)式（2），在閘門自重、配重一定的條件下，閉門持住力主要受門體水柱壓力、底緣動(dòng)水壓力、支承及止水摩擦阻力的影響。由門體水柱壓力試驗(yàn)可得，在閘門接近全關(guān)時(shí)，水柱壓力基本達(dá)到上下游水位差所能提供的最大水壓力，說(shuō)明閘門結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理，水的質(zhì)量利用充分。另外，由閘門體型修改后各方案的閉門持住力試驗(yàn)得出，后傾角底緣型式為機(jī)組斜坡進(jìn)水口處水力條件較優(yōu)的閘門體型。因此，考慮事故閘門無(wú)法關(guān)閉是由于原型與模型的實(shí)際摩擦系數(shù)均大于設(shè)計(jì)值，止水及支承與門槽壁面間的摩擦阻力太大而導(dǎo)致。

注：F 為閉門持住力，kN；Ws 為水柱壓力，kN；PHu 為閘門上游側(cè)水平推力，kN；PHd為閘門下游側(cè)水平推力，kN；G為門葉自重，kN；T為摩擦阻力，kN；Gj為閘門配重，kN；Pt為底緣動(dòng)水壓力（上托力為正，下吸力為負(fù)），kN。

后期通過測(cè)量不同工況下閘門無(wú)法下落時(shí)的閉門持住力及門體水柱壓力，結(jié)合靜力分析，反算得到模型的綜合靜摩擦系數(shù)約為0.16，該工程現(xiàn)場(chǎng)采用同樣的試驗(yàn)原理，反算得出原型閘門支承滑塊與門槽壁面間的綜合靜摩擦系數(shù)高達(dá)0.209，均大于設(shè)計(jì)所取0.09，此結(jié)果驗(yàn)證了以上推論的準(zhǔn)確性。根據(jù)工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，定期清理滑塊或?qū)⒒瑒?dòng)支承改為定輪支承均可有效減小平面閘門的摩擦系數(shù)，增大閘門動(dòng)水關(guān)閉的閉門力，但相較于前述通過增設(shè)前緣促使閘門關(guān)閉的方案3，工期長(zhǎng)、人力物資投入大，對(duì)于解決已建工程的類似問題，只對(duì)閘門進(jìn)行一次改造的方案3更為經(jīng)濟(jì)可行，后續(xù)將通過對(duì)方案3體型的優(yōu)化，進(jìn)一步促進(jìn)閘門動(dòng)水關(guān)閉。

3 方案3閘門體型的優(yōu)化試驗(yàn)與結(jié)果

3.1 方案3體型下閘門的受力狀態(tài)

為探究事故閘門方案3體型下水壓力作用情況，試驗(yàn)仍以10%為1個(gè)跨度，測(cè)量了不同機(jī)組導(dǎo)葉開度下，事故閘門閉門過程中閘門主要受力梁（梁④）、前后面板以及底部新增前緣所受的水壓力。結(jié)果表明，新增前緣后，作用于梁④的水柱壓力以及門體的水平水推力與原體型基本保持一致，均隨閘門的關(guān)閉逐漸增大，且最終達(dá)到上下游水頭能提供的最大水柱壓力，圖7a為梁④水柱壓力變化情況。對(duì)于前緣板塊受到的水柱壓力，由圖7b可見，在閘門開度較大時(shí)，其值隨著閘門的下降逐漸增大，峰值出現(xiàn)在1～2 m開度位置，其后隨著閘門開度進(jìn)一步減小，水壓力值迅速降低。閘門動(dòng)水關(guān)閉過程中所受水柱壓力的合力變化情況如圖7c所示。

此變化規(guī)律的產(chǎn)生原因與前緣板塊的作用機(jī)理具有密切聯(lián)系，前緣板塊的設(shè)置將水體分為了上下2部分，前緣板塊之上的水體在閘門泄流過程中基本保持靜止，所產(chǎn)生的水壓力與上游水位相關(guān)，隨著閘門的下落，前緣板塊上表面受到的靜水壓力也不斷增大；前緣板塊之下的水體由于水流下泄而具有較大的速度，根據(jù)伯努利原理，流體流速大的一側(cè)水壓力較小，隨著閘門的關(guān)閉，孔口過流面積減小引起前緣板塊下表面水流流速進(jìn)一步增大，上、下表面過流條件相差極大，存在較大的水頭差。因此，小開度時(shí)作用于前緣板塊上的豎向水壓力大幅增加，達(dá)到在相同運(yùn)行工況下增大豎向水壓力，促進(jìn)閘門下落的效果；然而，當(dāng)閘門接近全關(guān)時(shí)，閘下過流量迅速減小，水流流速進(jìn)一步增大，水頭損失集中于閘底出口位置，使得前緣下表面水壓力增大，前緣板塊水柱壓力急劇降低，無(wú)法保證方案3在此階段有效增大閉門力。而摩擦阻力主要受面板水推力影響，隨閘門的下落線性增大，因此，到達(dá)臨界位置閉門力不足仍會(huì)導(dǎo)致閘門無(wú)法完全關(guān)閉。

注：上、下游水頭差38.47 m，閘門配重40 t。

3.2 方案3底緣型式優(yōu)化設(shè)計(jì)及結(jié)果

3.2.1 方案3底緣型式優(yōu)化設(shè)計(jì)

根據(jù)方案3試驗(yàn)結(jié)果可知，新增前緣能夠在閘門閉門過程中利用部分上游水柱壓力，對(duì)閘門下落較為有利，但接近全關(guān)時(shí)，由于閘底過流量急劇減小，前緣與流道之間無(wú)法產(chǎn)生低壓條件，其作用效果并不明顯，導(dǎo)致閘門在此階段難以繼續(xù)下落。因此，考慮在方案3的基礎(chǔ)上通過進(jìn)一步優(yōu)化體型，達(dá)到更好的落門效果，解決閘門在接近全關(guān)時(shí)落門困難的問題。進(jìn)一步的改進(jìn)通過對(duì)前緣板塊下表面端部進(jìn)行加厚，阻礙過閘水流，促使閘下水流產(chǎn)生流線分離，創(chuàng)造低壓區(qū)，進(jìn)一步增大前緣板塊上、下表面壓力差，從而更充分地利用水柱壓力。優(yōu)化體型及前緣下表面測(cè)點(diǎn)布置如圖8所示。

圖8 方案3閘門體型前緣優(yōu)化示意圖

3.2.2 結(jié)果與分析

為探究事故閘門方案3體型的優(yōu)化效果，試驗(yàn)在前緣板塊下表面布置如圖8中所示的4個(gè)時(shí)均壓力測(cè)點(diǎn)，分別測(cè)量了上下游水位差38.47 m，機(jī)組導(dǎo)葉在70%開度時(shí)，前緣優(yōu)化前后水壓力的變化情況。對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果圖 9a與圖9b可得，閘門關(guān)閉至2 m以下開度，優(yōu)化后的前緣下表面測(cè)點(diǎn)1#、2#、3#測(cè)得的時(shí)均壓力均小于優(yōu)化前，且小于下游水頭，表明此位置有負(fù)壓出現(xiàn)，優(yōu)化方案對(duì)于增大前緣水柱壓力作用明顯，這為閘門在小開度的順利關(guān)閉提供了極為有利的條件。優(yōu)化前后前緣板塊水柱壓力對(duì)比見圖9c，在閘門開度較大時(shí)，優(yōu)化前后前緣所受水柱壓力大小相近，隨著閘門開度減小到2 m以下，優(yōu)化后的前緣水柱壓力相較于優(yōu)化前大幅增加，下降拐點(diǎn)位置明顯后移，且閘門最終完全關(guān)閉，此結(jié)果表明了優(yōu)化方案的有效性。

注：上、下游水頭差38.47 m，閘門配重40 t，機(jī)組導(dǎo)葉開度為70%。1#~4#指4個(gè)測(cè)點(diǎn)。

4 結(jié) 論

針對(duì)平面事故閘門在動(dòng)水中無(wú)法完全關(guān)閉的問題，本文依托已建水電站機(jī)組進(jìn)水口處的平面事故閘門工程實(shí)例，通過水力學(xué)模型試驗(yàn)研究，得到以下結(jié)論：

1）該工程閘門閉門力不足、在動(dòng)水中無(wú)法完全關(guān)閉的現(xiàn)象是由實(shí)際工程的摩擦系數(shù)0.209遠(yuǎn)大于設(shè)計(jì)所取值0.09所致，說(shuō)明摩擦系數(shù)在一定條件下會(huì)成為閘門啟閉力的主要影響因素，通過改變水柱壓力或閘門底緣型式，在一定程度上會(huì)影響啟閉力的大小，但卻不能從根本上解決閘門無(wú)法關(guān)閉的問題。因此，在閘門啟閉力的研究過程中，不能忽視閘門摩擦系數(shù)不確定性對(duì)閘門安全性的影響，應(yīng)同樣將其作為研究重點(diǎn)；

2）增設(shè)前緣板塊可有效增大閘門大開度時(shí)的閉門持住力；基于伯努利原理，對(duì)前緣板塊端部進(jìn)行加厚優(yōu)化后，可以明顯增加閘門小開度時(shí)的閉門持住力，從而促進(jìn)平面閘門的動(dòng)水關(guān)閉。此方案可為類似工程問題解決提供借鑒，具體實(shí)施前應(yīng)結(jié)合工期、投資及啟閉設(shè)備的容量加以驗(yàn)算；

3）對(duì)于已建滑動(dòng)支承型式的平面事故閘門，摩擦系數(shù)實(shí)際值可能與設(shè)計(jì)值相差較大，建議在條件允許的情況下，相關(guān)運(yùn)行管理部門對(duì)其進(jìn)行動(dòng)水閉門試驗(yàn)，以防止運(yùn)行時(shí)發(fā)生無(wú)法閉門的現(xiàn)象；對(duì)于擬建工程的平面事故閘門，較為保守的方法是采用液壓?jiǎn)㈤]方式或滑動(dòng)支承型式，以增大閉門力或減小摩擦阻力，保證閘門順利落門。

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Structural optimization of emergency plate gate for closure in moving water

Liu Fang, Gu Xinyu, Li Wensheng, Sheng Chuanming, Xu Guobin※

(,,300350,)

In the actual hydraulic engineering projects which are already completed, the emergency plane gates should be closed in the moving water under the action of self-weight, additional weight and water column pressure. However, the problem that the emergency gate isn’t completely closed in moving water is frequently occurred in engineering practice, which is a serious threat to the normal and safe operation of the hydropower station. In order to clarify the generation mechanism and investigate the effective solution for this engineering problem, the hydraulic model tests were carried out and the obtained experiment data were analyzed. Firstly, on the basis of hydraulic model experiment, we measured the water column pressure. Secondly, the holding forces of the emergency plane gates with different bottom shapes were compared and the characteristics of hydrodynamic excitations acting on the gate leaf and gate bottom were analyzed. The results showed that the beam grillage system of the gate was reasonably designed and the water column pressure was made full use of. The flow pattern under the gate was relatively stable and the flow excitation characteristic was reasonable, meaning that the currently adopted bottom shape was appropriate and the flow fluctuation pressure acting on the gate leaf and gate bottom was not the main cause of this engineering problem. Consequently, the analysis results indicated that the cause of the aforementioned engineering problem was that the friction coefficient (0.209) between the gate leaf and gate groove was seriously underestimated, and the substantially underestimated friction coefficient was verified by prototype test results. In order to make this emergency plane gate completely closed in moving water, an optimal scheme of gate shape was further presented by adding a steel guide plate on the bottom edge of upstream surface. The water above the steel guide plate could be approximately regarded as still water, while the water below the guide plate flew through the gate hole with a relatively high speed. Therefore, the downward pressure was induced by the flow velocity difference between the upper and lower surfaces of the guide plate according to the well-known Bernoulli Principle. Due to the increment of the downward force, the minimum opening ratio of the emergency plane gate that could be reached in the gate closing process was decreased. This indicated that the gate shape optimization scheme was effective, but not enough to make the plane gate completely closed in moving water. In order to ensure the complete closure of the emergency plane gate in moving water, the aforementioned optimization scheme was further improved by thickening the upstream lower surface of the added guide plate. This improvement led to the streamline separation under the lower surface of steel guide plate. According to the flow fluctuating pressure data measured by the pressure sensors installed on the lower surface of guide plate, the negative pressure was observed in most working conditions, which indicated the effectiveness of this improvement. By applying the emergency gate shape optimization and its improvement, the twice amplification effects of the downward force acting on the gate was generated, which would significantly facilitate the complete closure of emergency plane gate in moving water. According to the experimental results, the presented engineering optimization scheme and its improvement measure were very effective for this problem and the modified emergency plane gate could be completely closed in most working conditions.

pressure; water; optimization ;emergency gate; plate gate; closure in moving water; gate structure; holding force

2018-10-29

2019-05-13

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51779166）

劉 昉，副教授，博士，從事工程水力學(xué)及試驗(yàn)的研究。Email：fangliu@tju.edu.cn

徐國(guó)賓，教授，博士，從事工程水力學(xué)及泥沙研究。Email：xuguob@tju.edu.cn

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.12.017

TV32+1

A

1002-6819(2019)-12-0142-08

劉 昉，谷欣玉，李文勝，盛傳明，徐國(guó)賓.動(dòng)水關(guān)閉的平面事故閘門體型優(yōu)化試驗(yàn)研究[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2019，35(12)：142－149. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.12.017 http://www.tcsae.org

Liu Fang, Gu Xinyu, Li Wensheng, Sheng Chuanming, Xu Guobin. Structural optimization of emergency plate gate for closure in moving water[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2019, 35(12): 142－149. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.12.017 http://www.tcsae.org