鄭圣義　朱文博　姚輝　萬(wàn)宇飛

摘要：為了解不同支臂縱向連接系的布置形式對(duì)弧形閘門(mén)穩(wěn)定性的影響，以某水庫(kù)溢洪道露頂式弧形閘門(mén)為研究對(duì)象，結(jié)合6種工程中常見(jiàn)的支臂縱向連接系的布置形式，利用有限元軟件ANSYS對(duì)閘門(mén)模型進(jìn)行靜力分析和動(dòng)力學(xué)計(jì)算。結(jié)果表明：支臂縱向連接系的布置形式對(duì)閘門(mén)支臂的影響較大，A字型支臂不適用于大跨度大半徑露頂式弧形閘門(mén);支臂縱向連接系的布置形式對(duì)閘門(mén)的固有頻率影響較小;比較閘門(mén)各階振型，支臂處最易發(fā)生振動(dòng)。研究成果對(duì)弧形閘門(mén)支臂的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有一定的參考價(jià)值。

關(guān)鍵詞：支臂縱向連接系;有限元分析;靜力分析;模態(tài)分析;弧形鋼閘門(mén)

中圖法分類(lèi)號(hào)：TV663.2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2019.03.034

水工鋼閘門(mén)是水工建筑物中的最主要擋水結(jié)構(gòu)，在水利水電工程中發(fā)揮著十分重要的作用。其中弧形閘門(mén)因施工難度低、控制水流量高效和工作時(shí)所需啟閉力較小等優(yōu)點(diǎn)，在水利水電工程中被廣泛地應(yīng)用[1]。由于閘門(mén)的重要性、應(yīng)用的廣泛性以及事故所產(chǎn)生的危害性，弧形閘門(mén)的安全運(yùn)行一直都是人們所關(guān)注的問(wèn)題之一。

綜合分析弧形閘門(mén)所發(fā)生的事故可以發(fā)現(xiàn)，事故大多是由弧形閘門(mén)的支臂失穩(wěn)造成的，故國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)弧形閘門(mén)支臂的相關(guān)研究也較多。張全利利用AN-SYS探究支臂水平支撐的不同結(jié)構(gòu)形式對(duì)閘門(mén)自振頻率的影響[2];丁峰等引用工程實(shí)例，探究不同參數(shù)對(duì)閘門(mén)支臂臨界屈曲荷載的影響[3];張維杰等通過(guò)水力學(xué)實(shí)驗(yàn)以及有限元分析，系統(tǒng)研究了深孔弧形閘門(mén)靜動(dòng)力特性，揭示了閘門(mén)的流激振動(dòng)現(xiàn)象[4]。然而目前設(shè)計(jì)人員基本是憑借其經(jīng)驗(yàn)以及參考與之類(lèi)似的工程實(shí)例來(lái)設(shè)計(jì)弧形閘門(mén)支臂的，對(duì)于支臂縱向連接系是否需要以及如何布置，現(xiàn)行的水工金屬結(jié)構(gòu)相關(guān)方面的設(shè)計(jì)規(guī)范并沒(méi)有給出明確的規(guī)定。故本文結(jié)合某水庫(kù)工程實(shí)例，利用ANSYS軟件對(duì)不同支臂縱向連接系的布置形式進(jìn)行有限元計(jì)算，得出它對(duì)弧形閘門(mén)穩(wěn)定性的影響。

1工程實(shí)例

本文以某水庫(kù)溢洪道露頂式弧形閘門(mén)為研究對(duì)象。閘門(mén)孔口尺寸為12mx7m（寬度x高度），面板半徑為13m，支鉸中心高程為298.5m，底檻高程為290m，設(shè)計(jì)水頭為7m，起吊中心為7.5m。該閘門(mén)采用主橫梁同層布置，帶懸桿的直臂π型主框架結(jié)構(gòu)。主橫梁、縱梁和支臂均為工字型組合梁;主橫梁共2根，自上而下編號(hào)為1～2號(hào);小橫梁（含頂、底梁）共7根，自上而下編號(hào)為1～7號(hào)，2～6號(hào)小橫梁為20a號(hào)槽鋼，頂梁、底梁均為24a號(hào)槽鋼;縱梁（含邊柱）共7根，自左至右編號(hào)為1～7號(hào)，其中邊柱為40號(hào)工字鋼，2～6號(hào)縱梁為工字型組合梁。

2計(jì)算模型及參數(shù)

2.1計(jì)算模型

鋼閘門(mén)是一種復(fù)雜的空間薄壁結(jié)構(gòu)體系，在AN-SYS建模時(shí)需選用不同的單元來(lái)模擬。閘門(mén)的主要構(gòu)件采用板殼單元SHELL63模擬，支鉸采用實(shí)體單元SOLID45模擬[5]。結(jié)合在工程中常見(jiàn)的6種支臂縱向連接系的布置形式，分別建立與之對(duì)應(yīng)的有限元模型[6]，如圖1所示。定義模型中X方向?yàn)樗鞣较颍琘方向?yàn)樗窖刂鳈M梁方向，Z方向?yàn)殂U直方向。

對(duì)6種模型分別進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在重點(diǎn)位置（主橫梁和支臂交界區(qū)域、支鉸位置等）細(xì)化網(wǎng)格，保證計(jì)算的較高精度。現(xiàn)將6種模型的節(jié)點(diǎn)數(shù)和單元數(shù)記錄于表1中。

2.2材料的特性

根據(jù)實(shí)際工程的設(shè)計(jì)圖紙資料，該弧形閘門(mén)所采用的材料為Q235鋼，材料的參數(shù)特性為：彈性模量E=2.06x105MPa，泊松比μ=0.3，密度ρ=7850kg/m3。材料的容許應(yīng)力需要結(jié)合鋼材的厚度、閘門(mén)的重要程度以及在役年限等情況乘以相對(duì)應(yīng)的系數(shù)來(lái)進(jìn)行一定的調(diào)整[7-9]由于該弧形閘門(mén)構(gòu)件的厚度均小于16mm，故經(jīng)過(guò)調(diào)整后的容許折算應(yīng)力值[σ]=152MPa。

2.3約束和荷載的施加

弧形閘門(mén)在支鉸軸處受來(lái)自X，Y，Z方向的位移約束，以及來(lái)自繞X軸和Y軸的轉(zhuǎn)動(dòng)約束，底檻受到來(lái)自Y方向的位移約束[10]。由于閘門(mén)為對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)且尺寸較大，為了便于建模，先建立了1/2的閘門(mén)模型，再采用鏡像操作得到完整的弧形閘門(mén)模型，在閘門(mén)跨中的截面處施加對(duì)稱(chēng)約束。

由于弧形閘門(mén)在運(yùn)行過(guò)程中受到的荷載較多，故本文在有限元分析時(shí)主要考慮閘門(mén)自重和靜水壓力的作用。計(jì)算工況為：設(shè)計(jì)水頭7m，上游水位297m，下游無(wú)水（底檻高程為290m）。

3有限元靜力特性分析

3.1結(jié)構(gòu)應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果與分析

3.1.1面板

不同支臂縱向連接系的弧形閘門(mén)J面板最大折算應(yīng)力值如表2所示?？梢?jiàn)，各個(gè)模型的閘門(mén)面板折算應(yīng)力均小于面板的折算應(yīng)力容許值（1.1[σ]=1.1x1.5x152=250.8MPa）。折算應(yīng)力分布較為均勻，不存在應(yīng)力集中現(xiàn)象。此外，最大折算應(yīng)力均出現(xiàn)在由1號(hào)縱梁、2號(hào)縱梁、5號(hào)小橫梁和6號(hào)小橫梁圍成的梁格靠近支臂的區(qū)域，而且6種閘門(mén)最大折算應(yīng)力之間相差較小，最大相差為0.865%。由此可知，不同支臂縱向連接系的布置形式對(duì)弧形閘門(mén)面板影響較小。

3.1.2主橫梁

不同支臂縱向連接系的弧形閘門(mén)主橫梁最大折算應(yīng)力如表3所示?？梢?jiàn)，模型VI的，上主梁和下主梁折算應(yīng)力最大，但并未超過(guò)折算應(yīng)力容許值，滿足強(qiáng)度條件。閘門(mén)的，上下主梁折算應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，均呈對(duì)稱(chēng)分布，在主梁跨中區(qū)域、主梁和支臂的連接處較大，最大折算應(yīng)力均是出現(xiàn)在主梁腹板與支臂腹板連接處。除主梁與支臂連接處，主梁其他區(qū)域折算應(yīng)力分布及大小基本相同。但是6號(hào)閘門(mén)上主梁與上支臂的連接處區(qū)域產(chǎn)生了較大的應(yīng)力，存在安全隱患。

3.1.3縱梁

不同支臂縱向連接系的弧形閘門(mén)縱梁最大折算應(yīng)力如表4所示?？梢?jiàn)，模型II存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大折算應(yīng)力超出了折算應(yīng)力容許值?？紤]到實(shí)際工程中存在的焊縫未焊透、腐蝕等因素，此處實(shí)際的折算應(yīng)力會(huì)更大，存在安全隱患。

所有閘門(mén)縱梁的最大折算應(yīng)力分布點(diǎn)有3處：①2號(hào)縱梁腹板與6號(hào)小橫梁連接處，此處因?yàn)楦叨鹊?，承受自面板傳?lái)的水壓力較大，加上與小橫梁相交接，受到來(lái)自小橫梁的擠壓應(yīng)力;②2號(hào)縱梁和，上支臂的連接處，此處因?yàn)橐獙?lái)自梁格的壓力傳遞至支臂，受到的應(yīng)力比較集中;③閘門(mén)Ⅲ的2號(hào)縱梁后翼緣和兩根支臂腹桿三者的交匯點(diǎn)，此處接觸面積小，受力較復(fù)雜。

3.1.4邊梁

6種閘門(mén)模型的邊梁最大折算應(yīng)力值，如表5所示?？梢?jiàn)，6種閘門(mén)模型最大折算應(yīng)力變化幅度較小，且均小于邊梁的折算應(yīng)力容許值（1.1[σ]=1.1x152=167.2MPa），滿足強(qiáng)度條件。

6種閘門(mén)模型的最大折算應(yīng)力均出現(xiàn)在邊梁腹板和6號(hào)小橫梁交界區(qū)域，縱梁與主橫梁連接部分也出現(xiàn)較大應(yīng)力，各閘門(mén)的應(yīng)力分布規(guī)律趨勢(shì)基本相同。由此得出，不同支臂縱向連接系的布置形式對(duì)弧形閘門(mén)的邊梁折算應(yīng)力影響較小。

3.1.5支臂

6種閘門(mén)模型的支臂最大折算應(yīng)力值，如表6所示?？梢?jiàn)，閘門(mén)I、V的最大折算應(yīng)力和折算應(yīng)力容許值167.2MPa很接近，其余閘門(mén)最大折算應(yīng)力均超出容許值，故其余模型不滿足強(qiáng)度條件。

各個(gè)閘門(mén)支臂的最大折算應(yīng)力均出現(xiàn)在上下支臂和支鉸連接處附近，豎直弦桿與上下支臂連接處折算應(yīng)力較大，其余部位折算應(yīng)力較小。為了進(jìn)一步探究折算應(yīng)力對(duì)支臂的影響，在支臂上選擇特殊樣點(diǎn)來(lái)比較其折算應(yīng)力。選取的樣點(diǎn)位置如圖2所示。

令兩支臂間的弦桿從左至右分別記作弦桿1～4，則7個(gè)樣點(diǎn)的具體位置為：樣點(diǎn)1，上支臂腹板與弦桿1腹板交界的中心;樣點(diǎn)2，上支臂腹板與弦桿3腹板交界的中心;樣點(diǎn)3，下支臂腹板與弦桿2腹板交界的中心;樣點(diǎn)4，下支臂腹板與弦桿4腹板交界的中心;樣點(diǎn)5，弦桿1腹板的中心;樣點(diǎn)6，弦桿2腹板的中心;樣點(diǎn)7，弦桿3腹板的中心?；⌒伍l門(mén)樣點(diǎn)的折算應(yīng)力記錄見(jiàn)表7。

（1）比較兩組樣點(diǎn)1和3與2和4，發(fā)現(xiàn)對(duì)于所有閘門(mén)模型的折算應(yīng)力都是樣點(diǎn)1>樣點(diǎn)3，樣點(diǎn)2>樣點(diǎn)4，說(shuō)明總體而言，上支臂承受的荷載大于下支臂。

（2）比較樣點(diǎn)5～7，折算應(yīng)力差值從小到大分別為I

（3）結(jié)合支臂最大折算應(yīng)力的分析可知，模型I的支臂最大折算應(yīng)力最小且支臂弦桿的折算應(yīng)力較小，應(yīng)力分布均衡，強(qiáng)度優(yōu)于其它幾種閘門(mén);模型II的最大折算應(yīng)力是除閘門(mén)VI之外最大的，且支臂弦桿間的應(yīng)力變化比較大，其強(qiáng)度較低;模型VI的支臂弦桿間的應(yīng)力變化比較大，上下支臂的荷載分布不均衡，結(jié)合上文的折算應(yīng)力分析，說(shuō)明模型VI可能存在結(jié)構(gòu)方面的問(wèn)題。

3.2變形計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

由各類(lèi)弧形閘門(mén)事故統(tǒng)計(jì)分析，事故原因主要是支臂失穩(wěn)或彎曲，故本文在分析時(shí)主要考慮支臂部分的變形。支臂變形如圖3所示。

（1）6種閘門(mén)支臂的變形大體趨勢(shì)基本相同：上下支臂都是向下凹陷，越靠近支鉸處變形撓度越大，除了閘門(mén)VI最大撓度出現(xiàn)在下支臂腹板與4號(hào)弦桿腹板的連接區(qū)域外，其它閘門(mén)的最大撓度均出現(xiàn)在下支臂與支鉸的連接處區(qū)域。

（2）與其它閘門(mén)相比，閘門(mén)VI支臂最大撓度有著顯著的增加，其上支臂最大撓度較閘門(mén)I～V上支臂最大撓度的平均值（5.654mm）增幅達(dá)549.8%;下支臂較閘門(mén)I～V下支臂最大撓度的平均值（6.094mm）增幅達(dá)522.1%;弦桿較閘門(mén)I～V弦桿最大撓度的平均值（5.600mm）增幅達(dá)567.1%。三者增幅均在500%以上，再結(jié)合閘門(mén)支臂最大折算應(yīng)力的分析，可知閘門(mén)VI支臂可能處于塑性變形階段。

（3）在閘門(mén)I～V中，閘門(mén)II的支臂和弦桿的變形撓度都是最大的，說(shuō)明閘門(mén)II的剛度低于其它4種閘門(mén)。結(jié)合支臂折算應(yīng)力分析的閘門(mén)II的強(qiáng)度也比較低，說(shuō)明對(duì)于此種弧形閘門(mén)的設(shè)計(jì)，支臂II并不是最佳選擇。

（4）比較同一閘門(mén)的上下支臂的最大撓度差值，閘門(mén)V的上下支臂最大撓度差值最大，說(shuō)明支臂縱向連接系的結(jié)構(gòu)復(fù)雜度與支臂的剛度沒(méi)有直接聯(lián)系。

4有限元?jiǎng)恿μ匦苑治?/p>

當(dāng)弧形閘門(mén)工作時(shí)，作用在閘門(mén)上面的水動(dòng)力荷載具備隨機(jī)的特性，閘門(mén)門(mén)結(jié)構(gòu)振動(dòng)的響應(yīng)取決于這些荷載的特性[11-13]。當(dāng)閘門(mén)止水產(chǎn)生的自激振動(dòng)頻率與閘門(mén)結(jié)構(gòu)的某一階固有頻率大小相同或者接近時(shí)，閘門(mén)產(chǎn)生共振現(xiàn)象，此時(shí)閘門(mén)很容易出現(xiàn)事故[14-16]。

目前在分析閘門(mén)動(dòng)力特性時(shí)，一般采用軟件計(jì)算出閘門(mén)的固有頻率和振型。通過(guò)比較閘門(mén)的固有頻率和水體的頻率分布來(lái)確定閘門(mén)是否有可能發(fā)生共振;通過(guò)比較閘門(mén)的振型變化來(lái)確定閘門(mén)的易振部位，以便進(jìn)行校核優(yōu)化7。因此在閘門(mén)動(dòng)力特性分析的過(guò)程中，通常以閘門(mén)的固有頻率和振型作為主要的研究對(duì)象。

4.1振頻分析

通過(guò)有限元模態(tài)分析計(jì)算可以得到閘門(mén)模型前七階的固有頻率，如表9所示。

（1）各閘門(mén)的固有頻率較低，前七階的固有頻率在0～1Hz之間。結(jié)合相關(guān)的閘門(mén)統(tǒng)計(jì)和模型試驗(yàn)資料可知，水流的脈動(dòng)比較復(fù)雜，但數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)可知水流脈動(dòng)頻率大致的分布規(guī)律，水流主頻在1～10Hz的占總體的48.5%，在10～20Hz的占總體的44.5%，大于20Hz的僅為極少數(shù)[18]，6種閘門(mén)模型的基頻均在0.112Hz左右，因此該閘門(mén)關(guān)閉時(shí)發(fā)生共振的可能性較小，但不排除在風(fēng)力和波浪等影響下，閘門(mén)發(fā)生共振。

（2）由頻率表可知，隨著6種閘門(mén)模型的模態(tài)階數(shù)的增加，其整體的固有頻率也隨之增大。

4.2振型分析

通過(guò)有限元模態(tài)分析，不僅可以得到閘門(mén)的固有頻率，而且可以得到閘門(mén)的各階振型，從振型圖可以更方便地觀察閘門(mén)的振動(dòng)情況和位移量?？紤]到本文選取模型較多，故本文選取模型I作為分析重點(diǎn)，其余模型作為參考，結(jié)果見(jiàn)圖4和表10。為便于描述振型，將縱向連接系從左至右分別表示為腹桿1～4號(hào)，支臂間弦桿表示為弦桿1～4號(hào)。

通過(guò)觀察所有的振型圖，發(fā)現(xiàn)閘門(mén)的振動(dòng)復(fù)雜，振動(dòng)的類(lèi)型較多，既存在整體的振動(dòng)，又存在部件的振動(dòng);既存在單個(gè)類(lèi)型的振動(dòng)，又存在多個(gè)振動(dòng)類(lèi)型的疊加;既存在彎曲又存在扭轉(zhuǎn)。在所有部件中，支臂是易振部位，分析結(jié)果和實(shí)際工程相符。

5結(jié)語(yǔ)

不同支臂縱向連接系的布置形式對(duì)面板、主橫梁、縱梁和邊梁的穩(wěn)定性影響較小，對(duì)閘門(mén)支臂的應(yīng)力和應(yīng)變影響較大。在6種模型中，A字型支臂布置結(jié)構(gòu)存在一定程度的應(yīng)力集中現(xiàn)象，其變形幅度遠(yuǎn)超其他模型，在大跨度、大半徑弧形閘門(mén)應(yīng)用中應(yīng)慎重選用。同時(shí)分析發(fā)現(xiàn)縱向連接系的布置形式對(duì)閘門(mén)的動(dòng)力特性影響較小，在閘門(mén)關(guān)閉時(shí)發(fā)生共振的可能性較低，但支臂依舊是弧形閘門(mén)易發(fā)生振動(dòng)的部位，進(jìn)行弧形閘門(mén)的設(shè)計(jì)和檢驗(yàn)中，支臂都應(yīng)該受到重點(diǎn)關(guān)注。

參考文獻(xiàn)：

[1]楊逢堯.水工金屬結(jié)構(gòu)[M].北京：中國(guó)水利水電出版社，2005.

[2]張全利.弧形鋼閘門(mén)支臂水平撐結(jié)構(gòu)形式的分析研究[J].吉林水利，2014（1）：9-11，14.

[3]丁峰，曹海瑞，周勝、基于ANSYS的弧形閘門(mén)支臂屈曲分析研究[J].水利水電技術(shù)，2016，47（2）：119-122，127.

[4]張維杰，嚴(yán)根華，陳發(fā)展，等.深孔弧形閘門(mén)靜動(dòng)力特性及流激振動(dòng)[J].水利水運(yùn)工程學(xué)報(bào)學(xué)報(bào)，2016（2）：111-119.

[5]冀芳，李崗.基于ANSYS軟件的弧形鋼閘門(mén)三維有限元分析[J].制造業(yè)自動(dòng)化，2015（6）：39-41.

[6]冷濤，張先員.基于三維有限元的弧形閘門(mén)安全穩(wěn)定性分析[J].人民長(zhǎng)江，2016（9）：63-66.

[7]中華人民共和國(guó)水利部.SL74-2013水利水電工程鋼閘門(mén)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京：中國(guó)水利水電出版社，2013.

[8]張漢云，張燎軍，田宏吉，等.主縱梁弧形閘門(mén)銹蝕后工作性態(tài)研究[J].水利水電技術(shù)，2016（12）：78-81.

[9]王超，黃銘.考慮銹蝕形態(tài)的弧形閘門(mén)有限元分析[J].水力發(fā)電，2016（4）：72-76.

[10]卜現(xiàn)港，夏仕鋒.三維有限元法在鋼閘門(mén)安全檢測(cè)中的應(yīng)用[J].中國(guó)農(nóng)村水利水電，2005（11）：54-56.

[11]劉亞坤，倪漢根，葉子青，等.水工弧形閘門(mén)流激振動(dòng)分析[J].大連理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2005（5）：730-734.

[12]李火坤.弧形閘門(mén)流激振動(dòng)特性及其結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究[D].天津：天津大學(xué)，2004.

[13]盛旭軍，胡木生，張兵，等.弧形閘門(mén)流激振動(dòng)原型觀測(cè)試驗(yàn)技術(shù)研究[J].水利技術(shù)監(jiān)督，2016（1）：7-11.

[14]胡木生，楊志澤，張兵，等.蜀河水電站弧形閘門(mén)原型觀測(cè)試驗(yàn)研究[J].水力發(fā)電學(xué)報(bào)，2016（2）：90-100.

[15]趙蘭浩，駱鵬.大型水工弧形鋼閘門(mén)流激振動(dòng)物理模型-數(shù)值模型計(jì)算分析[J].水電能源科學(xué)，2017（12）：173-177.

[16]王旭聲，孫留穎，張鵬.基于ANSYS的弧形閘門(mén)三維有限元分析[J].河南科技，2018（1）：26-29.

[17]劉鵬鵬，鄭圣義。某箱型結(jié)構(gòu)弧形閘門(mén)自振特性的有限元分析[J].機(jī)械制造與自動(dòng)化，2013，42（4）：172-174.

[18]邱德修，朱召泉，邱琳.弧形鋼閘門(mén)流固耦合自振特性分析[J].廣東水利水電，2010（1）：10-12.

引用本文：鄭圣義，朱文博，姚輝，萬(wàn)宇飛.支臂縱向連接系形式對(duì)弧形閘門(mén)的穩(wěn)定性分析[J].人民長(zhǎng)江，2019，50（3）：192-197.

Analysis on influence of different longitudinal connectionsystems of supporting arms on stability of radial gate

ZHENG Shengyi，ZHU Wenbo，YAO Hui，WAN Yufei，

（College of Energy and Electric Engineering，Hohai University，Nanjing 211100，China）

Abstract：In order to understand the influence of arrangement of the longitudinal connection system on the radial gate stability，taking a radial gate of the open-top spillway of a reservoir as the research object，combining the six common arrangement formsof the longitudinal connection system，the static and dynamic analysis on the gate model were carried out by using the finite element software ANSYS.The results show that the arrangement of the longitudinal connection system has a great influence on thegate arm，the A-shape arm is not suitable for the large-span and large-radius open-top arch gate，and the longitudinal connection system has lttle effect on the natural frequency of the gate.By analyzing the various modes of the gate，vibration is mostlikely to occur for the supporting arm.This conclusion has certain reference value for the optimization design of radial gate arm.

Key words：longitudinal connection system of supporting arms;FEM;static analysis;modal analysis;radial steel gate