長漳堤除險加固工程平板閘門水力特性試驗研究

劉 斌

（江西星光建設工程有限公司,江西 南昌 330000）

1 問題的提出

隨著我國水利水電事業(yè)的蓬勃發(fā)展,閘門尺寸和作用水頭均呈不斷增大的態(tài)勢,對于平面滑動鋼閘門而言,閘門孔口尺寸、工作水頭及總水壓力是體現(xiàn)閘門性能水平的主要指標：閘門尺寸越大,其金屬結構所面臨的力學問題和加工工藝也越突出；閘門工作水頭越高,高速水流水力力學問題也越突出,閘門啟閉設備的加工、鍛造、鑄造也越困難。

萬洲電排站是長漳堤除險加固工程的主要組成部分,長漳堤除險加固工程設計范圍為樁號0 +000~11 +900,堤線全長11.90 km。圩堤按5 級堤防設計,設計防洪標準為防御蓮河10 年一遇洪水。本段設計洪水位為22.25 m~21.85 m。從閘門工作水頭來看,我國當前閘門工程運行已達較高水平,但是閘門孔口尺寸和總水頭壓力方面仍與國際先進水平存在較大差距,閘門運行主要面臨高速水流狀態(tài)下空蝕、氣蝕、振動、脈動等問題,為確保閘門運行的安全性,必須對工作閘門進行水力特性試驗。

2 模型設計及試驗布置

長漳堤除險加固工程萬洲電排站中孔長110 m,檢修閘門設置在進口,事故閘門及工作閘門均設置在出口,通過椎管進行閘門間的連接,工作閘門和事故閘門附環(huán)設計半徑分別為2.40 m和2.72 m,且在閘門門槽上游面均環(huán)形設置沖水壓縮水封。以內壁光滑、內徑11.5 cm的塑料成品管進行閘門水力特性試驗模型制作,鋼水箱模型尺寸為4.0 m×4.0 m×17 m,為確保水箱內水位符合設計要求,其供水系統(tǒng)應通過調頻電機控制。事故閘門的設計工作水頭為140 m,試驗模型設計比尺18,邊壁糙率設計比尺1.62,有機玻璃管壁糙率0.008,轉換為模型邊壁糙率0.013,符合流道邊壁糙率相關要求。設計好模型后主要進行電排站、泄洪孔進口段、洞身段、漸變段、閘門門槽段及后突閘室段等區(qū)段的模擬。事故閘門在不運行狀態(tài)下,內部充水且端頭封閉,而在啟動并運行后通氣管便自由通水、通氣。

為進行電排站閘門門槽段脈動壓力、能譜等水力特性檢測,還應將四個壓力傳感器設置在模型門槽段上下游流道處,并設置時均壓力測點。為進行閘門面板門槽段脈動壓力等水力特性檢驗,將12 個壓力傳感器設置在模型事故閘門面板及端頭。

為避免動水壓力影響閘門啟閉速度,確保閘門穩(wěn)定運行,試驗模型還應增設附帶背壓功能的液壓啟閉機驅動系統(tǒng)。將液壓油缸活塞桿安裝于門井頂端并與閘門連接,在連接吊桿上串接測力器以進行模型閘門運行過程的控制。YD-28動態(tài)電阻應變儀將閘門模型運行過程中的脈動壓力按照200 Hz的采樣頻率采集、轉換并放大后再經(jīng)過INV36 D數(shù)據(jù)分析儀分析處理。

3 平板閘門水力特性研究

3.1 閘門設計全開

電排站中孔閘門全開泄流試驗在22.25 m、21.85 m水位及18.9 m的較低水位進行,在設計工況下,電排站事故閘門水流較為順暢,且門井內水體充盈,不存在旋滾及氣囊流態(tài)等情況。流道內水體流出工作閘門后以平拋形態(tài)和較為規(guī)則的圓柱狀態(tài)射流,且不發(fā)生橫向擴散和明顯回卷,同時,射流水體距離閘室段邊界較遠,閘門后突擴門槽閘室段無水體擊打。閘門門槽段主要表現(xiàn)為較大的時均正壓壓力,且壓力均至少為50×9.81 kPa,考慮到閘門段流速最大值,應按下式進行所對應水流空化數(shù)[1]計算：

式中：?為閘門段水流空化數(shù)；h0為閘門段動水壓力水頭,m；ha為閘門段大氣壓力水頭,m；hy為閘門段水汽化壓力水頭,m；v0為閘門段特征流速,m/s。

將長漳堤除險加固工程萬洲電排站事故閘門門槽段流道水流特征帶入式（1）可得該電排站事故閘門段水流空化數(shù)為1.21,符合設計要求的不產(chǎn)生水流空化的條件,脈動壓力最值也主要出現(xiàn)在事故閘門區(qū)流道段收縮起始段,并隨水位升高后脈動壓力持續(xù)增大。在最大水位22.25 m情況下脈動壓力最大值為1.6×9.81 kPa,其余水位條件下脈動壓力最大值均在0.6×9.81 kPa以下。電排站中孔泄洪情況下各測點脈動主頻率均為0.2 Hz,而脈動優(yōu)勢頻率在0~7.5 Hz范圍內變化。

3.2 閘門與流道形成錯臺

考慮到萬洲電排站事故閘門在泄洪情況下的運行實際,在其超欠運行時便會在門槽段流道頂?shù)椎忍幮纬筛叨?.02 m左右的錯臺,通過試驗進行35 m/s高速水流條件下錯臺水力影響的分析。展開電排站運行水位分別為22.25 m、21.85 m及18.9 m時電排站事故閘門抬高/降低0.05 m的試驗,試驗結果見表1。

表1 電排站事故閘門抬高/降低0.05 m的試驗結果

根據(jù)表中所示試驗結果數(shù)據(jù)可知,萬洲電排站事故閘門門井內水體充盈,槽段水流較為順暢,且不存在氣囊、水流脫空等現(xiàn)象。門槽段流道頂?shù)椎忍幩纬傻腻e臺與閘后射流間存在安全距離,故并不影響閘后射流形態(tài),也不存在水體對閘門后突擴門槽段的擊打。閘門抬高0.05 m后門槽管底和管頂分別出現(xiàn)凸坎和凹槽,22.25 m、21.85 m及18.9 m水位條件下閘門門槽段均存在較大正向時均壓力,僅在局部凸坎和凹槽范圍內時均壓力值較小,整體而言,電排站閘門門槽段水流空蝕特性并無顯著變化。閘門降低0.05 m后門槽管底和管頂分別出現(xiàn)與閘門抬高0.05 m時類似的凹槽和凸坎,不同水位下時均壓力值均有所降低。通過對壓力成果的分析,在萬洲電排站事故閘門附近所形成凸坎的位置,其壓力均方根增大幅度不明顯。凸坎以后壓力值降低,但壓力均方根值變動不明顯。事故閘門與流道所形成凹槽處脈動壓力增大,壓力均方根值變動不明顯?？傊?萬洲電排站事故閘門門槽段流道頂?shù)椎忍幮纬傻腻e臺嚴格控制在設計要求的0.02 m以內,槽區(qū)水流空化特性便不會惡化。

3.3 事故閘門啟閉過程水力特性

萬洲電排站工作閘門全開、事故閘門關閉情況下,當工作閘門開度在0.86~0.98 時椎管段頂端水體會表現(xiàn)出劇烈的紊動與旋轉,閘門門井內水體充盈,通氣管內水平面降至流道管頂后管內開始進氣,工作閘門后水舌上部出現(xiàn)25°幅度的上揚,分散性水體接觸到工作閘門后突擴至洞頂。當工作閘門開度在0.70 ~0.85 時,較多空氣由頂管尾部進入椎管管段內,并持續(xù)向通氣管補氣,事故閘門門后管頂?shù)膿綒馑靼l(fā)生劇烈旋滾,水舌持續(xù)快速上揚至閘門后突擴洞體頂部。當工作閘門開度在0.69 及以下時,與椎管管后空氣連通的空腔同樣出現(xiàn)在椎管段頂部,通氣管基本停止補氣,水舌表面摻氣,閘門后突擴洞頂不再受到水流沖擊。

當水位為21.85 m時,在萬洲電排站工作閘門逐漸關閉的過程中,流道范圍內門板壓力逐漸增大,最終達到水位21.85 m時的壓力高程。流道外的壓力因處于門井內,故與門井壓力變動趨勢一致。位于門井止水環(huán)位置的閘門板在高速縫隙水流的影響下短時壓力急劇下降,甚至出現(xiàn)暫時負壓的情況。閘門頂?shù)讐毫φw表現(xiàn)為正壓,并與門井內壓力一樣,緩慢下降。隨著閘門的下行運動,通氣管和泄水管頂不斷補氣后局部環(huán)面負壓逐漸升至零壓。

當水位為22.25 m時,電排站工作閘門壓力變動趨勢與水位21.85 m時十分接近,即隨著閘門關閉,其管道內壓力持續(xù)增大,并最終與試驗水位一致,其椎管頂部壓力在閘門開度0.86 ~1.0 的情況下快速降至零,在開度0.69 ~0.86 時因摻氣水流旋滾情況明顯,實測壓力存在較大起伏與紊動,并與大氣相通后逐漸降至零。當閘門開度減小至0.33 以下后,椎管段底部表現(xiàn)出較大負壓,待閘門關閉后壓力值便穩(wěn)定下降至零。

當水位為18.9 m時,電排站工作閘門壓力變化情況與水位21.85 m時接近,在閘門開度0.69 ~0.86 時,閘門后管頂壓力圍繞零點起伏變化,事故閘門關閉至開度0.45 時,其與工作閘門間的椎管旋區(qū)壓力在20×9.81 kPa以上,待其開度為0.35 時,椎管頂部壓力持續(xù)降低,且表現(xiàn)為劇烈紊動和部分流道負壓。當開度為0.17 ~0.33 時,事故閘門后管底瞬時負壓為真空狀態(tài),此后閘門啟閉過程中水流流態(tài)、壓力特性等均不存在實質性差異。

4 平臺閘門啟閉力試驗

4.1 閘門啟閉力計算

萬洲電排站工作閘門動水啟閉力[2]按以下過程計算：

式中：G為電排站工作閘門重量,t；f t為閘門動水開啟時實際摩擦力,kPa；f為閘門動水關閉時實際摩擦力,kPa；W's為閘門動水開啟時閘門所作用的水柱壓力,kPa；Ws為閘門動水關閉時閘門所作用的水柱壓力,kPa；P'x為閘門動水開啟時閘門底緣所作用的下吸力,kPa；Px為閘門動水開啟時閘門底緣所作用的上托力,kPa；P't為閘門動水關閉時閘門底緣所作用的下吸力,kPa；Pt為閘門動水關閉時閘門底緣所作用的上托力,kPa。

在試驗過程中,可設Wy= Ws+Px- Pt,W'y=W's+P'x- P't,其中Wy為作用于模型閘門鉛垂向的動水總荷載；W'y為作用于模型閘門水平向的動水總荷載。帶入式（2）和式（3）后便可得到：

當閘門啟閉速度緩慢時,其在具體開度下以微小幅度移動時門體四周水流條件變動不明顯,即模型閘門開度從（e-1）cm變動至（e+1）cm,或者從（e+1）cm變動至（e-1）cm時,門體四周水流均值便與閘門實際開度e十分接近,且此時Wy與W 'y大小相等,方向相反。將式（4）和式（5）聯(lián)立并將模型閘門所測得的數(shù)據(jù)帶入后便可得出模型在任意開度下垂直動水總荷載W y值和摩擦力f,即：

4.2 閘門啟閉力試驗

在模型啟閉試驗過程中,根據(jù)本文所述閘門啟閉力計算過程進行萬洲電排站閘門閉門力計算,如果閘門區(qū)域具有相似的幾何邊界條件,則閘門水力要素基本滿足相關要求,但是模型閘門和門軌的摩擦系數(shù)除外,所以,必須通過相關變換以得出試驗成果。試驗時閘門動水閉門力F閉過程線和不考慮摩擦力的閉門力F0閉（F0閉=Wy+ G）過程線以及作用于模型閘門鉛垂向的動水總荷載Wy過程線具體見圖1和圖2。

圖1 模型閘門動水閉門力過程線

圖2 模型閘門鉛垂向的動水總荷載過程線

根據(jù)試驗結果,在試驗閘門閉門過程中,隨開度的減小,作用于閘門水平向的動水總荷載持續(xù)增大,且其最大值達37910 kN。考慮到閘門閉門力以高水位為控制條件,則在水位22.25 m時根據(jù)原型閘門和門軌間的摩擦力系數(shù)及模型試驗所得水力參數(shù)進行閘門閉門時實際摩擦力的計算。結果表明,在試驗閘門啟閉運動過程中,閘門連接桿先承受拉力、后承受壓力,且最大拉應力和壓應力分別達4250 kN和-3250 kN。

5 結論

根據(jù)本文所進行的試驗可以得出以下結論：（1）在設計水位下,萬洲電排站工作閘門全開、事故閘門關閉的情況下不會出現(xiàn)水流空化；將錯臺高度控制在0.02 m設計范圍內時門槽區(qū)水流空化現(xiàn)象也不明顯,水力安全性較高；在試驗閘門啟閉過程中,通氣管內風速減小,椎管段水流表現(xiàn)為名流射流態(tài),且不存在惡劣水力現(xiàn)象。（2）最高水位控制泄洪中孔閘門閉門力,且在閉門時閘門連接桿先承受拉應力后承受壓應力,并據(jù)此進行閘門啟閉力實際容量的選擇。