動水關閉的平面事故閘門體型優化試驗研究

劉 昉，谷欣玉，李文勝，盛傳明，徐國賓

動水關閉的平面事故閘門體型優化試驗研究

劉 昉，谷欣玉，李文勝，盛傳明，徐國賓※

（天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300350）

在已建水利水電工程中，利用自重、配重與水柱壓力動水關閉的平面事故閘門，時常會出現無法完全閉門的現象，嚴重威脅水電站的正常運行及上下游安全。為探究其產生原因并找到有效的解決措施，該文針對進水口平面事故閘門出現的類似問題，采取水力學模型試驗的方法，通過門體水柱壓力試驗以及不同體型閘門的閉門持住力對比，并結合閘門水動力荷載特性進行分析，明確事故閘門在動水中無法完全關閉是由工程摩擦系數（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，采取在平面閘門迎流面底部增設前緣板塊，并對其下表面端部進行加厚處理的優化方案，在模型試驗中，達到了增大閘門閉門持住力、促進閘門順利關閉的效果，表明了該方案對解決已建工程平面事故閘門在動水關閉過程中無法下落問題的有效性。

壓力；水中；優化；事故閘門；平面閘門；動水閉門；閘門體型優化；閉門持住力

0 引 言

平面閘門因具有結構簡單、操作運行方便可靠、較易配合其他建筑物布置的特點，常作為事故閘門應用于水利工程[1]。事故閘門的運行條件一般為動閉靜啟，復雜的水流狀態導致閘門運行安全問題時有發生。大量研究表明，絕大多數的閘門破壞案例是由閘門振動、門體腐蝕、啟閉力過大或不足和運行操作不當等原因所造成。其中，對于水工閘門的振動現象，相關文獻基于流量脈動[2]、滾輪受力不均導致的顫振[3]及爬行振動[4]等機制進行了深入研究。針對平面閘門啟閉力相關問題，專家學者們從平面閘門的水動力特性研究入手，在已有工程資料的基礎上，開展了水力學模型試驗[5-10]，并結合數值模擬方法[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的工程問題及其解決方法。

近年來，因閉門力不足而導致的閘門無法完全關閉現象時有發生。李國慶等[16]通過對天橋水電站泄洪洞工作閘門啟閉力原型觀測試驗發現，該工程自1977年投入運行以來，啟閉泄洪洞工作閘門時多次出現高水位下閘門落不到底的現象，導致排沙洞不能正常運行。1998年山東菏澤市劉莊引黃閘閘門由于導向輪銹蝕導致閉門力不足，難以動水關閉，洪峰通過時只好采用柳石（淤土袋）枕塞堵和掛土工布苫蓋擋水的方法進行擋水[17]。2003年江西萬安水電站2#機組進水口處的三扇事故閘門，動水落門時在前兩扇門落到位后，第三扇門在距離門槽底坎1 m位置無法繼續關閉[18]。工程實踐中，雖然此類問題屢屢發生，但系統的模型試驗研究卻極為缺乏并罕見于公開報道，現有的研究都是將其作為閘門啟閉力的附屬內容粗略介紹，或作為技術指導重點解決因支承滾輪銹蝕[17,19-20]、異物阻礙、啟閉設備及門槽損壞等原因導致的閉門卡阻問題[21]，對于閘門底緣型式不良誘發不利振動、水流流態和底緣動水壓力不符合要求、設計方案對原型摩擦系數考慮不足等無法通過現場檢查發現的誘因，則難以及時辨明，致使無法閉門的工程問題反復發生[16,19]，帶給工程極大的安全隱患。

本文針對平面事故閘門在動水中無法完全關閉的工程問題，依托已建水電站機組進水口處的平面事故閘門工程實例，在現場檢查排除門槽異物阻礙和閘門傾斜等原因的基礎上，采用水力學模型試驗方法，首先對原體型水柱壓力、閘底流態和水動力荷載進行試驗研究，進而闡明了無法動水落門問題的主要原因，采用原型試驗驗證結論的可靠性；其次，以增加閘門所受水柱壓力進而促進落門為目標，提出體型優化方案，進行模型試驗研究增大閉門力、促進閘門動水關閉的效果，旨在為已建工程類似問題的解決提供參考。

1 事故閘門試驗模型構建

1.1 事故閘門

以班多水電站工程進水口處布置的3孔平面事故閘門為例，該工程設計水頭58 m，總水壓力35 823 kN，1臺機發電引用流量為379.24 m3/s。事故閘門邊界尺寸5.88 m×13.8 m×1.45 m（寬×高×厚），在機組發生事故時利用閘門自重、配重與水柱壓力動水關閉，閘門下2節面板設于上游側，上3節面板設于下游側，頂、側水封位于下游側，底水封位于上游側，采用滑動支承型式，主軌為鋼基銅塑滑道，利用門頂設置的充水閥充水平壓后靜水啟門，由壩頂雙向門機主起升配合液壓自動抓梁操作。

平面事故閘門作為水電站引水系統的重要設備，其主要作用是在機組出現事故時快速切斷水流，以保障機組安全運行[22]。該工程自2011年投入運行以來，事故閘門在動水落門過程中多次出現無法完全關閉的現象。2012年，3#機組導葉在關閉至約40%開度時無法繼續關閉，此時上下游水位差為36.79 m。機組進水口前并列設有3扇事故閘門，現場采用動水關閉事故閘門的方案，前2扇均順利關閉，第3扇在進入孔口距離底坎約2.5 m位置時，無法繼續下落。根據現場反映情況，按照規范計算并考慮一定的安全裕度后，對無法完全關閉的進水口事故閘門增加60 t配重，再次進行動水閉門試驗，閘門在關至距底坎約1 m位置時，仍出現無法下落的情況，經關閉機組導葉開度至約3.4%后，閘門才繼續落至底坎。

1.2 試驗模型

為找出事故閘門無法完全關閉的原因并提出有效的解決方案，按重力相似準則建立機組進水口流道及事故閘門的水力學模型。模型比尺為1∶20，模擬范圍由機組壩上引水口至尾水庫區入口，水力學模型采用有機玻璃精細加工，由上游至下游主要包括：進水口流道、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、機組導葉及泄水錐管，后接尾水箱模擬下游水庫，并利用尾水渠泄量進行下游庫水位的調節。安裝測壓排與脈動壓力傳感器（中國水科院）校測模型事故閘門各測點的時均壓力，閘門與啟閉機之間采用鋼絲繩連接并用調速電動機驅動，在閘門上方的鋼絲繩上串聯1個量程100 kg的力傳感器，后接北京東方振動噪聲研究所研制的DASP采集儀，用以測量閘門不同體型下動水關閉的閉門持住力。圖1為機組進水口流道及事故閘門模型布置。

圖1 水電站機組進水口流道及事故閘門水力學模型

2 閘門事故原因分析及體型修改

2.1 試驗方法

2.1.1 門體水柱壓力試驗

首先，為確定事故閘門關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所示的時均壓力測點，選取試驗工況上下游水位差38.47 m、機組導葉開度40%，測量計算閘門關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，由于事故閘門在動水閉門時的受力情況對流量的變化極為敏感，而機組導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，試驗以10%為1個跨度，測量不同機組導葉開度下，閘門閉門過程中主要受力梁上、下表面測點的時均壓力值，進而計算得到總水柱壓力。

2.1.2 閘門體型修改試驗

在工程實踐中，閘門的自重和配重受到工程造價和啟閉機容量的制約，一般不宜太大，而且平面閘門常用的卷揚式啟閉機無法在閘門下落過程中提供壓載。因此，工程中對閘門進行的體型優化一般以充分利用水柱壓力，或增大特定水流條件對閘門底緣的下吸力為目標，使閘門在動水關閉過程中獲得足夠的閉門力，以促進動水閉門。

為配合事故門槽底坎結構，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及門體結構型式，特別是底緣型式控制[23]，試驗首先擬定了3種事故閘門體型修改方案，如圖2所示。方案1將閘門底緣變為前傾順底板坡道型式（前傾角29°），方案2為水平底緣型式，方案3在閘門上游側底部加順坡道前緣，該工程事故閘門井為上游突擴式結構，充足的空間為方案3提供了實現條件，為避免閘門關閉過程中新增前緣與建筑物結構邊壁產生摩擦，前緣尺寸設計時分別與門槽上游面邊界及流道邊壁留出10 cm左右間隙。試驗利用安裝于閘門吊耳處的力傳感器測量了具有不同底緣型式的閘門動水關閉的閉門持住力。通過對比不同體型下閘門受力狀態的優劣，擬定合理的修改方案。

2.2 結果與分析

2.2.1 閘門面板和梁格布置對閘門關閉的影響

門體水柱壓力試驗結果圖3可看出，閘門不同開度下梁④上下表面各測點時均壓力變化最為明顯，說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。由試驗結果圖4可知，閘門開度一定時，機組導葉開度越大，門體所受水柱壓力相應越大；機組導葉開度一定時，閘門開度越小，門體所受水柱壓力越大；另外，在事故閘門關閉過程中，梁④上表面時均壓力接近上游水頭，隨著閘門的關閉逐漸增大，下表面時均壓力值隨著閘門的關閉逐漸減小，結果表明不同機組導葉開度下，當閘門接近全關時水柱壓力基本均能達到上、下游庫水位差所能提供的最大值370 kPa左右，說明閘門面板及梁格布置合理，水柱壓力利用充分，不是閘門無法動水關閉的誘因。

1. 閘門底緣 2. 機組進水口流道 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，機組導葉開度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的動水閉門持住力變化過程如圖5所示。由圖可知，當閘門開度較大時，方案1對應的閉門持住力曲線大小及變化規律與原體型一致；但在閘門小開度時，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烈紊動區的接觸面積，導致閘門動水關閉時受到更大的上托力作用；方案2體型對應的閉門持住力，在閘門大開度時大小及變化規律與原體型一致，在閘門小開度時高于原體型，呈大幅振蕩增加趨勢，且閉門效果不佳，說明平底緣型式雖然對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導致的閘門大幅垂向振動反而不利于閉門；方案3體型在閘門下落全過程對應的閉門持住力曲線均明顯大于原體型、方案1和方案2，且無法下落時所對應開度最小，因此，相比之下方案3促進閘門關閉的效果最優。

注：上、下游水頭差38.47 m，閘門配重40 t，機組導葉開度40%。

陳懷先等[24-25]曾針對機組斜坡進水口段平面快速閘門的18種底緣水力學特性及其阻力系數進行了系統的試驗研究，得出無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都較為穩定。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，此規律在閘門小開度時更為明顯。以上試驗結果與上述研究結論較為符合，表明具有后傾角底緣型式的平面事故閘門適用于機組斜坡進水口處，其設計具備合理性。

從增加水柱壓力的角度進行門體優化的方案3，在不改變原有閘門底緣型式的基礎上只增加順坡道前緣，其本質是利用伯努利原理，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構上的作用面積，同時利用原體型的優點，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。該體型可作為促進閘門順利關閉的備選方案。

2.2.3 事故閘門無法落門的原因分析

在動水中關閉的平面事故閘門，門體所受豎向及水平荷載的變化十分復雜，如圖6所示，主要包括閘門自重、門體水柱壓力、動水壓力（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。

根據現行水工閘門設計規范[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；為閘門自重修正系數，可采用0.9～1.0；為摩擦阻力安全系數，可采用1.2。

根據式（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、底緣動水壓力、支承及止水摩擦阻力的影響。由門體水柱壓力試驗可得，在閘門接近全關時，水柱壓力基本達到上下游水位差所能提供的最大水壓力，說明閘門結構設計合理，水的質量利用充分。另外，由閘門體型修改后各方案的閉門持住力試驗得出，后傾角底緣型式為機組斜坡進水口處水力條件較優的閘門體型。因此，考慮事故閘門無法關閉是由于原型與模型的實際摩擦系數均大于設計值，止水及支承與門槽壁面間的摩擦阻力太大而導致。

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

后期通過測量不同工況下閘門無法下落時的閉門持住力及門體水柱壓力，結合靜力分析，反算得到模型的綜合靜摩擦系數約為0.16，該工程現場采用同樣的試驗原理，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高達0.209，均大于設計所取0.09，此結果驗證了以上推論的準確性。根據工程實踐經驗，定期清理滑塊或將滑動支承改為定輪支承均可有效減小平面閘門的摩擦系數，增大閘門動水關閉的閉門力，但相較于前述通過增設前緣促使閘門關閉的方案3，工期長、人力物資投入大，對于解決已建工程的類似問題，只對閘門進行一次改造的方案3更為經濟可行，后續將通過對方案3體型的優化，進一步促進閘門動水關閉。

3 方案3閘門體型的優化試驗與結果

3.1 方案3體型下閘門的受力狀態

為探究事故閘門方案3體型下水壓力作用情況，試驗仍以10%為1個跨度，測量了不同機組導葉開度下，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，均隨閘門的關閉逐漸增大，且最終達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，其值隨著閘門的下降逐漸增大，峰值出現在1～2 m開度位置，其后隨著閘門開度進一步減小，水壓力值迅速降低。閘門動水關閉過程中所受水柱壓力的合力變化情況如圖7c所示。

此變化規律的產生原因與前緣板塊的作用機理具有密切聯系，前緣板塊的設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，所產生的水壓力與上游水位相關，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，根據伯努利原理，流體流速大的一側水壓力較小，隨著閘門的關閉，孔口過流面積減小引起前緣板塊下表面水流流速進一步增大，上、下表面過流條件相差極大，存在較大的水頭差。因此，小開度時作用于前緣板塊上的豎向水壓力大幅增加，達到在相同運行工況下增大豎向水壓力，促進閘門下落的效果；然而，當閘門接近全關時，閘下過流量迅速減小，水流流速進一步增大，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，到達臨界位置閉門力不足仍會導致閘門無法完全關閉。

注：上、下游水頭差38.47 m，閘門配重40 t。

3.2 方案3底緣型式優化設計及結果

3.2.1 方案3底緣型式優化設計

根據方案3試驗結果可知，新增前緣能夠在閘門閉門過程中利用部分上游水柱壓力，對閘門下落較為有利，但接近全關時，由于閘底過流量急劇減小，前緣與流道之間無法產生低壓條件，其作用效果并不明顯，導致閘門在此階段難以繼續下落。因此，考慮在方案3的基礎上通過進一步優化體型，達到更好的落門效果，解決閘門在接近全關時落門困難的問題。進一步的改進通過對前緣板塊下表面端部進行加厚，阻礙過閘水流，促使閘下水流產生流線分離，創造低壓區，進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。優化體型及前緣下表面測點布置如圖8所示。

圖8 方案3閘門體型前緣優化示意圖

3.2.2 結果與分析

為探究事故閘門方案3體型的優化效果，試驗在前緣板塊下表面布置如圖8中所示的4個時均壓力測點，分別測量了上下游水位差38.47 m，機組導葉在70%開度時，前緣優化前后水壓力的變化情況。對比試驗結果圖 9a與圖9b可得，閘門關閉至2 m以下開度，優化后的前緣下表面測點1#、2#、3#測得的時均壓力均小于優化前，且小于下游水頭，表明此位置有負壓出現，優化方案對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閉提供了極為有利的條件。優化前后前緣板塊水柱壓力對比見圖9c，在閘門開度較大時，優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，優化后的前緣水柱壓力相較于優化前大幅增加，下降拐點位置明顯后移，且閘門最終完全關閉，此結果表明了優化方案的有效性。

注：上、下游水頭差38.47 m，閘門配重40 t，機組導葉開度為70%。1#~4#指4個測點。

4 結 論

針對平面事故閘門在動水中無法完全關閉的問題，本文依托已建水電站機組進水口處的平面事故閘門工程實例，通過水力學模型試驗研究，得到以下結論：

1）該工程閘門閉門力不足、在動水中無法完全關閉的現象是由實際工程的摩擦系數0.209遠大于設計所取值0.09所致，說明摩擦系數在一定條件下會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，在一定程度上會影響啟閉力的大小，但卻不能從根本上解決閘門無法關閉的問題。因此，在閘門啟閉力的研究過程中，不能忽視閘門摩擦系數不確定性對閘門安全性的影響，應同樣將其作為研究重點；

2）增設前緣板塊可有效增大閘門大開度時的閉門持住力；基于伯努利原理，對前緣板塊端部進行加厚優化后，可以明顯增加閘門小開度時的閉門持住力，從而促進平面閘門的動水關閉。此方案可為類似工程問題解決提供借鑒，具體實施前應結合工期、投資及啟閉設備的容量加以驗算；

3）對于已建滑動支承型式的平面事故閘門，摩擦系數實際值可能與設計值相差較大，建議在條件允許的情況下，相關運行管理部門對其進行動水閉門試驗，以防止運行時發生無法閉門的現象；對于擬建工程的平面事故閘門，較為保守的方法是采用液壓啟閉方式或滑動支承型式，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

國家自然科學基金資助項目（51779166）

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

徐國賓，教授，博士，從事工程水力學及泥沙研究。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，徐國賓.動水關閉的平面事故閘門體型優化試驗研究[J]. 農業工程學報，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