河湖底軸驅動翻板生態閘門靜動力特性分析

陳 衛, 王 晨, 李津宇, 楊貴海, 王正中

(1.中鐵水利水電規劃設計集團有限公司, 江西 南昌 330029; 2.西北農林科技大學 水利與建筑工程學院, 陜西 楊凌 712100)

1 研究背景

鋼閘門是水利水電工程泄水建筑物的調節咽喉,保障其安全、靈活地運行決定著整個樞紐工程和下游人民生命財產的安全[1]。

隨著農業生產的發展及人類活動的加劇,流域及河湖水生態、水環境問題日益嚴重。針對河湖蓄水、漁業、景觀設計、濕地保護等問題,合理適當地設置河湖生態閘門是非常有效的工程手段,底軸驅動翻板閘門作為一種依靠底軸轉動控制開度的新型可調控溢流閘門,憑借其結構型式簡單、景觀效果良好、生態效益明顯的優點在各類河湖生態景觀建設中得到廣泛應用,具有極佳的生態效應[2-5]。例如上海市蘇州河河口閘工程、黃山湖邊水利樞紐花山壩工程、泰州市水生態環境建設工程、蘇州工業園區金雞湖游艇碼頭工程等均運用了底軸驅動翻板閘門[6]。

近年來,國內外專家學者已經對底軸驅動翻板閘門的相關問題開展了一定研究,嚴根華[7]對蘇州河河口水閘進行了有限元計算,揭示了閘門結構在不同運行工況下的變形和受力特性,并提出了優化方案;張明等[8]對閘門結構中的疲勞問題進行分析,對閘門的設計及運行提出了建議;尤寬山等[9]針對底軸驅動式翻板閘門泄流時由于泥沙淤積導致開啟困難的問題,介紹了閘門的沖淤系統及深化設計;楊貴海等[10]針對該類型閘門底軸受力情況,分析了閘門結構設計時應注意的技術問題及相應的工程措施,提出了一種底軸結構最優化的設計方法;陸偉剛等[11]通過模型試驗研究了多沙河流中底軸驅動翻板閘門的閘下水流流態,探究了泥沙對閘門運行的影響。

但在實際運用中,部分工程的底軸驅動翻板閘門已經出現了一些問題。分析其原因,主要在于針對該類型閘門的設計規范并不完備,存在部分未考慮到的問題。由于底軸驅動翻板鋼閘門的跨度較大,在水荷載長期作用下,閘門跨中可能發生變形,導致個別閘門啟閉困難。針對底軸驅動翻板閘門這一空間結構出現多方向的變形問題,僅用平面體系法對閘門進行計算設計顯得不夠充分,故在設計階段,應考慮空間效應的三維有限元法。三維結構有限元靜動力分析在水利工程上的應用已經比較成熟,但目前還少有應用于底軸驅動翻板閘門的設計與分析。因此,本文將針對該類型閘門的空間有限元計算流程進行研究。

CFD-CSD(computational fluid dynamics-computational structure dynamics)耦合數值模擬方法融合了計算流體動力學和計算結構動力學,隨著計算機技術的發展和有限元理論的成熟,該方法已經運用到平面鋼閘門、弧形鋼閘門等常見水工鋼閘門的有限元計算中[12-14],其計算流程也可以為底軸驅動翻板閘門的流固耦合計算研究提供參考。

綜上所述,本文根據某實際工程底軸驅動翻板閘門的受力及結構特性,采用CFD-CSD耦合的數值計算方法,進行作用在閘門上水荷載的模擬和閘門結構靜動力特性的模擬[15]。首先,利用Fluent軟件對作用在閘門上的水荷載特性進行模擬,得到高精度的水荷載分布;其次,采用流固耦合方法將荷載傳遞到閘門結構上,在有限元計算軟件ANSYS中對底軸驅動翻板閘門進行靜力分析,評估閘門靜力安全性,同時分析閘門開度對各結構的影響,找尋最不利開度工況[16]以便為工程實際提供參考;最后,對閘門的自身動力特性進行數值模擬分析,并基于附加質量法[17]對閘門結構受水荷載狀態下的動力特性進行計算,得到閘門干、濕模態的自振頻率和振型,分析水體對閘門結構自振特性的影響,為底軸驅動翻板閘門設計及運行提供一些理論基礎。具體分析流程如圖1所示。

圖1 底軸驅動翻板閘門靜動力特性分析流程

2 數值分析理論

2.1 流場及湍流模型

在保證計算精度要求和計算自由需求的前提下,本文選擇時均化求解Reynolds方程方法進行流場計算,基于有限體積法對流場控制方程進行離散。由于流體力學的基本方程適用于封閉的層流運動,當采用時均方法描述湍流運動時,需要補充新的方程才能求解,因而進一步引入渦黏模型對湍流進行更精確的模擬。閘門泄流的繞流流場可以認為是不可壓流體湍流流動,實際的流動復雜多變,在邊界條件不變的情況下,流動仍是不穩定的,速度等流動特性均隨機變化。目前數值模擬分析計算湍流的方法多樣,在工程領域應用最多的是雷諾平均法中的RNGk-ε兩方程計算模型[18-19]。由于閘門頂部的流線曲率變化較大,屬于大壓力梯度的非定常流動,而RNGk-ε模型在ε方程中增加了一項參數來反映流動的時均變化率,考慮了分離流動和旋渦效應對水體的影響,優化了對耗散率方程的模擬,更加接近閘門區泄水繞流實際的流場特性,故選用RNGk-ε模型能更加準確地分析閘門水荷載特性。RNGk-ε模型的兩方程如下[20]。

k方程:

(1)

ε方程:

(2)

其中:

(3)

(4)

(5)

式中:ρ為流體密度,kg/m3;k為紊動能,J;ε為紊流耗散率;t為時間,s;ui、uj為流速分量,m/s;xi、xj為坐標方向分量,m;η為應力率;Cμ、σk、σε、C1、C2為常數,根據經驗[20]分別取值為:Cμ=0.0845、σk=σε=1.39、C1=1.42、C2=1.68;Gk為壓力生成項;μeff為湍流有效黏度系數,不同雷諾數取值不同;μ為平均流速梯度引起的湍動能k的產生項。

2.2 自由表面模型

閘門泄流過程屬于典型的水氣分層兩相流動,且高速下泄水流在經過閘門底緣時會出現水氣摻混現象,這也是閘門水荷載變化復雜的重要表征[18]。閘門水荷載特性復雜程度受水氣摻混復雜程度的影響,故有必要對閘門過流區域的水氣兩相交換過程進行數值分析。目前用于兩相流數值模擬分析的方法是VOF法(volume of fluid method)[21],即通過求解水體單元網格中水相的體積函數來追蹤自由表面,該方法的優勢在于計算量小且實現難度低,并且能處理自由表面變形大的流體計算問題,是適用于閘門泄流流場計算的方法。VOF模型的連續性方程為:

(6)

式中:αw為水的體積分數;t為時間,s。

RNGk-ε模型在引入VOF模型之后,計算中的流體密度ρ和黏度系數μt相應地有所變化,即:

ρ=αwρw+(1-αw)ρα

(7)

μt=αwμw+(1-αw)μα

(8)

式中:ρw和ρα分別為水體和氣體的密度,kg/m3;μw和μα分別為水體和氣體的黏度系數。

2.3 結構動力響應分析

閘門結構的動力響應分析采用瞬態動力學計算,計算中對閘門結構采用直接積分法進行瞬態動力學分析,具體采用隱式算法中的Newmark法進行計算。結構的瞬態動力學結構體系的運動方程為:

(9)

模態分析的主要目的是研究閘門的固有動力特性,不考慮水體作用時閘門結構體系的運動方程可以簡化為:

([K]-ω2[M]){φ}={0}

(10)

式中:ω為結構體系的自振頻率,Hz; {φ}為特征向量,與結構體系的模態相關。

由于閘門結構的主要工作環境是在水中,并且在研究閘門振動時,需要考慮附加水體的作用,因而在閘門濕模態分析中,在公式(10)的基礎上增加附加水體質量矩陣[Mp],則考慮水體作用時閘門結構體系的運動方程為:

{[K]-ω2([M]+[Mp])}{φ}={0}

(11)

3 工程概況及有限元模型

3.1 工程概況及物理模型

某泄水閘設置4個孔口,單個孔口寬度為38 m,每個孔口的閘門結構采用底軸驅動翻板閘門型式。閘門最大轉角為90°,考慮水頭超高,門頂擋水高度最大值為0.5 m,單扇閘門分別由4扇中門和2扇邊門組成,門體結構包括7根水平橫梁、15根縱梁、2根邊梁頂隔板以及過水結構,采用結構鋼Q235B。底軸外徑為1 800 mm,內徑為1 640 mm,采用結構鋼Q345B。該工程底軸驅動翻板閘門結構平面圖如圖2所示。

圖2 實例工程底軸驅動翻板閘門結構平面圖(單位:m)

該閘門計算跨度為38 m,考慮到數值模擬計算量較大且該閘門為對稱結構,故為提升有限元計算效率,建立二分之一模型進行分析計算。底軸驅動翻板生態閘門過閘水流流速相對較小,過閘水流流經閘門之后在下游消力池內消能,同時下游水深不大,產生的波浪對閘門振動影響較小[22],但是考慮到下游出口邊界設置為靜水壓力出口,要求水流不能有較大的紊動,因而模型下游段長度也不能太短。綜上,閘前上游段近似取5倍閘門的等高長度,總長為30 m;下游段近似取8倍閘門等高長度,總長為50 m。閘門物理模型采用專業幾何軟件CATIA建立,門體部分采用創成式外觀設計建立殼結構,底軸及支座部分采用零件設計建立為實體結構,流場部分也建立為實體結構。閘門結構及閘門上下游段物理模型如圖3所示。

“哈哈，你馬國平還算有點良心！還知道一連吃肉，給我們救護隊分點湯！”汪隊長的臉色和悅起來，“說真的，看你們沖鋒在前，我們救護隊員很是佩服。”

3.2 有限元模型網格劃分與邊界條件

在物理模型基礎上進行離散,建立有限元模型,由于本工程模型比較復雜且根據計算需要,對流場和閘門結構分別進行網格劃分。根據ANSYS軟件中各單元性質,閘門門體結構采用殼單元SHEll63進行模擬,底軸、支座及拐臂部分采用實體單元solid65進行模擬。選取100 mm作為閘門金屬結構網格劃分尺寸,以閘門全關工況為例,最終網格劃分單元數為552 491,節點數為879 459。閘門幾何結構和網格劃分如圖4所示。根據底軸驅動翻板閘門在靜態擋水工況下的工作狀態,在拐臂與啟閉機連接處施加固定約束(fix support);在底軸與支座連接處施加圓柱約束(cylindrical support),并釋放徑向轉動自由度模擬底軸轉動情況;在支座與地基相連處施加固定約束(fix support);在對稱軸處施加對稱約束(remote displacement),約束底軸軸線方向上的平動自由度和其余兩個方向的轉動自由度。為考慮閘門自重,沿豎直方向施加9.81 m/s2的重力加速度,具體約束情況如圖5所示。

圖4 閘門結構網格劃分 圖5 閘門結構約束設置

3.3 強度和剛度判別準則

為確保閘門的結構安全,需要對閘門進行強度和剛度安全評價。根據《水利水電工程鋼閘門設計規范》(SL 74—2019)[23],在強度方面,根據閘門面板的受力特點,其達到材料強度極限后仍能承受繼續增大的荷載,具有一定的強度儲備,因此需對面板的實際容許應力進行折算,其折算公式為σZ≤α[σ]。由于本工程閘門區隔長寬比大于3,故取α=1.5,相應的面板折算應力為251.85 MPa;在剛度方面,對于露頂式工作閘門,其主梁的最大撓度與計算跨度的比值不應超過1/600,該工程中閘門跨度為38 m,按照規范要求,最大容許撓度為63.33 mm。

4 結果與分析

4.1 靜力計算結果

對閘門施加水荷載以及重力加速度后進行有限元計算,圖6為閘門全關工況的等效應力云圖及位移云圖。由圖6可以看出,閘門最大等效應力為200.79 MPa,由于應力集中出現在面板和底軸連接處(圖6(a));閘門位移大小分布總體呈現中部大于兩端、頂部大于下部的規律,最大位移為47.703 mm,發生在閘門頂部中點處。

圖6 閘門全關工況下等效應力及位移云圖

根據計算結果,該工況下閘門的強度和剛度均滿足規范要求[23]。而后在全關工況的基礎上以10°為旋轉角度差值旋轉門體,以模擬閘門開啟時的不同開度狀態。各開度下閘前水頭均設置為超過閘門頂部0.5 m,模型約束條件均與全關工況相同,對不同開度下閘門等效應力、底軸切應力以及位移進行計算,計算結果分別見表1、2,閘門各構件等效應力和位移隨開度的變化趨勢如圖7所示。由計算結果和變化趨勢可以看出,最大應力由于應力集中均位于面板處;最大位移均位于閘門中心縱梁腹板處;隨著開度的增大,閘門整體和各構件的等效應力和位移、底軸切應力均呈現減小趨勢。

表1 不同開度下閘門整體和各構件等效應力以及底軸切應力計算結果 MPa

表2 不同開度下閘門整體和各構件位移計算結果 mm

圖7 閘門各構件等效應力和位移隨開度的變化趨勢

4.2 閘門自振特性分析

采用大型有限元分析軟件ANSYS Workbench平臺對平面閘門進行模態分析。干模態分析采用Modal模塊,濕模態分析采用 Modal Acoutstics 模塊。干模態分析中,約束條件及接觸條件與結構分析相同;濕模態分析中,在干模態模型基礎上,在上游建立水體模型并設置流固耦合交界面,水體模型的長度會影響閘門的自振頻率,當水體長度為閘門高度的3倍以上時,水體長度的變化對閘門振動的影響可忽略[24-25],故選取閘前30 m建立水體,濕模態幾何模型如圖8所示。

圖8 濕模態幾何模型(單位:m)

將建立的幾何模型導入Workbench進行網格劃分和模態分析,主要考慮結構幾何形狀、研究對象和約束作用的范圍,網格劃分時兼顧計算精度與求解效率[26-27]。通過網格精度試算分析,最終干模態有限元模型共生成1 105 076個單元和1 757 284個節點,濕模態有限元模型共生成1 267 878個單元和4 342 631個節點。對閘門結構在空氣中和水中的結構動力特性進行分析,分別得到不同工況下的干、濕模態特性,即結構的自振頻率和振型。干、濕模態前十階自振頻率及對比見表3,前六階干、濕模態振型云圖見圖9。

表3 閘門干濕模態前十階自振頻率

圖9 閘門各階干、濕模態振型圖

由表3和圖9可以看出,在無水體作用時一階振動頻率為8.934 Hz,振型為門頂順水流方向彈性彎曲振動,門頂中心位置振動幅值最大;二～六階振動頻率分別為14.006、16.966、20.097、24.714、30.523 Hz,振型均為門頂兩側順水流方向彈性彎曲振動且門頂兩側位置振動幅值最大。在有水體作用時,一階振動頻率為2.450 Hz,振型為門頂兩側順水流方向彈性彎曲振動,門頂靠近兩側位置振動幅值最大;二階自振頻率為4.033 Hz,振型為門體中部及兩側的順水流方向彈性彎曲振動,門頂中部及兩側均有較大的振動幅值;三、四、五階自振頻率為5.738、7.731、10.036 Hz,振型均為門頂兩側順水流方向彈性彎曲振動,門頂兩側位置振動幅值最大;六階自振頻率為11.883 Hz,振型為門頂中心及靠近兩側部分的順水流方向彈性彎曲振動并有較大的振動幅值。

由于幾何結構的原因,底軸驅動翻板閘門振幅最大處多發生于閘門頂部,方向均為順水流方向,且閘門低階模態自振頻率均同水流脈動頻率(1～20 Hz)有交集,在設計時需要在閘門頂部采取相應的措施抑制其振動,例如可以增加加勁板和加勁肋,增大門頂構件尺寸;從模態云圖來看,水體對閘門振動發生位置產生影響,且同階干、濕模態對比來看,在水體影響下閘門振動部位明顯增多;從干、濕模態自振頻率數值對比來看,水體可以降低閘門自振頻率,降低比率介于59.28%～72.58%,一、二階的自振頻率降低了70%以上,可見水體對低階模態影響更為顯著,在動力分析時水體效果不容忽視。

5 討 論

本文針對河湖生態底軸驅動翻板閘門靜動力特性進行了系統研究。根據前人研究成果[7,22,28-29],本研究的計算結果與實驗及數值模擬結果相符。楊貴海等[10]基于底軸驅動翻板閘門的實際受力情況,通過計算為該門型的設計提供了一些理論基礎;劉進國[30]和李旭等[31]從制作工藝的角度對底軸驅動翻板閘制造的關鍵點進行了研究,這些研究對有限元計算分析過程中精確考慮各類材料的特性與初始缺陷有很大的參考價值。胡濤勇等[32]以某實際工程底軸驅動翻板閘為例,基于流固耦合方法,對該閘門在水流作用下的受力情況進行了分析,并給出了最不利工況,與本文的數值模擬結果相符,證明了本文結果的合理性。

目前關于河湖生態底軸驅動翻板閘門各項特性的研究還不多。本文根據實際工程設置情況,對該類型閘門結構的靜動力特性進行了模擬計算與分析,可為實際工程設計及運行狀態的安全評價提供參考。但本文模型計算中仍做了部分簡化,針對多孔閘門的情況并沒有充分考慮。如何進行更加精確的模擬計算以及該類型閘門相關的生態問題還有待于進一步深入研究。

6 結 論

(1)根據底軸驅動翻板閘門的幾何型式及受力特性,提出底軸驅動翻板閘門CFD-CSD耦合數值計算的方法流程,并以某實際工程為案例進行計算,在設計水頭條件下對閘門結構的靜力特性進行分析,表明各開度工況下該工程閘門設計均滿足規范要求,可為后續該閘門的靜動力特性分析及深入研究提供參考。

(2)底軸驅動翻板閘門的最大應力和最大位移均出現在閘門全關閉工況,最大應力和最大位移均隨閘門開度的增大而逐漸減小,故全關閉工況為靜態擋水不利工況,在設計與后續校核中應重點關注全關閉工況的結構應力與變形特性。

(3)根據閘門動力特性分析,底軸驅動翻板閘門振動多發生于閘門頂部且為順水流方向振動,在設計時需對閘門頂部采取抑制振動措施以防止閘門發生疲勞破壞;該類型閘門整體剛度較小,閘門自振頻率受水體影響顯著,水體可使閘門的自振頻率降低60%～70%,因此,在計算動力特性時,水體作用不容忽視,需要考慮流固耦合效應,進一步對閘門進行結構響應分析。