偏心铰式弧形闸门启闭力试验研究

陈 端，王忠亮，陈秀玲

（1．长江科学院水力学研究所，武汉 430010；2．中国科学院研究生院，北京 100085；3．中国水利投资集团公司建设管理部，北京 100053；4．中国华水水电开发总公司项目管理部，北京 100054）

偏心铰式弧形闸门启闭力试验研究

陈 端1，2，王忠亮3，陈秀玲4

（1．长江科学院水力学研究所，武汉 430010；2．中国科学院研究生院，北京 100085；
3．中国水利投资集团公司建设管理部，北京 100053；4．中国华水水电开发总公司项目管理部，北京 100054）

偏心铰式弧形闸门在启闭过程中其受力状态与常规闸门有所不同，受力条件较为复杂，准确计算闸门启闭力难度较大。设计人员在确定该类闸门的启闭机容量时尚无统一的规范可循。以水布垭放空洞工作闸门为研究实例，通过水工模型全程模拟了偏心铰闸门启闭的运行状况，利用脉动压力和拉压传感器测量无摩擦情况下的闸门启闭力，在此基础上，分析计算了原型闸门运行时所受止水摩擦力后的闸门启闭力，重点研究了偏心铰闸门运行时启闭力的变化特征，并将试验和计算成果绘制成启闭力曲线，为设计人员选取启闭机容量提供了依据。原型闸门在投入运行后经过了超高设计水头的考验，各项指标均满足要求，闸门运行正常。

偏心铰式弧形闸门；启闭力；模型试验

1 概 述

常规的弧形闸门在启闭过程中闸门门叶始终围绕固定的轴心转动。而偏心铰式弧形闸门启闭门时，由偏心操作机构带动轴心后撤，然后进行运行操作，待启闭门完毕后，轴心再前推压紧止水，完成启闭门过程。在启闭过程中，闸门受力条件较为复杂，受力状态和施力对象均有较大变化，常规的闸门受力计算公式难以准确衡量偏心铰闸门启闭过程的受力状态，为该类型闸门启闭机容量的选择带来一定的难度。

本文以水布垭放空洞偏心铰弧形闸门（设计水头152．2 m）为研究对象，通过1／25大比例尺水工模型对闸门启闭力进行了较为深入的研究，对各种典型闸门操作工况进行了模拟，测试了偏心铰闸门启闭力的变化特征。受现有研究手段的限制，模型中无法直接模拟和量测摩擦力，因此本研究的思路为首先通过模型量测在无摩擦（或摩擦力极小）情况下的闸门启闭力，然后再分析计算原型闸门运行时所受止水摩擦力后的闸门启闭力变化特征。

2 偏心铰弧形闸门原型受力分析

以闸门开启为例，在偏心铰闸门开启过程中，门体受重力、动水压力、止水摩擦力、启门力及支铰反力共同作用。启门过程的受力示意见图1。

图1 闸门开启过程中受力情况简图Fig．1 Schematic draw ing of the forces acting on a gate during operation

由于闸门为匀速开启，受力体系应满足力矩平衡和力的平衡。

（1）力矩平衡。由转动过程中的力矩平衡条件，对闸门支铰O有 M（O）i＝0，即

式中：Fq为启门力（kN）；G为重力（kN）；rq，rG为启门力和重力对支铰O的力臂（m）；Mf，Mpf为闸门开启时止水摩擦力和动水摩擦力对支铰的转动力矩（kN·m）；动水压力Pw和支铰反力N的方向通过了支铰O，其力矩为0。

（2）力的平衡。由闸门受力简图，列径向和切向的力平衡方程。

由上述受力分析可知，闸门启门过程中，启门力需要时刻大于克服重力、止水摩擦力（顶止水、侧止水和支铰的摩擦力）以及动水摩擦力才能成功开启闸门，因此需要对启门过程中上述各力的变化过程进行研究。闸门重力可视为已知，而动水摩擦力和止水摩擦力则需分别进行研究。

3 模型设计

根据对原型闸门运行时的受力分析，模型试验需量测闸门启闭过程中的动水摩擦力和止水摩擦力，而现阶段无法通过相应的水工测量仪器量测摩擦力，同时模拟也不具有相似性。因此，本次模型研究将动水摩擦力和止水摩擦力分2个阶段进行研究。第一阶段是测量不含止水摩擦力项的闸门启闭力成果，仍以启门过程为例，如果模型中没有止水摩擦力，则公式（1）变为：

式中：F′q为不含摩擦力项的启门力；其余同公式（1）。由于公式中重力可视为已知，而模型启门力可通过拉压传感器测量，从而可间接地得到动水摩擦力的变化过程。第二阶段是通过测量和分析各种止水处动水压力的变化，然后分析计算启门过程中闸门运行时所受止水及转铰处的摩擦力（摩擦力＝压力×摩擦系数）。再结合第一阶段的研究成果，可分析实际原型闸门操作过程中的启闭力变化特征。

3．1 减轻模型摩擦力

根据试验要求和现有试验设备选用模型比尺Lr＝25，按重力相似准则设计，为便于观测流态，模型采用有机玻璃制作，模型工作闸门与原型闸门几何相似，门体重量和重心预先求出。

根据上述模型设计步骤，加之模型试验中难以模拟原型止水摩阻力，故模型闸门与边壁不接触，间隙约2 mm（对应偏心铰的偏心行程）以消除闸门运行时闸门与边壁及顶框的摩擦，另外在支铰处安装滚轮轴承进一步减轻支铰处的摩擦以提高模型闸门启闭力的量测精度。

在试验过程中，模型闸门与边壁的间隙未见明显的缝隙射流现象，且闸门启闭力的主要组成部分闸门自重和闸门与止水间摩擦力，缝隙流态对闸门启闭力的研究影响很小，不会降低启闭力量测精度。

3．2 模型闸门启闭系统

模型闸门的启闭由一台与原型闸门操作原理相同的摆缸式液压启闭机来完成，油缸的支承型式为中部支承，支承点的高程和桩号与原型一致，保证模型闸门启闭力的大小和方向（即力矩的变化）与原型一致。同时在启闭过程中利用背压系统，确保了闸门匀速、稳定的运行，启闭速度不受启闭力及来流的影响。该模型启闭系统是模型设计的重要部分，也是保证研究相似性的必要条件。

3．3 测点布置及测量方法

测点布置：在液压启闭系统油缸与闸门连接杆的中部串接一拉压传感器，测量模型闸门启闭过程中的启闭力。另外，在闸门顶止水位置处布置一脉动压力传感器，测量闸门启闭过程中止水位置处的动水压力。

测量方法：利用拉压传感器和脉动压力传感器采集启闭力信号，经华东电子仪器厂生产的YD－28型动态应变仪放大后，进入由北京东方振动和噪声技术研究所研制生产的INV306G智能信号采集处理分析系统进行数据采集和分析。采样频率f0＝100 Hz，分析频率fs＝50 Hz，采样时间S＝模型关门时间＋模型开门时间。

4 试验条件及研究内容

模型试验按上游库水位作为控制条件，测量库水位300 m，330 m，360 m时闸门运行启闭力（不计摩擦力）的变化特征，闸门启闭速度按照设计提供的闸门开门及关门时间换算得到。

设计开门时间t开＝12．0 min，开门速度V开＝0．013 6 m／s；

设计关门时间t关＝17．5 min，关门速度V关＝0．009 32 m／s。

5 试验成果及分析

5．1 启门力试验成果及分析

5．1．1 不含摩擦力的启门力F′q试验成果

由于模型试验无法模拟原型摩擦力，模型试验量测结果为没有摩擦力（或摩擦力极小）情况下闸门的启门力。该启门力仅与门体自重和启门过程中作用在闸门面板上动水压力有关，即：F′qrq＝GrG＋Mpf，试验工况下的启门力测试成果见图2。（受篇幅限制，文中仅列出最高设计水位的试验成果，下同）。

测试结果表明，在各级库水位下，试验所测启门力随着闸门开启逐渐增大，这是由于模型试验启门力几乎不受摩擦力的影响，而重力力矩在启门过程中不断增大同时启门力对转动中心的力臂不断减小所致。重力力矩启门工况过程线示于图3，启门力力臂过程线示于图4；在闸门开启至闸门底缘脱离水体后，闸门启门力仅与门体重力有关，即F′qrq＝GrG，故各级工况下启门力的最大值几乎相同，而刚启门时的闸门启门力的微小差别则是由于门体所受动水压力不同所引起的，同时也反映了动水摩阻力Pf对弧形闸门的启门力影响较小。

图2 不含摩擦力项启门力F′q过程线Fig．2 Duration curve of lifting force F′qw ithout friction

图3 闸门重力力矩过程线（启门工况）Fig．3 Duration curve of gravity moment（gate during opening）

图4 闸门启门力力臂过程线（启门工况）Fig．4 Duration curve of lifting force arm（gate during opening）

5．1．2 计及原型摩擦力的启门力计算成果

根据钢闸门设计规范［1］，弧形闸门启门力按下式计算：

式中：Fq为计及摩擦力的启门力（kN）；rq为启门力对支铰O的力臂（m）；nT为摩擦阻力安全系数；TZr1为止水摩阻力矩，其中TZ为止水摩阻力（kN）；r1为其对支铰O的力臂（m）；Tjr2为支铰摩阻力矩，其中Tj为支铰摩阻力（kN）；r2为其对支铰O的力臂（m）；nG为计算启门力时闸门自重修正系数；GrG为重力力矩，其中G为闸门重力（kN）；rG为其对支铰O的力臂（m）；Pfr3为动水摩阻力矩，其中Pf为闸门运动过程中作用在闸门面板上的动水压力切向分力（kN）；r3为其对支铰O的力臂（m）。

该公式中动水摩阻力、止水摩阻力和支铰摩阻力需通过计算得到。

（1）动水摩阻力矩Pfr3：动水摩阻力是反映闸门在启闭过程中对水流对闸门运动产生的阻力，动水摩阻力矩Pfr3可通过试验量测的闸门启闭力计算得到，即

库水位360 m试验工况下计算结果见图5。试验结果表明，闸门刚开启时的动水摩阻力矩最大，随着门体的开启，动水摩阻力矩逐渐减小。动水摩阻力矩为0的时间为664 s，与按设计启门速度计算的闸门底缘脱离水体的时间吻合，其后由于闸门底缘脱离水流表面，动水摩阻力消失。

图5 动水摩阻力力矩过程线图（启门工况）Fig．5 Duration curve of dynam ic water resistance moment（gate during opening）

（2）止水摩阻力矩TZr1：偏心铰闸门在启闭过程中由于闸门后撤，闸门埋件上的压紧式水封对闸门的摩阻力为0，但为防止缝隙射流，布置在原型闸门门体上的常规侧止水及门楣处的转铰止水仍然发挥作用，在闸门开启过程中与闸门构件摩擦，引起启门力的增加。根据止水的形式及运用情况，其摩阻力矩主要由常规侧止水和门楣处的转铰止水2部分的摩阻力构成，即

式中：Tzc为侧止水摩阻力（kN），由两部分构成，一部分为止水橡皮预压缩后形成的摩阻力Tzc1，一部分为止水处的动水压力作用引起的摩阻力Tzc2，Tzc2＝f1Pzc；Tzd为顶部止水摩阻力（kN），Tzd＝f2Pzd，f1，f2为止水橡皮对钢的摩擦系数，Pzd，Pzc为作用在顶、侧止水的动水压力（kN）。

侧止水处动水压力近似按静水压力计算。顶止水处动水压力已绘成过程线，结果见图6。库水位360 m试验工况下止水摩阻力矩TZr1计算结果见图7。

图6 顶止水处动水压力过程线图（启门工况）Fig．6 Duration curves of dynam ic water pressure at top seal（gate during opening）

图8 支铰反力过程线图（启门工况）Fig．8 Duration curve of anti force at hinge（gate during opening）

图7 止水摩擦力矩及支铰摩阻力矩过程线图（启门工况）Fig．7 Duration curves of seal and hinge resistance moment（gate during opening）

研究成果表明，闸门刚开启时的顶止水处动水压力最大，随着门体的开启，顶止水动水压力逐渐减小，随着门体开度约0．8后，动水压力快速下降，至闸门全开后，压力降至0。

侧止水与顶止水摩阻力矩的变化规律基本一致，均随着闸门开启而逐渐减小，当闸门开启完成后，侧止水与顶止水摩阻力消失，相应摩阻力矩则变为0。

（3）支铰摩阻力矩Tjr2：闸门在转动过程中，支铰处也有一定的摩阻力Tj，即

式中：f3为支铰处摩擦系数，取f3＝0．08；N为支铰反力（kN）；由公式（2）计算，结果见图8。支铰摩阻力矩Tjr2的计算结果见图7。

研究成果表明，支铰反力与支铰摩阻力矩在启门过程逐渐减小，其中支铰反力主要闸门面板所受径向的动水压力相关，闸门启门后，动水压力不断减少，因此支铰反力相应减小。

图9 计算启门力过程线图（启门工况）Fig．9 Duration curve of com puted lifting force（gate during opening）

将（1）、（2）、（3）各项结果代入公式（4）计算库水位360 m时的实际启门力，成果见图9。由于受摩擦力的影响，计算启门力与试验启门力（无摩擦力）的规律有所不同，最大值出现在刚启门时，（Fq）max＝5 200 kN（此时闸门所受的止水摩擦力最大）；随着闸门开启过程中止水摩擦力的减小，启门力也逐渐减小，当闸门底缘脱离水面时（t＝664 s），启门力出现最小值（Fq）min＝3 823 kN；之后，随着闸门进一步提升，启门力基本不受摩擦力影响，而启门力力臂逐渐减小，故启门力反而呈增大趋势，到闸门开启到位时，Fq＝3 952 kN。

5．2 闭门力试验成果及分析

5．2．1 不含摩擦力的闭门力F′w试验成果

模型设计让闸门关门过程中的摩擦力极小，可忽略其影响，闭门力F′w仅与门体自重和闭门过程中作用在闸门面板上动水摩阻力有关，即

由于动水摩阻力相对较小，闸门可利用自重关闭，故模型量测的闭门力为拉力，各级试验工况下的试验成果见图10。

5．2．2 计及原型摩擦力的闭门力计算成果

根据钢闸门设计规范［1］，弧形闸门闭门力按下式计算：

式中：Fw为计及摩擦力的闭门力（kN）；n′G为计算闭门力时闸门自重修正系数，0．9～1．0；其他符号意义同公式（3）。

图10 不含摩擦力项闭门力F′w过程线（闭门工况）Fig．10 Duration curve of closed force w ithout friction（gate during closing）

闭门力Fw的计算过程和方法与启门力类似，不再赘述。库水位360 m时闭门力的计算成果见图11。由于闸门自重较大，闸门刚关闭时，闭门力小于0，为拉力。此时闭门力的主要作用是保持闸门关闭过程力和力矩的平衡，使闸门在匀速状态下关闭；随着闸门的下降，止水摩阻力矩和支铰摩阻力矩增大，闭门力（拉力状态）逐渐减小，当闸门自重所产生力矩小于摩阻力矩时，闭门力表现为压力，以帮助闸门自重实现匀速关闭。

图11 计算闭门力过程线图（闭门工况）Fig．11 Duration curve of com puted closed force（gate during closing）

6 闸门及启闭机原型运用情况

2005年5月，该弧形工作闸门在原型上安装完毕，起吊锁定度汛，汛后进行初、精调试。完工后经过无水调试，各项指标满足设计要求。2007年7月，事故检修闸门在上游水位356 m（相应水头106 m）条件下进行了闸门静水启闭试验，闸门在启闭过程中运行平稳，无卡阻现象，充水阀在行程范围内升降自如。泄洪期间，弧形工作闸门共启闭11次，均操作自如，弧形工作闸门最大操作水位359．83 m，相应水头109．83 m。2007年11月25日，弧形工作闸门最高挡水位392 m，相应水头142 m，水封无泄漏，闸门及启闭机设备运行正常。

7 结 论

偏心铰式弧形闸门在启闭过程中其受力状态与常规闸门有所不同，受力条件较为复杂，常规的闸门受力计算公式难以准确衡量偏心铰闸门启闭过程的受力，可通过水工模型对偏心铰式弧形闸门启闭力进行研究。通过模型量测不含摩擦力项的闸门启闭力，然后通过对闸门运行时的受力分析，计算计及原型摩擦力后的闸门启闭力变化特征，可为设计在考虑启闭机容量时提供试验依据。

［1］ DL／T5013－95，水利水电工程钢闸门设计规范［S］．（DL／T5013－95，Design specification on the steel gate for hydro project standard collection of electric power［S］．（in Chinese））

［2］ 陈 端，张元良．水布垭水利枢纽放空洞工作闸门区1／25水工模型试验研究报告［R］．武汉：长江科学院，2002．（CHEN，Duan，ZHANG Yuan liang．Research re portof hydraulicmodel teston the operation gate region of shuibuya emptying tunnel（scale 1∶25）［R］．Wuhan：CRSRI，2002．（in Chinese））

［3］ 向光红，汪鲁明，黄国兵，等．水布垭高水头放空洞关键技术研究与实践［R］．武汉：长江水利委员会长江勘测规划设计研究院，2008．（XIANG Guang hong，WANG Lu ming，HUANG Guo bin，et al．Research and practice on the key technique in the high water head emp tying tunnel of shuibuya project［R］．Wuhan：CJWCSPDI，2008．（in Chinese））

［4］ 陈 端，王才欢．水布垭水利枢纽放空洞工作闸门水力学及启闭力水工模型试验研究报告［R］．武汉：长江科学院，2003．（CHEN Duan，WANG Cai huan．Re search report of hydraulicmodel teston the operation gate force of shuibuya emptying tunnel［R］．Wuhan：CRSRI，2003．（in Chinese））

（编辑：曾小汉）

Analysis on Characteristics and Laws of Seism ic Damage of W ater Conservancy and Hydropower Engineering w ithin W enchuan Earthquake

WU Shi ze，MAN Zuo wu，MEIYing tang
（Three Gorges Geotechnical Consultants Co．，LTD，Wuhan 430010，China）

In order to sum up the characteristics and laws of seismic damage of water conservancy and hydropower engineering within the great earthquake，i．e．the magnitude Ms 8．0 Wenchuan earthquake occurring on 12 may 2008，the authorsmade field surveys and collected the data on geological conditions of the dam foundation，seismic damage characteristics，anti infiltration types，engineering treatmentmeasures and so on，of large ，medium and small sized water conservancy and hydropower engineering in highly seismic region where the seismic intensity was greater than 8．After classification and statistics，the laws are as follows：The dam body composed of the rigidmate rialswasmore severely damaged than that built by the flexible one；the vertical deformation of dam body was pro portional to the filling height，while the dam heightwas 156 m，themaximum vertical deformation was 744．3 mm；the horizontal displacementwas no significant relationship with dam height；the destructive deformation of dam was decreased form up to down；the treated slopes produced less earthquake damagewhile the untreated slopes occurred some slides and slumps；the destruction of cavernswas not obvious and so on．These results accumulated invaluable experience for earthquake seismic design in the construction of southwest China’swater conservancy and hydropower projects．It provided a reference for the amendmentof“Specifications for Seismic Design of Hydraulic Structures”．

Wenchuan earthquake；highly seismic intensity region；water conservancy and hydropower engineer ing；characteristics of seismic damage；law；seismic design

TV66

A

1001－5485（2010）05－0044－05

2009 04 22

陈 端（1978 ），男，四川大竹人，工程师，博士研究生，主要从事水工水力学及生态水力学研究，（电话）027 82823059（电子信箱）chenduan＠mail．crsri．cn。