底轴驱动式翻板闸门的若干关键技术问题及工程措施研究

严根华，董 家,3，孙云茜,3

(1.南京水利科学研究院， 江苏 南京 210029；2.水文水资源与水利工程国家重点实验室， 江苏 南京 210029；3.河海大学 水利水电学院， 江苏 南京 210029)

底轴驱动式翻板闸门是我国目前广泛使用的特殊门型，在城市水环境和水生态整治建设中取得了很好效果。典型底轴驱动式翻板闸门实景见图1、图2。这种门型的最大优点是全开卧倒时河道通透、便于通航，不利之处是闸门在卧倒状态下门体容易产生淤积，增加启闭力等问题。另外该类闸门的设计和建设还受到底轴不均匀沉降等要求的制约[1]。鉴于该闸门属于门顶溢流，闸下空腔的负压震荡容易诱发闸门结构的强烈振动，因此通气孔设置和门顶破水器结构形式的选择也是涉及到闸门结构运行安全的重要内容之一。此外闸下消力池底板的稳定也是该型闸门设计和施工建设中需要关注的问题[2]。显然，该类门型的安全使用需要解决一些关键技术问题。

图1 型底轴驱动式翻板闸门工程效果图

图2 关闸挡水或卧倒状态

1 闸门结构的受力和变形特性分析

某挡潮闸为城市水环境整治工程的主体结构，采用单跨宽度102 m的底轴驱动式翻板闸门(结构布置见图3)。根据工程运行调度要求，水闸需承担正向挡水(外江低潮位0.24 m、内河正常水位3.5 m)和反向挡潮(外江高潮位6.26 m，内河2.8 m)任务。

图3 水闸结构布置图

该水闸结构的门叶与底轴采用刚性联接，底轴上轴承座与河床基础固结，在底轴中部(河中央)采用软联接，以适应基础沉降变形可能带来的不利影响。液压启闭机布置在两岸，驱动底轴旋转进行水闸的启闭操作。鉴于该水闸跨度大、且具有正反向挡水功能，因此需对基础变位等导致水闸结构产生不利影响等问题进行深入研究。

当水闸门处于挡水状态时，作用于门叶上的水压力(正向或反向)直接传递给底轴，并通过底轴向基础和两侧的固定端传递。分析结果指出，闸门的最大位移出现在河中央门叶上方，最大位移值为221.5 mm；从变形情况看，闸门整体变形为一扭斜面。闸门结构较大应力值出现在底轴支座部位，近岸侧纵梁根部应力值为178.5 MPa。从总体上看，底轴的最大位移出现门体中部，而最大应力出现在两侧固定端部，这种应力和变形特征符合结构受力特征。因此闸门结构的设计因分别考虑上部门叶与底轴两个主要部件的位移和应力问题。

分析结果指出，该类门型的最大变形出现在闸门门叶跨中部位，底轴最大扭转变形同样出现在门体中部；而最大应力出现在闸门两侧的固定端，符合结构的构造和力传递原理。这为底轴驱动翻板门的结构静动力设计提供了基本依据。

2 闸门结构的不均匀沉降及底轴受力变形特性分析

2.1 基础变位对水闸受力特征的影响分析

工程上水闸基础的沉降是普遍存在的，但闸门底轴的不均匀沉降量需要严格控制，过大的沉降量将对门体及底轴受力产生不利影响。表1和表2分别列出了底轴支铰不同沉降量的计算工况。某工程挡潮闸分析结果显示，水闸挡水工况时近岸侧门叶底座加劲板部位局部集中应力随沉降量的增加而加大(见图4、图5)。底轴无沉降时的应力值为152 MPa，但当底轴沉降量为1.5倍设计值时应力值上升至212.5 MPa。基础沉降导致结构应力增加40%左右[3]。

表1 底轴支座沉降量计算组次

表2 计算工况表

2.2 底轴沉降量对支座反力作用的影响

水闸反向挡潮或正向挡水时，水压力荷载将通过门叶和底轴向两岸固定端及启闭装置传递。5个底轴轴承座(半江)将承担水平方向和垂直方向的支承反力。

图4 主纵梁根部应力变化比较图(刚连状态)

图5 主纵梁根部应力变化比较图(无联接状态)

分析计算针对反向挡潮工况，对底轴支座反力随支座沉降量变化进行分析。计算结果显示，各支座水平向的反力随沉降量变化影响不大(见图6)，而沉降量对支座的垂向反力影响较大(见图7)。数据显示，支座垂向反力随底轴沉降量的加大而增加；随着沉降量的加大，支座的垂向反力明显加大。各支座的方向具有如下特征：1#和5#支座反力方向向上，2#—4#支座反力方向向下。其中1#支座最大垂向反力值为5.948 7×106N，出现相对沉降量为1.5倍的设计值工况。

从基础沉降量对底轴驱动翻板门的应力和支座反力两方面考查，设计和施工部门控制闸门基础沉降量对水闸工程的安全具有重要作用和意义。

图6 不同沉降量支座水平反力Fx

图7 不同沉降量支座垂向反力Fy

3 底轴驱动式翻板闸门的流激振动问题

3.1 工程案例概况

某工程水闸采用闸堰组合式结构布置(见图8、图9)，是一座用于城市水景观建设的重要水利工程。该工程采用固定溢流堰和底轴驱动翻板闸门结构联合构成，其中两个溢流堰边孔单孔宽度10 m、主中孔宽度24 m。主中孔采用底轴驱动翻板闸门结构型式。上部布置采用具有江南文化元素的廊桥结构，实现水闸工程的功能化、景观化和生态化要求。运行时形成的瀑布亦将成为自然景观，形成一道亮丽的水景观，增加城市活力。

图8 闸室剖面布置详图(单位：mm)

图9 闸室平面布置详图(单位：mm)

由于该闸门跨径较大，泄水建筑物组合结构形式较为新颖，泄流时的流态较为复杂，因此，有必要对该水闸开展全面的水力学和流激振动模型试验，取得系统的数据资料，有针对性地对原设计方案提出优化和改进措施，消除原设计方案中可能存在的不合理因素，保证建成后的水闸工程既能满足水利和景观的功能需要，日常运行维护又能够安全可靠。

3.2 泄流流态与动水压力特征

试验在上游水位9.0 m、下游水位7.0 m、闸门开度e=30°～90°；上游水位9.5 m、下游水位7.5 m、闸门开度e=10°～90°等运行工况下进行。成果表明：闸门启闭过程中作用于门体上游面的动水时均压力随闸门开度变化而呈现一定的变化规律，总的趋势是小开度时的上游面压力最大，随开度增大上游各部位动水时均压力逐步降低，在同一开度底部压力大，上部压力小。顶部受较大的流速水头影响，其时均动水压力降低较快，门后各测点也具有同样的变化规律。上游水位9.5 m下游水位7.5 m，闸门开度在e=40°～60°区间，门顶圆弧上游面局部区域处于微小负压状态(-0.99×9.8 kPa)；门顶圆弧顶部测点亦有其相同的变化趋势，闸门开度在e=30°～50°区间，门顶部位亦处于微小负压状态(-0.88×9.8 kPa)；门后在大开度时整体处于水体之中，所以压力均为正值，但在闸门开度在e=10°～30°区间，过闸水流呈现挑射跌流，而门后通气不畅，门顶后部呈现负的压力腔，试验测得最大负压-2.86×9.8 kPa。上游水位9.0 m下游水位7.0 m，闸门开度在e=50°～70°区间，门顶圆弧上游面同样处于微小负压状态(-1.22×9.8 kPa)；门顶圆弧顶部亦有同样的变化规律，闸门开度在e=50°～60°区间，试验测得该处最大负压-1.272×9.8 kPa；门后各点在大开度时整体处于水体之中，所以压力均为正值，但在闸门开度在e≤50°区间，亦因过闸水流呈现挑射跌流，门后通气不畅，门顶后部呈现负的压力腔，最大负压-2.258×9.8 kPa。总体上看翻板平面闸门上下游压力变化和过闸流态基本一致，水流脱空或空腔内水柱负压提升的部位呈现负压，其它各点则呈现正压变化，其变化具有良好的规律性，门后设置通气孔补气后，空腔负压量减弱或消失，这对控制闸门振动有益。

作用于门体的脉动压力试验亦在上游水位9.0 m、下游水位7.0 m、闸门开度e=30°～90°；上游水位9.5 m、下游水位7.5 m、闸门开度e=10°～90°等运行工况下进行，各测点脉动压力均方根值随开度的变化关系绘于图10。试验结果表明，作用于门体的最大脉动压力均方根值约为3.383 kPa，脉动压力的主能量位于10 Hz以内，优势频率约1 Hz，10 Hz以上已无高频脉动能量。

图10 闸门结构各测点脉动压力均方根值随开度变化关系及典型测点时域过程与谱密度

3.3 闸门结构振动加速度特征

为了获取工作闸门运行过程中的流激振动特性，在特制的水弹性闸门模型上布置振动测点(见图11)，分别测取顺水流向(x向)、横向(y向)及垂向(z向)三个方向的振动量。通过随机振动数据处理方法进行信号处理，取得闸门结构流激振动数据的统计特征(包括频谱特征和数字特征)，为振动分析提供基础资料。

图11 工作门振动测点布置图

试验结果指出，闸门结构的振动量随闸门开度和下泄流量的减小而减小，由于在e=10°～40°开度范围内闸门下游空腔出现不稳定负压气囊而使振动量增加，其它开度泄流时振动量迅速降低。由于该类闸门为门顶溢流，因此闸门结构振动量以顶部最大、靠近底轴位置振动量较小；此外闸门两侧振动量要大于门体中部。测试结果显示，闸门顶部最大振动加速度均方根值分别为x向0.212 m/s2、y向0.132 m/s2、z向0.520 m/s2；闸门面板靠近底轴部位的振动量相对较小，三个方向分别为x向0.064 m/s2、y向0.132 m/s2、z向0.048 m/s2；闸门两侧最大振动均方根值为0.520 m/s2，门叶中部为0.132 m/s2。

此外，闸门结构的振动量随着上游水位升高、泄流量增大而增加。结构流激振动能量主要集中在25 Hz频率范围以内。

水弹性振动试验结果指出，闸门结构的较大振动量与门顶射流下方的负压空腔密切相关，若要控制闸门的振动量，需要考虑破除负压空腔及输气问题[4]。

4 负压空腔和通气孔设置

某工程底轴驱动闸翻板门由全关开启至55°范围内运行时,门后溢流水舌下方存在负压空腔，当上游水位较低和闸门小开度时，门顶破水器可将水舌撕开，形成向空腔补气的通道。但当上游水位较高或闸门大开度时，门顶水舌变厚，泄流水舌空腔封闭，因下泄水流不断带走空腔内部空气，导致出现不稳定负压空腔，此时需在闸墩侧壁设置通气孔向空腔内补气，保持腔体输气和泄流挟气动态平衡。因此在门后闸墩两侧各布置两个Φ30 cm通气孔，可以取得满意效果[5]。

试验结果表明，在闸门小开度(e=0.0°～10°)范围内，门顶破水器可以有效撕裂水舌，自行向空腔补气并破除门后负压空腔；在闸门开启至e=20°左右时由前一道通气孔补气，空腔补气量约0.24 m3/s～0.50 m3/s左右；在闸门开启至e=30°～50°开度范围时，可通过后一道通气孔向空腔补气，补气量约0.34 m3/s～1.20 m3/s。若按照规范风速控制值40 m/s考虑，则两个直径Φ15 cm的通气孔就可满足要求[6]。

5 门顶破水器设置要求

门顶破水器旨在解决门顶泄流时自动撕裂抛射水舌，实现向水舌下方空腔补气的目的。但原布置破水器(见图12)，仅在库水位很低、门顶水深很小时才起作用，而在水位略高情况下水流流经破水器后即自动闭合，水舌下方空腔依然密闭。在闸门开度e=10°，上游水位9.5 m时破水器流态详见图12(b)。显然，原设计门顶破水器破水效果不佳，无法有效达到破除负压空腔目标。

图12 破水器原设计方案及破水器原设计方案分割水流效果

为改善破水器分流效果，共进行了5个修改方案的研究，其中修改方案1～修改方案3仅在库水位很低时才起作用，在水位略高情况下破水器难以撕裂水舌，负压空腔依然存在。

门顶破水器优化方案4采用上游面为长轴200 cm，短轴100 cm的“半椭圆”结构，后部为两个平行翼板式结构。试验表明此方案具有较好的水流撕裂效果，当库水位8.5 m、闸门开启至42°及上游水位9.5 m、闸门全关位时，破水器破水效果较好，输气通畅，且在门顶均匀布置4个破水器即可实现空腔输气稳定的要求。

优化方案5破水器结构采用上游面高200 cm、宽200 cm的“三角型”结构，后部为两个平行翼板式结构(见图13)。试验表明此方案亦具有较好的水流撕裂效果，当上游水位8.5 m、闸门开度42°及上游水位9.5 m、闸门全关时，水流流经破水器后溢流水舌被有效撕裂(见图14)，门顶布置4个破水器就可解决水舌下方空腔的补气要求。

图13 破水器修改方案5(单位：mm)

图14 破水器修改方案5分割水流效果(闸门开度42°)

因此门顶破水器优化方案4和优化方案5，在门顶溢流高度50 cm以下时均有较好的撕裂水股向门后空腔掺气的功效，可根据实际情况选用[7]。

6 底轴驱动式翻板闸门消能设计

某工程底轴驱动翻板门在泄流运行中出现消力池底板掀起失事事故，这也是该类门型的设计和施工过程需要高度重视的问题。该工程的闸室底板与消力池布置见图15,闸室下游通过止水结构紧接设置消力池底板[8]。为搞清消力池底板失事原因，开展了闸下底板失稳试验。

图15 消力池底板失稳试验模拟示意图

6.1 闸下底板失稳试验设计

该试验在Lr=20的单孔整体模型中进行，原型钢筋混凝土底板厚0.6 m，宽16.9 m，长22.0 m，为了减轻扬压力，闸室中上游端设防渗墙，底板上设排水孔，板块分缝设止水，底板下设埋石混凝土和夯实抛填石或混凝土渣。

模型底板采用无色透明有机玻璃制作，几何尺寸与原型相似，采用质量分布相似保证底板块的重力分布相似，模型中设置排水孔和分缝止水，排水孔个数和单孔面积与原型相同和相似。模型底板下部垫层采用不同粒径的石渣和砂砾充填，闸室上游并设有模拟的防渗装置，在模型中闸下斜坡段、消力池、尾坎、海漫等消能措施一一俱全，其体型尺寸均模拟相似，模型底板失稳上抬的试验模拟图见图16[9]。

图16 消力池稳定试验失稳掀起的板块位置

6.2 底板失稳动水时均压力荷载试验

该项试验在Lr=20的单孔整体模型中进行。经验表明，底板失稳通常在斜坡顶分缝止水失效，排水孔堵塞，防渗帷幕受损等情况下发生，按以下几种条件模拟底板失稳状况：

(1) 防渗帷幕完好，排水孔全部堵塞，止水完全失效；(2) 防渗帷幕及二侧止水完好，顶止水失效，排水孔全部堵塞；(3) 防渗帷幕及两侧止水完好，顶止水失效，排水孔部分堵塞；(4) 防渗帷幕损坏。

根据流态观测分析，闸门开度e=30°左右时门顶溢流水舌直接冲砸底板分缝止水，导致动水压力进入底板，使动水压力显著增加(见图17)，引发消力池失稳的运行工况，试验还着重考察了以下各组合工况的消力池时均动荷载变化规律：(1) 排水、止水正常；(2) 排水正常、第一道止水损坏；(3) 排水正常、第一、两侧止水损坏；(4) 排水失效、第一道止水损坏；(5) 排水失效、第一道止水损坏、两侧止水损坏50%；(6) 排水失效、第一道止水损坏、两侧止水损坏。试验结果指出，止水破坏引起的最大扬压力发生在闸门开度区间在e=30°～40°；排水孔遭受封堵失效是促使底板扬压力增大的另一个原因[10]。

图17 开度e=30°泄水、止水损坏底板压力沿程变化及典型测点脉动压力时域过程

6.3 消力池底板点面系数分析

(1) 排水孔封堵，第一道止水失效后的点面系数略有增大，即受下部扬压力脉动影响，总体底板块的点、面系数有增大趋势。

(2) 闸门开度e≤20°，消力池水平段底板的系数K比倾斜段的大。

(3) 闸门开度e≥60°，斜坡段底板的系数K比水平段的大。

(4) 在计算取用水流脉动荷载时，应考虑脉动荷载大和点、面系数亦大的综合情况。

点面脉动系数K与各点脉动波形的空间相位关系密切，在理想条件下K以1和0为极值。一般规律是点脉动相位变化小，同步性大，则K值大。反之，K值则小。K值尚与试验块体面积大小有关，面积愈大，点脉动不同相位可能性加大，故K值趋小，随机脉动而且当面积趋于无限大时，K趋向为0，当测试面积趋于一个点时，点与面脉动基本接近相同，K趋向为1。

当闸门开度加大，水流砸向斜坡段，流态复杂，水流紊动加大，压力脉动随机性大，各点脉动波形相位差大，K则小。第一道止水破坏，由分缝水流往下传递的动水压力受分缝制约，其扩散比较有规则，其压力波动空间相位相对比较简单，故其压力脉动虽较小，但系数K较大。第一道止水破坏，通过接缝上、下联通的压力脉动，其面荷载与同样块体止水完好情况下的面荷载相比，作用面积相差一倍，面积加大，K值偏小。由此可见底板下表面压力脉动对点面系数影响是互相消长的。

消力池底板的点面荷载影响系数还与水流流态密切相关。若闸顶溢流，水舌冲击部位表现为局部冲击作用，也是受力较大的区域；其它部位则是以水跃紊动产生的动水作用。本项试验按整块底板进行面荷载试验，因此底板块的点面荷载系数小于常规泄流的底流消力池点面脉动荷载系数值。荷载设计时应区别对待。

6.4 消力池底板的流激振动试验

与脉动压力特征试验类似，流激振动试验在前述规定的试验工况下进行，其中1#、5#闸孔开启或关闭过程中消力池底板各测点振动加速度变化特征绘于图18，从振动测试资料分析可知，消力池倾斜段前端受到过闸水流跌落冲击产生较大振动量，在扬压力过大情况下，受此影响消力池底板存在失稳可能[12]。闸门启闭过程中消力池底板振动最大量级约出现在e≈30°～50°区间，其中消力池斜坡段振动量级明显大于水平段，且尤以斜坡前端最大，在整个启闭过程中，V1测点振动加速度幅值接近3.0 m/s2，均方根值亦接近0.7 m/s2。说明底板在泄流动荷载作用下产生振动的动力源位于水舌冲击点附近，此时若止水损坏，动水压力进入底板下部，就有可能引发底板抬升失事[13]。

此外，鉴于部分工程水闸泄洪时，下游防冲槽及下游河道近底流速v>1.0 m/s，因此也需要注意防冲槽下游水流淘刷及防冲安全。

图18 闸门启闭过程(1#、5#孔)消力池底板振动加速度变化特征

7 结 语

底轴驱动式翻板闸门的工程应用给我国的城市水环境水生态建设带来了技术进步和发展，但工程设计和施工中的一些关键技术问题需要认真对待和处理，尤其对于跨度大、感潮河段泥沙淤积较大区段的闸门结构特别需要加以重视和关注。通过本文研究可获得如下结论：

(1) 由受力分析得知，该门型的闸门结构的设计应分别考虑上部门叶与底轴两个主要部件的位移和应力问题。

(2) 鉴于基础沉降量对底轴驱动翻板门受力产生显著影响，因此设计和施工部门应严格控制闸门基础沉降量，防治沉降过大引起底轴支座受到挤压，导致应力集中问题的产生，损伤底轴和支座结构。

(3) 水弹性振动试验结果指出，闸门结构的较大振动量与门顶射流下方的负压空腔密切相关，若要控制闸门的振动量，需要考虑破除负压空腔及输气问题。

(4) 门后两侧边墙设置通气孔，并在门顶布置破水器可有效破除负压空腔，实现自行向负压空腔补气达到压力动态平衡的效果。

(5) 底轴驱动翻板门在泄流运行中出现消力池底板掀起失事事故，也是该类门型的设计和施工过程需要高度重视的问题。底板振动试验结果显示，在泄流动荷载作用下产生振动的动力源位于水舌冲击点附近，此时若止水损坏，动水压力进入底板下部，就有可能引发底板抬升失事。因此工程设计时需要兼顾有效避开射流水舌击落点对底板分缝的直接冲击，也要做好防渗帷幕和底板排水的设计布置，确保消力池底板的稳定。

(6) 鉴于部分工程水闸泄洪时，下游防冲槽及下游河道近底流速v>1.0 m/s，因此也需要注意加强防冲槽下游水流淘刷及防冲安全。

(7) 泥沙淤积是一个感潮河段水闸面临的又一棘手问题，需要慎重对待。设计阶段首先要做好泥沙淤积资料的收集和整理，包括沙粒构成、淤沙速度及板结力参数等，在此基础上采用有效冲淤防淤措施予以解决，确保工程安全可靠地运行。