动水关闭的平面事故闸门体型优化试验研究

刘 昉，谷欣玉，李文胜，盛传明，徐国宾

动水关闭的平面事故闸门体型优化试验研究

刘 昉，谷欣玉，李文胜，盛传明，徐国宾※

（天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300350）

在已建水利水电工程中，利用自重、配重与水柱压力动水关闭的平面事故闸门，时常会出现无法完全闭门的现象，严重威胁水电站的正常运行及上下游安全。为探究其产生原因并找到有效的解决措施，该文针对进水口平面事故闸门出现的类似问题，采取水力学模型试验的方法，通过门体水柱压力试验以及不同体型闸门的闭门持住力对比，并结合闸门水动力荷载特性进行分析，明确事故闸门在动水中无法完全关闭是由工程摩擦系数（0.209）过大所致；基于伯努利原理，从增加水柱压力的角度出发，采取在平面闸门迎流面底部增设前缘板块，并对其下表面端部进行加厚处理的优化方案，在模型试验中，达到了增大闸门闭门持住力、促进闸门顺利关闭的效果，表明了该方案对解决已建工程平面事故闸门在动水关闭过程中无法下落问题的有效性。

压力；水中；优化；事故闸门；平面闸门；动水闭门；闸门体型优化；闭门持住力

0 引 言

平面闸门因具有结构简单、操作运行方便可靠、较易配合其他建筑物布置的特点，常作为事故闸门应用于水利工程[1]。事故闸门的运行条件一般为动闭静启，复杂的水流状态导致闸门运行安全问题时有发生。大量研究表明，绝大多数的闸门破坏案例是由闸门振动、门体腐蚀、启闭力过大或不足和运行操作不当等原因所造成。其中，对于水工闸门的振动现象，相关文献基于流量脉动[2]、滚轮受力不均导致的颤振[3]及爬行振动[4]等机制进行了深入研究。针对平面闸门启闭力相关问题，专家学者们从平面闸门的水动力特性研究入手，在已有工程资料的基础上，开展了水力学模型试验[5-10]，并结合数值模拟方法[11-15]，综合分析了闭门速度、面板布置位置、底缘开孔率、底缘型式及倾角等对平面闸门启闭力不同程度的影响，并广泛探讨了由于启门力过大引发的工程问题及其解决方法。

近年来，因闭门力不足而导致的闸门无法完全关闭现象时有发生。李国庆等[16]通过对天桥水电站泄洪洞工作闸门启闭力原型观测试验发现，该工程自1977年投入运行以来，启闭泄洪洞工作闸门时多次出现高水位下闸门落不到底的现象，导致排沙洞不能正常运行。1998年山东菏泽市刘庄引黄闸闸门由于导向轮锈蚀导致闭门力不足，难以动水关闭，洪峰通过时只好采用柳石（淤土袋）枕塞堵和挂土工布苫盖挡水的方法进行挡水[17]。2003年江西万安水电站2#机组进水口处的三扇事故闸门，动水落门时在前两扇门落到位后，第三扇门在距离门槽底坎1 m位置无法继续关闭[18]。工程实践中，虽然此类问题屡屡发生，但系统的模型试验研究却极为缺乏并罕见于公开报道，现有的研究都是将其作为闸门启闭力的附属内容粗略介绍，或作为技术指导重点解决因支承滚轮锈蚀[17,19-20]、异物阻碍、启闭设备及门槽损坏等原因导致的闭门卡阻问题[21]，对于闸门底缘型式不良诱发不利振动、水流流态和底缘动水压力不符合要求、设计方案对原型摩擦系数考虑不足等无法通过现场检查发现的诱因，则难以及时辨明，致使无法闭门的工程问题反复发生[16,19]，带给工程极大的安全隐患。

本文针对平面事故闸门在动水中无法完全关闭的工程问题，依托已建水电站机组进水口处的平面事故闸门工程实例，在现场检查排除门槽异物阻碍和闸门倾斜等原因的基础上，采用水力学模型试验方法，首先对原体型水柱压力、闸底流态和水动力荷载进行试验研究，进而阐明了无法动水落门问题的主要原因，采用原型试验验证结论的可靠性；其次，以增加闸门所受水柱压力进而促进落门为目标，提出体型优化方案，进行模型试验研究增大闭门力、促进闸门动水关闭的效果，旨在为已建工程类似问题的解决提供参考。

1 事故闸门试验模型构建

1.1 事故闸门

以班多水电站工程进水口处布置的3孔平面事故闸门为例，该工程设计水头58 m，总水压力35 823 kN，1台机发电引用流量为379.24 m3/s。事故闸门边界尺寸5.88 m×13.8 m×1.45 m（宽×高×厚），在机组发生事故时利用闸门自重、配重与水柱压力动水关闭，闸门下2节面板设于上游侧，上3节面板设于下游侧，顶、侧水封位于下游侧，底水封位于上游侧，采用滑动支承型式，主轨为钢基铜塑滑道，利用门顶设置的充水阀充水平压后静水启门，由坝顶双向门机主起升配合液压自动抓梁操作。

平面事故闸门作为水电站引水系统的重要设备，其主要作用是在机组出现事故时快速切断水流，以保障机组安全运行[22]。该工程自2011年投入运行以来，事故闸门在动水落门过程中多次出现无法完全关闭的现象。2012年，3#机组导叶在关闭至约40%开度时无法继续关闭，此时上下游水位差为36.79 m。机组进水口前并列设有3扇事故闸门，现场采用动水关闭事故闸门的方案，前2扇均顺利关闭，第3扇在进入孔口距离底坎约2.5 m位置时，无法继续下落。根据现场反映情况，按照规范计算并考虑一定的安全裕度后，对无法完全关闭的进水口事故闸门增加60 t配重，再次进行动水闭门试验，闸门在关至距底坎约1 m位置时，仍出现无法下落的情况，经关闭机组导叶开度至约3.4%后，闸门才继续落至底坎。

1.2 试验模型

为找出事故闸门无法完全关闭的原因并提出有效的解决方案，按重力相似准则建立机组进水口流道及事故闸门的水力学模型。模型比尺为1∶20，模拟范围由机组坝上引水口至尾水库区入口，水力学模型采用有机玻璃精细加工，由上游至下游主要包括：进水口流道、拦污栅槽、检修闸门槽、事故闸门槽、事故闸门、通气孔、蜗壳流道、机组导叶及泄水锥管，后接尾水箱模拟下游水库，并利用尾水渠泄量进行下游库水位的调节。安装测压排与脉动压力传感器（中国水科院）校测模型事故闸门各测点的时均压力，闸门与启闭机之间采用钢丝绳连接并用调速电动机驱动，在闸门上方的钢丝绳上串联1个量程100 kg的力传感器，后接北京东方振动噪声研究所研制的DASP采集仪，用以测量闸门不同体型下动水关闭的闭门持住力。图1为机组进水口流道及事故闸门模型布置。

图1 水电站机组进水口流道及事故闸门水力学模型

2 闸门事故原因分析及体型修改

2.1 试验方法

2.1.1 门体水柱压力试验

首先，为确定事故闸门关闭过程中水柱压力的主要作用位置，在闸门梁①、梁②、梁③和梁④上分别布置了如图1b所示的时均压力测点，选取试验工况上下游水位差38.47 m、机组导叶开度40%，测量计算闸门关闭过程中各开度下梁①、梁②、梁③和梁④所受水柱压力的大小及其变化情况。其次，由于事故闸门在动水闭门时的受力情况对流量的变化极为敏感，而机组导叶及闸门开度的变化，都将直接引起流量的改变，明确水柱压力在门体的主要作用位置之后，试验以10%为1个跨度，测量不同机组导叶开度下，闸门闭门过程中主要受力梁上、下表面测点的时均压力值，进而计算得到总水柱压力。

2.1.2 闸门体型修改试验

在工程实践中，闸门的自重和配重受到工程造价和启闭机容量的制约，一般不宜太大，而且平面闸门常用的卷扬式启闭机无法在闸门下落过程中提供压载。因此，工程中对闸门进行的体型优化一般以充分利用水柱压力，或增大特定水流条件对闸门底缘的下吸力为目标，使闸门在动水关闭过程中获得足够的闭门力，以促进动水闭门。

为配合事故门槽底坎结构，原闸门底缘型式为后倾角30°。由于闸门的启闭力主要受水流流态及门体结构型式，特别是底缘型式控制[23]，试验首先拟定了3种事故闸门体型修改方案，如图2所示。方案1将闸门底缘变为前倾顺底板坡道型式（前倾角29°），方案2为水平底缘型式，方案3在闸门上游侧底部加顺坡道前缘，该工程事故闸门井为上游突扩式结构，充足的空间为方案3提供了实现条件，为避免闸门关闭过程中新增前缘与建筑物结构边壁产生摩擦，前缘尺寸设计时分别与门槽上游面边界及流道边壁留出10 cm左右间隙。试验利用安装于闸门吊耳处的力传感器测量了具有不同底缘型式的闸门动水关闭的闭门持住力。通过对比不同体型下闸门受力状态的优劣，拟定合理的修改方案。

2.2 结果与分析

2.2.1 闸门面板和梁格布置对闸门关闭的影响

门体水柱压力试验结果图3可看出，闸门不同开度下梁④上下表面各测点时均压力变化最为明显，说明闸门闭门过程中该梁所受水柱压力较大，从而得出前后面板交接处的梁④为水柱压力在门体上的主要作用位置。由试验结果图4可知，闸门开度一定时，机组导叶开度越大，门体所受水柱压力相应越大；机组导叶开度一定时，闸门开度越小，门体所受水柱压力越大；另外，在事故闸门关闭过程中，梁④上表面时均压力接近上游水头，随着闸门的关闭逐渐增大，下表面时均压力值随着闸门的关闭逐渐减小，结果表明不同机组导叶开度下，当闸门接近全关时水柱压力基本均能达到上、下游库水位差所能提供的最大值370 kPa左右，说明闸门面板及梁格布置合理，水柱压力利用充分，不是闸门无法动水关闭的诱因。

1. 闸门底缘 2. 机组进水口流道 3.顺坡道底缘 4. 平底缘 5. 前缘板块

注：上、下游水头差38.47 m，闸门配重40 t，机组导叶开度40%。

注：上、下游水头差38.47 m，闸门配重40 t。

2.2.2 不同方案下动水闭门持住力分析

事故闸门原体型与方案1、方案2和方案3的动水闭门持住力变化过程如图5所示。由图可知，当闸门开度较大时，方案1对应的闭门持住力曲线大小及变化规律与原体型一致；但在闸门小开度时，方案1体型的闭门持住力反而小于原体型，闭门效果不佳，其原因是方案1所具有的顺坡道前倾角底缘型式增大了闸门底缘与闸下水流强烈紊动区的接触面积，导致闸门动水关闭时受到更大的上托力作用；方案2体型对应的闭门持住力，在闸门大开度时大小及变化规律与原体型一致，在闸门小开度时高于原体型，呈大幅振荡增加趋势，且闭门效果不佳，说明平底缘型式虽然对闸门的闭门持住力有增大作用，但由于闸底压力分布不均匀导致的闸门大幅垂向振动反而不利于闭门；方案3体型在闸门下落全过程对应的闭门持住力曲线均明显大于原体型、方案1和方案2，且无法下落时所对应开度最小，因此，相比之下方案3促进闸门关闭的效果最优。

注：上、下游水头差38.47 m，闸门配重40 t，机组导叶开度40%。

陈怀先等[24-25]曾针对机组斜坡进水口段平面快速闸门的18种底缘水力学特性及其阻力系数进行了系统的试验研究，得出无论闸后为自由出流还是淹没出流，后倾角底缘型式的闸下水流流态都较为稳定。另外，由于闸后水跃旋滚所造成的损失使闸门底缘压力降低，闸门相同开度下所形成的底缘上托力也小于其他底缘型式，此规律在闸门小开度时更为明显。以上试验结果与上述研究结论较为符合，表明具有后倾角底缘型式的平面事故闸门适用于机组斜坡进水口处，其设计具备合理性。

从增加水柱压力的角度进行门体优化的方案3，在不改变原有闸门底缘型式的基础上只增加顺坡道前缘，其本质是利用伯努利原理，前缘之下由于流速较大而压力较小，上下表面形成的水压力差增大了水柱压力在闸门结构上的作用面积，同时利用原体型的优点，即：后倾角底缘型式保证了闸底处于良好的水力条件，因此闭门持住力曲线在大开度和小开度的情况下均大于原体型，闭门效果较好。该体型可作为促进闸门顺利关闭的备选方案。

2.2.3 事故闸门无法落门的原因分析

在动水中关闭的平面事故闸门，门体所受竖向及水平荷载的变化十分复杂，如图6所示，主要包括闸门自重、门体水柱压力、动水压力（底缘上托力或下吸力）、止水摩阻力、行走支承与轨道间的摩阻力等。

根据现行水工闸门设计规范[26]，支承及止水的综合摩擦力（）和闭门持住力（）分别为

=(Hu-Hd) （1）

=G ++G-T-（2）

式中为支承及止水的综合摩擦系数；为闸门自重修正系数，可采用0.9～1.0；为摩擦阻力安全系数，可采用1.2。

根据式（2），在闸门自重、配重一定的条件下，闭门持住力主要受门体水柱压力、底缘动水压力、支承及止水摩擦阻力的影响。由门体水柱压力试验可得，在闸门接近全关时，水柱压力基本达到上下游水位差所能提供的最大水压力，说明闸门结构设计合理，水的质量利用充分。另外，由闸门体型修改后各方案的闭门持住力试验得出，后倾角底缘型式为机组斜坡进水口处水力条件较优的闸门体型。因此，考虑事故闸门无法关闭是由于原型与模型的实际摩擦系数均大于设计值，止水及支承与门槽壁面间的摩擦阻力太大而导致。

注：F 为闭门持住力，kN；Ws 为水柱压力，kN；PHu 为闸门上游侧水平推力，kN；PHd为闸门下游侧水平推力，kN；G为门叶自重，kN；T为摩擦阻力，kN；Gj为闸门配重，kN；Pt为底缘动水压力（上托力为正，下吸力为负），kN。

后期通过测量不同工况下闸门无法下落时的闭门持住力及门体水柱压力，结合静力分析，反算得到模型的综合静摩擦系数约为0.16，该工程现场采用同样的试验原理，反算得出原型闸门支承滑块与门槽壁面间的综合静摩擦系数高达0.209，均大于设计所取0.09，此结果验证了以上推论的准确性。根据工程实践经验，定期清理滑块或将滑动支承改为定轮支承均可有效减小平面闸门的摩擦系数，增大闸门动水关闭的闭门力，但相较于前述通过增设前缘促使闸门关闭的方案3，工期长、人力物资投入大，对于解决已建工程的类似问题，只对闸门进行一次改造的方案3更为经济可行，后续将通过对方案3体型的优化，进一步促进闸门动水关闭。

3 方案3闸门体型的优化试验与结果

3.1 方案3体型下闸门的受力状态

为探究事故闸门方案3体型下水压力作用情况，试验仍以10%为1个跨度，测量了不同机组导叶开度下，事故闸门闭门过程中闸门主要受力梁（梁④）、前后面板以及底部新增前缘所受的水压力。结果表明，新增前缘后，作用于梁④的水柱压力以及门体的水平水推力与原体型基本保持一致，均随闸门的关闭逐渐增大，且最终达到上下游水头能提供的最大水柱压力，图7a为梁④水柱压力变化情况。对于前缘板块受到的水柱压力，由图7b可见，在闸门开度较大时，其值随着闸门的下降逐渐增大，峰值出现在1～2 m开度位置，其后随着闸门开度进一步减小，水压力值迅速降低。闸门动水关闭过程中所受水柱压力的合力变化情况如图7c所示。

此变化规律的产生原因与前缘板块的作用机理具有密切联系，前缘板块的设置将水体分为了上下2部分，前缘板块之上的水体在闸门泄流过程中基本保持静止，所产生的水压力与上游水位相关，随着闸门的下落，前缘板块上表面受到的静水压力也不断增大；前缘板块之下的水体由于水流下泄而具有较大的速度，根据伯努利原理，流体流速大的一侧水压力较小，随着闸门的关闭，孔口过流面积减小引起前缘板块下表面水流流速进一步增大，上、下表面过流条件相差极大，存在较大的水头差。因此，小开度时作用于前缘板块上的竖向水压力大幅增加，达到在相同运行工况下增大竖向水压力，促进闸门下落的效果；然而，当闸门接近全关时，闸下过流量迅速减小，水流流速进一步增大，水头损失集中于闸底出口位置，使得前缘下表面水压力增大，前缘板块水柱压力急剧降低，无法保证方案3在此阶段有效增大闭门力。而摩擦阻力主要受面板水推力影响，随闸门的下落线性增大，因此，到达临界位置闭门力不足仍会导致闸门无法完全关闭。

注：上、下游水头差38.47 m，闸门配重40 t。

3.2 方案3底缘型式优化设计及结果

3.2.1 方案3底缘型式优化设计

根据方案3试验结果可知，新增前缘能够在闸门闭门过程中利用部分上游水柱压力，对闸门下落较为有利，但接近全关时，由于闸底过流量急剧减小，前缘与流道之间无法产生低压条件，其作用效果并不明显，导致闸门在此阶段难以继续下落。因此，考虑在方案3的基础上通过进一步优化体型，达到更好的落门效果，解决闸门在接近全关时落门困难的问题。进一步的改进通过对前缘板块下表面端部进行加厚，阻碍过闸水流，促使闸下水流产生流线分离，创造低压区，进一步增大前缘板块上、下表面压力差，从而更充分地利用水柱压力。优化体型及前缘下表面测点布置如图8所示。

图8 方案3闸门体型前缘优化示意图

3.2.2 结果与分析

为探究事故闸门方案3体型的优化效果，试验在前缘板块下表面布置如图8中所示的4个时均压力测点，分别测量了上下游水位差38.47 m，机组导叶在70%开度时，前缘优化前后水压力的变化情况。对比试验结果图 9a与图9b可得，闸门关闭至2 m以下开度，优化后的前缘下表面测点1#、2#、3#测得的时均压力均小于优化前，且小于下游水头，表明此位置有负压出现，优化方案对于增大前缘水柱压力作用明显，这为闸门在小开度的顺利关闭提供了极为有利的条件。优化前后前缘板块水柱压力对比见图9c，在闸门开度较大时，优化前后前缘所受水柱压力大小相近，随着闸门开度减小到2 m以下，优化后的前缘水柱压力相较于优化前大幅增加，下降拐点位置明显后移，且闸门最终完全关闭，此结果表明了优化方案的有效性。

注：上、下游水头差38.47 m，闸门配重40 t，机组导叶开度为70%。1#~4#指4个测点。

4 结 论

针对平面事故闸门在动水中无法完全关闭的问题，本文依托已建水电站机组进水口处的平面事故闸门工程实例，通过水力学模型试验研究，得到以下结论：

1）该工程闸门闭门力不足、在动水中无法完全关闭的现象是由实际工程的摩擦系数0.209远大于设计所取值0.09所致，说明摩擦系数在一定条件下会成为闸门启闭力的主要影响因素，通过改变水柱压力或闸门底缘型式，在一定程度上会影响启闭力的大小，但却不能从根本上解决闸门无法关闭的问题。因此，在闸门启闭力的研究过程中，不能忽视闸门摩擦系数不确定性对闸门安全性的影响，应同样将其作为研究重点；

2）增设前缘板块可有效增大闸门大开度时的闭门持住力；基于伯努利原理，对前缘板块端部进行加厚优化后，可以明显增加闸门小开度时的闭门持住力，从而促进平面闸门的动水关闭。此方案可为类似工程问题解决提供借鉴，具体实施前应结合工期、投资及启闭设备的容量加以验算；

3）对于已建滑动支承型式的平面事故闸门，摩擦系数实际值可能与设计值相差较大，建议在条件允许的情况下，相关运行管理部门对其进行动水闭门试验，以防止运行时发生无法闭门的现象；对于拟建工程的平面事故闸门，较为保守的方法是采用液压启闭方式或滑动支承型式，以增大闭门力或减小摩擦阻力，保证闸门顺利落门。

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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

国家自然科学基金资助项目（51779166）

刘 昉，副教授，博士，从事工程水力学及试验的研究。Email：fangliu@tju.edu.cn

徐国宾，教授，博士，从事工程水力学及泥沙研究。Email：xuguob@tju.edu.cn

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.12.017

TV32+1

A

1002-6819(2019)-12-0142-08

刘 昉，谷欣玉，李文胜，盛传明，徐国宾.动水关闭的平面事故闸门体型优化试验研究[J]. 农业工程学报，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