童廣勤 張海龍 李奇 伍友富 齊文強

收稿日期：2023-10-20；接受日期：2024-02-01

作者簡介：童廣勤，男，正高級工程師，主要從事巖土工程、安全監(jiān)測等工作。E-mail：tong-guangqin@ctg.com.cn

Editorial Office of Yangtze River. This is an open access article under the CC BY-NC-ND 4.0 license.

文章編號：1001-4179（2024） 06-0218-09

引用本文：童廣勤，張海龍，李奇，等.三峽大壩深孔工作閘門流激振動特性研究

［J］.人民長江，2024，55（6）：218-226.

摘要：為深入探究三峽大壩深孔弧形工作閘門運行時的流激振動特性，對其進行了原型觀測研究。結果表明：在閘門啟閉動態(tài)運行時，其動位移極值和加速度極值都相對較小，振動較小；在啟門、停門瞬間，閘門的動位移極值和加速度極值都明顯增大，振動較大；當閘門開度在0.6～0.7時，閘門發(fā)生了強迫振動；1號、12號深孔弧形閘門在運行時都不同程度受到了流激振動的影響，但都屬于微小或中等振動，處于安全范圍內。相關成果可供大壩安全運行管理及閘門設計制造參考。

關? 鍵? 詞：流激振動； 深孔弧形閘門； 時程分析； 頻譜分析； 三峽大壩

中圖法分類號： TV663

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.06.030

0? 引 言

弧形閘門是水利工程中廣泛應用的一種閘門型式，常用于水閘和大壩等建筑中，其在運行過程中普遍存在水流作用下引發(fā)的流激振動問題［1］。若閘門結構布置不合理或運行不當，流激振動可能會引起閘門過度振動，造成閘門結構部件疲勞失效甚至斷裂，影響工程的安全。例如，1995年美國Folsom大壩弧形閘門由于閘門劇烈振動而破壞。因此，研究弧形閘門流激振動特性和相應的減振方法具有重要的理論和實際意義［2］。

目前普遍認為，閘門底部水流的分離和重新附著會導致水流流態(tài)不穩(wěn)定，這種不穩(wěn)定流態(tài)產生的脈動水壓力是閘門流激振動的主要激勵源［3-5］，不同型式的水動力荷載誘發(fā)的閘門振動類型也不同［6］。由于弧形閘門運行時過流條件復雜，目前尚未形成完善的流激振動及抗振設計理論［6-8］。在高壩、大流量、啟閉頻繁的深孔弧形閘門中，流激振動現象尤為明顯，但針對深孔、高壩、大流量弧形閘門振動特性的研究仍顯不足。現階段對閘門流激振動的研究主要采用原型觀測、物理模型試驗及數值模擬等方法［9-10］，但在現有技術條件下，物理模型、數值模擬方法精度仍不高［11-12］。本文采用原型觀測對三峽大壩1號、12號深孔閘門的流激振動特性進行深入研究，獲取了閘門的動位移、加速度時程曲線、加速度頻譜圖及動應力時程曲線等關鍵動力特性［13］，以期為閘門實際運行及流激振動研究提供參考。

1? 深孔工作閘門結構與測點布置

三峽大壩壩身段分為泄洪壩段、廠房壩段和非溢流壩段。泄洪壩段位于河床中部，長約480 m，分為23個壩段，每個壩段布置有1個泄洪深孔，配套一孔弧形工作閘門，深孔工作閘門布置見圖1。三峽大壩泄洪深孔具有高壩、泄流量大、流速高、汛期運用時間長、抗沖耐磨要求高等特點［14］。閘門孔口尺寸為7.0 m×9.0 m，底坎高程90.0 m，設計水頭85 m，門葉結構為雙主縱梁式，面板曲率半徑R=16.0 m，采用單吊點4 000/1 000 kN液壓啟閉機啟閉，閘門結構如圖2所示。在泄洪深孔內布置有水壓力傳感器，1號閘門傳感器布置如圖1所示，測點F01布置在深孔進口側緣段，F02布置在門槽區(qū)域，F03布置在深孔工作門底緣區(qū)域，F04布置在深孔跌坎后斜直段。閘門流激振動測試信號共有3類，分別是動位移、加速度和動應力，閘門流激振動信號測點布置如圖2所示。圖中A測點代表振動加速度測點，共7個，編號A1～A7；Y代表應力測點，共10個，編號Y1～Y10；動位移測點共7個，測點位置與方向與加速度測點相同，編號W1～W7。

對1號、12號深孔工作閘門分別在不同水位條件下的流激振動進行觀測，1號工作閘門的測試水位為146.25，150.05，156.50 m，12號工作閘門的測試水位為146.04，149.91，156.12，159.75 m。在各水位下，分別試驗閘門開啟至全開隨后關閉和閘門開啟至半開位置隨后關閉兩個周期的動響應特征。閘門測試一個周期共包含如下階段：閘門全閉、開門啟動、開門運行、停門沖擊、全開懸停（半開懸停）、落門沖擊、落門運行及閉門沖擊。

2? 閘門全開過程脈動壓力測試

F01和F03測點在啟門過程時的壓力變化曲線如圖3所示。在1號閘門全開過程中，F01、F02測點壓力隨閘門開度增加而降低，壓力脈動幅度較?。辉陂l門開啟過程中，F03測點壓力逐漸升高，脈動壓力幅度較大。F04測點在閘門開啟初期，出現一段時間的負壓，隨著閘門開度的逐漸加大，壓力升高。

分析可知，在閘門開啟過程中，脈動壓力幅度變大，流態(tài)不穩(wěn)定，閘門底緣受到水流脈動壓力影響，閘門受到了流激振動作用的影響。

3? 振動加速度及動位移時程

在146.25 m水位條件下，1號工作閘門全開周期過程中，閘門右下支臂側向的動位移和加速度時程曲線如圖4所示。由圖可知，閘門動位移與加速度在啟閉過程的變化規(guī)律相似。在啟門、停門、落門和閉門瞬間，動位移與加速度曲線均出現峰值，表明此時閘門上出現沖擊，振動幅度最大；在啟門至全開過程中，當開度在0.6～0.7時，A3測點的加速度和動位移曲線出現峰值，測試結果與深孔弧形閘門水彈性模型試驗結果一致，表明閘門在此工況下出現了強迫振動，應避免閘門長時間在此開度下運行［15-16］。在閘門開啟過程中，隨著開度的增加，閘門上的振動逐漸增大。在全開及半開周期的懸停狀態(tài)下，振動平穩(wěn)，幅度較小。在閘門落門運行過程中，隨著開度減小，振動逐漸減小，振動規(guī)律與啟門狀態(tài)相反。在其他各測試水位下，1號和12號工作閘門在開啟泄洪過程中閘門上的動位移和加速度變化均表現出相同規(guī)律。

表1為1號工作閘門在150.05 m水位下全開和半開周期中，各測點的動位移極值情況。圖5和圖6分別為1號和12號工作閘門在146.25 m和146.04 m水位下，全開和半開周期中各測點動位移極值變化。在所有測試水位的全開和半開周期中，1號閘門動位移最大值均發(fā)生在測點W3的落門啟動沖擊時刻，在水位150.05 m時，閘門全開過程中動位移極值最大達到0.260 mm。1號工作閘門在各個測試水位的全開懸停階段和半開懸停階段，最大動位移為0.006 mm和0.033 mm。12號閘門在全開周期中，測點W5的動位移在各測試水位下的落門啟動沖擊時刻均最大；而在半開周期中，測點W3的動位移在各水位下的落門啟動沖擊時刻均最大。在水位156.12 m時，全開周期的落門啟動沖擊時刻W5測點的動位移值最大為0.220 mm。12號閘門在全開懸停和半開懸停階段的最大動位移分別為0.010 mm和0.020 mm。

表2為1號工作閘門在150.05 m水位下全開和半開周期各測點上加速度極值。圖7和圖8分別為1號和12號工作閘門在146.25 m和146.04 m水位下全開和半開周期各測點的加速度極值變化圖。在各測試水位的全開和半開周期中，1號閘門加速度的最大值均出現在啟閉過程中。在此階段，加速度的最大值為0.83 m/s2，此時的閘門受到了沖擊。在全開懸停階段和半開懸停階段，加速度的值相對較小，分別為0.08 m/s2和0.31 m/s2。12號工作閘門在各測試水位下的全開和半開周期中，加速度變化規(guī)律與1號閘門相同。啟閉過程中的振動加速度最大值為1.40 m/s2。在全開懸停階段和半開懸停階段，12號工作閘門的最大加速度分別為0.48 m/s2和0.66 m/s2。

結合動位移和加速度時程曲線以及水壓力變化曲線的分析可知：（1） 弧形閘門閉門擋水、全開及半開懸停均是平穩(wěn)過程，啟門和閉門過程則屬于非平穩(wěn)過程。在平穩(wěn)過程中，由于閘門的出流流態(tài)相對穩(wěn)定，水流脈動壓力幅度較小，閘門的振動較?。辉诜瞧椒€(wěn)過程，閘門的出流流態(tài)變化明顯，水流脈動壓力幅度較大，閘門的振動較為顯著。

（2） 在全開周期過程中，閘門過流流量更大，流速更快，因而閘門在全開周期中的動位移和加速度極值比在半開周期中更大，振動更為明顯。閘門初始狀態(tài)相同，因而全閉和開門啟動沖擊時刻，全開周期與半開周期動位移極值和加速度極值相差不大，與實際過程相符。在懸停過程中，全開周期的振動沒有半開周期明顯。這是因為在懸停過程中，閘門的過流流態(tài)趨于穩(wěn)定，而半開狀態(tài)工作閘門與下泄的水接觸，全開狀態(tài)閘門完全與下泄水脫離。

（3） 工作閘門最大動位移均出現在下主梁或下支臂上，這是因為下主梁和下支臂是關鍵的受力結構，且布置于閘門下半部分，受下泄水流作用明顯。驗證了文獻采用混沌理論對閘門振動進行分析的結果：即下主梁相較于其他位置，振動更加明顯。

（4） 閘門側止水與側墻埋件相接觸，對閘門產生側向位移約束，因而閘門動位移極值均表現為切向方向。

（5） 在全開和半開周期，1號和12號工作閘門動位移大小為同一個量級，振動差異并不顯著。根據美國 Arkansas河閘門振動危害程度位移判別標準，閘門位移均方根在0～0.050 8 mm之間的振動可忽略不計，在0.050 8～0.254 mm之間的振動為微小振動，在0.253～0.508 mm之間的振動為中等振動［17-18］。因而1號和12號閘門的振動均屬于微小振動或中等振動，處于安全允許范圍內。

4? 動位移及加速度頻譜

圖9～12展示了不同水位下，工作閘門右下支臂側向測點在全開和半開周期的動位移和加速度時頻圖，時頻圖上的脊線代表了頻譜的峰值［19］。12號工作閘門右下支臂側向測點W4的動位移和A4加速度振動信號在全開和半開過程的時頻變化規(guī)律與1號工作閘門相同。觀察可知：（1） 測點振動信號頻率內容豐富，閘門在閉門擋水和懸停階段，其振動信號的頻率結構相對穩(wěn)定；在啟門和閉門過程，閘門上的振動信號的頻率結構產生變化，這是因為在非平穩(wěn)過程中水流脈動壓力幅值和頻率處于不穩(wěn)定狀態(tài)，變化較大，水流流激振動作用導致閘門的振動頻率發(fā)生變化。

（2） 1號工作閘門W4測點的振動位移信號中有幾條隨開度變化而變化的脊線，這與先前研究結論吻合：隨著閘門的開度的改變，水流耦合作用會影響閘門結構的頻率［20］。當閘門接近全開狀態(tài)時，這些脊線變化速度加快，而有限元結果顯示：當閘門接近全開狀態(tài)時，閘門的模態(tài)頻率發(fā)生快速變化，兩者結果一致。這是因為閘門接近全開狀態(tài)時下泄水流與閘門脫離，閘門不受下泄水流擾動的影響，此時閘門剛度最小，完全脫離水體，沒有脈動水壓力作用，因此其振動相對較小。

（3） 半開周期時頻圖則顯示，測點W4上的振動信號頻率結構的變化相對較小，這是由于水流耦合作用對閘門約束較強，因而在半開懸停過程中，閘門振動并不顯著。

5? 動應力測試

經試驗測得的應力為相對值，可應用動/靜應力分離處理方式得到閘門上的真實應力。分離的動應力信號為閘門振動過程中產生的應力波動值，靜應力信號反映了閘門狀態(tài)和荷載發(fā)生變化后閘門上的應力變化情況。通過分離出來的靜應力信號可換算出閘門上實際靜應力，再與分離出的動應力合成，進而得到閘門上的真實應力狀態(tài)。經分離，得到156.50 m水位時1號工作閘門Y2測點的靜、動應力時程曲線如圖13所示，閘門上不同部位的應力狀態(tài)如表3所示。

動應力均方根值是衡量閘門振動強弱的重要指標。通過對分離得到的動應力信號進行分析，可以得到不同測試水位下各測點的動應力均方根值，表4為1號工作閘門在156.50 m水位時的動應力均方根值。表5列出了根據3σ原則確定的各運行階段下閘門支臂的振動動應力最大值。分析可知：（1） 在半開周期狀態(tài)下，各測點的應力值均低于閉門狀態(tài)。同時，隨著開度的增加，閘門上的應力呈現下降趨勢，但應力值與開度并非呈線性關系。在半開狀態(tài)下，閘門上的應力約為閉門狀態(tài)的3.73%～73.20%，即應力減小了96.27%～26.80%。

（2） 在相同水位條件下，閘門在各運行階段的動應力均方根差異并不顯著，這意味著在整個運行狀態(tài)下，閘門的振動強度相對穩(wěn)定。與閘門結構靜應力相比，流激振動引起的閘門動荷載較小，閘門有較大的強度儲備，能夠確保其安全運行。

（3） 在閉門階段，閘門上的振動動應力達到最大值，但支臂上的動應力值相對較小。將動應力與靜應力進行疊加后，閘門支臂仍然具有較大的強度儲備。因此，對于1號和12號工作閘門，由于流激振動引起的結構應力變化相對較小，它們仍處于安全狀態(tài)。

6? 結 論

（1） 閘門在啟閉過程中，動位移與加速度時程曲線變化規(guī)律一致。當閘門開啟時，隨著開度的增加，閘門的振動逐漸增強，而在落門過程中，振動規(guī)律與啟門過程相反。在啟門、停門、落門和閉門這些瞬間，閘門上出現沖擊，振動幅度最大。在啟門至全開過程中，當開度在0.6～0.7范圍內時，閘門出現了強迫振動，應避免閘門長時間在此開度下運行。

（2） 閘門在閉門擋水、全開及半開懸停階段狀態(tài)為平穩(wěn)過程，而在啟門和閉門階段，其狀態(tài)為非平穩(wěn)過程。在平穩(wěn)過程中，水流脈動壓力幅度較小，閘門的振動相對較小。而在非平穩(wěn)過程，水流脈動壓力幅度較大，閘門的振動較大。閘門在全開周期中的振動比在半開周期中更為明顯。

（3） 閘門的最大動位移均出現在下主梁和下支臂上。閘門側止水與側墻埋件相接觸，對閘門產生側向位移約束，因而閘門動位移極值均表現為切向方向。

（4） 對于1號閘門和12號閘門，其在各個方向的振動均屬于微小振動或中等振動，可認為是安全的。

（5） 在閉門擋水和懸停階段，閘門振動信號的頻率結構相對穩(wěn)定；而在啟門和閉門過程中，閘門振動信號的頻率結構發(fā)生變化。

（6） 隨著開度的增加，閘門上的應力呈現下降趨勢，但應力值與開度并非呈線性關系。1號、12號深孔工作閘門在運行時，由于流激振動引起的動應力變化相對較小，閘門結構仍有較大的強度儲備，閘門運行時處于安全狀態(tài)。

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（編輯：胡旭東）

Study on fluid-induced vibration characteristics of deep-hole gate of Three Gorges Dam

TONG Guangqin1，2，ZHANG Hailong1，2，LI Qi3，WU Youfu3，QI Wenqiang3

（1.Hubei Key Laboratory of Operation Safety of High Dam and Large Reservoir，Yichang 443100，China;

2.River Basin Complex Administration Center，China Three Gorges Corporation，Yichang 443100，China;

3.Changjiang Survey，Planning，Design and Research Co.，Ltd.，Wuhan 430010，China）

Abstract：

In order to deeply explore the flow-induced vibration characteristics on the deep-hole radial working gate of the Three Gorges Dam during operation，prototype observation study was carried out.The time-history analysis and spectrum analysis results showed that when the gate was opened and closed dynamically，the extreme values of vibration dynamic displacement and acceleration were relatively small，and the vibration was small.At the moment of opening and stopping，the dynamic displacement extreme value and acceleration extreme value of the gate increased obviously，and the vibration was large.When the gate opening was 0.6～0.7，the forced vibration of the gate occurred.The No.1 and No.12 deep hole radial gates were affected by flow-induced vibration to varying degrees during operation，which was small or medium vibration in the safe range.The relevant results can be used as reference by dam safety operation personnels.

Key words：

flow-induced vibration; deep-hole radial working gate; time-history analysis; spectrum analysis; Three Gorges Dam