大坝泄水闸门结构流激振动监测及强烈振动控制技术研究

严根华（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）



大坝泄水闸门结构流激振动监测及强烈振动控制技术研究

严根华1，2
（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）

大坝泄水建筑物闸门、启闭机等金属结构的运行事故频发，集中表现在闸门老化、腐蚀等结构静态损伤，但更为严重的是闸门结构因动水荷载作用产生强烈振动而破坏，其后果也比较严重。工程上，闸门的流激振动问题广泛存在，表现形式多种多样，工程危害很大。通过现场闸门流激振动参数检测，可以取得闸门振动量级，评估闸门运行的安全性，寻找产生振动的原因，进而提出控制和消除强烈振动的措施，确保闸门结构的运行安全。

闸门；流激振动监测；强烈振动控制

0　前言

随着我国水利水电工程建设的快速发展，闸门结构的孔口尺寸、工作水头、泄流量等均不断提高，闸门结构的流激振动问题愈加突出。工程上集中表现在：结构变形偏大，局部动态应力超标；闸门水封漏水严重，自激振动问题突出；部分闸门结构因水动力荷载作用复杂，闸下出现明满流过渡流态或临门水跃作用，闸门出现强烈振动现象；有的闸门或船闸阀门因门后廊道出现强空化空蚀作用荷载，引发闸阀门的强烈冲击性振动，导致严重破坏。通过对不同工程泄水建筑物的流激振动现场检测，获取闸门结构及邻近结构的振动量，分析产生结构强烈振动的原因，根据现场存在的问题，提出控制或消除闸门强烈振动的措施，确保工程安全。

1　闸门自激振动监测及其防治措施

闸门自激振动在国内外水电工程中均有出现，并出现不同程度的问题。我国早期的皎口水库泄水底孔弧形工作闸门就因水封自激振动而引发闸门的强烈振动，闸门支臂因动力失稳而破坏；四川攀枝花米易湾滩水电站泄洪闸工作闸门也因顶水封的漏水产生自激振动，引起闸门的强烈振动；安徽蒙城船闸上闸首弧形闸门底水封也因发生自激振动而引发闸门的强烈振动；某大型水闸平面工作闸门顶水封亦发生水封漏水而引发闸门结构的强烈振动，其振动量使水闸上部结构也产生强烈振动，严重危害水闸结构的运行安全。

1.1闸门自激振动典型案例

1.1.1皎口水库底孔弧形工作闸门的振动问题

深孔闸门的小开度振动是水利工程界泄水建筑物广泛存在的问题。比较典型的工程有皎口水库底孔弧形工作闸门的泄流振动破坏。该底孔（见图1）在水库建成运行后，同时出现空蚀及闸门振动问题。空蚀的原因主要由于进口事故闸门门井进水导致出现交汇水流，引起孔顶产生负压区。小开度闸门振动主要由于门顶止水部件漏水和下泄水流不稳定。

图1　底孔剖面图Fig.1 Profile of bottom outlet

在工作闸门启门或闭门过程中，当弧形门启或闭至顶止水，与胸墙存在一定离合间隙时（此时相对开度n=0.085）出现炮击式轰鸣，闸门支臂、面板及启闭杆等部位均出现强烈振动响应，底孔各部位的动水压力也出现压力波动现象。振动加速度、动应力、水流脉动压力等参数表现出明显的周期性振动特征。现场检测结果显示，门前泄水道周围边界的脉动压力的主频较低，一般在20 Hz范围以内（图3），临近胸墙和水封部位的脉动压力频率较高，随闸门顶止水与胸墙间隙的变化在45～140 Hz范围内变化，闸门的动应力频率具有类似特点。闸门面板和支臂的最大动应力为5.5 MPa，接近顶止水部位测点的脉动压力约0.125 MPa，闸门整体自振频率约35 Hz。

图2　闸门止水原设计布置Fig.2 Original design of gate seal

经分析，这种闸门小开度周期性振动的原因是顶部漏水形成能量输入和反馈系统，导致产生闸门的自激振动，同时闸门的振动又以作用力的形式施加于上游水体，引起水流压力的脉动。如果不改变此种状况，其振动不会自行停止。

图3　水流脉动压力能谱Fig.3 Energy spectra of pressure fluctuations

除小开度振动外，该闸门在大开度时也出现强烈振动，这种大开度强烈振动亦与胸墙止水密切相关。当闸门开启至相对开度n=0.8～0.96时，闸门出现强烈振动，并伴有巨大的轰轰声，闸门的振动依然表现为周期性特征。观测结果显示，闸门最大动应力达到35.0 MPa，双倍振幅达70.0 MPa。闸门整体自振频率为50 Hz，流激振动响应的优势频率约33 Hz。与小开度振动相比，大开度振动的频率比小开度时要低得多，其主要原因仍然是胸墙止水漏水引起的自激振动。

1.1.2米易湾滩水电站泄洪闸振动特征

米易湾滩水电站泄洪闸是一个低水头潜孔闸门，位于大坝右侧，闸门采用卷扬式启闭机启闭操作。电站建成后三孔泄洪闸门均出现不同程度的水封漏水和强烈的闸门振动现象。虽经多次改造（包括水封改造、门顶增设横梁等），但泄洪闸工作闸门的振动现象无法解决，仍然有很大的振动量。水封自激振动引起的水面驻波和振动水珠帘高达1 m以上。这种振动使闸门结构的安全受到严重威胁。

三孔泄洪闸的顶水封为P形，侧水封为方形，底水封为刀型。闸门因顶水封漏水出现不同程度的自激振动，止水拉裂也相当严重。其中1号孔振动最为严重，2号孔次之。在100 m以上范围都能听见振动引起的噪声，噪声量级约在70分贝以上，属于高频振动。

图4　闸门启闭杆的振动能谱Fig.4 Vibrational energy spectra of gate hoist bar

图5　支臂切向振动能谱Fig.5 Energy spectra of tangential vibration of arm

检测发现，闸门门顶出现较大的挠度变形，最大变形量约25 mm（见图6），水封最大预压量调到28 mm时漏水问题基本解决，但闸门仍存在振动，个别闸门振动量反而加剧。闸门振动出现的驻波高度1 m以上。

1.1.3蒙城船闸上闸首弧形闸门自激振动

蒙城船闸位于安徽亳州地区，该船闸建于20世纪70年代，上闸首采用下沉式弧形闸门，下闸首采用人字型闸门。投运以来经常发生闸门振动，为此该工程于2007年进行除险加固改造，闸门结构重新改造设计，并于2008年重新投入运行，结果在闸门部分开度和接近全关位时发生了严重的闸门自激振动。闸门振动激起的门前水面驻波高达0.5 m以上。其振源存在两个方面，一是水封本身出现自激振动，二是闸门下部出流产生旋滚冲击作用力引起强烈振动。晚间闸门出现强烈振动时严重干扰附近居民的正常生活，其强度类似中度地震。

图6　闸门变形示意图Fig.6 Deformation of the gate

1.1.4水闸顶水封自激振动

某工程水闸平面闸门因顶水封出现漏水而引起自激振动（见图7）。这种自激振动出现在闸门宽度方向中的某一处或某几处位置。最大自激振动宽度约1.5 m，随闸门开度不同振动量也有所不同。出现这种现象的主要原因是闸门制作加工时平面度不满足要求，水封局部与顶压板接触时不会出现漏水现象，部分接触时出现漏水甚至引发自激振动问题。这种水封的自激振动具有局部性，振动频率也相对较高。

图7　闸门顶水封漏水情况及部分自激振动区Fig.7 Leaky water-seal at the top of gate and some self-induced vibration areas

检测结果显示：（1）三扇闸门顶止水压板的平面度（最高点与最低点的差值，下同）为4.3～7.2 mm；（2）第1道（上面一道）顶止水橡皮的平面度为10.5～35.8 mm；（3）闸门面板的平面度（含边梁）在8.6～13.9 mm范围内变化。由此可见，闸门的顶压板平面度、顶水封平面度以及闸门面板的平面度均存在不同程度的问题，导致闸门沿门宽度方向出现自激振动问题。因此，要实现第1道顶止水橡皮在闸门关闭状态下的止水要求，需调整该橡皮在高程方向上与闸门顶止水压板的配合关系，并避免面板摩擦干涉引起止水橡皮变形。

显然，闸门的制作安装存在问题，平整度不满足要求，水封会沿着门体宽度方向预压不均匀，产生自激振动的条件。

在闸门全关或微小小开度状态，部分测点出现单频振动（频率在20～25 Hz之间），部分测点的振动具有多频段随机振动特征，而且振动频率一般在10 Hz以上。说明闸门产生自激振动时的能量分布不是一个单频，而是具有多个频段的复杂振动，亦即激发了多个频率的振型。图8为闸门小开度50 mm振动的能谱密度。

图8　闸门开度50 mm振动谱密度Fig.8 Vibration spectrum density with 50 mm gate opening

1.2闸门自激振动的防治措施

闸门水封自激振动的原因是多方面的，防治措施也应根据问题出现的原因进行处理。一般可归纳为如下几个方面。

1.2.1由于刚度不足引发的自激振动

对于低水头、大跨度、大尺寸闸门结构而言，因顶水封部位刚度不足导致的水封在高压水作用下产生局部水封漏水并诱发的自激振动现象，一般可以通过增加结构刚度与调整水封结构形式来实现闸门自激振动的控制。

1.2.2因水封形式不当引发的自激振动问题

对于水封体型设计不当而引起的水封自激振动问题则需要通过改变水封布置形式来处理。对于顶水封，一般采用2道水封，在闸门开启过程中需要确保这2道水封的作用，并且避免因局部出现漏水而诱发强烈自激振动现象。实例1中原设计闸门第2道顶水封布置不当，使该闸门在相对开度no=0.085和大开度n=0.8～0.96开度情况下均出现了强烈的振动。其原因主要由于第2道止水翻卷，局部产生漏水形成强烈自激振动。振动的严重后果使闸门支臂动力失稳后失事。水封自激振动的频率激发了闸门支臂的一阶和二阶横向振动固有频率，出现支臂共振和参数共振。

修改方案采用了如下几个方面：（1）保留原来的2道水封，调整第2道水封体型和尺寸；（2）在改建的顶坎上增设第3道水封；（3）进行闸门结构的动力抗振优化设计，避免结构共振和支臂的参数振动；（4）加大工作门上游顶压坡比改善来流水动力条件，消除空化源。经多年运行，证明上述修改措施是有效的，目前该闸门运行安全平稳。

1.2.3因水封构造不当产生的自激振动问题

水封构造形式不当引起的闸门自激振动在工程上也经常出现。比如蒙城船闸上闸首水封漏水引起的自激振动是比较典型的实例。

该闸门具有如下几方面特点：（1）上闸首闸门采用下沉式弧形闸门，门后流态复杂多变，闸门经历临门水跃、临界淹没水跃等水动力作用，容易诱发闸门振动，一般在现代船闸中不采用类似门型。（2）闸门底水封设置在面板底缘上方，采用山形止水，变形区可能局部符合水封漏水后形成自激振动的条件。（3）闸下经常出现临界出流流态，底缘下方旋滚容易生成较大脉动压力荷载。当闸门下游水位淹没下游底主梁时，淹没水跃对闸门底主梁产生了向上的顶托水动力作用，底横梁开孔处出现向上喷水现象，由此造成了强烈振动。

闸门运行过程中出现两种不同的振动形态：闸门处于关闭状态和开启过程中的振动。不同状态的振动来源于不同的振源。闸门开启过程的振动源主要来自以下两部分激励力作用：（1）闸门后临门水跃或临界淹没水跃形成的脉动荷载对闸门结构的冲击作用；（2）小开度闸下部不稳定流动对闸门结构的激励。闸门关闭挡水状态下出现强烈振动的根本原因在于底水封漏水，现场观测显示，闸门底缘存在漏水现象，沿着门宽方向漏水量分布也不均匀，这种不均匀的漏水量是诱发闸门强烈振动的基本条件。

闸门结构的构造（包括质量和刚度分布）所形成的结构低阶自振频率振型在一定程度上会被水封漏水形成的动荷载激发，从而产生结构共振。

从闸门振动强度看，闸门全关挡水状态下的振动量很大，闸门门体上部最大位移约60 mm，呈大幅度摆动状态。不仅对闸门结构本身造成很大危害，而且对船闸其他建筑物及其周边居民住房安全均产生严重威胁，必须采取措施予以解决。

引起闸门振动的原因是多方面的，涉及水动力荷载、结构动力学及流固耦合相互作用问题，因此在采取永久措施前需要进行闸门的水弹性振动试验研究，搞清闸门漏水产生的水动力荷载特性，分析研究结构的动力特性，考查导流板倾角对下游闸室消能及闸门振动的影响。同时修改水封结构形式，避免形成水封自激振动的条件。另外开展现场振动观测试验，掌握第一手资料十分必要，可以为闸门结构的动力修改提供必要的依据。

1.2.4闸门制造安装质量控制

众多工程运行经验表明，闸门结构（包括水封、门槽支承导轨等）以及胸墙结构的制作质量和精度将直接影响闸门结构的运行安全。特别对于大尺寸闸门结构而言，其制造和安装施工质量应有更高的要求，闸门面板的平整度、水封本身的平面度、胸墙的平面度等均需满足设计规定的控制标准和要求。同时力求做到沿门宽方向水封预压量均匀，消除水封局部漏水形成自激振动的条件。

闸门水封漏水造成结构的强烈自激振动是水利工程界的一种常见现象。这种自激振动可以发生在平面闸门，也可能发生在弧形闸门上。通过典型工程分析，可以得到如下几点结论：

（1）引发闸门止水自激振动的原因是多方面的。常见的情况是闸门因刚度不足，局部出现水封漏水，引起水封自激振动；闸门面板平整度没有得到有效控制，部分区间水封压缩超标，部分区间出现水封漏水，形成水封自激振动条件；闸门止水形式不当，运行过程中出现水封翻卷现象，部分区间漏水，引发水封自激振动现象。

（2）控制闸门的自激振动除优化水封体型设计和考虑闸门结构刚度满足要求外，对弧形闸门尚需考虑支臂的动力稳定性和共振防治设计。

（3）为了防止水封自激振动，除对水封形式、结构进行抗振设计外，还需要从水封材质、闸门结构制造和安装精度等方面进行严格把关和控制。

2　临门水跃诱发闸门振动及其防治措施

某工程是一座供水、灌溉结合发电，具有综合效益的水利枢纽工程。该枢纽主要泄洪设施为16孔净宽12 m的泄洪闸。原设计最小运行开度为3 m。近年来该地区严重干旱缺水，根据实际运行要求，可能出现最小泄量小于10 m3/s，迫切需要闸门作小开度运行。而目前的闸门最小容许开度为3 m，下泄流量较大，水资源浪费严重。运行部门为了满足下游小流量用水要求，提出水闸在小于3 m开度范围内投入运行，以充分利用水资源。

为了解决水闸开度的设计限制与合理利用水资源之间的矛盾，决定开展泄洪闸小开度运行闸门振动原型观测研究，以制定合理的闸门小开度安全运行操作规程。

2.1检测内容与方法

在分析论证闸门结构受力和振动特征的基础上，综合考虑闸门结构构造特点和现场条件，分别在浅槽区6号门和深槽区12号门上关键部位布置了6个（每个3个方向，共计18个通道）振动加速度传感器，以拾取闸门关键部位的三向（顺水流向、切向及侧向）振动量；振动位移的测量采用双积分放大器实现。此外在闸门面板主横梁、主纵梁、支臂端部及裤衩等部位布置了48个应变计。闸门结构的测量采用电阻应变测量方法。本次试验采用直接贴片的方式进行。具体测点布置见图9所示。闸门振动信号通过5828型双积分放大器与电荷放大器放大后，用专用数据采集和信号分析系统进行数据的分析处理；闸门应力应变和水流脉动压力信号通过DH5937型应变测量和分析系统滤波放大后进行采集处理。测量分析流程见图10所示。

2.2检测结果及运行安全性评价

（1）水流流态观测显示：当闸门小开度泄水时，上游库水面平稳；但在特定的下游水位和部分小开度时闸门底部处于淹没流状态。临门水跃拍击门体，成为闸门产生强迫振动的振源。

（2）闸门模态试验结果表明：闸门结构支臂的一阶振型仍为横向弯曲振动变形，相应的频率为13.8 Hz；径向一阶振动频率为18.5 Hz，其振型为门叶面板上部悬臂结构的弯曲变形，符合结构的构造特征。二阶振型为门叶上部的弯曲和中部的鼓胀变形。根据结构的构造特征，支臂的切向振动模态主要反映闸门支臂部件的切向变形振动。沿弧形门的整体切向变形将与启闭杆的刚度有关。

图9　闸门振动测点布置图Fig.9 Layout of measuring points for gate vibration

图10　测量分析系统流程Fig.10 Flow chart of measurement and analysis system

图11　6号工作门振动均方根值随开度变化过程（库水位21.5 m）Fig.11 Relation between RMS of vibration of No.6 working gate and gate opening（21.5 m reservoir water level）

（3）闸门的应力分布具有类似特征。上主横梁跨中翼缘拉应力为60.6 MPa；上主横梁跨中上方中隔板翼缘应力处于受压状态，为-24.3 MPa。下主横梁跨中翼缘应力为65.8 MPa；下主横梁跨中上方中隔板翼缘应力系拉应力，为34.6 MPa；右支臂与闸门上主横梁相接处玄杆顶部应力为-40.8 MPa，右侧面（外侧）应力为-51.1 MPa，左侧面（内侧）应力为-75.7MPa；右支臂下玄杆的应力较上支臂大，其中顶部应力为-87.6MPa，右侧面（外侧）应力为-56.2 MPa，左侧面（内侧）应力为-72.1 MPa；与闸门上主横梁相接处的左支臂上玄杆顶部应力为-55.3 MPa，右侧面（内侧）应力为-60.3 MPa；左支臂下玄杆的应力较上支臂大，其中顶部应力为-78.0 MPa，右侧面应力为-75.7 MPa，左侧面应力为-91.3 MPa。

图12　闸门振动功率谱密度（库水位：22.0 m、闸门开度：30 mm）Fig.12 Vibrational power spectrum density of the gate（22.0 m reservoir water level and 30 mm gate opening）

监测结果表明：闸门关键部位的应力均在100MPa以内，结构强度满足安全运行要求。

（4）闸门流激振动试验结果表明：在闸门开启30～3 000 mm间的开度范围内，闸门的振动量亦表现出两头开度振动大、中间小的变化特征，而小开度时的闸门振动更为明显。闸门的振动量不仅与库水位有关，与下游水位和闸门开度也密切相关。这是闸门小开度时，闸下水流出现淹没水跃和临门水跃，对门体产生拍击作用的缘故。因此在库水位较低的情况下，也会出现较大的振动量，闸门振动量随库水位的影响没有明显的规律性。

由观测结果可以看出：闸门的振动量以小开度30 mm最大，50 mm略小，100 mm、200 mm最小。随后振动量随开度的增加逐渐回升。从振动方向看，闸门振动的切向振动量最大，径向次之，侧向振动量最小。相应振动均方根值分别为2.1 m/s2、1.19 m/s2及0.58 m/s2。较大的振动量出现在闸门开度为30 mm和1 500 mm时。从振动量与开度变化关系看，当闸门开启至3 000 mm时，各测点的振动加速度出现下降趋势。

（5）闸门动位移测试结果显示，闸门体的振动量以面板略大，支臂次之。面板振动较大的部位位于门叶下部，这与闸门结构的受力特征密切相关。闸门径向最大振动位移均方根值为1.14 mm，切向最大振动位移量为1.4 mm，侧向最大振动位移均方根值为1.58 mm。闸门的较大振动位移出现在开启高度100 mm以下，避开这些开度后振动位移均方根值可控制在0.5 mm之内。

（6）闸门的水动力作用包括门体上游面水流脉动压力和小开度门后旋滚两部分作用力。上游面脉动压力主能量一般分布在0～10 Hz频段，优势频率在0～5 Hz之间；下游面底缘部位的旋滚作用属于冲击型荷载。前者仅当闸门处于极小开度运行时，因下泄水流的不稳定导致闸门在小开度产生较大振动；后者可激发闸门的低阶振型，振动响应将更大，运行时这种工况应当避免。

（7）闸门局部开启时振动应力量级不大，各部位的动应力一般在2.0 MPa以内。但闭门过程的动应力相对较大，支臂最大动应力为16.0 MPa，位于支臂与面板相接部位；面板最大动应力为26.0 MPa，位于下主横梁中部。这是由于闭门过程中产生水封与侧轨摩擦和油缸不平稳运动产生的振动所致。

（8）通过对泄洪闸流激振动原型观测成果的综合分析，提出闸门的泄洪调度和小开度运行应遵循如下操作规程：

①根据对闸下水流流态、闸门动力特性、流激振动加速度、动位移及动应力等参数的综合分析，浅槽区闸门的较大振动量出现在开度为30 mm和50 mm时；较大的振动位移出现在开度1 500 mm以上。因此，小开度闸门的运行区域宜在e=100～500 mm，尽量避免在30～50 mm的极小开度范围内运行，并确保闸下出流始终保持处于明流状态。

②深槽区闸门在小开度时可能出现淹没水跃和临门水跃，会对门体产生拍击作用，造成较强振动。在试验下游水位条件下，较大振动量出现在闸门开启高度100 mm以下。若下游水位上涨，则强振区的闸门开度还会增加，因此深槽区闸门的开启高度宜在200 mm以上，并随下游水位的增加作相应提高。

③闸门小开度运行时，尤其闸门开度处于100mm附近时，需要注意液压系统保压和开度控制问题，确保闸门运行开度的稳定性。

④本工程泄洪闸工作水头虽然不是很高，但仍需密切关注闸门小开度运行时底缘下方溢流面混凝土的蚀损情况，发现问题及时处理。

3　空化空蚀引发的闸（阀）门强烈振动与防治措施

除门后淹没水跃作用外，空穴水流及门后气囊运行动力作用对闸门结构的危害也很大。某工程泄洪底孔采用压力短进口形式，由于进水口体型设计不当，产生空穴水流，这种巨大的空化溃灭作用力施加于门体造成闸门的强烈振动，部分工况出现共振，引起闸门支臂动力失稳而破坏。通过模型试验和原型观测，调整了进口体型，消除了空穴流动和闸门的强烈振动。

此外，某大型船闸输水阀门运行过程中出现门楣空穴，在门后形成巨大的气囊运动，这种低压气囊的振荡和爆裂产生巨大的激振力作用于闸门，从而引起阀门结构和坝体结构的强烈振动，实测最大振动加速度达100 m/s2，阀门的振动响应为冲击型波形曲线（见图13）。

为有效消除这种振源，采用门楣通气的办法，消除了空化源，最终消除了门后负压气囊，控制了闸门的振动。

图13　坝体的振动响应为冲击型波形曲线Fig.13 Vibration response of the dam with impact-type wave curve

4　巨型事故检修门下闸蓄水时闸门强烈振动监控研究

深溪沟水电站位于四川省大渡河中游汉源县与甘洛县接壤处，为大渡河干流规划中的第十八梯级电站，工程的主要任务是发电，装机4台，总容量660 MW，年发电量32.35亿kW·h。

1号和2号泄洪洞平行布置，长各为1 390.07 m 和1 543.54 m，二者体型尺寸基本相同，仅在长度上略有差别。隧洞进口段设事故闸门，孔口尺寸15.5m× 18.12 m（宽×高），其闸门为潜孔平面闸门，下游止水，动水闭门，充水阀充水平压后静水启门，采用2× 8 000 kN固定卷扬启闭机操作。

为妥善解决瀑布沟水电站下闸断流期下游临时取水问题，拟利用深溪沟围堰蓄水向下游供水的方案，以满足其正常的生产、生活用水需求。由于深溪沟水电站1号、2号泄洪（导流）洞事故门尺寸巨大，局部开启后向下游供水是一种超常规的运行操作，尚无工程先例，系国内首创，国际上也无类似大尺寸闸门局部开启的运行经验，其安全性引起了工程界和行业的高度关注。因此为保障工程运行安全、方便管理、发挥效益，拟通过对水工建筑物水力学和金属结构振动原型观测，取得闸门运行的实际动态资料，制定闸门合理运行操作规程，及时发现异常现象，分析原因并采取措施。通过系统分析评价，为闸门的安全运行管理提供科学依据，积累经验，制定更为合理的操作规程。

重点研究了闸门下门过程中闸门结构及上部启闭机支撑塔架结构的振动加速度、动应力、动位移、空化噪声、水流脉动压力等动力参数，为大尺寸平面事故闸门局部开启运行提供安全评估依据。

4.1原型观测主要内容

为了比较全面地取得建成后的闸门结构运行特性，对闸门的运行期安全性态进行科学评价，并为闸门的安全运行制定合理操作规程，具体观测内容如下：

（1）在闸门上布置安装加速度传感器、位移传感器及应变计，测量闸门结构在运行期的流激振动情况，取得闸门振动的加速度、动位移及其动应力、变形等物理参数，明确振动类型、性质及其量级等，明确水动力荷载作用下闸门的振动程度及其危害性。

（2）在闸门的上、下游面板、底缘等部位安装布置高精度脉动压力传感器，测试闸门在不同水位、开度条件下作用于门体的水流脉动压力荷载。获取闸门运行过程中典型部位的压力脉动量级，取得作用于闸门结构关键部位的荷载信息。通过随机数据处理，分析荷载量级及其谱特征，把握动荷载高能区频域能量分布状况，为闸门振动分析奠定基础。

（3）在门槽段上布置空化噪声传感器、位移传感器及应变计，测量闸门结构在运行期门槽段的空化情况，明确空化性质及其量级等。

（4）在闸门周边建筑物上布置安装位移传感器，测量运行期闸门结构周边建筑物的振动情况，取得其振动的动位移参数，明确振动类型、性质及其量级等。

（5）根据对闸门结构静动力特性、水流动水压力、闭门和启门过程中的流激振动特性、空化噪声等水力结构参数测量资料和成果的综合分析，对闸门在运行期间的振动安全性进行评价，以评价闸门的制造和安装质量及其运行的安全性，提出适宜的闸门安全运行操作规程，确保工程长期高效运行。

4.2测试成果及流激振动安全性评价

4.2.1闸门结构水动力荷载作用特征

当闸门下闸过程和局部开启运行时，下泄水流产生的脉动压力荷载作用于闸门结构，引起闸门结构的振动，因此水流脉动压力是引发闸门振动的主要动力源。本次原型观测主要测量了闸门近底缘部位的门体脉动压力。图14给出了闸门开启和关闭过程中的门前水位过程线，典型脉动压力测点脉动量全过程变化时域过程线见图15。测量数据表明，在闸门小开度范围（2.2 m、2.1 m、2.0 m、1.9 m、1.7 m、1.6 m、1.5 m）内，门顶部的脉动压力均方根值最小，门底部的脉动压力均方根值相对较大，对应状态的时均压力值较小，反映了闸下水流流速引起水流紊动加剧的特点，实测最大脉动压力均方根值为11 kPa，若按3倍均方根值计算最大值，则最大脉动压力为33 kPa。此外脉动压力和时均压力随着水位的升高逐渐变大。闸门闭门阶段，底部压力表现出一定量级的负压，反映了底部负压的变化特性。从谱分析结果来看，水流脉动压力的主能量一般集中在10 Hz以内的低频区。

4.2.2事故闸门的振动加速度特征

闸门在整个观测时段内的典型振动加速度数字特征见图16（a），典型下门、启门及局部开启泄流时闸门振动加速度时域过程、时频图见图16（b）。测试结果表明：在闸门启闭机关闭或开启过程中，闸门出现较大振动量，这与闸门由静止到运动产生动力加速度有关，也与闸门处于垂直升降运动状态有关。

在事故闸门局部开启泄流时，闸门振动加速度随上游水位升高而逐渐增加，这与水流动能增加密切相关：水流对门体的动力作用加大，也掺杂了水流对测量传感器基座和外壳的不稳定作用。门体下部振动量较小，上部测点测得的振动量相对较大。闸门上部振动增大的原因可能与以下几方面因素有关：（1）门体上部受到水体翻滚作用；（2）门顶止水部位存在缝隙水流引起闸门振动；（3）安装于门顶的部分传感器本身受到水流的直接动力作用等。此外部分传感器还受到现场电源等电磁干扰影响。因此门顶部位的振动量并不能完全代表闸门的振动情况。

图14　上游水位随时间的变化关系图Fig.14 Relation between upstream level and the time

图15　典型测点脉动压力全过程变化时域过程线Fig.15 Process line of fluctuating pressure of typical measuring point

在闸门局部开启泄流情况下，闸门结构的振动响应未出现大幅变化的不稳定现象，表现为稳态振动响应，其响应量级与水流作用成对应关系，即输入激励的增大导致输出响应的稳定增大。在闸门小开度（2.2 m、2.1 m、2.0 m、1.9 m、1.7 m、1.6 m、1.5 m）泄水过程中，闸门振动能量分布较宽，未发生闸门共振的迹象。

4.2.3闸门振动应力变化特征

闸门实测应力数据显示，振动应力平均值及动应力均方根值随库水位升高而加大。在较高水位（650 m）情况下门体振动应力均方根值在10 MPa以内，动应力平均值均在100 MPa以内。动应力量值较小。闸门振动应力主能量集中在10 Hz以内的低频范围。

图16　典型启门时振动加速度时域过程、功率谱密度、概率密度图及时频图Fig.16 Vibration acceleration process line，power spectrum density，probability density and time-frequency analysis during the process of opening gate

总体上看，除闸门开启或关闭过程出现应力突然增加外，闸门局部开启（开度2.2 m、2.1 m、2.0 m、1.9 m、1.7 m、1.6 m、1.5 m）情况下门体的振动应力没有出现大幅的变化和剧烈的不稳定振动现象，振动过程是稳定的。有关动应力时域变化过程和数字特征及谱特征变化见图17。

4.2.4闸门启闭机支撑塔架振动特性

在进行闸门振动测试时，还同时测量了闸门运行情况下固定开度及启闭等工况下的闸门启闭机排架的振动位移数字特征及其谱特征。数据显示，在闸门启闭机关闭或者开启时，启闭机支撑塔架振动位移均方根值段内出现较大的变化，存在一定的振动位移，位移均方根值较大值约在1.3 mm，测到的最大位移峰值约5.5 mm。此时人体明显有震感，这是启闭机械运转诱发的高耸结构振动。

在启闭机停机静止、闸门局部开启泄流状态下，启闭机塔架顶面仍有微幅振动位移，实测最大位移均方根值在0.19 mm以内；塔柱及地面振动位移均方根值很小。典型启闭机塔架振动时域过程和时频谱绘于图18。

图17　闸门降落过程的闸门应力时域及分析图Fig.17 Stress process line and analysis of the gate during the process of closing gate

图18　典型启闭机塔架振动时域过程和时频谱Fig.18 Typical vibration process and time-frequency spectrum of hoist tower

4.2.5闸门结构动力特性

2号泄洪排沙洞事故检修闸门模态分析结果指出，闸门结构整体和各向振动响应识别结果均反映闸门各振动振型（见图19），结构本身一阶基频为12.457 Hz，二阶振型对应频率为29.755 Hz；第三阶振型为门体高阶弯曲振型，对应频率为34.548 Hz。

若考虑流固耦合作用影响，一阶基频将下降为6.23～8.71 Hz，仍为整体扭转变形振动；二阶流固耦合振动频率降为14.87～20.83 Hz，为门体纵向弯曲振动变形；三阶为纵向二阶弯曲，相应振动频率为17.30～24.18 Hz。

图19　闸门低阶振型图Fig.19 Low order mode shapes of the gate

4.2.6门槽水流的空化特征

为考察平面事故闸门作小开度局部开启运行时门槽是否会发生空化的问题，本次原型观测专门在闸门底缘附近布置了空化噪声传感器，以监测闸门小开度泄水过程中的空化状况。图20给出不同闸门开度和水位条件下的闸门槽底部空化噪声的功率谱特征，将这些噪声谱密度与没有水流作用时的背景噪声谱特征进行比较分析。

实测门槽空化噪声数据显示，随着库水位升高、闸门开度增加，闸门底缘位于门槽部分的低频段水流空化噪声增加，反之随着库水位下降和闸门开度减小，低频段空化噪声能量明显下降。从总体上看，反映水流空化的高频信息能量没有明显增加，说明闸门在绝对开度1.5～2.0 m以内的小开度状态下闸门门槽没有发生水流空化现象，开度2.5 m以上门槽发生一定程度的空化，这符合模型试验观测变化情况。同时也说明，根据模型试验结果选定的运行操作方案是正确的。

4.2.7闸门小开度运行安全性评价

水流脉动压力测量结果显示，在闸门小开度范围（2.2 m、2.1 m、2.0 m、1.9 m、1.7 m、1.6 m、1.5 m）内，门顶部的脉动压力均方根值不大，实测闸门底部最大脉动压力均方根值为11 kPa，脉动压力的主能量一般集中在10 Hz以内的低频区。

闸门结构本身一阶基频为12.457 Hz，二阶振型对应频率为29.755 Hz；第三阶振动频率为34.548 Hz。若考虑流固耦合作用影响，一阶基频将下降为6.23～8.71 Hz，仍为整体扭转变形振动；二阶流固耦合振动频率降为14.87～20.83 Hz，为门体纵向弯曲振动变形；三阶为纵向二阶弯曲，相应振动频率为17.3～24.18 Hz。与水流脉动压力能量集中区相一致的区域为一阶基频，但脉动压力能量相对较弱，未能激发一阶基频，闸门振动响应能量在频域的分布范围较宽，没有出现明显的低阶共振迹象。

当事故闸门在开度1.5～2.2 m范围内进行局部开启泄水运行时，门体下部振动量不大，上部门顶部位出现一定振动量，其原因可能与上部顶止水缝隙流动脉动荷载有关，但从测到的动应力考查，最大动应力均方根值在10 MPa之内，结构动应力满足强度安全要求。

闸门启闭机排架的振动观测数据显示，在闸门启闭机关闭或者开启过程中，启闭机支撑塔架顶部出现较大振动位移值，测到的最大振动位移峰值约5.5 mm，此时人体明显有震感，这是启闭机械运转诱发的高耸结构振动，但不致影响安全。在启闭机停机、闸门作局部开启泄流状态下，启闭机塔架顶面实测最大位移均方根值在0.19 mm以内，塔柱及地面振动位移均方根值很小，属于微幅振动范畴。

门槽空化噪声数据显示，闸门在绝对开度1.5～2.2 m以内的小开度状态下泄流时，闸门门槽没有发生水流空化现象，说明根据模型试验结果选定的运行操作方案是正确的。

闸门外形检查结果显示，除门体两侧水封出现部分损坏现象外，闸门结构本身未见任何损伤。局部水封损坏的原因可能与水封材质、摩擦系数、抗磨性能及压板固定件强度密切相关。建议对水封结构的材质、强度及结构布置等方面做进一步完善。

原型观测数据指出，深溪沟水电站泄洪导流洞事故闸门作为目前国内外最大的巨型深孔平面闸门，在模型试验成果指导下，进行短时间小开度泄流操作运行是可行、安全的，为以后类似工程的应用提供了宝贵经验。

图20　振动噪声及谱特征Fig.20 Vibration noise and spectral characteristics

5　结语

通过对工程现场大量泄水建筑物闸门结构流激振动原型检测研究，可以对工程上存在的危害性振动的成因进行分析，揭示产生强烈振动的原因；通过闸门与启闭机的振动强度检测，取得动水压力荷载、振动加速度、动位移及动应力等动力参数，对其运行安全性进行评估，并对产生危害性振动的问题提出改善措施和解决方案，从而确保工程安全。

作者邮箱：ghyan@nhri.cn

Title:Study on the flow-induced vibration monitoring and strong vibration control technology for dam sluice gate//by

YAN Gen-hua//Nanjing Hydraulic Research Institute

Operation accidents often occur in gate，hoist and other metal structures at dam discharge works，most of which are structural static damage，such as aging and corrosion of gate.But the consequences of gate damage caused by strong vibration with the effect of hydrodynamic load are more serious.Flow-induced vibration of the gate is a widespread problem，which has various forms and of great hazard.By detectiog of flow-induced vibration parameter，the vibration level of gate can be obtained. Based on this，engineers could evaluate the safety of gate operation，find out the cause of vibration，and then put forward measures to control or eliminate strong vibration and ensure the safe operation of gate.

sluice gate；flow-induced vibration monitoring；strong vibration control

TV698.1

A

1671-1092（2016）03-0044-11

2016-01-28

严根华（1956-），男，教授，博士生导师，主要从事大坝水力学、闸门、启闭机等金属结构流激振动及抗振优化控制方面的研究工作。