平面直升闸门流固耦合振动同步测试模型试验研究

沈春颖 ， 何士华， 杨婷婷， 王 韦

(1.昆明理工大学 电力工程学院，昆明 650500； 2.四川大学 水力学与山区河流开发保护 国家重点实验室，成都 610065)



平面直升闸门流固耦合振动同步测试模型试验研究

沈春颖1,2， 何士华1， 杨婷婷1， 王 韦2

(1.昆明理工大学 电力工程学院，昆明 650500； 2.四川大学 水力学与山区河流开发保护 国家重点实验室，成都 610065)

采用三维PIV测速系统和多通道振动数据采集系统，同时监测平面直升闸门在下游淹没出流条件下，水流流场分布及闸门振动参数。结果表明：相同工况下，当闸后漩涡顺水流方向越靠近闸门，此方向的振动位移将达到最大值，峰值比振动位移的均值高出3倍～4倍，离漩涡中心纵坐标越近的测点，其振动参数的峰值较大。随着闸下水流平均流速与湍动能的增加，对同一测点，闸门振动加速度、速度以及位移的峰值都是沿着水流正方向或水流负方向逐步增加的。闸门底缘附近振动的幅度与闸门开度密切相关，闸门开度达到一定值后，对闸门振动已无较大的影响。试验的结论为探索闸门振动机理提供了依据。

同步测试；流固耦合振动；模型试验；平面直升闸门；涡流

平面直升闸门广泛运用于水利枢纽中，目前对于水工闸门的流激振动机理尚未有较清楚的解释，平面闸门振动分为顺流向与垂直振动两个方面，刘海浪[1]在分析水工平面闸门的流激振动机理中认为平面闸门顺流向振动主要是由涡激振动和流体惯性机制引起的。郭桂祯等[2]从流量系数和流体惯性角度分析了平面闸门垂向振动机制和稳定性。

平面直升闸门在部分开启状态下或启闭的过程中，受到非均匀动水荷载的作用，其振动类型和振动程度取决于闸门结构、水流条件及其闸门与水流之间的耦合作用。特别是在闸后为淹没条件的情况下，水流结构更为复杂，并且水流在瞬时情况下是湍动的，不同时刻其水位及速度矢量是随时间变化的；同一时刻，闸门的振动响应又是如何，两者之间相互影响及耦合作用是值得深入研究的。KOSTECKI[3]结合涡方法与边界元法数值模拟预测了平面闸门后有压情况下的二维流场，捕捉到了闸下涡脱落过程。肖兴斌[4]结合三峡水电站排沙底孔工作平板闸门进行了高水头闸门水力特性试验研究，因原型水头较高，对闸后流场的分析显然困难较大。谢智雄[5]利用ANSYS软件对大跨度平面闸门自振特性作了一定的分析；潘树军[6]对大型平面闸门的流激振动做了模型试验与数值模拟，但研究对象也仅是固体平面闸门。因此把水流与闸门两者结合起来，分析耦合振动显得尤为重要。

目前，国内还没有采用测速系统及振动测试系统进行平面直升闸门后流场测试以及同步下闸门振动的测试。本文是采用奥地利引进的DEWE-43A型多通道振动应变采集系统和朗斯测试技术有限公司的防水型加速度传感器测试流固耦合振动闸门的加速度、速度及位移，同时采用美国TSI公司全三维的粒子测速系统( Partical Image Velocimetry， PIV)进行流固耦合下流场的全三维测试，得到流场动态分布特性，进一步探索引起平面直升闸门振动的机理。

1 测试系统介绍

1.1 PIV测试系统

PIV技术是目前测试瞬态水流流场分布的一种先进技术，由于测试时不干扰水流，且可以同一时刻测试出一定范围内的流场分布，捕捉到点流速的大小及方向，特别是包含涡流的流场，对分析水流结构有较大的意义，所以它具有其他传统测试手段无法比拟的优势。三维PIV处理比二维PIV的优势在于：采用两个相机与三维标定耙，不仅可以获取更加全面的流场信息，还可以利用两个相机获得的矢量数据进行相互验证，令获得的速度矢量结果更为可靠。本试验利用insignt3G软件与两个PIV专用跨帧CCD相机拍摄流场粒子图像，采用自相关或互相关原理进行图像处理，最后通过Tecplot后处理软件得到瞬态水流速度矢量图以及涡量图。

PIV技术在近些年得到了广泛地运用。吴福生[7]在测量含淹没刚性植物明渠水流的流速全场时利用了二维PIV技术；张金凤等[8]利用PIV对高雷诺数下方腔流场进行了测量，得到了方腔流的流动形态和涡旋分布；王文全等[9]同时采用3D-PIV流场测试系统和DH-5935N动态信号测试分析系统，在不同雷诺数下得到了方柱-弹性板系统周围流场的时空演化特性和弹性板的运动规律；李永等[10]在研究进水口前吸入涡的流动特性以及不同结构的进水口对吸入涡的影响时采用了三维PIV技术；吴剑等[11]对横流中近壁水平圆柱绕流旋涡进行的试验研究中同样使用了PIV测速系统。所以利用3D-PIV技术来测试淹没条件下闸后水流的流场分布是可行的。

1.2 多通道振动应变采集系统

本试验采用多通道振动数据采集仪，把加速度传感器贴到平面闸门的不同位置，显示器将实时监测闸门振动的加速度、速度和位移，并进行记录，最终绘制出平面直升闸门振动时程曲线以及频谱曲线。

1.3 流-固耦合测试系统介绍

把这两套系统结合起来，同时监测水流流场分布及闸门振动参数。见图1的流-固耦合测试系统。

图1 流-固耦合测试系统Fig.1 Fluid-structure interaction testing system

2 试验

试验拟在长约为3 000 mm，槽宽100 mm，高为190 mm的有机玻璃自循环水槽中进行，研究闸门采用有机玻璃材料，开度为e1，尾部闸门开度为e2。为分析闸后水流的湍流特性，调节尾部闸门，使闸后水流为淹没出流。图2为闸门布置以及两套试验系统的详细布置图。

图2 试验布置图Fig.2 The layout of experiment

2.1 试验工况

表1 13种试验工况

2.2 试验结果

2.2.1 水流流场测试结果

水流流场测试采用3D-PIV技术，待水流稳定后，以加速度传感器0 s开始计时，这里选取工况5、8的中断面z=0 mm进行分析，提取时间为105 s、106.6 s、108.2 s、109.8 s、111.4 s的水流速度矢量图。闸后水流的速度矢量图中横坐标0 mm处为闸门中轴线所在位置。如图3、图4所示，图中的圆圈表示捕捉到的离闸门最近的游涡信息。

(a)t=105 s (b)t=106.6 s (c)t=108.2 s

(d)t=109.8 s (e)t=111.4 s

图3 工况5在不同时刻的闸后流场分布图

Fig.3 Distribution of flow field after gate for working condition 5 at different time

图4 工况8下105 s闸后流场分布图Fig.4 Distribution of flow field after gate for working condition 8 at 105 s

通过图3分析，在工况5(闸下平均流速v= 1.34×103mm/s)下，时刻第105 s、106.6 s、108.2 s、109.8 s、111.4 s时，速度矢量图各不相同，表现为闸后漩涡位置不同，水面线也各有差异，这就是湍流特性所决定的。闸后的漩涡顺水流位置在横坐标为20 mm～60 mm之间移动，由于此工况下的水流湍动较为激烈，水面线在200 mm范围内的变化于6 s内显而易见，闸门附近除了主流，还捕捉到了破碎波的情况。由多通道振动系统测试所得工况5最大振动位移发生在107.6 s时，发现在速度矢量图108.2 s时其闸后漩涡的位置在105 s～111.4 s中间拍摄的速度矢量图中横坐标最为接近闸门的。

而通过图4工况8与工况5的闸后流场分布图对比可以看出，工况5下研究闸门的开度为15 mm，水流在纵坐标为25 mm以下的水流流场比较平顺，而工况8时的闸门开度为30 mm，此时闸后的流场在60 mm以下都较为规则，两种工况都出现了明显的分层现象。工况5时上部水流湍动剧烈，水面线急剧变化，主要是由于闸后水流形成了表面大尺度的漩滚，漩滚不停撞击闸门；但工况8的闸后水流表面较为平缓，观察不到漩滚现象，所以探究闸门振动的机理还应该借助于PIV测速系统，捕捉水流内部的漩涡情况。工况5离闸门较近的漩涡纵坐标位置在40mm以下，而工况8的漩涡中心离水槽底部在70 mm左右。从而导致工况5时A点的振动参数的峰值比B点要大，而工况8却出现了相反的现象，B点的峰值比A点要大。这是由于在工况5时，漩涡中心纵坐标离闸门上A点较近，而工况8时漩涡中心的纵坐标离B点较近。

从以上两方面分析得出：闸门顺水流方向振动的主要原因是闸后水流的表面漩滚以及水流内部漩涡的叠加。在相同工况下，当闸后内部漩涡顺水流方向越靠近闸门，闸门的振动位移将达到最大值；离漩涡中心纵坐标越近的测点，其振动参数的峰值较大。

表2计算了五种工况下闸下平均湍动能的结果，其中工况5计算所得的湍动能较其他4种工况大，水流的湍动能越大，闸门振动的位移最大值也随之增加，所以湍动能k也是决定振动位移幅值大小的因素之一。

表2 闸下平均湍动能计算结果

注：v为闸下平均流速(mm/s)；Re为雷诺数；I为湍动强度；k为湍动能

2.2.2 平面闸门振动测试结果

A、B点都为闸门上的测点，A点为沿闸门中心，离

闸门底缘10 mm处振动测点，B点为沿闸门中心，离闸门底缘60 mm处振动测点。

在不同过闸水流的平均流速下，靠近平面闸门底缘A点的位移—时间历程曲线见图5。从图可见：① 闸门底缘振动曲线呈现非周期的振动形态。② 从测试时间段内得到的振动信息看，每种流动速度下都捕捉到了高位移出现的瞬间。闸下流速较小的工况8、9的位移基本在-0.000 1 mm～0.000 1 mm之间摆动，而其余三种工况都在-0.000 2 mm～0.000 2 mm之间摆动，且位移峰值都要高于均值的3倍～4倍。但这种瞬间的高位移振动持续时间较短，(a)、(b)、(c)、(d)、(e)五幅图，正负峰值位移都只是在瞬间出现。③ 在工况5时，FFT变换后的平面直升闸门振动参数的频谱曲线见图6，由图可得出：闸门的振动加速度、速度以及位移主频为185.5 Hz、次频为273.4 Hz、380.9 Hz。④ 从以上五种工况看，过闸平均流速越大，振动位移的峰值也随之增大。

(a)v= 0.32×103mm/s (工况9) (b)v=0.66×103mm/s(工况8) (c)v=0.72×103mm/s (工况4)

(d)v= 1.10×103mm/s (工况1) (e)v= 1.34×103mm/s(工况5)

图5 不同工况下闸门上A点位移时程曲线

Fig.5 Time history curve of displacement of point A on gate for different working condition

在不同过闸水流的平均流速下，选取5种典型工况，过闸水流的平均流速分别为0.32×103mm/s、0.66×103mm/s、0.72×103mm/s、1.10×103mm/s、1.34×103mm/s。平面闸门离开平衡位置顺水流方向(+x)或逆水流方向(-x)振动时闸门上A、B点处振动最大加速度a、速度v及位移d见图7、图8。通过多通道振动数据采集仪对于平面闸门上测点A、B的振动数据分析，可以得出以下结论：① 从总的曲线发展趋势看，对同一测点，随着过闸水流平均流速的增加，振动加速度、速度以及位移的峰值都是沿着水流正方向或水流负方向逐步增加的；② 相同工况下，离漩涡中心纵坐标越近的测点其振动参数的峰值较大。

图6 工况5闸门上A点的振动参数的频谱曲线Fig.6 The frequency spectrum curve of point A on gate vibration parameters for working condition 5

图7 不同过闸水流的平均速度下，闸门上A点的振动最大加速度、速度、位移Fig.7 Maximum vibrating acceleration,velocity and displacement of point A on gate for different average flow velocity

通过对研究闸门以及尾部闸门处于不同的开度下，A点振动位移最大值图9的分析，可以得出以下结论：① 相同流量下，若尾部闸门开度相同，即下游水位相同，研究闸门的开度e1越大，振动位移的最大值越小，因为研究闸门的开度越大，过闸水流流速相应变小；② 相同流量下，若研究闸门的开度相同，尾部闸门开度e2越大，则振动位移最大值也越大。这是由于下游闸门开度加大后，下游水深下降，使得上下游水位差变大，作用于闸门的压力变大，则振动位移的最大值也随之增加；③ 其他条件不变的情况下，上游流量越大，振动的最大位移值也越大。④ 研究闸门开度e1从30 mm到45 mm，A点振动位移最大值变化幅度较15 mm

图8 不同过闸水流的平均速度下，闸门上B点的振动最大加速度、速度、位移Fig.8 Maximum vibrating acceleration,velocity and displacement of point B on gate for different average flow velocity

图9 不同闸门开度下，A点振动位移最大值Fig.9 Maximum vibrating displacement of point A for different gatages

到30 mm变化幅度明显减弱，说明在闸门底缘附近振动的幅度与闸门开度密切相关，闸门开度达到一定程度后，对闸门振动已无较大的影响。

3 结 论

(1) 从闸后的水流速度矢量图分析可以得出：相同工况下，当闸后漩涡顺水流方向越靠近闸门，此方向的振动将达到最大值，且峰值比该工况下振动位移的均值高出3倍～4倍。不同工况下，漩涡中心离水槽底部的距离是不同的。相同工况下，离漩涡中心纵坐标越近的测点其振动参数的峰值较大。闸门顺水流振动的主要原因是闸后水流的漩涡，其幅值的大小是由闸下水流的平均流速与湍动能决定的。

(2) 从测试时间段内得到的振动信息看，每种流动速度下都捕捉到了高位移出现的瞬间，但这种瞬间的高位移振动持续时间较短。工况5下，FFT变换后的频谱曲线可得出：平面直升闸门的振动加速度、速度以及位移达到峰值的频率基本都集中在185.5 Hz～380.9 Hz。

(3) 对同一测点，随着闸下水流平均流速的增加，振动加速度、速度以及位移的峰值都是沿着水流正方向或水流负方向逐步增加的。

(4) 闸门底缘附近振动的幅度与闸门开度密切相关，闸门开度达到一定值后，对闸门振动已无较大的影响。

(5) 为减小闸门振动的幅度，经试验分析：可减小过闸水流的平均流速；增加闸门开度；改变闸后淹没出流的流态；增加闸门的刚度等措施。

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Model tests for synchronous measurement of fluid-structure interaction vibration of a plane vertical lift gate

SHEN Chunying1，2, HE Shihua1, YANG Tingting1, WANG Wei2

(1. College of Electrical Power Engineering, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650500,China；2. State Key Lab. of Hydraulics and Mountain River Engineering,Sichuan University, Chengdu 610065, China)

The synchronous measurement of flow field distribution after a vertical lift gate and gate vibrating parameters under the condition of submerged discharge at the same time was conducted based on the three-dimensional PIV technique and the multi-channel vibrating data acquisition system . The results showed that when vortexes along the flow direction approach the gate under the same working condition, the vibrating displacements along this direction reach the maximum value, and peak value is 3～4 times higher than the average vibrating displacement,the closer the measuring point near the ordinate of the vortex center, the larger the peak of vibrating parameters;with increase in the average velocity and turbulent kinetic energy of water flow under the gate, the peak values of the vibrating acceleration, velocity and displacement of the same measuring point increase gradually along the positive direction or negative direction of flow;the gate vibrating amplitude near the gate-bottom is closely related to the gatage, when the gatage reaches a certain value, it has no obvious influence on the gate vibration.The test conclusions provided a basis for exploring the mechanism of the gate vibration.

synchronous measurement;fluid-structure interaction vibration;model test; vertical lift gate;vortex flow

国家自然科学基金(51369013);昆明理工大学人培基金(KKZ3201304016)

2015-11-30 修改稿收到日期：2016-01-20

沈春颖 女，博士生，实验师，1982年生

何士华 男，博士，教授，1963年生

TV131

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.19.036