基于ＬＥＳ的水工钢闸门流激振动数值模拟研究

2024-03-31郭博文高玉琴范冰刘智

人民黄河 2024年3期

郭博文高玉琴范冰刘智

摘要：针对钢闸门流激振动机制的复杂性以及钢闸门流激振动在工程实际中的多发性，以二维平板钢闸门为例，基于ＡＤＩＮＡ有限元分析软件，建立了不同开度的流场有限元模型和固体有限元模型，探究了不同开度时水工钢闸门动力响应规律，阐明了单、双向流固耦合作用下钢闸门动力响应差异，揭示了水工钢闸门流激振动机制。结果表明：１）随着开度的增大，流场不同位置处脉动压力逐渐减小，钢闸门附近旋涡脱落的频率逐渐降低；２）对于水工钢闸门而言，可以采用单向流固耦合代替双向流固耦合进行计算；３）水工钢闸门流激振动产生的机制主要是钢闸门周围旋涡脱落频率与钢闸门结构第一阶自振频率一致或相近，导致钢闸门发生了共振。

关键词：钢闸门结构；流激振动；数值分析；大涡模拟

中图分类号：ＴＶ６９１；ＴＶ６６３文献标志码：Ａｄｏｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１０００－１３７９．２０２４．０３．０２３

引用格式：郭博文，高玉琴，范冰，等．基于ＬＥＳ的水工钢闸门流激振动数值模擬研究［Ｊ］．人民黄河，２０２４，４６（３）：１２６－１３１．

闸门在运行过程中必然存在水流和闸门的相互作用，水流作用于闸门引起闸门的振动，反过来闸门的振动又影响周围流场，这种现象被称为流激振动。闸门流激振动是一种极其复杂的流体与结构相互作用现象，属于典型的流固耦合问题。研究发现，国内外闸门失事大多数是由流激振动引起的，闸门的损坏甚至失事不仅会导致水资源的浪费，严重的还会影响整个枢纽运行的安全可靠性。

近年来，随着国内外水利水电建设的飞速发展，钢闸门承受的水头逐渐增大，高水头下过闸流速较大，不良的水流条件极易引起钢闸门的流激振动。目前，国内外主要通过原型观测、模型试验、数值计算３种方法来研究闸门的流激振动问题。随着数值计算理论的发展和计算机运算能力的提高，近些年来数值计算方法被广泛地运用到解决闸门流激振动问题中［１－１２］，但由于问题的复杂性，目前仍然存在一些尚未得到圆满解决而又备受工程界关注的问题。因此，针对钢闸门流激振动机制的复杂性以及钢闸门流激振动在工程实际中的多发性，为保证钢闸门在复杂水流状态下正常运行，有必要开展钢闸门流激振动机制研究。平底缘平面钢闸门流激振动具有闸门底缘形式简单、闸门振动形式单一、流激振动现象明显等特点，便于深入研究闸门流激振动机制。本文基于大涡模拟技术，针对二维平板钢闸门，探究不同开度下水工钢闸门动力响应规律，揭示水工钢闸门流激振动机制。

２有限元计算模型

２．１有限元模型

针对水工钢闸门结构１０％、３０％、５０％、７０％、９０％等不同开度，基于ＡＤＩＮＡ有限元分析软件，分别建立二维流场有限元模型和钢闸门固体有限元模型。其中，对于流体模型，经过前期试算，闸门前部模型范围为３倍洞身高度及闸门后部模型范围为７倍洞身高度时，可以控制网格数量，提高计算速度，还能够保证流态充分发展。模型均采用四边形单元进行离散，为了减小计算量，流体和固体交界处采用非协调网格。１０％、３０％、５０％、７０％和９０％等不同开度时流场模型网格数量分别为１００４００、１０１２００、１０２０００、１０２８００、１０３６００，固体模型网格数量分别为２５０、１６０、１６０、１６０、１６０，有限元模型见图１、图２。

另外，为了更准确捕捉闸门前后流场的脉动压力，对闸门位置附近流场模型进行了局部加密，以１０％闸门开度的流场有限元模型为例，局部加密情况见图３。

２．２计算参数

水体密度取１０００ｋｇ／ｍ３，动力黏性系数μ 取０．００１Ｐａ·ｓ；钢闸门材料为Ｑ３４５Ｂ钢，密度取７８５０ｋｇ／ｍ３，弹性模量取２０６．０ＧＰａ，泊松比为０．３。计算过程中时间步长设置为０．００５ｓ，共计算４０００步，计算时长为２０ｓ。经初步试算，流体在５ｓ左右已得到充分发展，为节约存储空间，流体计算结果从１０ｓ时开始储存，且每隔２０步输出１次计算结果。

２．３边界条件

对于流场有限元模型，各边界位置如图４所示，其中：在入口处施加流速边界，速度为１．０ｍ／ｓ；顶部和底部施加ｗａｌｌ边界；与钢闸门接触部位施加流固耦合边界；出口采用自由出流。对于钢闸门有限元模型，与水体接触部位施加流固耦合边界，其余部位施加固定约束。

３有限元计算结果与分析

３．１基于双向流固耦合的不同开度平板钢闸门动力响应分析

３．１．１１０％开度的水工钢闸门动力响应

３．１．１．１钢闸门计算结果分析

图５（ａ）和图５（ｂ）分别给出了双向流固耦合作用第２０ｓ时１０％开度的钢闸门在水流作用下的位移云图和第一主应力云图。为便于对１０％开度的水工钢闸门动力响应进行分析，选取如图５（ｃ）所示位置作为特征点。从图５可以看出，在水流作用下，钢闸门底部产生了顺水流向位移，其中，特征点Ａ处顺水流方向位移最大值为０．９６ｍｍ，且随着闸门高程增加，其数值逐渐减小；同时，受水流作用影响，特征点Ｂ处出现了较大第一主应力，其最大值为３０．８５ＭＰａ。

图６给出了特征点Ａ处顺水流方向位移时程曲线和特征点Ｂ处第一主应力时程曲线。从图６可以看出，在水流作用下，特征点Ａ处顺水流方向位移和特征点Ｂ处第一主应力出现了一定程度的振荡。

３．１．１．２流场计算结果分析

图７给出了１０％开度的流场。从图７中看出，钢闸门底部以及沿水流方向一段距离处流速较大，且在钢闸门底部和后方形成了不同程度的旋涡。

图８给出了１０％开度的压力分布云图，由图８看出在钢闸门迎水面底部位置出现了较大脉动水压力。为便于分析，选取如图９所示位置作为特征点，图１０（ａ）给出了特征点Ｃ处脉动水压力时程曲线，可以看出，旋涡的脱落，使特征点Ｃ处脉动水压力出现了一定程度的振荡。为了分析旋涡脱落的频率，对脉动水压力进行傅里叶变换，图１０（ｂ）给出了特征点Ｃ处脉动水压力频谱曲线。特征点Ｃ处脉动水压力主频约为１．１２Ｈｚ。

３．１．２不同开度时水工钢闸门动力响应計算结果对比分析

图１１给出了不同开度时流场特征点Ａ处顺水流方向位移和特征点Ｃ处脉动水压力计算结果对比情况。由图１１可以看出，１０％开度时钢闸门底部顺水流方向位移最大，其余开度时钢闸门顺水流方向位移基本为０；随着开度的增大，流场特征点Ｃ处脉动水压力逐渐减小。表１给出了不同开度时流场旋涡的脱落频率，随着开度的增大，旋涡脱落的频率逐渐降低。

３．２基于单、双向流固耦合的１０％开度平板钢闸门动力响应对比分析

图１２（ａ）和图１２（ｂ）给出了考虑单向流固耦合作用第２０ｓ时１０％开度的钢闸门在水流作用下的位移云图和第一主应力云图。由图１２可知，在水流作用下，钢闸门底部产生了顺水流方向位移，其中，特征点Ａ处顺水流方向位移最大值为０．９６ｍｍ，且随着闸门高度增加，其数值逐渐减小；同时，受水流作用影响，钢闸门在特征点Ｂ处出现了较大第一主应力，其最大值为３１．０５ＭＰａ，与考虑双向流固耦合作用计算结果基本一致。

图１３（ａ）和图１３（ｂ）分别给出了单向、双向流固耦合作用下钢闸门特征点Ａ处顺水流方向位移时程和特征点Ｂ处第一主应力时程计算结果对比情况。

可以看出，单向、双向流固耦合作用下钢闸门的动力响应规律基本一致。这主要是在水流作用下钢闸门变形较小，固体的变形对流场的影响基本可以忽略。

同时，为了更深入地分析单向、双向流固耦合计算结果的差异，图１４（ａ）和图１４（ｂ）分别给出了特征点Ｃ处脉动水压力时程曲线和脉动压力频谱曲线。由图１４可知，单向、双向流固耦合作用下脉动水压力变化规律基本一致，且单向流固耦合作用下特征点Ｃ处脉动水压力主频约为１．０６Ｈｚ，与双向流固耦合计算结果基本一致。

综上所述，对于水工钢闸门而言，可以采用单向流固耦合代替双向流固耦合进行计算，这样一方面可以保证结果的准确性，另一方面可以节约计算时间。

３．３平板钢闸门流激振动机制探究

首先，采用势流体单元模拟钢闸门前后水体与钢闸门的相互作用，对钢闸门进行自振特性分析。以１０％开度为例，钢闸门自振特性计算采用的有限元模型如图１５所示。

表２给出了考虑钢闸门前后水体作用和未考虑钢闸门前后水体作用时钢闸门的前两阶自振频率。由表２可知，考虑钢闸门前后水体作用时，闸门的自振频率明显降低，因此在进行闸门自振特性分析计算时，有必要考虑钢闸门前后水体作用；同时考虑钢闸门前后水体作用时，闸门的第一阶频率为３６．２４Ｈｚ，远高于旋涡的脱落频率（约为１．１２Ｈｚ），不会发生共振现象。因此，１０％开度时钢闸门的动力响应计算结果偏小。

为了揭示水工钢闸门流激振动机制，在保证水工钢闸门刚度不变的前提下，通过增大钢闸门的质量来调整钢闸门的第一阶自振频率，使其与旋涡脱落频率基本一致。表３给出了考虑钢闸门前后水体作用下质量调整前后的闸门自振频率。由表３可知，调整后的钢闸门第一阶自振频率为１．０３Ｈｚ，与旋涡的脱落频率接近。

对质量调整后的钢闸门结构进行双向流固耦合计算，并与调整前的计算结果进行对比（图１６给出了质量调整后钢闸门的动力响应计算结果）。由图１６可知，质量调整后钢闸门的动力响应整体比质量调整前偏大，其数值是质量调整前计算结果的１０倍左右。

由上述分析可知，在未改变来流速度和钢闸门刚度的情况下，质量调整后钢闸门的动力响应整体比质量调整前偏大，由于钢闸门的第一阶自振频率与旋涡脱落频率相近，导致钢闸门与水流作用出现了共振现象，因此水工钢闸门流激振动产生的机制主要是钢闸门流场周围的旋涡脱落频率与钢闸门结构第一阶自振频率一致或相近，导致钢闸门发生了共振。

４结论

以平板钢闸门为例，建立了不同开度的二维流场有限元模型和水工钢闸门固体有限元模型，并对其进行流固耦合计算分析，探究了不同开度时水工钢闸门动力响应规律，阐明了单向、双向流固耦合作用下钢闸门动力响应差异，揭示了水工钢闸门流激振动机制。具体结论如下：

１）随着开度的增大，流场不同位置处脉动水压力逐渐减小，钢闸门附近旋涡脱落的频率逐渐降低。

２）对于水工钢闸门而言，由于在水流作用下钢闸门变形较小，固体的变形对流场的影响基本可以忽略，因此可以采用单向流固耦合来代替双向流固耦合进行计算，这样一方面可以保证结果的准确性，另一方面可以大大节约计算时间。

３）水工钢闸门流激振动产生的机制主要是钢闸门流场周围的旋涡脱落频率与钢闸门结构第一阶自振频率一致或相近，导致钢闸门发生了共振。

参考文献：

［１］李火坤，练继建．水工弧形闸门流激振动特性物模－数模联合预测与安全分析［Ｊ］．水力发电学报，２００７，２６（３）：６９－７６．

［２］李明．弧形闸门动力特性及流激振动数值模拟［Ｄ］．长沙：长沙理工大学，２０１３：１－６９．

［３］郭桂祯．平板闸门垂向流激振动特性与数值计算研究［Ｄ］．天津：天津大学，２０１１：１－１０１．

［４］牛文宣，赵冉，苏林王，等．大跨度弧形闸门静动力学数值分析［Ｊ］．水电能源科学，２０１３，３１（７）：１７３－１７６．

［５］刘权，张燎军，关超年．高水头平面闸门流激振动的数值模拟［Ｊ］．水电能源科学，２０１４，３２（１）：１７６－１７９，１９０．

［６］纪伟．平面钢闸门流激振动分析与整体性优化设计［Ｄ］．长春：长春工程学院，２０１５：１－６２．