船闸输水阀门空化

船闸输水阀门在开启过程中由于高速水流作用而导致的空化。

输水阀门是船闸灌泄水过程的重要设备，在非恒定高速水流作用下操作频繁，其正常运转与否涉及船闸的安全运行。已建船闸的运行经验表明，当船闸水头超过20m时，在阀门开启过程中，阀门底缘、顶止水缝隙等部位较易发生空化并产生空蚀破坏，导致阀门振动，并伴随出现巨大的雷鸣声，发生危害作用极大的“声振”。如美国的冰港（Ice Harbour）船闸、约翰德（John Day）船闸、小鹅（Little Goose）船闸，俄罗斯的沃特金（Votkin）船闸、乌克兰的第聂伯（Dnieper）船闸和中国的葛洲坝船闸、万安船闸等都曾出现过“声振”现象。

在设计时，通过对阀门底缘空化数K的计算，来判别是否会产生空化：

式中，p/γ为阀门后水流收缩断面的压力水头，m，对于平底阀门段廊道，p/γ等于阀门井水位或阀门前廊道压力水头减去收缩断面平均流速水头和收缩断面高程；p_a/γ为大气压力水头，m；p_v/γ为水的蒸气压力水头，m；v为参考断面平均流速，m/s，对于平底阀门段廊道，可取阀门后收缩断面平均流速；g为重力加速度，m/s²。

通常认为当K＞K₀时，不发生空化；当K＜K₀时，会产生空化，严重时会造成空蚀破坏。K₀为临界空化数，可通过模型试验或参考类似工程确定。由上式可见，影响工作空化数的主要因素为门后的廊道压力和流速，而临界空化数则与阀门及其底缘型式以及门后廊道体形等因素有关。

改善输水阀门底缘空化的措施有：

（1）降低阀门处廊道高程。即增加阀门的初始淹没水深，从而加大门后压力，但这样会导致工程量的增加。

（2）改变输水阀门开启方式。如美国的马克纳里（Mcnary）船闸，水头为28m，但阀门处廊道顶部的初始淹没水深仅为2.44m，为了改善阀门空化条件，采用延长阀门开启时间的方式，将原设计的阀门开启时间由4min增至7.5min，使闸室充水时间亦相应延长至16.1min。此外，由于阀门底缘空化通常在开启度n=0.3～0.5时最为严重，此时门后压力也最低，因此可以采用“快—慢—快”的变速开启方式，或者采用间歇开启方式，即先将阀门提升到尚不致产生空化的高度停下来，待闸室水位上升，阀门后压力也随之增加到一定程度后，再继续开启，但这样会使闸室充水时间延长较多。如美国的约翰德船闸，水头34.5m，原设计阀门开启时间为4min，灌水时间为11.7min，实际运行中改为充水阀门间歇开启时间18.5min（停留15min），灌水时间延长到25min。

上述两种方式是对已建成的船闸采取的一种补救措施。对新建船闸则采用阀门快速开启方式，即利用阀门快速开启所产生的较大的水流惯性水头来降低作用于阀门的工作水头，从而提高门后压力，减小门后流速，以达到增大工作空化数的目的。但该措施必须配合采用较好的输水系统以保证闸室内的船舶过闸停泊条件。如美国的下花岗岩船闸，法国的东泽雷船闸以及中国的三峡船闸等，阀门开启时间一般为1～2min。

（3）优化输水阀门后廊道体形。美国曾对阀门后廊道顶扩体形进行了研究，通过对约翰德、贺尔特（Holt）和米纳斯非雷（Millers Ferry）3座船闸的原型观测，得出了顶扩百分比和阀门底缘临界空化数成反比的线性关系，即门后平顶（不扩大）时，临界空化数K₀=1.0，扩大43%时，K₀=0.42，而相应的门后最大压力（收缩断面）下降值要减少60%。因此推荐采用该种顶扩体形，如美国的冰港、小鹅等高水头船闸。中国的葛洲坝1、2、3号船闸，万安船闸等也采用了该种体形。但是当高水头船闸的水力指标很高时，顶扩体形仍不足以减免空化的产生。中国多年来在对三峡连续五级船闸水力学的研究中，提出了底部突扩体形（参见三峡船闸），它显著改善了阀门空化条件。在水口、五强溪和东西关船闸中则采用了另一种顶部突扩体形，对抑制阀门空化亦起到了良好的效果。

（4）通气减蚀措施。一些国家通常在阀门后廊道顶部设置有控制的通气管，以自然通气的方式消除阀门空化，它要求阀门局部开启时，廊道顶部保持3m以上的负压，因此往往将门后廊道设计为不扩大的平顶，以形成足够的负压，如美国的下花岗岩、湾泉（Bay Springs）船闸等。但是这仅仅适用于上、下游水位变化不大的渠化河流上的船闸，而很难在水位变化较大时，仍保持门后廊道顶部所需的负压值。例如，中国的三峡连续五级船闸，其上、下游水位变幅分别达40m和11.8m，已不能采用门后廊道顶部通气的措施，而是采用了中国独创的新型门楣通气措施，该措施对减免阀门底缘空化及顶止水缝隙空化具有明显效果。该项通气措施已应用于葛洲坝水利枢纽的3座船闸中，解决了运行中存在的“声振”问题，显著地改善了阀门空化条件。