王 姣，朱振寰，胡 強(qiáng)

（1.江西省水利科學(xué)研究院，南昌330029；2.江西省水工安全工程技術(shù)研究中心，南昌330029；3.江西省水利規(guī)劃設(shè)計(jì)院，南昌330029）

在役水工鋼閘門長(zhǎng)期處于干濕交替、水流沖刷浸泡、水生物作用等復(fù)雜的工作環(huán)境，使得鋼閘門在運(yùn)行一定年限后普遍存在不同程度的腐蝕現(xiàn)象。鋼閘門構(gòu)件的截面尺寸受到銹蝕的影響而被削弱，構(gòu)件的強(qiáng)度和剛度也將發(fā)生不利變化，給鋼閘門設(shè)備的安全運(yùn)行帶來(lái)隱患［1］。研究分析銹蝕對(duì)鋼閘門的力學(xué)性能及工作特性的影響對(duì)泄水建筑物的安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要現(xiàn)實(shí)意義［2］。當(dāng)前對(duì)于鋼閘門銹蝕的研究主要集中于鋼閘門銹蝕狀態(tài)的檢測(cè)和銹蝕程度的判定。段洪琴［3］等針對(duì)老齡鋼閘門的剩余使用年限重點(diǎn)介紹了閘門銹蝕情況的檢測(cè)方法和銹蝕量的計(jì)算方法。郭建斌［4，5］等對(duì)鋼閘門腐蝕進(jìn)行了較為全面的研究，系統(tǒng)地研究了閘門受蝕機(jī)理、銹蝕檢測(cè)方法和銹蝕狀況的定量評(píng)估方法，并提出了考慮銹蝕影響的構(gòu)件抗力修正方法。目前對(duì)鋼閘門銹蝕檢測(cè)和評(píng)估已經(jīng)有了豐富的研究成果，形成了以SL101-1994《水工鋼閘門和啟閉機(jī)安全檢測(cè)技術(shù)規(guī)程》等相關(guān)規(guī)范為代表的檢測(cè)評(píng)定依據(jù)，但檢測(cè)成果單一，并不能有效地反映鋼閘門受蝕后的力學(xué)性態(tài)，難以實(shí)現(xiàn)較為全面的銹蝕狀態(tài)評(píng)價(jià)。

有限元理論和方法在鋼閘門銹蝕仿真分析等研究中也得到了相關(guān)應(yīng)用，對(duì)于全面了解閘門的銹蝕起到了重要推動(dòng)作用。宋詠春［6］等在研究局部銹蝕對(duì)弧形鋼閘門主要構(gòu)件強(qiáng)度影響時(shí)，采用變厚度法修正有限元模型來(lái)模擬銹蝕坑所在部位，靜力分析結(jié)果表明銹蝕對(duì)面板處的應(yīng)力影響顯著。張漢云［7］等在圓柱坐標(biāo)系下建立了弧形鋼閘門的三維有限元模型，比較精確地復(fù)核了不同工況下受銹蝕影響的閘門強(qiáng)度和變形狀況。余向明［8，9］等模擬了弧形鋼閘門正常和銹蝕兩種狀態(tài)，計(jì)算并對(duì)比了兩種狀態(tài)下閘門主要部位的強(qiáng)度和位移變化。文獻(xiàn)［10-13］采用三維非線性有限元分析方法，提出了鋼閘門銹蝕敏感區(qū)的確定方法，并研究了銹蝕深度與鋼閘門力學(xué)性能的關(guān)系。有限元在鋼閘門銹蝕方面的研究除了銹蝕規(guī)律和靜力分析外，不少學(xué)者在銹蝕閘門動(dòng)力性能方面進(jìn)行了研究。承芳瑋［14］等全面分析了銹蝕對(duì)弧形鋼閘門的強(qiáng)度、變形以及振動(dòng)頻率的影響。董現(xiàn)［15］等采用流固耦合方法分析了平面鋼閘門不同位置銹蝕對(duì)閘門整體自振頻率的影響。

本文以七一水庫(kù)溢洪道弧形鋼閘門為工程實(shí)例，結(jié)合設(shè)計(jì)資料與現(xiàn)場(chǎng)銹蝕檢測(cè)數(shù)據(jù)，建立七一水庫(kù)溢洪道弧形鋼閘門有限元模型，對(duì)七一水庫(kù)溢洪道弧形鋼閘門銹蝕前后的閘門靜力性能（應(yīng)力、變形）進(jìn)行計(jì)算，并分析閘門各構(gòu)件的不同銹蝕深度對(duì)弧形鋼閘門靜力性能的影響。

1 研究對(duì)象概況

七一水庫(kù)位于江西省玉山縣雙明鎮(zhèn)，坐落于鄱陽(yáng)湖水系信江支流金沙溪中游，是一座以灌溉為主的大（Ⅱ）型水庫(kù)。水庫(kù)于1958年7月動(dòng)工，1960年3月基本建成蓄水，期間分別于1971年、1985年、2009年進(jìn)行了三次除險(xiǎn)加固。

七一水庫(kù)正常蓄水位160.40 m（黃海高程，下同），其溢洪道堰頂高程154.90 m，設(shè)5 孔溢流，堰頂寬60 m，由5 扇完全相同的弧形鋼閘門控制，閘門尺寸為12 m×6 m，設(shè)計(jì)水頭5.5 m，閘門的主要材質(zhì)為A3鋼（相當(dāng)于現(xiàn)行規(guī)范中鋼號(hào)為Q235A）。

2 閘門銹蝕檢測(cè)及檢測(cè)結(jié)果分析

2.1 閘門銹蝕狀況檢查

七一水庫(kù)溢洪道五扇弧形鋼閘門結(jié)構(gòu)與材料相同，且均為2009年水庫(kù)除險(xiǎn)加固時(shí)制造安裝。由于閘門所處的位置不同，開啟的頻率不同，每扇閘門的銹蝕情況存在一些差異。本次對(duì)五扇閘門進(jìn)行了詳細(xì)的銹蝕狀況檢查（見圖1），檢查結(jié)果見表1（溢洪道左岸為1號(hào)閘門，依次往右為2號(hào)閘門、3號(hào)閘門、4號(hào)閘門、5 號(hào)閘門），檢查結(jié)果表明5 扇弧形鋼閘門工作性態(tài)相似，閘門整體狀況均基本完好，無(wú)嚴(yán)重銹蝕部位；閘門表面涂層基本完整。

圖1 七一水庫(kù)溢洪道五扇弧形鋼閘門銹蝕狀況Fig.1 Corrosion condition of five radial steel gates in spillway of Qiyi reservoir

表1 七一水庫(kù)溢洪道五扇弧形鋼閘門主要構(gòu)件外觀及銹蝕情況檢查記錄表Tab.1 Inspection record of appearance and corrosion of main components of five radial steel gates in spillway of Qiyi reservoir

2.2 閘門銹蝕檢測(cè)及結(jié)果統(tǒng)計(jì)分析

本次主要采用TT300 超聲波測(cè)厚儀、OND2000B 涂層測(cè)厚儀對(duì)七一水庫(kù)溢洪道5扇弧形鋼閘門進(jìn)行涂層厚度檢測(cè)與銹蝕檢測(cè)（見圖2）。根據(jù)2.1節(jié)閘門銹蝕狀況檢查結(jié)果，綜合考慮弧形鋼閘門結(jié)構(gòu)受力特點(diǎn)、現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)環(huán)境等因素，檢測(cè)的部位選定為：面板、主梁（上下主梁腹板及翼板），支臂（左右支臂腹板及翼板）。

圖2 七一水庫(kù)溢洪道五扇弧形鋼閘門銹蝕現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)Fig.2 Corrosion detection of five radial steel gates in spillway of Qiyi reservoir

將檢測(cè)部位相同的檢測(cè)數(shù)據(jù)分別進(jìn)行匯總統(tǒng)計(jì)分析，計(jì)算分析結(jié)果見表2。

表2 七一水庫(kù)溢洪道五扇弧形鋼閘門銹蝕情況統(tǒng)計(jì)表Tab.2 Statistics of corrosion of five radial steel gates in spillway of Qiyi reservoir

結(jié)合表2 結(jié)果分析銹蝕情況有：①弧形鋼閘門是一個(gè)空間整體結(jié)構(gòu)，外界的荷載由閘門各構(gòu)件共同承擔(dān)，由于不同構(gòu)件的內(nèi)部應(yīng)力分布不同和受力變形不同，鋼閘門各個(gè)構(gòu)件的銹蝕深度及銹蝕速度也有所差異；②面板作為閘門的擋水構(gòu)件，與其他構(gòu)件相比，其下部與水體環(huán)境接觸時(shí)間更長(zhǎng)也更頻繁，因此更易產(chǎn)生銹蝕，實(shí)際檢測(cè)結(jié)果表明，其平均銹蝕深度、最大銹蝕深度和銹蝕速率等也都較其他構(gòu)件偏大；③弧形鋼閘門主梁腹板的銹蝕主要是由于排水不暢導(dǎo)致的，該閘門主梁腹板上的排水孔位于腹板中間位置，弧形門的結(jié)構(gòu)特性使得主梁腹板與面板間形成的“槽”中的積水無(wú)法通過腹板中部的排水孔順利排出，進(jìn)而加速了該部位的銹蝕；④七一水庫(kù)庫(kù)水對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的腐蝕程度為弱腐蝕，但七一水庫(kù)處于亞熱帶季風(fēng)區(qū)，氣候溫濕，雨水充沛，多年平均相對(duì)濕度為78%，因此極易在鋼閘門表面凝露從而加速鋼閘門銹蝕的發(fā)生。因此七一水庫(kù)溢洪道弧形鋼閘門銹蝕速率為0.04～0.06 mm/a，高于全國(guó)銹蝕速率均值0.02～0.04 mm/a。

3 靜力數(shù)值分析模型的建立

3.1 模型的建立

參考七一水庫(kù)泄水閘閘門的設(shè)計(jì)圖紙，采用ANSYS軟件建立無(wú)銹蝕狀態(tài)下的弧形鋼閘門的三維有限元模型，該模型共劃分有48 738 個(gè)單元、83 327 個(gè)節(jié)點(diǎn)，模型見圖3。

3.2 工況、荷載及約束條件

計(jì)算工況：160.40 m（正常蓄水位）；閘門關(guān)閉狀態(tài)。

荷載：自身重力和靜水壓力。

約束條件：①閘門底部：施加重力方向的位移約束；②面板：施加閘門軸線方向的位移約束；③支鉸：施加圓柱坐標(biāo)系下的徑向及側(cè)向的位移約束，限制支鉸的移動(dòng)但不對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)進(jìn)行約束。

3.3 銹蝕模擬

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)判斷并結(jié)合檢測(cè)結(jié)果的分析可以看出，七一水庫(kù)泄洪閘的五孔弧形鋼閘門的銹蝕主要為構(gòu)件連接處的焊縫銹蝕，銹蝕部位分布均勻，各構(gòu)件整體銹蝕較輕。在此判斷的基礎(chǔ)上，參考已有資料，本文采用平均蝕余厚度法對(duì)鋼閘門各構(gòu)件進(jìn)行均勻銹蝕的有限元模擬。

本文對(duì)閘門構(gòu)件的平均厚度進(jìn)行一定處理以提高銹蝕模擬的精度，各構(gòu)件的蝕余厚度（D）設(shè)置為：

式中：R為設(shè)計(jì)尺寸，mm為平均銹蝕深度，mm；σ為銹蝕深度標(biāo)準(zhǔn)差，mm。

據(jù)此修正結(jié)果削減相應(yīng)構(gòu)件在無(wú)銹蝕狀態(tài)下的有限元模型尺寸厚度，達(dá)到鋼閘門銹蝕的模擬效果。其中平均銹蝕深度和銹蝕深度標(biāo)準(zhǔn)差見表2，閘門主要構(gòu)件設(shè)計(jì)厚度與計(jì)算后的蝕余厚度值見表3。

表3 七一水庫(kù)溢洪道弧形鋼閘門構(gòu)件銹蝕前后尺寸表 mmTab.3 Dimension table of arc steel gate components of spillway of Qiyi reservoir before and after corrosion

4 弧形鋼閘門銹蝕前后的應(yīng)力、變形計(jì)算結(jié)果分析

本文有限元模型計(jì)算的應(yīng)力與變形結(jié)果均利用Von Mises應(yīng)力云圖和變形位移云圖表示。

（1）面板銹蝕前后應(yīng)力分析結(jié)果。圖4 為在前文預(yù)設(shè)的工況下對(duì)銹蝕前后面板部位進(jìn)行靜力分析得到的Von Mises 應(yīng)力云圖。

圖4 面板無(wú)銹蝕與銹蝕后的應(yīng)力云圖Fig.4 Stress nephogram of panel without corrosion and after corrosion

由圖4 可以看出，面板的應(yīng)力分布呈對(duì)稱形式。靜水壓力作用下的面板受力主要為壓應(yīng)力，受到弧形閘門外形結(jié)構(gòu)的彎曲特點(diǎn)以及局部彎曲的性質(zhì)影響，閘門面板處的內(nèi)力主要體現(xiàn)為彎曲應(yīng)力。銹蝕前后面板的最大Von Mises 應(yīng)力均位于面板右下部與下部角鋼相連靠近支臂的部位，分別為112 和124 MPa，銹蝕后應(yīng)力值較銹蝕前增大了12 MPa。

（2）下主梁銹蝕前后應(yīng)力分析結(jié)果?？紤]下主梁受力較上主梁大，本次只分析下主梁。圖5 為弧形鋼閘門銹蝕前后下主梁在正常蓄水位和重力作用下的應(yīng)力云圖。

通過圖5可以看出，下主梁的Von Mises 應(yīng)力在空間分布上與主梁結(jié)構(gòu)一樣呈現(xiàn)出對(duì)稱性質(zhì)，應(yīng)力較大部位主要位于主梁與支臂連接處以及主梁的跨中處。銹蝕前后下主梁的應(yīng)力分布情況近似相同，最大應(yīng)力都出現(xiàn)在與支臂連接處的下主梁腹板與翼板相交部位，分別為60.8 MPa 和72.6 MPa，銹蝕后應(yīng)力值較銹蝕前增大了11.8 MPa。

圖5 下主梁無(wú)銹蝕與銹蝕后的應(yīng)力云圖Fig.5 Stress nephogram of lower main beam without corrosion and after corrosion

（3）支臂銹蝕前后應(yīng)力分析結(jié)果?；⌒武撻l門兩支臂的空間結(jié)構(gòu)、外觀尺寸和材料類型是完全相同的，是標(biāo)準(zhǔn)的空間對(duì)稱結(jié)構(gòu)。在對(duì)弧形鋼閘門進(jìn)行靜力分析時(shí)，只需選取一側(cè)支臂進(jìn)行即可。本文選取左支臂進(jìn)行應(yīng)力計(jì)算。圖6為鋼閘門銹蝕前后支臂在正常蓄水位和重力作用下的應(yīng)力云圖。

由圖6 可以看出，由于應(yīng)力集中，銹蝕前后支臂最大Von Mises 應(yīng)力均位于支臂下部加勁板與下主梁連接端的局部位置，分別為70.4 MPa和142 MPa，銹蝕后應(yīng)力值較銹蝕前增大了71.6 MPa。

圖6 左支臂無(wú)銹蝕與銹蝕后的應(yīng)力云圖Fig.6 No corrosion and stress nephogram of corroded left arm

（4）閘門銹蝕前后整體變形分析結(jié)果。圖7 為弧形鋼閘門銹蝕前后閘門整體結(jié)構(gòu)的位移變形云圖。

由圖7可以看出，在荷載的作用下，閘門各構(gòu)件均發(fā)生了不同程度的變形，且這種變形呈對(duì)稱形式。支臂支鉸處受約束作用變形最小，面板中部結(jié)構(gòu)相對(duì)薄弱，且其下部區(qū)域受靜水壓力作用變形較大，有限元計(jì)算結(jié)果符合結(jié)構(gòu)受力變形規(guī)律。銹蝕前后閘門整體最大變形的位置均為面板底緣及面板跨中靠下部區(qū)域，變形值分別為3.85 mm 和4.07 mm，銹蝕后閘門整體最大變形值較銹蝕前增大了0.22 mm。

圖7 閘門無(wú)銹蝕與銹蝕后的變形圖Fig.7 No corrosion and deformation of gate after corrosion

（5）下主梁銹蝕前后變形分析結(jié)果。圖8 為在前文預(yù)設(shè)的工況下對(duì)銹蝕前后下主梁進(jìn)行靜力分析得到的變形云圖。

分析圖8 可知，下主梁的變形呈現(xiàn)中間大、兩頭小的特征，并且兩端和跨中的變形近乎均勻變化，對(duì)稱特性明顯。銹蝕前后下主梁的變形情況趨于一致，最大變形都發(fā)生在跨中部位，其變形值分別為3.71 mm、3.92 mm，銹蝕后下主梁最大變形值較銹蝕前增大了0.21 mm。

圖8 下主梁無(wú)銹蝕與銹蝕后的變形圖Fig.8 No corrosion and deformation of lower girder after corrosion

（6）支臂銹蝕前后變形分析結(jié)果。圖9（a）、（b）分別為前文預(yù)設(shè)工況下對(duì)銹蝕前后左支臂進(jìn)行靜力分析得到的變形云圖。

結(jié)合結(jié)構(gòu)分析和圖9可知，水壓力通過面板傳遞給梁系，再經(jīng)主梁傳遞至支臂，壓力與自重的共同作用導(dǎo)致支臂產(chǎn)生彎曲變形。變形由支臂與主梁交接處傳導(dǎo)至支鉸處，并逐漸減小。銹蝕前后支臂的變形情況類似，最大變形都發(fā)生在支臂下部和下主梁的連接區(qū)域，其變形值分別為2.32 mm、2.42 mm，銹蝕后支臂最大變形值較銹蝕前增大了0.1 mm。

圖9 支臂無(wú)銹蝕與銹蝕后的變形圖Fig.9 No corrosion and deformation of the arm after corrosion

5 銹蝕深度對(duì)弧形鋼閘門靜力性能的影響分析

相關(guān)技術(shù)規(guī)程將銹蝕等級(jí)劃分為Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ共4個(gè)級(jí)別，分別對(duì)應(yīng)輕微銹蝕、一般銹蝕、較重銹蝕、嚴(yán)重銹蝕，對(duì)應(yīng)的銹蝕深度界限分別為1、2、3、4 mm。本次在弧形鋼閘門實(shí)際銹蝕情況的基礎(chǔ)上，對(duì)弧形鋼閘門各構(gòu)件（面板、主梁、支臂）分別進(jìn)行銹蝕深度為2 mm 與4 mm 的模擬計(jì)算，通過分析模擬結(jié)果來(lái)反映弧形鋼閘門各構(gòu)件不同銹蝕深度情況下對(duì)閘門的靜力性能的影響。

5.1 銹蝕深度對(duì)弧形鋼閘門應(yīng)力的影響分析

（1）面板銹蝕。閘門面板銹蝕深度分別為2、4 mm 的有限元分析計(jì)算結(jié)果見表4。

表4 閘門各構(gòu)件最大Von Mises應(yīng)力隨面板銹蝕深度變化表Tab.4 Variation of maximum von Mises stress of gate components with corrosion depth of face plate

結(jié)合表4 和圖10 分析可知，面板、支臂和下主梁的最大Von Mises應(yīng)力值均隨著面板銹蝕深度的增加而增加，其中支臂和下主梁的Von Mises 應(yīng)力值增加趨勢(shì)呈線性關(guān)系，增加幅度較小，而面板的Von Mises 應(yīng)力值增加趨勢(shì)呈曲線關(guān)系，增加幅度較大（當(dāng)面板銹蝕2 mm 時(shí)，其應(yīng)力較實(shí)際銹蝕狀態(tài)增大了12.10%；當(dāng)面板銹蝕4 mm 時(shí)，其應(yīng)力較實(shí)際銹蝕狀態(tài)增大了48.39%）。由此推斷出面板銹蝕深度對(duì)面板承載力的影響更大，對(duì)下主梁和支臂的承載力的影響很小。

圖10 閘門構(gòu)件最大等效應(yīng)力隨面板銹蝕深度變化關(guān)系Fig.10 Relationship between maximum equivalent stress of gate components and corrosion depth of face plate

（2）下主梁銹蝕。閘門下主梁的腹板和翼板銹蝕深度為2 mm與4 mm的有限元分析計(jì)算結(jié)果見表5。

結(jié)合表5 和圖11 分析可知，面板、支臂和下主梁的最大Von Mises應(yīng)力值均隨著下主梁銹蝕深度的增加而增加，且增加幅度均不小，其中面板的Von Mises 應(yīng)力值增加趨勢(shì)呈線性關(guān)系，而支臂和下主梁的Von Mises 應(yīng)力值增加趨勢(shì)呈折線關(guān)系，分析說(shuō)明下主梁銹蝕深度的改變對(duì)其他構(gòu)件的受力均會(huì)產(chǎn)生一定影響，由于支臂與下主梁直接相連，支臂與下主梁本身的應(yīng)力受此改變的影響最為顯著。

圖11 閘門構(gòu)件最大等效應(yīng)力隨下主梁銹蝕深度變化關(guān)系Fig.11 Relationship between maximum equivalent stress of gate components and corrosion depth of lower girder

表5 閘門各構(gòu)件最大Von Mises應(yīng)力隨下主梁銹蝕深度變化表Tab.5 Variation of maximum von Mises stress of gate components with corrosion depth of lower girder

（3）支臂。閘門左、右支臂的腹板和翼板銹蝕深度為2 與4 mm的有限元分析計(jì)算結(jié)果見表6。

表6 閘門各構(gòu)件最大應(yīng)力隨支臂銹蝕深度變化表Tab.6 Variation of maximum stress of gate components with corrosion depth of supporting arm

結(jié)合表6 和圖12 可以看出，隨著支臂銹蝕深度的增加，面板處的最大Von Mises 應(yīng)力值未發(fā)生變化，下主梁處的最大Von Mises應(yīng)力值有所增加，但增加的幅度非常?。ó?dāng)支臂銹蝕4 mm時(shí)，下主梁應(yīng)力較實(shí)際銹蝕狀態(tài)僅增大了0.55%）；支臂在支臂銹蝕深度小于2 mm 時(shí)，其支臂最大Von Mises 應(yīng)力增加幅度非常?。ㄝ^實(shí)際銹蝕狀態(tài)僅增大了0.84%），當(dāng)支臂銹蝕深度超過2 mm 時(shí)，支臂最大Von Mises 應(yīng)力才呈現(xiàn)出明顯的增加趨勢(shì)。這主要是因?yàn)橹П壑饕惺艿氖侵髁旱暮奢d，因此支臂銹蝕基本不會(huì)對(duì)面板和主梁的應(yīng)力產(chǎn)生影響。

圖12 閘門構(gòu)件最大等效應(yīng)力隨支臂銹蝕深度變化關(guān)系Fig.12 Relationship between maximum equivalent stress of gate components and corrosion depth of supporting arm

圖13 閘門左支臂銹蝕4 mm時(shí)的Von Mises應(yīng)力云圖Fig.13 Von Mises stress nephogram of gate left arm corroded by 4 mm

5.2 銹蝕深度對(duì)弧形鋼閘門變形的影響分析

模擬計(jì)算面板、主梁、支臂銹蝕厚度改變對(duì)于閘門整體及各構(gòu)件的變形影響，結(jié)果如圖14。分析結(jié)果可知，面板、主梁的銹蝕厚度增加會(huì)造成閘門整體、面板和主梁的變形程度輕微加大，但支臂的變形幾乎不會(huì)隨之發(fā)生改變；支臂銹蝕厚度的增加對(duì)閘門整體和各構(gòu)件變形的加大效果較面板、主梁銹蝕厚度增大造成的影響更明顯：當(dāng)支臂銹蝕達(dá)到嚴(yán)重銹蝕程度時(shí)（銹蝕深度4 mm），支臂最大變形將達(dá)到2.92 mm，較之實(shí)際銹蝕情況下增大了15.4%；閘門整體和主梁的最大變形則分別達(dá)到4.6 mm 和4.44 mm，比實(shí)際情況均高出約13%。因此，可以認(rèn)為銹蝕對(duì)弧形鋼閘門整體及各構(gòu)件變形的影響較小。

圖14 閘門變形與銹蝕深度變化關(guān)系Fig.14 Relationship between gate deformation and corrosion depth

6 結(jié) 語(yǔ)

本文以七一水庫(kù)溢洪道弧形鋼閘門為工程實(shí)例，結(jié)合設(shè)計(jì)資料與現(xiàn)場(chǎng)銹蝕狀況檢查結(jié)果，重點(diǎn)對(duì)弧形鋼閘門面板、主梁、支臂等部位進(jìn)行涂層厚度檢測(cè)與銹蝕檢測(cè)，并將檢測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析；建立七一水庫(kù)溢洪道弧形鋼閘門有限元模型，對(duì)七一水庫(kù)溢洪道弧形鋼閘門銹蝕前后的閘門靜力性能（應(yīng)力、變形）進(jìn)行計(jì)算分析，并分析模擬各構(gòu)件不同銹蝕深度情況下對(duì)弧形鋼閘門靜力性能的影響。主要結(jié)論如下：

（1）弧形鋼閘門是空間整體結(jié)構(gòu)，在水壓力和自重荷載作用下，閘門各構(gòu)件受力部位和大小均不相同，各部分的應(yīng)力分布和變形情況有所差異，導(dǎo)致閘門不同構(gòu)件的銹蝕深度不相同，各構(gòu)件的銹蝕速率也不相同。

（2）根據(jù)庫(kù)水水質(zhì)檢測(cè)結(jié)果：七一水庫(kù)庫(kù)水對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的腐蝕程度為弱腐蝕。七一水庫(kù)溢洪道五扇弧形鋼閘門整體情況良好，防腐涂層較均勻完整，無(wú)嚴(yán)重銹蝕狀況。因此將七一水庫(kù)溢洪道弧形鋼閘門各構(gòu)件的銹蝕形式視為均勻銹蝕，采用平均蝕余厚度法來(lái)模擬該閘門的結(jié)構(gòu)銹蝕。

（3）弧形鋼閘門具有很強(qiáng)的空間效應(yīng)，各構(gòu)件之間具有很強(qiáng)的聯(lián)系作用；面板、主梁、支臂等構(gòu)件的銹蝕對(duì)閘門各個(gè)構(gòu)件的應(yīng)力和變形都會(huì)產(chǎn)生一定影響，對(duì)自身的靜力性能影響更為顯著。影響主要體現(xiàn)為最大Von Mises 應(yīng)力和變形的增大，且銹蝕程度的加深對(duì)應(yīng)力、變形的影響并非線性關(guān)系，隨著銹蝕程度加深，閘門構(gòu)件的應(yīng)力和變形會(huì)加速增長(zhǎng)。閘門銹蝕對(duì)于應(yīng)力分布幾乎不產(chǎn)生影響，最大Von Mises 應(yīng)力出現(xiàn)位置也不會(huì)發(fā)生改變?？傮w而言，銹蝕對(duì)應(yīng)力的影響較大，對(duì)變形的影響有限。

（4）在閘門設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)多考慮閘門的運(yùn)用環(huán)境，設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)要合理，避免產(chǎn)生積水導(dǎo)致閘門銹蝕；在閘門運(yùn)行過程中要尤其注意面板、主梁、支臂等主要受力構(gòu)件的銹蝕檢測(cè)和防銹處理，及時(shí)發(fā)現(xiàn)并處理閘門結(jié)構(gòu)的銹蝕，減少安全隱患，從而保證閘門安全運(yùn)行，延長(zhǎng)閘門的工作年限。 □