鋼箱梁銜接栓變焊維修設(shè)計(jì)方案研究

鄧 奕

（新余公路勘察設(shè)計(jì)院,江西 新余 338000）

0 引言

焊接熱效應(yīng)的控制對(duì)于保證焊接質(zhì)量、結(jié)構(gòu)安全和耐用性至關(guān)重要，某市三環(huán)線的一座鋼箱梁斜索橋，其鋼箱梁頂板接縫等區(qū)域，因滲水導(dǎo)致螺栓銹蝕，銹蝕又導(dǎo)致鋼箱梁內(nèi)部部分螺栓松動(dòng)，嚴(yán)重威脅鋼箱梁乃至整橋的使用安全。在進(jìn)行橋梁維修中，采取了鋼箱梁銜接栓變焊設(shè)計(jì)方案，并通過(guò)焊接熱效應(yīng)有限元模擬分析，確保設(shè)計(jì)方案技術(shù)可行。這里結(jié)合工程應(yīng)用，介紹該栓變焊維修設(shè)計(jì)方案以及相關(guān)模擬分析結(jié)果，希望對(duì)同類工程維修設(shè)計(jì)提供技術(shù)參考。

1 工程簡(jiǎn)介

大跨斜索橋是某市三環(huán)線的一座跨水通道，其主橋?yàn)殡p索面雙塔復(fù)合梁斜索橋，跨度組合為50 m+180 m+618 m+180 m+50 m。鋼混結(jié)合點(diǎn)位處自輔助墩中心點(diǎn)向江心側(cè)37 m 處。鋼箱梁段全長(zhǎng)904 m，兩側(cè)各連接87 m的預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁。鋼箱梁采取全幅P-K 式截面，截面由2 個(gè)流線型扁平邊箱、箱間橫隔板及頂板組成，含風(fēng)嘴橋梁總寬為30.2 m，橫隔板采取整體式結(jié)構(gòu)，間距為6 m，邊箱的相鄰隔板間設(shè)1 m 高度的橫肋1 道。鋼箱梁標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段長(zhǎng)度為12 m，節(jié)段總計(jì)81 個(gè)，節(jié)段間采取高強(qiáng)螺栓拼接固定，螺帽頂高出頂板面3.90～4.30 cm。拼接板寬54～70 cm。鋼箱梁頂板兼做橋面的承重結(jié)構(gòu)，按異性正交板設(shè)計(jì)，板厚為1.20 cm，近塔根加厚至1.60 cm，頂板縱向U 肋與腹板間距為32 cm，U 肋板厚為0.8 cm，下口寬為20.4 cm，上口寬為32 cm，高度為26 cm。

橋梁經(jīng)過(guò)一個(gè)時(shí)期使用運(yùn)行后，檢測(cè)發(fā)現(xiàn)橋面有169 處滲水，多位于頂板拼接縫區(qū)域或邊腹板與頂板的拼接區(qū)域，滲水導(dǎo)致螺栓銹蝕，銹蝕導(dǎo)致鋼箱梁內(nèi)部一定數(shù)量螺栓松動(dòng)或者脫落，嚴(yán)重威脅鋼箱梁乃至整橋的使用安全，為此對(duì)橋梁病害開展了維修治理。

2 鋼箱梁橋面板維修方案設(shè)計(jì)

為了扭轉(zhuǎn)鋼箱梁橋面滲水問(wèn)題，采取栓焊結(jié)合設(shè)計(jì)方案，即腹板及底板仍栓接，但將頂板螺栓帶變栓接為焊接。此設(shè)計(jì)方案消除了頂板螺栓帶，結(jié)構(gòu)傷害較小，又能改善橋面防水效果，鋪裝栓變焊維修換板操作簡(jiǎn)單。栓變焊維修換板步驟如下：首先需要將頂板和U 肋（不含橫肋）進(jìn)行分塊切割，原縫寬1 cm，因此縱向割除64 cm。然后補(bǔ)嵌焊接切割后的拼縫，即整體廠制新頂板、U 肋等結(jié)構(gòu)，在現(xiàn)場(chǎng)裝配和焊接。具體操作為：多個(gè)拼縫位同步操作，先割除，然后補(bǔ)嵌焊接，按割1 塊補(bǔ)1塊的順序進(jìn)行施工。

3 焊接熱效應(yīng)對(duì)梁段應(yīng)力應(yīng)變的影響分析

為了驗(yàn)證栓變焊栓變焊維修換板方案的可行性，采取工程有限元分析軟件Midas Civil 對(duì)栓變焊維修換板效果進(jìn)行了有限元模擬分析。分析工況為：采取單向降溫方式，根據(jù)換板順序和0～0.30 cm 焊接形變范圍，對(duì)梁段、頂板、底板、U 肋以及腹板受到的影響進(jìn)行模擬分析[1]。

3.1 焊接熱效應(yīng)對(duì)梁段的應(yīng)力影響分析

（1）對(duì)梁段的應(yīng)力影響。有限元應(yīng)力云分析顯示，當(dāng)未考慮焊接形變（即形變量為0）時(shí)，在頂板和右中腹板連接區(qū)域發(fā)生最大梁段縱向壓應(yīng)力，達(dá)到了342 MPa；在靠近梁段約束端的頂板和橫隔板連接區(qū)域，發(fā)生最大拉應(yīng)力，達(dá)到了29 MPa。當(dāng)形變量由0.1 cm 增加至0.3 cm時(shí)，最大壓應(yīng)力從527 MPa 迅速增加至897 MPa，增加幅度約70%，在頂板和左邊腹板連接區(qū)域，最大拉應(yīng)力則從112 MPa 增加至334 MPa，增加幅度約198%，說(shuō)明這些區(qū)域存在較大的局部失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)。

（2）對(duì)頂板和U 肋的應(yīng)力影響。分析顯示，在0～0.3 cm 的范圍內(nèi)，主要在板塊更換區(qū)域，頂板和U 肋受到焊接形變影響，最大壓拉應(yīng)力均在板塊連接區(qū)域發(fā)生。不考慮焊接形變（焊接形變?yōu)?）的情況下，頂板和U 肋總體保持承壓狀態(tài)，其最大壓應(yīng)力達(dá)到233 MPa，頂板合右中腹板連接區(qū)域產(chǎn)生最大拉應(yīng)力，其最大拉應(yīng)力為7 MPa。當(dāng)焊接形變從0.10 cm 增加至0.30 cm 時(shí)，頂板和右中腹板連接區(qū)域，壓應(yīng)力最大值由306 MPa 增加至453 MPa，該處腹板頂部局域失穩(wěn)隱患很高；在頂板和左邊腹板連接區(qū)域，拉應(yīng)力最大值由113 MPa 增加至336 MPa。總的說(shuō)來(lái)，當(dāng)焊接形變加大，換板引發(fā)的應(yīng)力也隨之增加。當(dāng)焊接形變由0.1 cm 增加到0.3 cm 時(shí)，板塊連接處頂板應(yīng)力急劇變化，最大拉應(yīng)力由73 MPa 增加至215 MPa，增加了195%；最大壓應(yīng)力由402 MPa 降至282 MPa，降低了43%。

（3）對(duì)底板和腹板的應(yīng)力影響。分析顯示，底板和腹板的應(yīng)力基本保持在承壓狀態(tài)。當(dāng)形變?cè)黾又?.3 cm時(shí)，右中腹板與頂板連接區(qū)域發(fā)生比較大的壓力，約在700 MPa，顯示腹板頂部存在較大的局部失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)。

3.2 焊接熱效應(yīng)對(duì)梁段形變的影響分析

分析顯示，不考慮焊接形變（焊接形變?yōu)?）的情況下，梁體前端點(diǎn)的豎向移位為9 cm。當(dāng)焊接形變由0.1 cm 增加到0.3 cm 時(shí)，梁端移位從10.10 cm 增加至12.20 cm，增量達(dá)20.8%。這是因?yàn)楹附有巫兗哟罅藱M向收縮，使梁端加劇上翹，從而改變了既有梁體線形[2]。

4 焊接熱效應(yīng)對(duì)整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變的影響分析

4.1 溫度梯度

栓變焊維修后整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變有限元分析考慮焊接應(yīng)變影響，因此在模擬分析前需要對(duì)考慮0.2 cm 焊接應(yīng)變的相應(yīng)溫度梯度給予參數(shù)確定。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，可以采用梁?jiǎn)卧M，即將主梁視為梁?jiǎn)卧?duì)索纜建立索力施加節(jié)點(diǎn)，梁?jiǎn)卧c索纜節(jié)點(diǎn)實(shí)施剛性連接，縱橋向一端邊界固結(jié)，另一端施加溫度梯度，橫橋向兩端施加索力。

模擬結(jié)果顯示：在設(shè)定工況和約束的條件下，最大垂向移位均產(chǎn)生在縱橋向的節(jié)段自由端，梁段垂向移位9 cm。基于溫度梯度設(shè)定，進(jìn)行溫度形變翹曲量分析計(jì)算和多項(xiàng)式擬合，得出梁段移位與溫度梯度之間的近似關(guān)系為：

y=0.000 1x2+0.025 9x+100.422 6 （1）

式中，x——溫度梯度參數(shù)值；y——主梁溫度應(yīng)變移位。

在梁節(jié)段Midas Civil 模擬中考慮0.1 cm 焊熱致形變，在換板位置施加溫度梯度，使梁段前端發(fā)生10.1 cm 形變移位，將移位值帶入上式，計(jì)算獲得須施加的溫度梯度為-235 ℃。以同樣的方法預(yù)測(cè)考慮0.2 cm 和0.3 cm 焊致形變量所須施加的溫度梯度。模擬結(jié)果為：考慮0.1 cm 焊熱致形變，須施加溫度梯度-400 ℃，使梁段前端點(diǎn)發(fā)生11.1 cm 垂向移位；考慮0.3 cm 焊熱致形變，須施加溫度梯度-580 ℃，使梁段前端點(diǎn)發(fā)生12.2 cm 垂向移位。該次整橋結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變分析中，主要考慮0.2 cm 焊熱致形變影響，因此在換板位置模擬施加-400 ℃的溫度梯度[3]。

4.2 焊接熱效應(yīng)影響模擬分析

利用Midas Civil 軟件，探討焊接熱效應(yīng)對(duì)換板后斜索橋主梁應(yīng)力應(yīng)變、斜拉橋索力以及橋塔偏位的影響。

4.2.1 焊接熱效應(yīng)對(duì)主梁的影響

（1）主梁線形影響分析。通過(guò)施加溫度梯度，可以觀測(cè)到斜拉橋主梁在縱橋向的移位變化，從而反映焊接熱效應(yīng)對(duì)主梁剛度的影響。根據(jù)斜索橋換板前后，主梁縱橋向垂向移位數(shù)據(jù)可知，換板前和換板后，主梁垂向移位曲線呈現(xiàn)出良好的對(duì)稱性，表明焊接形變對(duì)梁的剛度影響不大，但在溫度梯度作用下，換板后主梁的垂向移位隨著梁長(zhǎng)度變化而對(duì)應(yīng)發(fā)生變化，且大部分位置的豎向移位有所增加。

（2）主梁應(yīng)力影響分析。主梁上下緣的應(yīng)力影響如圖1 所示，圖1（a）中換板前和換板后的主梁上緣應(yīng)力分布顯示出很好的對(duì)稱性。在換板前，主梁上緣主要面臨壓應(yīng)力，主塔位置發(fā)生移位主要來(lái)自橋塔的最大壓應(yīng)力。中跨跨中主梁的上緣受拉應(yīng)力，其最大值為15.2 MPa。換板后主梁上緣其應(yīng)力狀態(tài)變化較大，主要承受的是拉應(yīng)力。由于考慮0.2 cm 的焊熱形變影響，頂板各換板區(qū)域給予降溫處理，在-400 ℃的溫度梯度影響下，換板區(qū)域的梁體均發(fā)生了緊縮形變，導(dǎo)致梁體由承壓狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)。中跨跨中的梁上緣其拉應(yīng)力最大，為43.3 MPa。但主塔區(qū)域仍處受壓狀態(tài)，因?yàn)橹髁哼吙鐓^(qū)域未對(duì)混凝土梁進(jìn)行換板，所以邊跨梁體的上緣仍處受壓狀態(tài)。

圖1 主梁上下緣的換板應(yīng)力影響

圖1（b）展示了主梁下緣的應(yīng)力分布情況。從圖中可以看出，換板前后，主梁下緣的應(yīng)力曲線呈現(xiàn)出良好的對(duì)稱性。換板前和換板后主梁下緣主要承受比較大的壓應(yīng)力，其中大部分集中于主塔附近。焊接形變對(duì)主梁下緣的應(yīng)力影響較大，相對(duì)于梁上緣而言，梁下緣的焊接形變反應(yīng)敏感。換板后，由于焊接形變的作用，主梁下緣的最大壓應(yīng)力從之前的182 MPa 增加至258 MPa，增加了約42%。

主梁換板前后應(yīng)力差狀態(tài)分別如圖2 所示，圖線顯示，主梁下緣的應(yīng)力影響大于上緣影響。換板前后，主梁下緣應(yīng)力在0～95 MPa 之間變化，上緣應(yīng)力在0～39 MPa 之間變化，比較均勻。邊跨和跨中橋塔位置，主梁下緣的應(yīng)力變化不太一致。換板前和換板后，橋塔區(qū)域主梁下緣發(fā)生最大應(yīng)力差，最大相差量達(dá)到95 MPa，而中跨的主梁應(yīng)力變化則相對(duì)比較均勻。

圖2 主梁換板前后應(yīng)力差分別狀態(tài)

4.2.2 焊接熱效應(yīng)對(duì)索力的影響

由于整橋?qū)ΨQ性，因此選擇1/4 橋?qū)?yīng)的斜拉索長(zhǎng)度進(jìn)行索力影響分析，根據(jù)分析數(shù)據(jù)顯示，無(wú)論中跨還是邊跨，換板前后索力變化基本趨勢(shì)一致。其中邊跨端索的索力大于其他索力，中跨靠近主塔附近的索力降低較為明顯，同時(shí)溫度梯度作用引發(fā)邊跨跨中軸力增大明顯，而邊跨其他索力都程度不同的降低，其中邊跨端索（BS24）的索力前后降低17.3 kN，邊跨跨中（BS9）索的索力增大66 kN，邊跨最短索（BS1）的索力降低91 kN，這些索力無(wú)論增加還是降低，變化率均沒有超出5%。

換板前后，中跨靠近主塔附近的索力曲線基本重合。因?yàn)闇囟忍荻扔绊懀瑯蛩浇乃髁档兔黠@，中跨端索（ZS24）索力增大13.3 kN，中跨最短索（ZS1）索力前后降低86.4 kN，換板前、后中跨斜拉索索力變化率不超出5%。總之，溫度梯度作用對(duì)斜拉索索力影響不明顯，無(wú)論增加還是降低，變化率均沒有超出50%，顯示了栓變焊方案的可行性。

4.2.3 焊接熱效應(yīng)對(duì)橋塔偏位的影響

因?yàn)檎麡驅(qū)ΨQ性，所以只選擇P2 主塔作為模擬分析對(duì)象，這里只列出塔頂、塔中、塔底部位相關(guān)模擬結(jié)果，P2 主塔各部位X、Y、Z方向的移位模擬結(jié)果如表1 所示。

表1 橋塔換板前后的移位模擬結(jié)果

表1 數(shù)據(jù)顯示，主塔中部和頂部，縱橋向（X向）移位受到溫度梯度明顯影響，偏移量分別降低3.52 mm和4.65 mm，但前后變化率均未超出10%；橫橋向（Y）、豎向（Z）偏移量受溫度梯度影響非常小，基本可以忽略不計(jì)。總體看，焊接熱效應(yīng)對(duì)橋塔偏位的影響比較小，橋塔各部位三向移位換板前后變化率均未超出10%，再度驗(yàn)證了栓變焊設(shè)計(jì)方案的技術(shù)可行性。

5 結(jié)語(yǔ)

結(jié)合工程設(shè)計(jì)實(shí)例，進(jìn)行了鋼箱梁銜接栓變焊維修設(shè)計(jì)方案研究。介紹了該鋼箱梁橋面板維修設(shè)計(jì)方案；介紹了為保證設(shè)計(jì)方案可行而進(jìn)行的焊接熱效應(yīng)有限元模擬分析結(jié)果。焊接熱效應(yīng)對(duì)梁段和整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變的影響分析顯示，該栓變焊設(shè)計(jì)方案具有技術(shù)可行性。但模擬分析也發(fā)現(xiàn)，該設(shè)計(jì)工況下，頂板和右中腹板連接位置、靠近梁段約束端的頂板和橫隔板連接位置等區(qū)域，存在局部失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)，這要求工程施工中加強(qiáng)這些部位的技術(shù)和安全監(jiān)控，確保在這些部位和作業(yè)環(huán)節(jié)不發(fā)生技術(shù)疏漏。