箱型梁連接板優(yōu)化改造方案研究與實現(xiàn)

董海蛟

（河北港口集團秦皇島港股份有限公司，河北秦皇島 066000）

0 前言

秦皇島港煤三期裝船機門座架和卷揚機房平臺之間的連接方式為高強螺栓連接板連接。由于卷揚機房運轉(zhuǎn)產(chǎn)生的振動使高強螺栓發(fā)生松動，連接板摩擦副逐漸失效并發(fā)生滑移，卷揚機房平臺出現(xiàn)下墜趨勢，連接板出現(xiàn)變形跡象，且與主體鋼結(jié)構(gòu)之間出現(xiàn)了約1～2 mm 的縫隙，高強螺栓摩擦型連接進而變成了承壓型連接。承壓型連接雖承載力大，但螺栓剪切變形大，抗疲勞能力低，不適用于承受動力載荷的情況，因此該處連接板螺栓頻繁出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象[1]。

高強螺栓斷裂后不能簡單的通過補充新螺栓達到修復目的。某一條螺栓斷裂后其周邊的螺栓會負擔更大的載荷，新補充的螺栓無法在第一時間負擔起相應的載荷，只有待其周邊的螺栓出現(xiàn)松動或者斷裂時其才開始負擔相應的載荷。因此各條螺栓承載力一直處于不均勻的狀況，螺栓受剪斷裂情況并不能得到改善，連接板與鋼結(jié)構(gòu)之間摩擦副進一步失效。

1 連接板優(yōu)化方案及卷揚機房頂升方案

為解決連接板摩擦副失效給人員設備安全帶來的隱患，特制定了以下優(yōu)化改造方案，重新對連接板的螺栓分布情況進行優(yōu)化設計，增大連接板與主體鋼結(jié)構(gòu)的接觸面積，增加了連接板高強螺栓的數(shù)量，同時將連高強接螺栓由8.8 級提升為10.9級。重新對優(yōu)化后的高強螺栓受力狀況進行校核。將卷揚機房平臺通過工藝頂升墊架予以卸載，在無應力狀態(tài)下整體更換高強螺栓及連接板，保證新更換的連接板及高強螺栓受力均勻。

優(yōu)化后的連接板上下蓋板結(jié)構(gòu)如圖1 所示。在原連接板的兩側(cè)分別增加一排高強螺栓，圖中長方形虛線框內(nèi)的螺栓即為新增加的高強螺栓。

圖1 新連接板上下蓋板結(jié)構(gòu)

優(yōu)化后的連接板腹板結(jié)構(gòu)如圖2 所示。在原連接板的兩側(cè)分別增加兩列高強螺栓，并把高強螺栓布置在距離連接板形心遠端位置，圖中長方形虛線框內(nèi)的螺栓即為新增加的高強螺栓。

圖2 新連接板腹板結(jié)構(gòu)（實際安裝方向為垂直方向）

對卷揚機房進行頂升，保證連接板更換過程完全在無應力的狀況下進行，當頂升墊架移除時，箱型梁四周連接板同時加載，達到均勻受力的狀態(tài)，機房頂升示意如圖3 所示。

圖3 工藝頂升墊架示意

2 連接板高強螺栓強度校核

2.1 連接板螺栓受力分析

對卷揚機房建立如圖4 所示，可利用虛功原理和莫爾定理對裝船機卷揚機房的橫梁超凈定結(jié)構(gòu)進行受力分析[2]，這里計算過程不再贅述。

圖4 梁受力分析示意

經(jīng)過計算可得：

沿X 軸方向的作用力：Nx=0 kN

沿Y 軸方向的作用力：Ny=475 kN（該力為機房總重95 t 的1/2）

沿Z 軸方向的作用力：Nz=0 kN

繞X 軸的扭矩：Mx=16 404.6 kN·mm

繞Y 軸的轉(zhuǎn)矩：My=0 kN·mm

繞Z 軸的轉(zhuǎn)矩：Mz=3 358 250 kN·mm（Mz=卷揚機房重力×卷揚機房重心到連接板拼接縫的垂直距離/2，其在蓋板摩擦面上產(chǎn)生沿X 軸方向的剪切力，在腹板摩擦面上產(chǎn)生接近X 軸方向的剪切力，重心距離拼接縫垂直距離7070 mm）

腹板及蓋板螺栓的受力方向見圖5、圖6。

圖5 腹板連接板螺栓受力分析示意

圖6 蓋板連接板螺栓受力分析示意

計算Ny給予每一根腹板連接板螺栓的力[3]：

式中 n1——單側(cè)梁腹板螺栓總數(shù)的1/2

計算彎矩Mz 給予蓋板及腹板螺栓的力，Mz 在蓋板以及腹板螺栓上均產(chǎn)生一定的剪切力，其分配比例按照下式進行計算：

式中 Mf——彎矩Mz在腹板上的分配值

If——腹板截面對于Z 軸的慣性矩

I——梁截面對于Z 軸的慣性矩

式（2）～（3）中：b1、b2、B、H、h 的基本尺寸見圖7。

圖7 連接板截面尺寸

聯(lián)立式（1）、（2）、（3）并計算得Mf=1 465 418 kN·mm。

式中 Mg——彎矩Mz在蓋板上的分配值

計算在上蓋板（或下蓋板）上彎矩Mz給予螺栓的總剪切力：

蓋板上Mz給予單根螺栓的剪力：

式中 n2——上蓋板（或下蓋板）螺栓總數(shù)的1/2

因為梁的腹板連接板常采用窄拼接形式（即腹板連接板的長寬比大于3），因此在彎矩Mz作用下可只計算螺栓承受的水平力，則拼接縫一側(cè)最外排螺栓所受的總剪切力：

式中 y1——腹板連接板最外排螺栓間距

yi——對稱于梁中軸的各排螺栓間距，具體尺寸如圖8 所示。

圖8 腹板連接板螺栓間距

最外排螺栓數(shù)目為n3=3，則每一根螺栓所受的剪切力：

計算扭矩Mx給予蓋板及腹板螺栓的力：

因為該梁的壁厚尺寸相對于梁橫截面的尺寸很小，所以該梁可以按照閉口薄壁桿件自由扭轉(zhuǎn)的工況進行計算，薄壁桿件橫截面上因扭轉(zhuǎn)產(chǎn)生的剪應力可按照式（4）計算[4]：

式中 τ——梁受扭時橫截面上的應力

ω——橫截面中線所圍成的面積

σ——梁的壁厚

則扭矩Mx給予腹板螺栓的總剪力：

式中 ωf——腹板橫截面面積

聯(lián)立式（4）、（5）、（6）并計算得FF′=244.53 kN。

扭矩Mx給予每根腹板螺栓的剪力：

扭矩Mx給予蓋板螺栓的總剪力：

式中 ωg——蓋橫截面面積

聯(lián)立式（4）、（7）、（8）并計算得FG′=97.23 kN。

扭矩Mx給予每根蓋板螺栓的剪力：

綜上，蓋板螺栓所受的最大剪切力：

腹板螺栓所受的最大剪切力：

2.2 蓋板及腹板受力最大螺栓強度校核

根據(jù)GB 50017—2003 查得10.9 高強螺栓預拉力P=225 kN，高強螺栓摩擦型連接中，每條高強螺栓的承載力設計值為[5]：

式中 nf——傳力摩擦面數(shù)，取2

μ——摩擦面的抗滑移系數(shù)（根據(jù)GB 50017—2003 取0.4）

P——高強螺栓預拉力

2.3 疲勞強度校核

由于螺栓僅存在預拉力，不存在擠壓和軸向載荷，因此新方案無需校核螺栓的疲勞強度。

3 結(jié)語

新方案蓋板和腹板上受力最大的螺栓載荷利用率僅為32%和24%，即使是在降低抗滑移系數(shù)（由0.4 降至0.25）及增加載荷（1.5 倍原載荷）的情況下，新方案的蓋板和腹板受力最大的螺栓僅有78%和58%，較原設計的63%和90%相比，依然優(yōu)于原設計方案的螺栓載荷利用率。新連接板高強螺栓數(shù)量增加，強度等級提升，連接板整體摩擦力提高，連接板摩擦副安全性能明顯提高。

需要注意的是，連接板高強螺栓不宜采用全螺紋形式，即剪切面內(nèi)不應留有螺紋，以免出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，造成螺栓抗疲勞能力下降。另外，由于Ny、Mx的疊加作用，使得內(nèi)側(cè)腹板螺栓較外側(cè)腹板螺栓受力更大，強度校核時應選擇內(nèi)側(cè)腹板的螺栓進行校核。