鋼箱梁銜接栓變焊維修設計方案研究

鄧 奕

（新余公路勘察設計院,江西 新余 338000）

0 引言

焊接熱效應的控制對于保證焊接質量、結構安全和耐用性至關重要，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，因滲水導致螺栓銹蝕，銹蝕又導致鋼箱梁內部部分螺栓松動，嚴重威脅鋼箱梁乃至整橋的使用安全。在進行橋梁維修中，采取了鋼箱梁銜接栓變焊設計方案，并通過焊接熱效應有限元模擬分析，確保設計方案技術可行。這里結合工程應用，介紹該栓變焊維修設計方案以及相關模擬分析結果，希望對同類工程維修設計提供技術參考。

1 工程簡介

大跨斜索橋是某市三環(huán)線的一座跨水通道，其主橋為雙索面雙塔復合梁斜索橋，跨度組合為50 m+180 m+618 m+180 m+50 m。鋼混結合點位處自輔助墩中心點向江心側37 m 處。鋼箱梁段全長904 m，兩側各連接87 m的預應力混凝土箱梁。鋼箱梁采取全幅P-K 式截面，截面由2 個流線型扁平邊箱、箱間橫隔板及頂板組成，含風嘴橋梁總寬為30.2 m，橫隔板采取整體式結構，間距為6 m，邊箱的相鄰隔板間設1 m 高度的橫肋1 道。鋼箱梁標準節(jié)段長度為12 m，節(jié)段總計81 個，節(jié)段間采取高強螺栓拼接固定，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構，按異性正交板設計，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)過一個時期使用運行后，檢測發(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，滲水導致螺栓銹蝕，銹蝕導致鋼箱梁內部一定數(shù)量螺栓松動或者脫落，嚴重威脅鋼箱梁乃至整橋的使用安全，為此對橋梁病害開展了維修治理。

2 鋼箱梁橋面板維修方案設計

為了扭轉鋼箱梁橋面滲水問題，采取栓焊結合設計方案，即腹板及底板仍栓接，但將頂板螺栓帶變栓接為焊接。此設計方案消除了頂板螺栓帶，結構傷害較小，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）進行分塊切割，原縫寬1 cm，因此縱向割除64 cm。然后補嵌焊接切割后的拼縫，即整體廠制新頂板、U 肋等結構，在現(xiàn)場裝配和焊接。具體操作為：多個拼縫位同步操作，先割除，然后補嵌焊接，按割1 塊補1塊的順序進行施工。

3 焊接熱效應對梁段應力應變的影響分析

為了驗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 對栓變焊維修換板效果進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，對梁段、頂板、底板、U 肋以及腹板受到的影響進行模擬分析[1]。

3.1 焊接熱效應對梁段的應力影響分析

（1）對梁段的應力影響。有限元應力云分析顯示，當未考慮焊接形變（即形變量為0）時，在頂板和右中腹板連接區(qū)域發(fā)生最大梁段縱向壓應力，達到了342 MPa；在靠近梁段約束端的頂板和橫隔板連接區(qū)域，發(fā)生最大拉應力，達到了29 MPa。當形變量由0.1 cm 增加至0.3 cm時，最大壓應力從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，最大拉應力則從112 MPa 增加至334 MPa，增加幅度約198%，說明這些區(qū)域存在較大的局部失穩(wěn)風險。

（2）對頂板和U 肋的應力影響。分析顯示，在0～0.3 cm 的范圍內，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)，其最大壓應力達到233 MPa，頂板合右中腹板連接區(qū)域產(chǎn)生最大拉應力，其最大拉應力為7 MPa。當焊接形變從0.10 cm 增加至0.30 cm 時，頂板和右中腹板連接區(qū)域，壓應力最大值由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，拉應力最大值由113 MPa 增加至336 MPa?？偟恼f來，當焊接形變加大，換板引發(fā)的應力也隨之增加。當焊接形變由0.1 cm 增加到0.3 cm 時，板塊連接處頂板應力急劇變化，最大拉應力由73 MPa 增加至215 MPa，增加了195%；最大壓應力由402 MPa 降至282 MPa，降低了43%。

（3）對底板和腹板的應力影響。分析顯示，底板和腹板的應力基本保持在承壓狀態(tài)。當形變增加至0.3 cm時，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)風險。

3.2 焊接熱效應對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，梁體前端點的豎向移位為9 cm。當焊接形變由0.1 cm 增加到0.3 cm 時，梁端移位從10.10 cm 增加至12.20 cm，增量達20.8%。這是因為焊接形變加大了橫向收縮，使梁端加劇上翹，從而改變了既有梁體線形[2]。

4 焊接熱效應對整體結構應力應變的影響分析

4.1 溫度梯度

栓變焊維修后整體結構應力應變有限元分析考慮焊接應變影響，因此在模擬分析前需要對考慮0.2 cm 焊接應變的相應溫度梯度給予參數(shù)確定。為了簡化計算，可以采用梁單元模擬，即將主梁視為梁單元，并對索纜建立索力施加節(jié)點，梁單元與索纜節(jié)點實施剛性連接，縱橋向一端邊界固結，另一端施加溫度梯度，橫橋向兩端施加索力。

模擬結果顯示：在設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。基于溫度梯度設定，進行溫度形變翹曲量分析計算和多項式擬合，得出梁段移位與溫度梯度之間的近似關系為：

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，計算獲得須施加的溫度梯度為-235 ℃。以同樣的方法預測考慮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 ℃，使梁段前端點發(fā)生12.2 cm 垂向移位。該次整橋結構應力應變分析中，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 焊接熱效應影響模擬分析

利用Midas Civil 軟件，探討焊接熱效應對換板后斜索橋主梁應力應變、斜拉橋索力以及橋塔偏位的影響。

4.2.1 焊接熱效應對主梁的影響

（1）主梁線形影響分析。通過施加溫度梯度，可以觀測到斜拉橋主梁在縱橋向的移位變化，從而反映焊接熱效應對主梁剛度的影響。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)出良好的對稱性，表明焊接形變對梁的剛度影響不大，但在溫度梯度作用下，換板后主梁的垂向移位隨著梁長度變化而對應發(fā)生變化，且大部分位置的豎向移位有所增加。

（2）主梁應力影響分析。主梁上下緣的應力影響如圖1 所示，圖1（a）中換板前和換板后的主梁上緣應力分布顯示出很好的對稱性。在換板前，主梁上緣主要面臨壓應力，主塔位置發(fā)生移位主要來自橋塔的最大壓應力。中跨跨中主梁的上緣受拉應力，其最大值為15.2 MPa。換板后主梁上緣其應力狀態(tài)變化較大，主要承受的是拉應力。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，導致梁體由承壓狀態(tài)轉變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)。中跨跨中的梁上緣其拉應力最大，為43.3 MPa。但主塔區(qū)域仍處受壓狀態(tài)，因為主梁邊跨區(qū)域未對混凝土梁進行換板，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力影響

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

主梁換板前后應力差狀態(tài)分別如圖2 所示，圖線顯示，主梁下緣的應力影響大于上緣影響。換板前后，主梁下緣應力在0～95 MPa 之間變化，上緣應力在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)生最大應力差，最大相差量達到95 MPa，而中跨的主梁應力變化則相對比較均勻。

圖2 主梁換板前后應力差分別狀態(tài)

4.2.2 焊接熱效應對索力的影響

由于整橋對稱性，因此選擇1/4 橋對應的斜拉索長度進行索力影響分析，根據(jù)分析數(shù)據(jù)顯示，無論中跨還是邊跨，換板前后索力變化基本趨勢一致。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。因為溫度梯度影響，橋塔附近的索力降低明顯，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%?？傊瑴囟忍荻茸饔脤π崩魉髁τ绊懖幻黠@，無論增加還是降低，變化率均沒有超出50%，顯示了栓變焊方案的可行性。

4.2.3 焊接熱效應對橋塔偏位的影響

因為整橋對稱性，所以只選擇P2 主塔作為模擬分析對象，這里只列出塔頂、塔中、塔底部位相關模擬結果，P2 主塔各部位X、Y、Z方向的移位模擬結果如表1 所示。

表1 橋塔換板前后的移位模擬結果

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?？傮w看，焊接熱效應對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%，再度驗證了栓變焊設計方案的技術可行性。

5 結語

結合工程設計實例，進行了鋼箱梁銜接栓變焊維修設計方案研究。介紹了該鋼箱梁橋面板維修設計方案；介紹了為保證設計方案可行而進行的焊接熱效應有限元模擬分析結果。焊接熱效應對梁段和整體結構應力應變的影響分析顯示，該栓變焊設計方案具有技術可行性。但模擬分析也發(fā)現(xiàn)，該設計工況下，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)風險，這要求工程施工中加強這些部位的技術和安全監(jiān)控，確保在這些部位和作業(yè)環(huán)節(jié)不發(fā)生技術疏漏。