董海蛟

（河北港口集團(tuán)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(jī)門座架和卷揚(yáng)機(jī)房平臺之間的連接方式為高強(qiáng)螺栓連接板連接。由于卷揚(yáng)機(jī)房運(yùn)轉(zhuǎn)產(chǎn)生的振動(dòng)使高強(qiáng)螺栓發(fā)生松動(dòng)，連接板摩擦副逐漸失效并發(fā)生滑移，卷揚(yáng)機(jī)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(qiáng)螺栓摩擦型連接進(jìn)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(dòng)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(qiáng)螺栓斷裂后不能簡單的通過補(bǔ)充新螺栓達(dá)到修復(fù)目的。某一條螺栓斷裂后其周邊的螺栓會負(fù)擔(dān)更大的載荷，新補(bǔ)充的螺栓無法在第一時(shí)間負(fù)擔(dān)起相應(yīng)的載荷，只有待其周邊的螺栓出現(xiàn)松動(dòng)或者斷裂時(shí)其才開始負(fù)擔(dān)相應(yīng)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(jìn)一步失效。

1 連接板優(yōu)化方案及卷揚(yáng)機(jī)房頂升方案

為解決連接板摩擦副失效給人員設(shè)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(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，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(qiáng)螺栓的數(shù)量，同時(shí)將連高強(qiáng)接螺栓由8.8 級提升為10.9級。重新對優(yōu)化后的高強(qiáng)螺栓受力狀況進(jìn)行校核。將卷揚(yáng)機(jī)房平臺通過工藝頂升墊架予以卸載，在無應(yīng)力狀態(tài)下整體更換高強(qiáng)螺栓及連接板，保證新更換的連接板及高強(qiáng)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(qiáng)螺栓，圖中長方形虛線框內(nèi)的螺栓即為新增加的高強(qiáng)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(qiáng)螺栓，并把高強(qiáng)螺栓布置在距離連接板形心遠(yuǎn)端位置，圖中長方形虛線框內(nèi)的螺栓即為新增加的高強(qiáng)螺栓。

圖2 新連接板腹板結(jié)構(gòu)（實(shí)際安裝方向?yàn)榇怪狈较颍?/p>

對卷揚(yáng)機(jī)房進(jìn)行頂升，保證連接板更換過程完全在無應(yīng)力的狀況下進(jìn)行，當(dāng)頂升墊架移除時(shí)，箱型梁四周連接板同時(shí)加載，達(dá)到均勻受力的狀態(tài)，機(jī)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(qiáng)螺栓強(qiáng)度校核

2.1 連接板螺栓受力分析

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

圖4 梁受力分析示意

經(jīng)過計(jì)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(jī)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(yáng)機(jī)房重力×卷揚(yáng)機(jī)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(jì)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(jì)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(jìn)行計(jì)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(jì)算得Mf=1 465 418 kN·mm。

式中 Mg——彎矩Mz在蓋板上的分配值

計(jì)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?yàn)榱旱母拱暹B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(jì)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(jì)算扭矩Mx給予蓋板及腹板螺栓的力：

因?yàn)樵摿旱谋诤癯叽缦鄬τ诹簷M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(jìn)行計(jì)算，薄壁桿件橫截面上因扭轉(zhuǎn)產(chǎn)生的剪應(yīng)力可按照式（4）計(jì)算[4]：

式中 τ——梁受扭時(shí)橫截面上的應(yīng)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(jì)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(jì)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(qiáng)度校核

根據(jù)GB 50017—2003 查得10.9 高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力P=225 kN，高強(qiáng)螺栓摩擦型連接中，每條高強(qiáng)螺栓的承載力設(shè)計(jì)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(qiáng)螺栓預(yù)拉力

2.3 疲勞強(qiáng)度校核

由于螺栓僅存在預(yù)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(qiáng)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(shè)計(jì)的63%和90%相比，依然優(yōu)于原設(shè)計(jì)方案的螺栓載荷利用率。新連接板高強(qiáng)螺栓數(shù)量增加，強(qiáng)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(qiáng)螺栓不宜采用全螺紋形式，即剪切面內(nèi)不應(yīng)留有螺紋，以免出現(xiàn)應(yīng)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(qiáng)度校核時(shí)應(yīng)選擇內(nèi)側(cè)腹板的螺栓進(jìn)行校核。