负荷钢桁桥节点连接加固设计方法研究

陈祖贺

[上海市政工程设计研究总院（集团）有限公司，上海市 200092]

0 引言

社会经济的发展，部分老桥通行能力逐渐不能满足需求，通过对老桥进行拓宽改造，增加通行能力，已经成为一种经济、有效的方法。对于钢桁桥来讲，结构加固主要包括杆身加固、节点连接加固两个方面。由于钢桥加固尚没有专门的规范，其加固理论及计算方法不明确，已有研究[1-3]对具体的计算方法多论述不足；在国内几座钢桁桥的大修中[4-7]，多为在完全卸载的情况下进行的更换加固，采用了“修旧如旧”的理念，以新铆钉更换原铆钉，保证连接件的刚度匹配；铁路钢桁桥的加固[8-9]多为负载下的振动加固，针对的是桥梁整体性加固；王元清[10-14]对工民建钢结构节点进行了较多研究，其中栓、焊混用连接加固研究较为充分，但其使用条件与桥梁运营环境有较大差别；《钢结构加固设计标准》[15]为工民建钢结构加固设计规范，内容详实，但该标准采用对钢材设计强度进行折减的方式考虑初始应力的影响，无法掌握加固件、原构件的最终受力情况，对节点连接的加固，其给出的加固方案与桥梁结构有较大差别，该标准应用在钢桥加固上尚应进行论证。目前对负荷钢桁桥节点连接加固设计计算研究相对较少，工程中容易因设计不规范导致安全事故，本文以松浦大桥大修工程为依托，围绕节点连接加固设计，以控制既有原构件满足现行规范要求为原则，在连接构造及计算方法等方面展开研究。

松浦大桥位于上海市松江区，建成于1976 年，是黄浦江上的第一座桥梁。原松浦大桥主桥为两联96 m+112 m 双层公铁两用连续铆接钢桁桥，上层双向两车道公路桥宽12 m，下层为单线铁路。随着附近铁路金山支线的建成，松浦大桥不再承担铁路营运职责。鉴于周边公路交通需求，对其进行改造、加固。总体方案为在维持两片主桁形式不变的条件下，上层由原双向2 车道拓宽为双向6 车道，桥面宽度由12 m拓宽为24.5 m，下层铁路桥改为人行道及非机动车道，桥面宽13 m，见图1。改造前后桥梁恒、活载有较大变化，总量增加31.5%，桥梁加固施工需在原位、负荷、不中断交通的条件下进行。根据桥梁改造方案，对原主桁构件进行验算，对不满足现行规范要求的杆件进行加固，需要加固的位置见图2，总体来讲，本桥加固工作量大、在维持交通不中断的条件下施工，难度较大[1]。

图1 松浦大桥改造前后横断面对比（单位：m）

图2 加固位置示意图

1 节点连接加固构造方案

对于铆接或栓接节点，为保证连接件刚度一致、受力协调，增加同类型的连接件数量为首选；为保证结构安全，负荷节点连接加固时，不宜过多拆除既有连接件，新增连接件没有理想的连接位置，选择合适的连接构造是确保加固方案合理、有效的前提。针对松浦大桥节点连接加固，本文给出四种构造方案，见表1。

表1 节点连接加固构造及应力云图

方案1，拆除原铆钉B，换成双剪面新铆钉、保留原铆钉A，通过盖板增加铆钉数量；方案2，保留所有原铆钉，通过扩大盖板延长节点范围；方案3，结合了方案一与方案二，拆除原铆钉B 并通过扩大盖板延长节点范围；方案4，保留所有原铆钉，通过扩大杆身加固件端头及盖板，延长节点范围。前三种方案杆身上的新铆钉同时连接着杆身加固件及原构件，不能控制加固件及原构件的内力分配，原铆钉与杆身原构件内力存在超过规定值的可能，适用于加固要求不高的位置。方案4，扩大杆身加固件端头，通过盖板直接连接杆身加固件与节点板，新铆钉连接杆身加固件，原铆钉连接杆身原构件，传力更明确。

通过有限元模型对上述4 个方案进行计算，仅为说明问题，模型简化为平面模型，包括一块节点板、杆身翼缘板、填板、盖板及铆钉。钢板均采用板单元模拟，铆钉采用直径26 mm 的梁单元模拟，抗弯刚度放大105 倍，以保证铆钉基本不产生弯曲变形；固定节点板水平及竖向自由边，钢板之间仅通过铆钉进行连接，忽略钢板之间的摩擦力；按照加固前、后两个阶段分别在杆端施加500 kN、2000 kN，合计2500 kN。

从表1 钢板应力云图可见，方案1 到方案4，节点板应力扩散逐步均匀（图中黄色区域逐渐减小），节点板受力改善程度逐步提高；从图3 铆钉平均剪力计算结果来看，方案2 原铆钉与新铆钉剪力差距最大，可见该构造对原铆钉加固效果最差、传力极为不畅；方案1、3、4，原铆钉剪力逐渐减小，新铆钉剪力逐渐增大，方案1、3 原铆钉内力均大于方案4，方案1 最大，原因在于拆除部分原铆钉，导致未拆除铆钉内力增加，因此连接负荷加固时应尽量减少原铆钉的拆除量。4 个方案虽然增加了相同数量的新铆钉，但受力分配却相差较大，从节点板应力云图及铆钉平均剪力来看，方案4 对改善节点板及原铆钉受力，均具有最优效果。

图3 连接加固后原铆钉及新铆钉剪力

2 节点连接加固计算方案

在进行计算方案介绍前，先对负荷钢桁桥的受力过程及内力分配情况进行简要介绍。钢桁桥负荷情况下进行加固，节点及杆身受力存在两个状态：加固前Ⅰ，加固件未安装，内力全部由原构件承担，此内力称为第一批内力SI；加固后Ⅱ，加固件安装完成，结构增加的内力由加固件、原构件承担，此内力称为第二批内力SII=SIIO+SIIn，加固杆身的内力S=SI+SII。原构件承担的内力包括全部第一批内力SI和第二批内力中分配到原构件的部分内力SIIO，加固件只承担第二批内力分配的部分内力SIIn，加固件、原构件内力分别为Sn=SIIn、SO=SI+SIIO。

节点连接加固与对应杆身加固一般会同时发生，加固计算应结合所选择的连接构造，并考虑连接对杆身构件的支撑刚度，避免杆身加固件、原构件内力在杆端发生重分布，导致对安全不利的情况出现。松浦大桥主桁节点连接加固设计时，基于连接加固构造方案4，提出了3 种铆钉连接加固计算方法，并进行了分析比较。

方案1，按照节点连接内力及铆钉承载力进行设计。该方法只考虑铆钉受力，直接增加铆钉数量来加强节点连接，因负荷加固，原铆钉承担了两个批次的内力，通过控制原铆钉的内力，确定所需增加铆钉的数量。详细计算流程见图4。

图4 节点连接加固计算方案1

方案2，按杆身的承载力进行等强设计。松浦大桥前身为公、铁两用钢桁桥，节点连接多数与杆身等强，节点连接与杆身加固仍可以采用等强原则设计，详细计算如下：

式中：n 为节点连接加固后铆钉群的铆钉总量；no为加固节点原铆钉群铆钉总量；nn为加固节点新增铆钉总量，nn= Rn/Rm；Rn为杆身加固件承载力；Rm为单个新铆钉的承载力。

上述两种方法仅考虑了铆钉受力，但均没有考虑加固后节点连接与杆身构件的传力问题，若连接对杆身加固件支撑刚度不足，杆身加固件、原构件内力在杆端会发生重分布，加固件内力向原构件转移。从解决上述问题出发，提出方案3。

方案3，按照杆身加固件实际内力及原铆钉第二批内力（与新铆钉内力相等）进行设计。该方案按照原铆钉仅传递杆身原构件内力、新铆钉仅传递杆身加固件内力的思路进行设计，通过杆身加固件内力及原铆钉第二批内力来确定新铆钉的数量。为避免新铆钉的内力传递到杆身原构件上，新铆钉与原铆钉对杆身加固件、原构件的支撑刚度比应与杆身构件之间的刚度比相等。详细计算流程见图5。

图5 节点连接加固计算方案3

3 算例分析

按照上述三种计算方案，选择典型加固节点A15（A15E16 侧） 进行说明。本桥原主桁钢材为16Mnq，现场取材试验分析评定其性能满足Q345qD的要求，A15E16 杆身为焊接工字形断面，断面宽720 mm，翼缘680 mm×24 mm，腹板厚16 mm；加固方案为在翼缘板上栓接680 mm×20 mm 的钢板，对称加固，端头扩大为1160 mm×20 mm 以与节点板连接，钢材为Q345qD；节点采用铆钉加固，铆钉直径为25 mm，孔径26 mm，根据《公路钢结构桥梁设计规范》按照II 类孔计算单个铆钉的抗剪承载力为71.7 kN，构造见图6。各方案计算过程及结果见表2～表4。

表2 节点连接加固计算方案1

图6 A15 节点连接加固构造示意图

从表2、表3 及表4 计算结果可见，方案3 所需新铆钉的数量最多，其次是方案2，最少的是方案1。

表3 节点连接加固计算方案2

表4 节点连接加固计算方案3

对于方案2 与方案3，假设杆身加固件承载力为F，铆钉承载力为f，杆身加固件内力设计值为aF，新铆钉内力设计值为bf，a、b 代表各自承载力的发挥水平。那么，方案2 中铆钉数量为n2=F / f，方案3 中新增铆钉数量为n3=aF / bf=a / b·n2，方案3 与方案2新铆钉数量的多少取决于a / b 的值。就松浦大桥大修工程来讲值基本在0.6 左右，b 值基本在0.5 左右，所以方案3 的铆钉数量略大于方案2。方案3，杆身加固件与原构件刚度比（面积比）约为0.63，新铆钉与原铆钉的刚度比（数量比）约为0.61，两者相近，符合设计要求。

4 成桥试验校正

松浦大桥大修工程A15 节点连接加固采用构造方案4、计算采用方案3，施工完成后进行了主桥成桥试验，取A15 节点的试验数据，对设计进行校正。A15 节点的应变片布设考虑了4 条传力路径，分别测量记录节点及杆身加固件、原构件的数据，应变片布设及路径示意见图7。

图7 A15 节点应变片布置方案

为方便归纳总结，在数据处理时将路径1、4 和路径2、3 在同一断面上的数据进行合并，统一用断面位置进行表示。从断面1 到断面2，新板尺寸由680 mm×20 mm 变为1160 mm×20 mm，因内力向两侧扩散，应力从23.9 MPa 减小到13.1 MPa，但断面2 应力非均匀分布，按应力平均值计算断面轴力近似为257.4 kN，详细结果见表5。

表5 成桥试验结果

从表5 可以得到以下几条信息：断面1 新板应力为23.9 MPa，老板应力为24.1 MPa，二者几乎相等，说明加固后杆身受力协调，可以共同受力；断面1、断面2 轴力合计分别为718.4 kN、729.2 kN，两者几乎相等，说明传力路径2、3 有效；断面2、断面3基本在盖板铆钉群的中间，轴力分别为151.9 kN 及174.5 kN，相差15%左右，考虑测点位置存在差异，可认为两者轴力相同，路径1、4 传力有效；该轴力与新板断面1 轴力比值分别为47%、54%，理论上盖板铆钉群中间位置应传递新板轴力50%，实测值与理论值基本相等，说明该连接构造可以完全传递杆身新板的轴力，与设计假定相符；从断面1 到断面2，老板轴力从393.3 kN 减小为319.9 kN，主要原因是新板在断面2 处尺寸增大，加固效果增强，同时也说明新铆钉对新板的支撑刚度与设计假定相符。

总体来看，该节点加固设计，兼顾了节点连接加固与杆身加固，保证杆身加固件内力顺畅的传递到了节点区、在杆端没有向杆身原构件重分布，铆钉受力符合预期规律，较好的实现了设计意图。

5 结 论

本文首先对4 种节点连接加固构造方案进行了分析，然后基于构造方案4，对三种节点连接加固计算方法进行了比较，并对计算方案3 进行了重点分析，最后通过成桥试验数据对方案3 进行了校正，说明了其有效性。通过上述研究，可得出以下几点结论：

（1）负荷节点连接加固应尽量不拆除既有连接件，否则会引起未拆除连接件内力的增大，导致加固量的增加。

（2）节点连接的加固应综合考虑连接及杆身受力，并考虑与杆身的连接构造。

（3）节点连接加固计算时，新连接件应对杆身加固件提供足够的支撑刚度，避免在杆端杆身加固件因支撑刚度不足，内力向原构件转移。

（4）按照等强原则及考虑支撑刚度的方案3 计算的新增铆钉数量相差不大，可通过新铆钉及加固件承载力的发挥水平，按照本文分析方法进行确定。但无论采用哪一种计算方法，都应保证节点连接对杆身各构件具有匹配的支撑刚度。