大跨度吊車梁托柱支承屋蓋系統的破壞機理分析

劉 俊，王建強，范 力，莊繼勇，陳思雨，羅 崢，李 想

(1.西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055；2.寶武裝備智能科技有限公司，上海 201900；3.西安建筑科大工程技術有限公司，陜西 西安 710055)

吊車梁設計時，需同時考慮承載能力極限狀態和正常使用極限狀態，承載能力采用應力比進行控制；正常使用時，為避免因吊車梁豎向變形過大，導致吊車出現上坡難行駛、下坡難制動及波動前進等情況，設計規定了對于撓度的限值.如果僅通過增加豎向剛度來保證其撓度不超限，結構設計的經濟性難以保證，這就要求控制容許撓度在一個合理的范圍[1].GBJ17—88《鋼結構設計規范》中，按兩臺重級工作制橋式吊車組合計算吊車梁撓度，容許撓度[v]=1/750；在此基礎上，GB50017—2003《鋼結構設計規范》規定，按作用在跨內荷載效應最大的一臺吊車確定吊車梁撓度，容許撓度[v]=1/1 200；謝津成等人[2]調研發現在強度滿足經濟高跨比的前提下，1/1 200的撓度容許值偏于嚴格.GB50017—2017《鋼結構設計標準》[3]將這一容許值放寬至[v]=1/1 000，但上述規范均未對吊車梁的絕對變形量值加以限制.這就造成對于因生產工藝需求而必須在抽柱區域采用的大跨度吊車梁，即使撓度驗算未超過規范限值，但在天車荷載作用下存在絕對豎向變形量較大的問題.以30～40 m跨度吊車梁為例，滿足規范1/1 000限值時，最大絕對變形量可達20 mm以上，相應的位移力不可忽視.

考慮經濟性等因素，部分廠房不在抽柱區域設置大跨度托梁支承屋架，而是在此區域同列不同跨的兩根吊車梁上設置橫梁支承上柱，形成梁托柱節點.天車運行時，尤其是相鄰兩跨天車非同步運行在該柱間時，支承橫梁兩端吊車梁會產生較大變形差[4-5].針對現有的設計方案，支承橫梁兩端節點焊縫在天車長期往復荷載作用下，將出現疲勞開裂[6]，導致梁托柱節點失效，屋蓋系統內力重新分布，會使屋蓋系統具有連續倒塌的風險[7-8]，造成重大事故.

為揭示大跨度吊車梁兼上柱托梁設計方案的安全隱患，為相關工程分析提供技術指導，本文以某設置大跨度吊車梁托柱節點的廠房為例，建立了廠房整體結構有限元模型，分析了上柱失效后的屋蓋系統豎向變形和梁柱內力重分布情況；并建立了梁托柱節點的精細化實體模型，進一步分析節點失效原因，找出了避免類似設計的廠房發生屋蓋系統連續倒塌的關鍵構件，給出了梁托柱節點抗倒塌設計的經濟做法，并提出吊車梁相關設計建議.

1 案例概述

1.1 工程概況

某軋鋼廠平面布置見圖1，為鋼排架結構廠房，基本柱距為15 m、18 m、18.5 m、21 m四種，因該工廠生產的特殊板材長度均在50 m以上，為滿足生產需求，部分區域抽柱，抽柱區域跨度有39 m、57.5 m、48 m三種.

圖1 廠房局部平面圖

因跨度較大，如采用常規的屋面托架支承屋架做法，則托架高度較大，廠房凈空受限，柱截面尺寸也需相應增大，經濟性與適用性均難以保證.用抽柱區域的吊車梁設置梁托柱節點，則可避免上述限制，但因吊車梁承擔往復荷載，且屬于允許變形構件，如不考慮疲勞及變形帶來的影響，則容易發生因節點失效帶來的連續倒塌安全隱患.吊車梁托柱節點，上柱落于兩列吊車梁間的支承橫梁上(BT-1)，支承橫梁兩端與吊車梁加勁板間采用角焊縫圍焊和普通螺栓混合連接，節點做法見圖2.吊車梁主材采用日本進口SM490C鋼材，支承橫梁等采用Q235B鋼材.

圖2 吊車梁間支承橫梁及其連接節點圖

1.2 工程現場變形損傷實測

現場例行巡檢時發現B軸線多根上柱柱腳節點失效，以抽柱區域跨度最大的25～28軸間(57.5 m)例(見圖3)，吊車梁上承的3根鋼上柱柱腳下陷，上柱柱間支撐嚴重彎曲失穩(見圖4)、吊車梁走道板局部下陷.切割走道板后，發現上柱底部支承梁的兩側連接節點處均已失效(見圖5)，其中BD側梁端與節點板間焊縫完全拉脫，橫梁向下掉落距離超過200 mm；BA側節點板與吊車梁加勁板間的上部角焊縫完全失效，間隙超過20 mm，下部角焊縫已經出現裂縫，裂縫處金屬光澤明顯.

圖3 B列/25～28軸間設置梁托柱節點的吊車梁全景

圖4 B列/25～26軸間上柱柱間支撐屈曲變形

圖5 支承橫梁節點處焊縫開裂失效

2 整體結構仿真分析

針對工程現場巡檢中出現的廠房安全隱患問題，采用通用有限元軟件SAP2000對廠房進行整體建模，通過仿真分析得到結構層面、構件層面的內力及變形情況，以進一步明確廠房的安全隱患，為結構加固及防止損傷擴大提供思路.著重對本次重點檢測的吊車梁、支承橫梁、上柱及屋蓋系統等構件進行分析，以期達到如下目的：

(1)明確破壞發生的順序，判斷梁托柱節點失效與上柱支承失效的先后關系；

(2)計算橫梁BT-1區域的內力，分析造成節點破壞的真實原因；

(3)分析局部構件失效后，周邊構件的應力重分布情況，找出可能造成連續倒塌的關鍵構件，并預測連續倒塌可能發生的部位.

2.1 有限元模型

廠房結構的三維模型見圖6，排架柱、吊車梁、支撐等桿系構件均采用梁單元，吊車梁與格構式下柱間的連接采用link單元[9].柱間支撐、檁條、屋蓋支撐、拉條兩端按照鉸接考慮；支承橫梁兩端與吊車梁連接以及上柱與支承橫梁間采用鉸接約束，因采用角焊縫圍焊，還需約束轉動自由度，下柱柱底采用固接約束[10].

圖6 廠房結構三維模型

2.2 荷載與荷載組合

荷載取值主要包括：(1)屋面恒荷載：統計結構材料的自重，取值為0.15 kN/m2，以檁條上線荷載方式施加；(2)屋面活荷載：按照竣工圖取值為0.5 kN/m2，以檁條上線荷載方式施加；(3)吊車荷載：參照B軸上柱失效特點，選擇在B列25～28軸間(57.5 m跨度)吊車梁上施加吊車荷載.AB跨和DB跨天車主鉤下方均設置有長度大于40 m的桁架式吸盤，不存在兩臺天車運行至同一跨間的情況，因此該兩跨25～28軸間吊車梁均只需考慮一臺吊車荷載.輪壓數值、輪壓位置按照該軸間吊車梁產生最大彎矩的位置定位.

荷載組合主要考慮：(1)標準組合，主要用以計算吊車梁、橫梁BT-1的變形量；(2)設計組合，主要用來計算吊車梁、橫梁BT-1的內力值，分析桿件的應力水平；(3)倒塌分析組合，參考《建筑結構抗倒塌設計規范》[7](CECS392：2014)中公式6.28-2災變狀態下作用效應組合公式.《建筑結構荷載規范》[11](GB50009—2012)中的表5.3.1推薦屋面活荷載準永久值系數為0.5；該廠房屋面無積灰、無其它明顯活荷載，且受荷面積較大，如完全按照規范取值，后續分析將會失真，因此結合實際情況，倒塌分析時準永久值系數按照0.0取值，即不考慮屋面活荷載.

2.3 上柱失效后的結構連續倒塌分析

現場檢測發現，B列25-28軸間3根上柱柱腳下陷明顯、喪失承載能力，屋蓋在該列失去支承點，造成廠房屋蓋部分發生大幅度下撓.根據現場統計情況，設定B軸/25～28軸間吊車梁間的下支承橫梁CP-1、CP-2和CP-3依次失效，如圖7所示.

圖7 B軸/25～28軸間扁擔梁及轉換柱

倒塌分析采用拆除構件法，即假定三根上柱依次失效、退出承重系統.整體結構在豎向荷載作用(繼承第一步的變形和內力)的基礎上，采用生死單元法依次取消CP-1、CP-2和CP-3等上柱(順序根據橫梁BT-1受荷面積決定)，共計三步，每步積分時長1 s，步長0.1 s，進行倒塌仿真過程模擬.相關模擬過程的分析結果如下：

(1)施加重力荷載后依次拆除CP-1、CP-2和CP-3，上柱支承拆除前后的整體屋蓋豎向變形云圖對比可分別見如圖8與圖9所示.屋蓋發生顯著的豎向位移，其中B軸發生最大豎向變形，相比原完好結構最大變形值增加約6倍，變形達到-468 mm.A～D軸總寬度為75 m，計算撓度跨比為1/168，超過限值要求.而屋蓋的縱向(X向)、橫向(Y向)水平位移變化不明顯，未超過限值.

圖8 上柱支承完好時豎向位移云圖(mm)

圖9 CP-1～3上柱支承全部拆除后豎向位移云圖(mm)

(2)變形較大區域的屋蓋應力分析對比如圖10所示.B軸上柱退出工作后，A～D軸區間的26、27軸屋面主梁應力明顯增大，主梁正應力S11最大值從40 MPa增加至230 MPa，增加約5倍.該區域出現內力重分布，原作為抗側構件的柱間支撐承擔了部分原鋼柱承擔的豎向荷載，應力明顯增加.現場調查發現該處上柱柱間支撐出現嚴重的平面外屈曲變形.原本由B列上柱支承的重力荷載同時也大部分傳遞至相鄰的A列和D列柱，造成25～28軸對應的A和D列上柱應力值明顯增加，如A列柱上柱從45 MPa增至240 MPa.

圖10 25～28軸間區域梁柱部分應力云圖對比 (MPa)

整體模型受力分析表明：當B列25～28軸間大跨度吊車梁支承的上柱失效后，B列處屋面主梁的豎向位移顯著增大，相鄰的A列、D列上柱應力值也增加明顯，上述變化均可能引起屋面整體垮塌.

2.4 整體模型中支承橫梁構件分析

因B列25～28軸間上柱已經失效，梁托柱節點破壞明顯，故對此區域支承橫梁BT-1的內力進行重點分析，采用荷載設計組合對B軸25～28軸間的支承橫梁進行剪力計算，見表1.不同設計組合下的剪力相差很小，說明吊車運行(或單側運行)對支承橫梁剪力影響很小，剪力主要由屋蓋系統的恒、活載產生.支承橫梁與吊車梁間的焊縫強度滿足要求，說明節點焊縫開裂并非由承載能力不足引起.

表1 支承橫梁梁端剪力最大值/kN

吊車梁雖然制作時會考慮起拱，但由于其跨度大，荷載施加后跨中絕對撓度仍然較大.B軸25～28軸間吊車梁跨度為57.5 m，在BD跨，將吊車荷載分別施加在最不利位置時，得BD跨吊車梁的撓度為27.4 mm；AB跨吊車梁的撓度為22.8 mm.現場采用三維掃描技術測試和數字重構技術測試得到的BD跨25～28軸間吊車梁本體豎向最大位移為25 mm，與該仿真模擬偏差為8.76%，偏差在10%以內，偏差原因可能為：有限元分析采用吊車最大輪壓出現在最不利位置得出吊車梁撓度，實際中吊車可能并未達到最大輪壓.通過有限元仿真結果與現場三維掃描結果對比，印證了有限元模型的準確.

支承橫梁大致位于吊車梁的四等分位置，BD跨、AB跨天車單獨運行在25～28軸間吊車梁的概率，要遠大于雙側同時運行的概率.單側運行天車會在支承橫梁兩端部產生較大變形差(見表2).

表2 支承橫梁兩端豎向變形

在標準組合2時，支承橫梁兩端最大豎向變形差達到30.90 mm，梁計算跨度為3 000 mm，因此支承橫梁轉角為1/97；標準組合3時，支承橫梁最大豎向變形差為25.82 mm，轉角為1/116.說明吊車荷載單側作用時，支承橫梁發生了明顯的轉動變形，較大的轉角變形導致節點處焊縫易出現開裂.

根據整體有限元模型分析結果，得出了如下結論：

(1)破壞首先發生在梁托柱節點，AB跨、BD跨僅有一側吊車作用時，雖吊車梁撓度滿足規范限值，但支承橫梁BT-1與兩側吊車梁間存在較大的變形差與轉角變形.橫梁與兩側吊車梁間采用角焊縫限制轉動，變形易造成焊縫破壞；

(2)梁托柱節點破壞后，上柱下沉，隨之喪失原有承載力，并造成結構內力重分布，周邊屋面主梁位移及應力增大約6倍，撓度超限；相鄰列上柱應力增大約5.3倍.超出一般設計保留的富裕度，屋面連續倒塌的風險很大.

3 梁托柱節點有限元分析

根據上節分析，吊車梁跨度較大，吊車荷載導致梁產生較大撓度，支承橫梁兩端會發生明顯豎向位移差，梁端節點產生較大轉動.根據現場檢測結果，梁托柱節點處的橫梁、吊車梁本體并未產生裂縫，僅是焊縫脫開造成節點失效，本節將進一步建立梁托柱節點的細部模型，明確梁端轉角及吊車往復荷載對節點焊縫的影響.

3.1 有限元模型

采用有限元分析軟件ABAQUS對梁托柱節點進行精細化建模(圖11).原設計螺栓均為普通螺栓，且焊縫拉裂前，受吊車往復作用影響，大部分螺栓已脫落或松動；因此建模時不考慮螺栓作用，僅考慮角焊縫的連接作用，考慮螺栓孔洞對板件的削弱作用.吊車梁截取梁托柱節點區域梁段，建立3 000 mm長的單元段，單元段兩側施加固定約束，吊車梁加勁肋與連接板、連接板與支承橫梁腹板間的焊縫均按照12 mm直角三角形建立實體模型，焊縫與連接板、橫梁腹板連接面分別采用tie約束綁定[12].焊接接頭的幾何不連續性導致其存在應力集中現象，而應力集中是導致疲勞破壞的關鍵因素[13-14]，故節點模型建立焊縫區域，焊縫采用實體單元，網格劃分細度5 mm.鋼材、焊縫材料采用理想彈塑性本構，鋼材屈服強度為235 MPa，焊縫屈服強度為430 MPa.

取橫梁端部變形最大的標準組合2，對節點模型施加從整體建模結果得出的上柱底部反力和梁端變形差：①對支承橫梁施加柱底豎向軸力832 kN；②對支承橫梁BD跨一側施加豎向位移30.90 mm.

3.2 梁托柱節點實體模型分析

分析步1：施加支承橫梁跨中豎向荷載，在支承橫梁跨中頂部施加豎向荷載832 kN，模型的應力云圖如圖12，吊車梁側勁板、連接板和支承橫梁的應力均小于235 MPa，未達及Q235級鋼材屈服強度；焊縫的應力在上下端部區域較大，但均小于430 MPa的焊條強度.由分析可知，在豎向荷載作用下，支承橫梁構件及其連接節點的母材、焊縫均滿足強度要求.支承橫梁兩端與吊車梁連接部位未見明顯應力集中現象，支承橫梁自身的豎向位移最大值為3.5 mm，撓跨比為1/857，自身剛度滿足要求.

圖12 模型施加豎向荷載時應力云圖(MPa)

分析步2：在分析步1的基礎上施加豎向變形，按照整體模型分析結果，對支承橫梁的BD跨端施加30.9 mm豎向位移差，模型位移云圖如圖13.

圖13 模型單側吊車梁施加豎向位移云圖

施加豎向位移后，施加位移側的橫梁與連接板連接部位，出現了上大下小的應力集中區域，支承橫梁端部切角區域也出現了應力集中現象.固定側的橫梁與連接板連接區域、連接板與吊車梁加勁肋下部，均出現了應力集中區域，應力云圖見圖14.

圖14 支承橫梁端部連接區域應力云圖(MPa)

固定側與施加位移側的焊縫應力增大明顯，焊縫雖未超過屈服強度，但已經出現了大面積的應力集中現象，且應力已經接近屈服強度.隨著位移的分步加載，施加位移側焊縫上應力集中區域擴大速度：橫梁與連接板焊縫大于連接板與吊車梁連接焊縫，見圖15，現場節點施加位移側焊縫實際破壞亦為連接板與橫梁連接焊縫脫開.固定側焊縫上應力集中區域擴大速度：連接板與吊車梁連接焊縫大于橫梁與連接板焊縫，見圖16.有限元模擬的橫梁兩端焊縫破壞位置及形式均與現場實際情況一致，見圖5.

圖15 不同位移步下施加位移側梁端焊縫應力集中區域

3.3 支承橫梁端部節點開裂分析

按照最不利荷載分析，豎向荷載作用下57.5 m跨吊車梁間支承橫梁的強度、剛度均能滿足要求；施加吊車運行造成的30.9 mm兩側吊車梁豎向位移差后，梁托柱節點處的母材、焊縫應力水平(應力幅值)增大，均出現應力集中現象.

現場對AB跨和BD跨的21～30軸間吊車梁進行24小時使用頻次測試(圖17、圖18)，以圖17為例，AB跨的25～28軸間吊車梁，天車運行次數大于250次，且使用總時長約為2 h，說明單位時間內該區域的生產頻率較高，對應吊車梁年應力循環約9.0×104次；BD跨的25～28軸間吊車梁疲勞循環次數也較大.

圖18 BD跨吊車梁 24 小時使用頻度數據

因此，在跨度大、天車運行頻次較高的B軸/25～28軸間吊車梁的梁托柱節點，往復荷載造成的應力集中驅動焊縫上必然存在的微小裂紋不斷擴展，發展成宏觀裂紋，裂紋繼續擴展，最終導致焊縫疲勞破壞、節點失效[15-17].橫梁及吊車梁加勁肋雖然也出現了應力集中區域，但因為應力和內部微觀結構更為復雜的焊縫區域首先破壞，釋放了應力，故實際破壞形式表現為焊縫在應力集中及往復荷載下的疲勞破壞.

4 避免結構連續倒塌的處理思路

根據第2節的分析結果，此種設有梁托柱節點的廠房存在連續倒塌風險，規范給出的抗連續倒塌設計較為經濟可行的方法可概括為以下兩種：(1)拆除構件法：旨在分析部分構件失效后結構的響應，按照關鍵構件已經失效來加強受影響區的其余構件；(2)關鍵構件法：旨在通過加強局部關鍵構件來避免結構主要構件發生破壞[18-19].如果能準確找出局部關鍵構件，并確定造成連續倒塌的極限荷載，方法(2)的經濟性遠要優于方法(1).

故在類似廠房抗連續倒塌設計時，應通過整體及節點建模分析，分別尋找關鍵構件及關鍵部位，針對新建及已建結構分別采取相應措施.對于新建結構，建議針對關鍵節點進行截面優化，減小相對變形量及應變峰值.針對已建服役結構，建議采用加固措施增加相應節點及部位的剛度及強度.

5 結論

本文對某設有大跨度梁托柱節點的廠房結構做了上柱失效后的連續倒塌分析，并對失效的梁托柱節點進行了有限元分析，得出以下結論：

(1)采用大跨度吊車梁支承上柱做法的廠房抗連續倒塌的關鍵節點為梁托柱節點，對此節點進行加強即可較好地解決屋蓋系統連續倒塌問題.造成節點破壞的原因為：吊車往復荷載及應力集中下，節點橫梁與吊車梁焊縫疲勞開裂.因焊接接頭在動載荷作用下的敏感性，設計及使用時需關注其疲勞破壞的可能；

(2)吊車運行使吊車梁產生往復變化的跨中變形量，在梁托柱節點橫梁兩端形成較大且往復變化的轉角及變形差，我國的規范對吊車梁正常使用極限狀態的設計，僅通過撓度加以限制，但并未限制絕對變形量，隨著大跨度吊車梁的投入使用，絕對變形量應引起重視，特別是在吊車梁兼具其他功能時；

(3)采用有限元軟件，根據合理的計算假定和明確的邊界條件，可以較為精準地分析節點失效引起的大型結構體系的變形和應力分布，為實際工程提供技術支撐.