大跨度吊車梁托柱支承屋蓋系統(tǒng)的破壞機(jī)理分析

劉 俊，王建強(qiáng)，范 力，莊繼勇，陳思雨，羅 崢，李 想

(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)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(shù)有限公司，陜西 西安 710055)

吊車梁設(shè)計(jì)時(shí)，需同時(shí)考慮承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)，承載能力采用應(yīng)力比進(jìn)行控制；正常使用時(shí)，為避免因吊車梁豎向變形過大，導(dǎo)致吊車出現(xiàn)上坡難行駛、下坡難制動(dòng)及波動(dòng)前進(jìn)等情況，設(shè)計(jì)規(guī)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(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的經(jīng)濟(jì)性難以保證，這就要求控制容許撓度在一個(gè)合理的范圍[1].GBJ17—88《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中，按兩臺重級工作制橋式吊車組合計(jì)算吊車梁撓度，容許撓度[v]=1/750；在此基礎(chǔ)上，GB50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定，按作用在跨內(nèi)荷載效應(yīng)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(diào)研發(fā)現(xiàn)在強(qiáng)度滿足經(jīng)濟(jì)高跨比的前提下，1/1 200的撓度容許值偏于嚴(yán)格.GB50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[3]將這一容許值放寬至[v]=1/1 000，但上述規(guī)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(chǎn)工藝需求而必須在抽柱區(qū)域采用的大跨度吊車梁，即使撓度驗(yàn)算未超過規(guī)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(guī)范1/1 000限值時(shí)，最大絕對變形量可達(dá)20 mm以上，相應(yīng)的位移力不可忽視.

考慮經(jīng)濟(jì)性等因素，部分廠房不在抽柱區(qū)域設(shè)置大跨度托梁支承屋架，而是在此區(qū)域同列不同跨的兩根吊車梁上設(shè)置橫梁支承上柱，形成梁托柱節(jié)點(diǎn).天車運(yùn)行時(shí)，尤其是相鄰兩跨天車非同步運(yùn)行在該柱間時(shí)，支承橫梁兩端吊車梁會(huì)產(chǎn)生較大變形差[4-5].針對現(xiàn)有的設(shè)計(jì)方案，支承橫梁兩端節(jié)點(diǎn)焊縫在天車長期往復(fù)荷載作用下，將出現(xiàn)疲勞開裂[6]，導(dǎo)致梁托柱節(jié)點(diǎn)失效，屋蓋系統(tǒng)內(nèi)力重新分布，會(huì)使屋蓋系統(tǒng)具有連續(xù)倒塌的風(fēng)險(xiǎn)[7-8]，造成重大事故.

為揭示大跨度吊車梁兼上柱托梁設(shè)計(jì)方案的安全隱患，為相關(guān)工程分析提供技術(shù)指導(dǎo)，本文以某設(shè)置大跨度吊車梁托柱節(jié)點(diǎn)的廠房為例，建立了廠房整體結(jié)構(gòu)有限元模型，分析了上柱失效后的屋蓋系統(tǒng)豎向變形和梁柱內(nèi)力重分布情況；并建立了梁托柱節(jié)點(diǎn)的精細(xì)化實(shí)體模型，進(jìn)一步分析節(jié)點(diǎn)失效原因，找出了避免類似設(shè)計(jì)的廠房發(fā)生屋蓋系統(tǒng)連續(xù)倒塌的關(guān)鍵構(gòu)件，給出了梁托柱節(jié)點(diǎn)抗倒塌設(shè)計(jì)的經(jīng)濟(jì)做法，并提出吊車梁相關(guān)設(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)廠房，基本柱距為15 m、18 m、18.5 m、21 m四種，因該工廠生產(chǎn)的特殊板材長度均在50 m以上，為滿足生產(chǎn)需求，部分區(qū)域抽柱，抽柱區(qū)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(guī)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(yīng)增大，經(jīng)濟(jì)性與適用性均難以保證.用抽柱區(qū)域的吊車梁設(shè)置梁托柱節(jié)點(diǎn)，則可避免上述限制，但因吊車梁承擔(dān)往復(fù)荷載，且屬于允許變形構(gòu)件，如不考慮疲勞及變形帶來的影響，則容易發(fā)生因節(jié)點(diǎn)失效帶來的連續(xù)倒塌安全隱患.吊車梁托柱節(jié)點(diǎn)，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(jié)點(diǎn)做法見圖2.吊車梁主材采用日本進(jìn)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(jié)點(diǎn)圖

1.2 工程現(xiàn)場變形損傷實(shí)測

現(xiàn)場例行巡檢時(shí)發(fā)現(xiàn)B軸線多根上柱柱腳節(jié)點(diǎn)失效，以抽柱區(qū)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(yán)重彎曲失穩(wěn)(見圖4)、吊車梁走道板局部下陷.切割走道板后，發(fā)現(xiàn)上柱底部支承梁的兩側(cè)連接節(jié)點(diǎn)處均已失效(見圖5)，其中BD側(cè)梁端與節(jié)點(diǎn)板間焊縫完全拉脫，橫梁向下掉落距離超過200 mm；BA側(cè)節(jié)點(diǎn)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(jīng)出現(xiàn)裂縫，裂縫處金屬光澤明顯.

圖3 B列/25～28軸間設(shè)置梁托柱節(jié)點(diǎn)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(jié)點(diǎn)處焊縫開裂失效

2 整體結(jié)構(gòu)仿真分析

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

(1)明確破壞發(fā)生的順序，判斷梁托柱節(jié)點(diǎn)失效與上柱支承失效的先后關(guān)系；

(2)計(jì)算橫梁BT-1區(qū)域的內(nèi)力，分析造成節(jié)點(diǎn)破壞的真實(shí)原因；

(3)分析局部構(gòu)件失效后，周邊構(gòu)件的應(yīng)力重分布情況，找出可能造成連續(xù)倒塌的關(guān)鍵構(gòu)件，并預(yù)測連續(xù)倒塌可能發(fā)生的部位.

2.1 有限元模型

廠房結(jié)構(gòu)的三維模型見圖6，排架柱、吊車梁、支撐等桿系構(gòu)件均采用梁單元，吊車梁與格構(gòu)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(zhuǎn)動(dòng)自由度，下柱柱底采用固接約束[10].

圖6 廠房結(jié)構(gòu)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(tǒng)計(jì)結(jié)構(gòu)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(diǎn)，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(shè)置有長度大于40 m的桁架式吸盤，不存在兩臺天車運(yùn)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(shù)值、輪壓位置按照該軸間吊車梁產(chǎn)生最大彎矩的位置定位.

荷載組合主要考慮：(1)標(biāo)準(zhǔn)組合，主要用以計(jì)算吊車梁、橫梁BT-1的變形量；(2)設(shè)計(jì)組合，主要用來計(jì)算吊車梁、橫梁BT-1的內(nèi)力值，分析桿件的應(yīng)力水平；(3)倒塌分析組合，參考《建筑結(jié)構(gòu)抗倒塌設(shè)計(jì)規(guī)范》[7](CECS392：2014)中公式6.28-2災(zāi)變狀態(tài)下作用效應(yīng)組合公式.《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[11](GB50009—2012)中的表5.3.1推薦屋面活荷載準(zhǔn)永久值系數(shù)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(guī)范取值，后續(xù)分析將會(huì)失真，因此結(jié)合實(shí)際情況，倒塌分析時(shí)準(zhǔn)永久值系數(shù)按照0.0取值，即不考慮屋面活荷載.

2.3 上柱失效后的結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌分析

現(xiàn)場檢測發(fā)現(xiàn)，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(diǎn)，造成廠房屋蓋部分發(fā)生大幅度下?lián)?根據(jù)現(xiàn)場統(tǒng)計(jì)情況，設(shè)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(dān)梁及轉(zhuǎn)換柱

倒塌分析采用拆除構(gòu)件法，即假定三根上柱依次失效、退出承重系統(tǒng).整體結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用(繼承第一步的變形和內(nèi)力)的基礎(chǔ)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(jù)橫梁BT-1受荷面積決定)，共計(jì)三步，每步積分時(shí)長1 s，步長0.1 s，進(jìn)行倒塌仿真過程模擬.相關(guān)模擬過程的分析結(jié)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(fā)生顯著的豎向位移，其中B軸發(fā)生最大豎向變形，相比原完好結(jié)構(gòu)最大變形值增加約6倍，變形達(dá)到-468 mm.A～D軸總寬度為75 m，計(jì)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(shí)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(qū)域的屋蓋應(yīng)力分析對比如圖10所示.B軸上柱退出工作后，A～D軸區(qū)間的26、27軸屋面主梁應(yīng)力明顯增大，主梁正應(yīng)力S11最大值從40 MPa增加至230 MPa，增加約5倍.該區(qū)域出現(xiàn)內(nèi)力重分布，原作為抗側(cè)構(gòu)件的柱間支撐承擔(dān)了部分原鋼柱承擔(dān)的豎向荷載，應(yīng)力明顯增加.現(xiàn)場調(diào)查發(fā)現(xiàn)該處上柱柱間支撐出現(xiàn)嚴(yán)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(shí)也大部分傳遞至相鄰的A列和D列柱，造成25～28軸對應(yīng)的A和D列上柱應(yīng)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(qū)域梁柱部分應(yīng)力云圖對比 (MPa)

整體模型受力分析表明：當(dāng)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(yīng)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(gòu)件分析

因B列25～28軸間上柱已經(jīng)失效，梁托柱節(jié)點(diǎn)破壞明顯，故對此區(qū)域支承橫梁BT-1的內(nèi)力進(jìn)行重點(diǎn)分析，采用荷載設(shè)計(jì)組合對B軸25～28軸間的支承橫梁進(jìn)行剪力計(jì)算，見表1.不同設(shè)計(jì)組合下的剪力相差很小，說明吊車運(yùn)行(或單側(cè)運(yùn)行)對支承橫梁剪力影響很小，剪力主要由屋蓋系統(tǒng)的恒、活載產(chǎn)生.支承橫梁與吊車梁間的焊縫強(qiáng)度滿足要求，說明節(jié)點(diǎn)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(shí)會(huì)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(shí)，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(xiàn)場采用三維掃描技術(shù)測試和數(shù)字重構(gòu)技術(shù)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(nèi)，偏差原因可能為：有限元分析采用吊車最大輪壓出現(xiàn)在最不利位置得出吊車梁撓度，實(shí)際中吊車可能并未達(dá)到最大輪壓.通過有限元仿真結(jié)果與現(xiàn)場三維掃描結(jié)果對比，印證了有限元模型的準(zhǔn)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(dú)運(yùn)行在25～28軸間吊車梁的概率，要遠(yuǎn)大于雙側(cè)同時(shí)運(yùn)行的概率.單側(cè)運(yùn)行天車會(huì)在支承橫梁兩端部產(chǎn)生較大變形差(見表2).

表2 支承橫梁兩端豎向變形

在標(biāo)準(zhǔn)組合2時(shí)，支承橫梁兩端最大豎向變形差達(dá)到30.90 mm，梁計(jì)算跨度為3 000 mm，因此支承橫梁轉(zhuǎn)角為1/97；標(biāo)準(zhǔn)組合3時(shí)，支承橫梁最大豎向變形差為25.82 mm，轉(zhuǎn)角為1/116.說明吊車荷載單側(cè)作用時(shí)，支承橫梁發(fā)生了明顯的轉(zhuǎn)動(dòng)變形，較大的轉(zhuǎn)角變形導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)處焊縫易出現(xiàn)開裂.

根據(jù)整體有限元模型分析結(jié)果，得出了如下結(jié)論：

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

(2)梁托柱節(jié)點(diǎn)破壞后，上柱下沉，隨之喪失原有承載力，并造成結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布，周邊屋面主梁位移及應(yīng)力增大約6倍，撓度超限；相鄰列上柱應(yīng)力增大約5.3倍.超出一般設(shè)計(jì)保留的富裕度，屋面連續(xù)倒塌的風(fēng)險(xiǎn)很大.

3 梁托柱節(jié)點(diǎn)有限元分析

根據(jù)上節(jié)分析，吊車梁跨度較大，吊車荷載導(dǎo)致梁產(chǎn)生較大撓度，支承橫梁兩端會(huì)發(fā)生明顯豎向位移差，梁端節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生較大轉(zhuǎn)動(dòng).根據(jù)現(xiàn)場檢測結(jié)果，梁托柱節(jié)點(diǎn)處的橫梁、吊車梁本體并未產(chǎn)生裂縫，僅是焊縫脫開造成節(jié)點(diǎn)失效，本節(jié)將進(jìn)一步建立梁托柱節(jié)點(diǎn)的細(xì)部模型，明確梁端轉(zhuǎn)角及吊車往復(fù)荷載對節(jié)點(diǎn)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(jié)點(diǎn)進(jìn)行精細(xì)化建模(圖11).原設(shè)計(jì)螺栓均為普通螺栓，且焊縫拉裂前，受吊車往復(fù)作用影響，大部分螺栓已脫落或松動(dòng)；因此建模時(shí)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(jié)點(diǎn)區(qū)域梁段，建立3 000 mm長的單元段，單元段兩側(cè)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(shí)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(xù)性導(dǎo)致其存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，而應(yīng)力集中是導(dǎo)致疲勞破壞的關(guān)鍵因素[13-14]，故節(jié)點(diǎn)模型建立焊縫區(qū)域，焊縫采用實(shí)體單元，網(wǎng)格劃分細(xì)度5 mm.鋼材、焊縫材料采用理想彈塑性本構(gòu)，鋼材屈服強(qiáng)度為235 MPa，焊縫屈服強(qiáng)度為430 MPa.

取橫梁端部變形最大的標(biāo)準(zhǔn)組合2，對節(jié)點(diǎn)模型施加從整體建模結(jié)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(cè)施加豎向位移30.90 mm.

3.2 梁托柱節(jié)點(diǎn)實(shí)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(yīng)力云圖如圖12，吊車梁側(cè)勁板、連接板和支承橫梁的應(yīng)力均小于235 MPa，未達(dá)及Q235級鋼材屈服強(qiáng)度；焊縫的應(yīng)力在上下端部區(qū)域較大，但均小于430 MPa的焊條強(qiáng)度.由分析可知，在豎向荷載作用下，支承橫梁構(gòu)件及其連接節(jié)點(diǎn)的母材、焊縫均滿足強(qiáng)度要求.支承橫梁兩端與吊車梁連接部位未見明顯應(yīng)力集中現(xiàn)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(shí)應(yīng)力云圖(MPa)

分析步2：在分析步1的基礎(chǔ)上施加豎向變形，按照整體模型分析結(jié)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(cè)吊車梁施加豎向位移云圖

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

圖14 支承橫梁端部連接區(qū)域應(yīng)力云圖(MPa)

固定側(cè)與施加位移側(cè)的焊縫應(yīng)力增大明顯，焊縫雖未超過屈服強(qiáng)度，但已經(jīng)出現(xiàn)了大面積的應(yīng)力集中現(xiàn)象，且應(yīng)力已經(jīng)接近屈服強(qiáng)度.隨著位移的分步加載，施加位移側(cè)焊縫上應(yīng)力集中區(qū)域擴(kuò)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(xiàn)場節(jié)點(diǎn)施加位移側(cè)焊縫實(shí)際破壞亦為連接板與橫梁連接焊縫脫開.固定側(cè)焊縫上應(yīng)力集中區(qū)域擴(kuò)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(xiàn)場實(shí)際情況一致，見圖5.

圖15 不同位移步下施加位移側(cè)梁端焊縫應(yīng)力集中區(qū)域

3.3 支承橫梁端部節(jié)點(diǎn)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(qiáng)度、剛度均能滿足要求；施加吊車運(yùn)行造成的30.9 mm兩側(cè)吊車梁豎向位移差后，梁托柱節(jié)點(diǎn)處的母材、焊縫應(yīng)力水平(應(yīng)力幅值)增大，均出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象.

現(xiàn)場對AB跨和BD跨的21～30軸間吊車梁進(jìn)行24小時(shí)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(yùn)行次數(shù)大于250次，且使用總時(shí)長約為2 h，說明單位時(shí)間內(nèi)該區(qū)域的生產(chǎn)頻率較高，對應(yīng)吊車梁年應(yīng)力循環(huán)約9.0×104次；BD跨的25～28軸間吊車梁疲勞循環(huán)次數(shù)也較大.

圖18 BD跨吊車梁 24 小時(shí)使用頻度數(shù)據(jù)

因此，在跨度大、天車運(yùn)行頻次較高的B軸/25～28軸間吊車梁的梁托柱節(jié)點(diǎn)，往復(fù)荷載造成的應(yīng)力集中驅(qū)動(dòng)焊縫上必然存在的微小裂紋不斷擴(kuò)展，發(fā)展成宏觀裂紋，裂紋繼續(xù)擴(kuò)展，最終導(dǎo)致焊縫疲勞破壞、節(jié)點(diǎn)失效[15-17].橫梁及吊車梁加勁肋雖然也出現(xiàn)了應(yīng)力集中區(qū)域，但因?yàn)閼?yīng)力和內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜的焊縫區(qū)域首先破壞，釋放了應(yīng)力，故實(shí)際破壞形式表現(xiàn)為焊縫在應(yīng)力集中及往復(fù)荷載下的疲勞破壞.

4 避免結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌的處理思路

根據(jù)第2節(jié)的分析結(jié)果，此種設(shè)有梁托柱節(jié)點(diǎn)的廠房存在連續(xù)倒塌風(fēng)險(xiǎn)，規(guī)范給出的抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)較為經(jīng)濟(jì)可行的方法可概括為以下兩種：(1)拆除構(gòu)件法：旨在分析部分構(gòu)件失效后結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，按照關(guān)鍵構(gòu)件已經(jīng)失效來加強(qiáng)受影響區(qū)的其余構(gòu)件；(2)關(guān)鍵構(gòu)件法：旨在通過加強(qiáng)局部關(guān)鍵構(gòu)件來避免結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件發(fā)生破壞[18-19].如果能準(zhǔn)確找出局部關(guān)鍵構(gòu)件，并確定造成連續(xù)倒塌的極限荷載，方法(2)的經(jīng)濟(jì)性遠(yuǎn)要優(yōu)于方法(1).

故在類似廠房抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)通過整體及節(jié)點(diǎn)建模分析，分別尋找關(guān)鍵構(gòu)件及關(guān)鍵部位，針對新建及已建結(jié)構(gòu)分別采取相應(yīng)措施.對于新建結(jié)構(gòu)，建議針對關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)進(jìn)行截面優(yōu)化，減小相對變形量及應(yīng)變峰值.針對已建服役結(jié)構(gòu)，建議采用加固措施增加相應(yīng)節(jié)點(diǎn)及部位的剛度及強(qiáng)度.

5 結(jié)論

本文對某設(shè)有大跨度梁托柱節(jié)點(diǎn)的廠房結(jié)構(gòu)做了上柱失效后的連續(xù)倒塌分析，并對失效的梁托柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元分析，得出以下結(jié)論：

(1)采用大跨度吊車梁支承上柱做法的廠房抗連續(xù)倒塌的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)為梁托柱節(jié)點(diǎn)，對此節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加強(qiáng)即可較好地解決屋蓋系統(tǒng)連續(xù)倒塌問題.造成節(jié)點(diǎn)破壞的原因?yàn)椋旱踯囃鶑?fù)荷載及應(yīng)力集中下，節(jié)點(diǎn)橫梁與吊車梁焊縫疲勞開裂.因焊接接頭在動(dòng)載荷作用下的敏感性，設(shè)計(jì)及使用時(shí)需關(guān)注其疲勞破壞的可能；

(2)吊車運(yùn)行使吊車梁產(chǎn)生往復(fù)變化的跨中變形量，在梁托柱節(jié)點(diǎn)橫梁兩端形成較大且往復(fù)變化的轉(zhuǎn)角及變形差，我國的規(guī)范對吊車梁正常使用極限狀態(tài)的設(shè)計(jì)，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(yīng)引起重視，特別是在吊車梁兼具其他功能時(shí)；

(3)采用有限元軟件，根據(jù)合理的計(jì)算假定和明確的邊界條件，可以較為精準(zhǔn)地分析節(jié)點(diǎn)失效引起的大型結(jié)構(gòu)體系的變形和應(yīng)力分布，為實(shí)際工程提供技術(shù)支撐.