大跨度吊车梁托柱支承屋盖系统的破坏机理分析.pdf
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1、第55卷第4期2023年8 月DO1:10.15986/j.1006-7930.2023.04.017西安建筑科技大学学报(自然科学版)J.Xian Univ.of Arch.&Tech.(Natural Science Edition)Vol.55No.4Aug.2023大跨度吊车梁托柱支承屋盖系统的破坏机理分析刘俊13,王建强,范(1.西安建筑科技大学土木工程学院,陕西西安7 10 0 55;2.宝武装备智能科技有限公司,上海2 0 190 0;3.西安建筑科大工程技术有限公司,陕西西安7 10 0 55)摘要:兼做屋盖系统托柱支承的大跨度吊车梁构件,会因非同步吊车荷载作用导致横梁两端产生
2、较大相对转角及变形差,进而增加梁端节点焊缝疲劳破坏的风险,若托柱支承节点失效,上部屋盖系统会发生连续倒塌本文以某设置大跨度吊车梁托柱节点的厂房为例,采用SAP2000建立了厂房整体结构有限元模型,分析了上柱失效后的屋盖系统竖向变形和梁柱内力重分布情况根据整体结构有限元模型分析结果,采用ABAQUS进一步建立了吊车梁托柱节点局部精细化模型,分析了梁托柱节点区域应力、焊缝应力及竖向位移结果,进而提出了避免结构倒塌的处理方法分析表明:厂房破坏发生在梁托柱节点,节点破坏后,上柱下沉造成周边屋面主梁及相邻列上柱内力重分布,应力超出一般设计保留的富裕度,梁端转角及吊车往复荷载会大幅增加梁托柱节点焊缝应力及
3、疲劳该研究结果可为采用类似节点做法的厂房抗连续倒塌设计提供思路,并指出了吊车梁兼具其余功能时变形面临的问题.关键词:钢吊车梁变形;托柱节点;节点破坏;屋面倒塌中图分类号:TU391Failure mechanism analysis of roof system supported bycolumns on large-span crane girdersLIU Junl3,WANG Jianqiang,FAN Lil.3,ZHUANG Jiyong,CHEN Siyu,LUO Zheng,LI Xiang(1.College of Civil Engineering Xian Univ.of
4、 Arch.&Tech.Xian 710055,China;2.Baowu Equipment Intelligent Technology Co.,Ltd.,Shanghai 201900,China;3.XAUAT Engineering Technology Co.,Ltd.,Xian 710055,China)Abstract:The large-span double beam component,which is also used as the supporting column of the roof system,will cause a large relative rot
5、ation angle and deformation difference at both ends of the beam due to theasynchronous crane load,thus increasing the risk of fatigue damage of the beam end weld seam.Therefore,if thesupporting point of the supporting column fails,the upper roof system will collapse continuously.In this paper,taking
6、 a factory building with large-span crane beam joist joints as an example,the finite element model of theoverall structure of the factory building is established using SAP2000,and the vertical deformation of the roofsystem and the redistribution of the internal forces of the beam and column after th
7、e failure of the upper column areanalyzed.According to the results of the finite element model analysis of the overall structure,the local refinedmodel of the crane beam joist joints is further established by ABAQUS.The stress,weld stress and verticaldisplacement results of the beam column joint are
8、a are analyzed,and the treatment method to avoid the collapse ofthe structure is put forward.The analysis shows that the failure of the plant occurs at the beam-column joint.Afterthe joint is damaged,the upper column sinks,causing the internal force redistribution of the surrounding roof mainbeam an
9、d the adjacent column,and the stress exceeds the abundance retained by the general design.The beam endcorner and the reciprocating load of the crane will significantly increase the weld stress and fatigue of the beamcolumn joint.The research results in this paper can provide ideas for the anti-conti
10、nuous collapse design of theworkshop with similar joint method,and point out the problems faced by the deformation of the crane beam when ithas other functions.Key words:steel crane beam deformation;column joint;joint failure;roof collapsing力1.3,庄继勇,陈思雨,罗文献标志码:A文章编号:10 0 6-7 930(2 0 2 3)0 4-0 6 0 7-
11、0 91,李想3收稿日期:2 0 2 2-11-11基金项目:国家自然科学基金项目(52 17 8 16 3,52 0 7 8 413)第一作者:刘俊(197 9一),男,工学硕士,高级工程师,主要从事工程结构安全诊治、智慧运维研究E-mail:w o l f l j 12 6.c o m修回日期:2 0 2 3-0 7-18608吊车梁设计时,需同时考虑承载能力极限状态和正常使用极限状态,承载能力采用应力比进行控制;正常使用时,为避免因吊车梁竖向变形过大,导致吊车出现上坡难行驶、下坡难制动及波动前进等情况,设计规定了对于挠度的限值如果仅通过增加竖向刚度来保证其挠度不超限,结西安建筑科技大学学
12、报(自然科学版)房,基本柱距为15m、18 m、18.5m、2 1m 四种,因该工厂生产的特殊板材长度均在50 m以上,为满足生产需求,部分区域抽柱,抽柱区域跨度有39 m、57.5m、48 m 三种.185002100018000第55卷19900018500500011500构设计的经济性难以保证,这就要求控制容许挠度在一个合理的范围1 GBJ17一8 8 钢结构设计规范中,按两台重级工作制桥式吊车组合计算吊车梁挠度,容许挠度=1/7 50;在此基础上,GB50017一2 0 0 3钢结构设计规范规定,按作用在跨内荷载效应最大的一台吊车确定吊车梁挠度,容许挠度=1/12 0 0;谢津成等人
13、2 调研发现在强度满足经济高跨比的前提下,1/12 0 0 的挠度容许值偏于严格.GB500172017钢结构设计标准3 将这一容许值放宽至=1/10 0 0,但上述规范均未对吊车梁的绝对变形量值加以限制这就造成对于因生产工艺需求而必须在抽柱区域采用的大跨度吊车梁,即使挠度验算未超过规范限值,但在天车荷载作用下存在绝对竖向变形量较大的问题以30 40 m跨度吊车梁为例,满足规范1/1000限值时,最大绝对变形量可达2 0 mm以上,相应的位移力不可忽视。考虑经济性等因素,部分厂房不在抽柱区域设置大跨度托梁支承屋架,而是在此区域同列不同跨的两根吊车梁上设置横梁支承上柱,形成梁托柱节点天车运行时,
14、尤其是相邻两跨天车非同步运行在该柱间时,支承横梁两端吊车梁会产生较大变形差4-5 针对现有的设计方案,支承横梁两端节点焊缝在天车长期往复荷载作用下,将出现疲劳开裂6 ,导致梁托柱节点失效,屋盖系统内力重新分布,会使屋盖系统具有连续倒塌的风险7-8 ,造成重大事故。为揭示大跨度吊车梁兼上柱托梁设计方案的安全隐患,为相关工程分析提供技术指导,本文以某设置大跨度吊车梁托柱节点的厂房为例,建立了厂房整体结构有限元模型,分析了上柱失效后的屋盖系统竖向变形和梁柱内力重分布情况;并建立了梁托柱节点的精细化实体模型,进一步分析节点失效原因,找出了避免类似设计的厂房发生屋盖系统连续倒塌的关键构件,给出了梁托柱节
15、点抗倒塌设计的经济做法,并提出吊车梁相关设计建议.1案例概述1.1工程概况某轧钢厂平面布置见图1,为钢排架结构厂一一抽柱区域1,跨度39mH:0096?009F000912一一?抽柱区域2,跨度57.5m抽柱区域3,跨度48 m009一一:?75021000因跨度较大,如采用常规的屋面托架支承屋架做法,则托架高度较大,厂房净空受限,柱截面尺寸也需相应增大,经济性与适用性均难以保证用抽柱区域的吊车梁设置梁托柱节点,则可避免上述限制,但因吊车梁承担往复荷载,且属于允许变形构件,如不考虑疲劳及变形带来的影响,则容易发生因节点失效带来的连续倒塌安全隐患.吊车梁托柱节点,上柱落于两列吊车梁间的支承横梁上
16、(BT-1),支承横梁两端与吊车梁加劲板间采用角焊缝围焊和普通螺栓混合连接,节点做法见图2.吊车梁主材采用日本进口SM490C钢材,支承横梁等采用Q235B钢材.100/200M206M20普通螺栓吊车梁图2 吊车梁间支承横梁及其连接节点图Fig.2LDDiagram of crane girder supportingcolumn and its joint?A7502100018000图1厂房局部平面图Fig.1 Partial plan of factory屋面梁钢上柱4孔d=2212下支承横梁BT-1吊车梁185002.3800d5000150000050000150001800015
17、000|15000第4期1.2二工程现场变形损伤实测现场例行巡检时发现B轴线多根上柱柱脚节点失效,以抽柱区域跨度最大的2 52 8 轴间(57.5m)例(见图3),吊车梁上承的3根钢上柱柱脚下陷,上柱柱间支撑严重弯曲失稳(见图4)、吊车梁走道板局部下陷切割走道板后,发现上柱底部支承梁的两侧连接节点处均已失效(见图5),其中BD侧梁端与节点板间焊缝完全拉脱,横梁向下掉落距离超过2 0 0 mm;BA 侧节点板与吊车梁加劲板间的上部角焊缝完全失效,间隙超过2 0 mm,下部角焊缝已经出现裂缝,裂缝处金属光泽明显.梁托柱区域图3B列/2 5 2 8 轴间设置梁托柱节点的吊车梁全景Fig.3Panor
18、amic view of crane girder as ajoist at B/25 28 axles刘俊,等:大跨度吊车梁托柱支承屋盖系统的破坏机理分析6092整体结构仿真分析针对工程现场巡检中出现的厂房安全隐患问题,采用通用有限元软件SAP2000对厂房进行整体建模,通过仿真分析得到结构层面、构件层面的内力及变形情况,以进一步明确厂房的安全隐患,为结构加固及防止损伤扩大提供思路着重对本次重点检测的吊车梁、支承横梁、上柱及屋盖系统等构件进行分析,以期达到如下目的:(1)明确破坏发生的顺序,判断梁托柱节点失效与上柱支承失效的先后关系;(2)计算横梁BT-1区域的内力,分析造成节点破坏的真实原
19、因;(3)分析局部构件失效后,周边构件的应力重分布情况,找出可能造成连续倒塌的关键构件,并预测连续倒塌可能发生的部位.2.1有限元模型厂房结构的三维模型见图6,排架柱、吊车梁、支撑等杆系构件均采用梁单元,吊车梁与格构式下柱间的连接采用link单元9 柱间支撑、条、屋盖支撑、拉条两端按照铰接考虑;支承横梁两端与吊车梁连接以及上柱与支承横梁间采用铰接约束,因采用角焊缝围焊,还需约束转动自由度,下柱柱底采用固接约束10 .图4B列/2 5 2 6 轴间上柱柱间支撑屈曲变形Fig.4 Buckling deformation of upper column bracing at图6 厂房结构三维模型B
20、/2526 axlesFig.63D model of factory structure2.2荷载与荷载组合横梁掉落荷载取值主要包括:(1)屋面恒荷载:统计结构材料的自重,取值为0.15kN/m,以条上线荷载方式施加;(2)屋面活荷载:按照竣工图取值为0.5kN/m,以条上线荷载方式施加;(3)吊车荷载:参照B轴上柱失效特点,选择在B列节点焊缝脱开252 8 轴间(57.5m跨度)吊车梁上施加吊车荷载AB跨和DB跨天车主钩下方均设置有长度大图5支承横梁节点处焊缝开裂失效于40 m的桁架式吸盘,不存在两台天车运行至同Fig.5 Cracking and failure of welds at
21、supporting beam joints一跨间的情况,因此该两跨2 52 8 轴间吊车梁均610只需考虑一台吊车荷载轮压数值、轮压位置按照该轴间吊车梁产生最大弯矩的位置定位.荷载组合主要考虑:(1)标准组合,主要用以计算吊车梁、横梁BT-1的变形量;(2)设计组合,主要用来计算吊车梁、横梁BT-1的内力值,分析杆件的应力水平;(3)倒塌分析组合,参考建筑结构抗倒塌设计规范7 (CECS392:2 0 14)中公式6.28-2灾变状态下作用效应组合公式.建筑结构荷载规范11(GB500092012)中的表5.3.1推荐屋面活荷载准永久值系数为0.5;该厂房屋面无积灰、无其它明显活荷载,且受荷
22、面积较大,如完全按照规范取值,后续分析将会失真,因此结合实际情况,倒塌分析时准永久值系数按照0.0 取值,即不考虑屋面活荷载。2.3上柱失效后的结构连续倒塌分析现场检测发现,B列2 5-2 8 轴间3根上柱柱脚下陷明显、丧失承载能力,屋盖在该列失去支承点,造成厂房屋盖部分发生大幅度下挠根据现场统计情况,设定B轴/2 52 8 轴间吊车梁间的下支承横梁CP-1、C P-2 和CP-3依次失效,如图7所示.CP-3B-25图7 B轴/2 5 2 8 轴间扁担梁及转换柱Fig.7Pole beam and transition columns at B/25 26 axles倒塌分析采用拆除构件法,
23、即假定三根上柱依次失效、退出承重系统整体结构在竖向荷载作用(继承第一步的变形和内力)的基础上,采用生死单元法依次取消CP-1、C P-2 和CP-3等上柱(顺序根据横梁BT-1受荷面积决定),共计三步,每步积分时长1s,步长0.1s,进行倒塌仿真过程模拟相关模拟过程的分析结果如下:(1)施加重力荷载后依次拆除CP-1、C P-2 和CP-3,上柱支承拆除前后的整体屋盖竖向变形云图对比可分别见如图8 与图9所示屋盖发生显著的竖向位移,其中B轴发生最大竖向变形,相比原完好结构最大变形值增加约6 倍,变形达到一46 8 mmA D 轴总宽度为7 5m,计算挠度跨比为1/16 8,超过限值要求而屋盖的
24、纵向(X西安建筑科技大学学报(自然科学版)向)、横向(Y向)水平位移变化不明显,未超过限值.(2)变形较大区域的屋盖应力分析对比如图10所示.B轴上柱退出工作后,AD 轴区间的26、2 7 轴屋面主梁应力明显增大,主梁正应力S11最大值从40 MPa增加至2 30 MPa,增加约5倍该区域出现内力重分布,原作为抗侧构件的柱间支撑承担了部分原钢柱承担的竖向荷载,应力明显增加现场调查发现该处上柱柱间支撑出现严重的平面外屈曲变形原本由B列上柱支承的重力荷载同时也大部分传递至相邻的A列和D列柱,造成2 52 8 轴对应的A和D列上柱应力值明显增加,如A列柱上柱从45MPa增至240MPa.CP-1CP
25、-2第55卷0-35-69-104-138-173-208-242-277-312-346-381-415-450B-28图8 上柱支承完好时竖向位移云图(mm)Fig.8 Vertical displacement of structure with verticalsupported upper columns(mm)图9CP-13上柱支承全部拆除后竖向位移云图(mm)Fig.9Vertical displacement of structure with removal ofCp-1 3 upper columns(mm)0-35-69-104-138-173-208-242-277-3
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