各工业行业, 物料露天堆放受风、雨、雪等恶劣天气影响较大, 且堆取作业产生的以可吸入颗粒物 (PM10) 、细颗粒物 (PM2.5) 为特征的污染物严重影响大气环境。国家环保政策明确要求“大型煤堆、料堆要实现封闭储存或建设防风抑尘设施”, 地方政府亦随之出台相应配套细则, 大力推进对现有露天料场的封闭改造。

封闭料场的结构根据实际需求可采用如图1所示的网架、网壳、立体拱架、张弦立体拱架等空间网格结构形式。我国总结对于空间网格结构的理论研究成果与实践经验^[1], 于2011年颁布实施JGJ7—2010《空间网格结构技术规程》。针对封闭料场结构设计, 我国学者也做了大量的研究工作:严慧等^[2]对发生局部破坏的干煤棚网壳结构进行极限承载力分析, 认为干煤棚网壳结构的破坏源于压杆屈服, 一般先由拱脚处开始, 发展至跨中压杆屈服, 最终导致结构破坏;罗尧治等^[3]指出支座附近杆件易与煤堆接触产生锈蚀、弯曲, 而支座附近的腹杆对结构受力影响最大, 同时提出并采用随机缺陷模态法研究具有缺陷的结构承载能力;郭彦林等^[4]对全跨及半跨荷载作用下的索-拱结构的稳定性进行了研究, 并分析了矢跨比和撑杆高度对索-拱结构受力性能的影响;黄鹏等^[5]对三心圆网壳结构煤棚的风荷载特性进行了研究, 提出了适合工程应用的体形系数;单鲁阳等^[6]以网壳为例研究了网格尺寸、矢跨比、荷载对用钢量和造价的影响, 对网格尺寸的优化进行了研究等。

近年来, 随着空间网格结构设计相关研究的发展和封闭料场项目的不断建设, 封闭料场钢结构设计、分析的手段日益成熟。然而, 无论是设计方法还是设计过程, 仍然存在一些问题不可忽视。

本文对封闭料场钢结构设计的各环节进行阐述, 在此基础上对于现阶段设计中发现的问题进行探讨。

封闭料场选型要遵循工艺轮廓线要求和场地尺寸要求, 应为设备运转提供充足的操作空间。

构成空间网格主体结构的杆件截面多采用圆形钢管, 这是由于圆管不存在受弯弱轴, 抗扭刚度较大, 承载能力相对较强。杆件承载力及稳定性校核主要依照GB50017—2003《钢结构设计规范》 (以下简称“03版《钢规》”) 及JGJ7—2010《空间网格结构技术规程》 (以下简称《空规》) 等规范。

《空规》规定单层网壳和厚度小于跨度1/50的双层网壳结构, 应进行稳定性分析^[7];此外, 跨度>120m的网格结构属于超限大跨度结构, 也应进行稳定性分析。结构整体稳定性分析应依照《空规》, 在考虑初始几何缺陷的基础上, 采用有限元软件进行。稳定分析可采用考虑几何非线性和材料非线性的双非线性分析, 此时可采用ANSYS、ABAQUS等有限元软件;也可采用不考虑材料弹塑性而只考虑几何非线性的单非线性分析, 此时可采用SAP、MIDAS等有限元软件。通过上述有限元软件采用弧长法求解网壳稳定性承载力, 并将其除以安全系数K求得网壳稳定的容许承载力。《空规》规定:当按弹塑性全过程分析时, 安全系数K可取为2.0;当按弹性全过程分析、为单层球面网壳、柱面网壳和椭圆抛物面网壳时, 安全系数K可取为4.2。

对于初始几何缺陷的考虑, 《空规》建议可采用结构的最低阶屈曲模态, 并将节点位移最大值取网壳跨度的1/300, 其他各节点位移随最大位移点进行同比放大。这是因为有研究表明:当初始几何缺陷按最低阶屈曲模态分布时, 求得的稳定性承载力是可能的最不利值;而当缺陷达到跨度的1/300左右时, 网壳的弹塑性极限承载力平均降低54%, 会对稳定性承载力有充分影响, 且此时弹塑性临界荷载变化也趋于稳定, 故《空规》建议采用此方法进行初始缺陷设置^[8]。

应注意的是, 《空规》初始几何缺陷指的是杆件的安装偏差, 而不包括杆件缺陷。现阶段的设计理念认为:在强度设计阶段, 所有杆件的强度和稳定性效应均已得到验算保证, 故认为与杆件有关的缺陷对结构整体稳定性的影响已被限制在一定范围内。然而这也表明, 现阶段的杆件稳定与结构整体稳定分别验算的“双控方法”, 并未考虑杆件缺陷与结构整体稳定性间的耦合作用, 严格意义上讲这样的设计可能并不准确^[9]。另一方面, 杆件的稳定设计依然采用传统的有效长度法, 该方法过于依赖对于杆件长度系数的估计。取值过高, 可能造成杆件设计的不经济;取值过低, 则造成杆件设计的不安全。而采用考虑初始缺陷和P-Δ-δ效应的二阶直接分析法, 可以比传统线形分析设计法更准确有效地进行结构设计^[10]。

对此, 新发布的GB50017—2017《钢结构设计标准》 (以下简称《钢标》) 引入了直接分析法。采用直接分析法进行结构稳定性分析时, 将整体几何初始缺陷和构件初始缺陷建立计算模型, 在此基础上进行内力和位移的计算, 并将所得内力代入稳定性验算式 (1) 中进行验算, 不必再另外进行构件压曲抗力的验算。此处, 称式 (1) 左侧部分为“稳定承载力系数” (即稳定应力比) , 以方便之后讨论。

式中:M_x^II, M_y^II分别为绕x轴、y轴的二阶弯矩设计值, 可由结构分析直接得到;M_cx, M_cy为关于x方向和y方向的受弯承载力设计值。

关于结构和构件初始缺陷的设定如下:对于空间网格结构而言, 构件的初始Δ缺陷以结构第一阶屈曲模态为缺陷形式, 最大缺陷值取跨度的1/300;构件的初始δ缺陷由曲线方程v₀=e₀sin (πx/L) 来确定, 构件挠曲最大值e₀ (对空心钢管截面) 取L/400 (L为框架或支撑点间的长度) 。

现以单榀拱形钢结构作为设计算例对直接分析法在封闭料场设计中的应用进行简单探讨。

采用3D3S进行单榀拱形管桁架设计, 结构形式如图2所示, 结构跨度150m, 高50m, 桁架截面为倒三角形, 拱架厚度为5m, 起拱部的矢高为32m, 满足《空规》的要求。荷载参照河北省某封闭料场项目资料进行设定。杆件验算采用应力比为0.9, 靠近支座处的杆件验算采用应力比为0.85。同时, 根据实际拱形管桁架设计方法, 对弦杆采用的截面尺寸进行分段归并统一, 最终得到图2所示的设计结果。

对上述设计结果采用直接分析法进行稳定验算。首先采用屈曲模态分析, 提取第一阶整体屈曲模态, 如图3所示。

根据结构初始缺陷的定义, 控制最大变形点位移值为150m/300=0.5m, 其他节点进行相应线性调整。同时, 将每根杆等分为4个单元, 按1/400控制杆件中间节点变形值, 以考虑杆件中部节点的构件缺陷值, 各杆件挠曲方向为随机方向。在此基础上计算各荷载组合下的构件内力, 并依据式 (1) 进行构件截面承载力验算。由验算结果可知, 所有杆件满足直接分析法下的截面承载力要求。

为考察直接分析法是否可以对结构进行更经济的设计, 对于采用传统方法算得的应力比接近0.9的杆件, 提取其在采用直接分析法时算得的稳定承载力系数并进行比较, 如表1所示。

由表1可见, 虽然部分杆件在采取传统设计方法时的稳定应力比已接近0.9, 但在采用直接分析法进行验算后可见其稳定承载力仍有很大的冗余度。这是因为这些杆件基本上是以受压为主的腹杆, 且长细比较大 (约120~140) , 03版《钢规》在双向压弯构件的稳定计算公式中受压项分母中含有受压稳定系数φ_x (面内) , φ_y (面外) , 且03版《钢规》对于圆钢管构件的受弯整体稳定系数φ_b并未规定, 计算平面外稳定时受弯项中φ_b只能套用H型钢和箱形截面的计算公式, 所以结果并不准确。

当然, 对于直接分析法在空间网格结构中的应用, 还需要从各方面进行研究讨论。

空间网格结构的支座安装在高出基准面的混凝土支承柱上。对支座节点周围建模方式处理时, 如何考虑上部网格结构与下部支承体系之间的协同工作, 根据计算的精度需要可分为以下3种方法: (1) 将上部网架结构与下部混凝土支承分开考虑, 将支承体系简化为支承边界条件; (2) 忽略地基以上土的支承作用, 并将地基假定为刚性; (3) 将上部结构、下部支承、地基土三者作为整体进行建模分析, 将地基土简化为质量、弹簧、阻尼器及滑动单元等力学原件, 或以有限元实体模型进行模拟。其中, 第1种做法建模最容易, 但相对第2种的做法, 即上部结构与下部支承结合建立模型的方法, 计算精度较低。相比之下, 第2种方法考虑上部网格结构与下部支承体系的相互影响, 提高计算精度, 并可对支座节点本身的刚度属性进行有针对性地设置。相对第3种包含地基土的有限元实体建模的方法, 第2种方法可降低运算成本, 提高设计效率。

对支座形式的选择, 要符合整体模型中对支座节点的假定。

在柱脚采用螺栓球节点时, 要注意支座约束的假定和支座的选择。某网架结构封闭料场项目采用螺栓球节点进行设计, 建模时仅在柱脚的螺栓球节点处采用固定铰约束, 却在设计方案中同时提出采用转动成品支座, 致使柱脚实际形成如图4所示的机构形式, 与结构设计建模的固定铰支座的假定不一致。该项目施工时在网架滑移过程中, 由于柱脚水平力较大, 柱脚和支座之间产生了明显的相对转角, 因此将转动成品支座改为固定支座。

封闭料场节点设计依照《空规》第5章进行。对于重要或复杂的杆件连接节点, 需要单独对节点局部区域的杆件应力进行有限元计算。现在通用的方法是采用ANSYS或ABAQUS等有限元软件, 根据节点及周围杆件的初始尺寸及夹角关系进行重新建模, 并将3D3S等设计软件计算所得的杆件内力设置在模型上进行有限元分析。

然而, 由于封闭料场杆件多采用圆钢管截面, 没有明显的强弱轴方向, 且空间网格结构杆件方向复杂且难以提取, 故在建立节点模型时, 难以准确还原结构设计时内力所在的方向, 致使无法得到准确的节点分析结果;另外, 对于大跨度封闭料场特别是含预应力索的封闭料场结构在软件设计计算过程中由于考虑了几何非线性即P-Δ效应, 其相邻杆件间的变形会与单独建立的理想状态下节点模型所得到的杆件间变形关系不一致。因此, 采用此方法进行节点分析, 得到的结果有时会与实际情况有所差异。

现在, 少数有限元软件如MIDAS等可以单独针对需分析的节点采用Shell或Solid单元进行详细建模, 同时模型隶属于整体结构即与整体结构共同参与计算, 得到更为精确地分析结果, 如图5所示。

对于空间网壳结构, 通常采用螺栓球节点进行设计, 而关于可使用的螺栓规格, 《空规》与GB/T16939—2016《钢网架螺栓球节点用高强度螺栓》 (以下简称《高强度螺栓》) 之间尚存在规定更新不同步的问题。以河北省某工程为例, 该项目必须采用M68和M80这2种直径超过M64以上的螺栓。尽管《高强度螺栓》中已经有这2种规格的螺栓, 但现行《空规》中尚无M64直径以上螺栓的设计值, 故直接采用这2种大规格螺栓缺乏设计依据。该项目在通过专家论证的基础上, 对抗拉强度设计值取385N/mm², 且要求M68和M80高强度螺栓依照《高强度螺栓》第7.2条和JGJ/T10—2009《钢网架螺栓球节点》第6.4.2条进行拉力载荷复检, 并按照GB50205—2001《钢结构工程施工质量验收规范》第12.3.3条进行节点承载力试验。基于以上要求, M68、M80高强度螺栓得以在该工程中采用。然而, 《空规》与《高强度螺栓》之间对于螺栓的规定不相匹配的问题仍然有待解决。

目前封闭料场的设计, 往往由于客观上甲方要求节省投资, 需要设计人员在保证结构安全的基础上, 尽可能减少用钢量。而有时仅仅是改变柱脚形式就会对结构用钢量产生显著影响。

以河北省某封闭料场项目为例, 该封闭料场结构形式为如图6所示的立体拱架结构, 最初柱脚设计方案为如图7所示的上弦两点落地, 采用抗震球铰支座, 用钢量较高;为降低用钢量, 将柱脚落地方案改为图8所示的三点落地, 变球铰支座为固定支座, 限制了结构侧向位移, 用钢量得以降低9%。

另一方面, 该项目采用三点落地方案时验算基础埋件锚杆的抗拔能力, 结果无法满足设计要求, 因此将三点落地方案的下弦落地处分为两肢, 改为如图9所示的四点落地, 从而在满足上部结构用钢量降低的同时, 满足基础埋件锚杆抗拔能力的设计要求。

通过对我国当前空间网格钢结构进行煤料场封闭设计的若干问题进行探讨, 得出以下结论。

1) 对于封闭料场稳定性的分析, 依然是采用杆件稳定与结构整体稳定分开的方式, 没有考虑杆件失稳与结构整体失稳之间的耦合关系, 这有可能导致设计结果的不安全;同时, 采用传统的计算长度系数法进行设计, 由于过于依赖计算长度的取值, 可能造成设计的不准确。采用《钢标》的直接分析法, 可以准确直接地进行稳定性分析, 并降低用钢量。

2) 对支座节点的设计, 要注意实际支座形式必须符合整体模型对支座节点的假定。柱脚采用螺栓球节点时, 要避免选择成品支座从而形成机构。

3) 《高强度螺栓》较其上一版规范, 已经增加了几种M64直径以上的高强度螺栓。但对于这几种高强度螺栓的抗拉强度设计值, 《空规》并未提供, 且规范内容未能随相关其他规范进行及时更新。各相关规范之间的同步匹配问题有待解决。

4) 对于封闭料场这类空间网格结构, 柱脚形式改变可对用钢量产生明显影响。

现在, 全国范围内的煤料场封闭项目刚处于起步阶段, 在设计当中尚有诸多问题不可忽视, 需要更深层的研究讨论。同时, 《钢标》和结构设计分析软件的不断发展, 定会使大跨度封闭料场设计变得更加高效、准确、经济。