某水泥螺旋钢板仓建于2011年，结构外貌及平面布置见图1。该工程为六连仓仓群，成两排行列式布置，由仓上建筑、仓顶、仓壁、仓底、仓下支撑结构及基础构成，基础为六连仓下满堂筏板基础，仓下支撑为钢筋混凝土框架结构，砖砌填充墙，仓壁由厚度为4.0,3.5,3.0mm和2.5mm带加劲肋(槽钢)的螺旋镀锌钢板卷制而成，仓体直径为15m，高度为30m，通过地脚螺栓锚固于仓下支撑结构上。

　　 该工程抗震设防烈度为7度，抗震设防类别为丙类，仓下框架支撑结构抗震等级为三级，场地类别为Ⅱ类，环境类别地下部分为五类，地上部分外露构件为二b类，其余均为一类，设计使用年限50年。地基采用回填砂砾石层作为持力层，处理后回填砂砾石层承载力特征值为350kPa。混凝土构件强度等级不明确。

　　 该工程于2012年投入使用1年后，于2013年4月某夜，当生产水泥入螺旋仓至28m高时，发出巨大响声，随即螺旋钢板仓慢慢倾斜直至稳定，为防止钢板仓继续倾斜，后将螺旋仓水泥卸出830t。螺旋仓中部第35～37,43～44圈出现褶皱，成品提升机随钢板仓一起倾斜，仓体钢梯多处开裂，库顶空气斜槽及钢平台变形开裂，随后将库顶的过滤除尘装置进行移除。

　　 该工程原设计为1#～6#六连仓仓群，成两排行列式布置，实际建成并投入使用的主要为1#,3#及5#三连仓仓群，因考虑到要续建2#,4#,6#仓群，故整个六连仓满堂基础已全部建成。

　　 该螺旋钢板仓在使用过程中，永久作用基本未发生变化，偶然作用未发生，可变作用有:钢板仓在事故发生前处于使用状态，且库存水泥至钢板仓28m高处，出现钢板仓倾斜事故后将库内储存水泥泄出约830t。该螺旋钢板仓自2011年建成并投入使用后，未对主体结构进行过任何较大规模的改造、加固等。结构工作环境为二b类。

　　 根据《建筑结构检测技术标准》(GB/T 50344—2004)^[1]，对该螺旋钢板仓的现场检测分别从地基、基础以及上部结构三个方面进行，检测内容见图2。

　　 (1)地基处理情况及承载力特征值均满足设计要求。

　　 (2)基础完整，无明显损坏现象;现龄期混凝土强度推定值为10～20MPa，碳化深度平均值为48mm;仓下支撑结构相邻柱基相对沉降差为0.9‰～18.8‰，倾斜率为0.7‰～12.1‰，不满足《建筑地基基础设计规范》(GB 50007—2011)^[2](简称地基规范)的要求。

　　 (3)仓下框架支撑结构现龄期混凝土强度推定值:柱10～20MPa，反梁13.6MPa。混凝土构件钢筋配置(受力筋数量、箍筋间距及保护层厚度)基本满足设计要求，个别构件有露筋现象，且外露钢筋表面略有锈蚀;混凝土构件表面出现温度应力及混凝土收缩裂缝;混凝土构件截面尺寸基本满足设计要求。

　　 (4)仓体结构布置按图纸施工，所抽检构件材料力学性能及构件尺寸均满足设计要求;螺旋钢板头与头、边与边之间连接质量较好，未发生破坏;加劲肋与加劲肋之间腹板处未采用连接板进行加强连接;加劲肋与仓壁钢板之间焊接长度范围内焊缝高度不连续、外形不均匀、成型较差、焊缝观感差，加劲肋连接处垂直度上下偏差较大，均不满足《钢结构工程施工质量验收规范》(GB 50205—2001)^[3]的规定;仓体竖向最大倾斜值为1 374mm，最大倾斜率为45.8‰，不满足《钢板筒仓质量评价规范》(NY/T647—2002)的规定;仓体加劲肋连接节点处发生破坏，节点以下加劲肋向心方向弯曲，节点以上加劲肋失稳脱离连接板，在竖向荷载及自重作用下整体下移，个别加劲肋戳穿仓壁钢板外露，且有部分加劲肋发生弱轴方向的屈曲变形;仓壁钢板发生褶皱破坏。

　　 (5)从构造检查情况看，螺旋钢板仓竖向加劲肋部分相邻接头在同一水平高度上;加劲肋与加劲肋之间用连接板上下对焊连接，未做节点连接处的焊接接头力学性能试验，在腹板处没有任何连接板作为加强连接;所有加劲肋槽钢弱轴布置在筒仓仓壁受到水平压力最大的方向，大大削弱了槽钢的实际受力性能，因而加劲肋槽钢弱轴受力较大，稳定性差，在受力、传力机理上不甚合理;所有加劲肋与仓壁采用焊接连接，焊缝长度与质量直接影响加劲肋与仓壁的组合构件的受力性能，不满足《粮食钢板仓设计规范》(GB 50322—2011)^[4]第6.2.4条、第5.3.5的要求。

　　 从抗震能力上分析，柱承式筒仓为“鸟腿”式结构，对抗震不利，在本工程中下部支撑结构为柱承框架，整体稳定性差，从抗震构造措施角度分析缺少柱间支撑，柱截面及间距由计算确定，柱间支撑每个筒仓下不宜少于两道;经大量震害统计分析，震害主要部位在柱脚，应加强柱脚截面及配筋面积，本案缺少柱脚加强区的抗震构造措施，亦没有群仓连接处的附加钢筋(图3,4)，不满足抗震概念设计要求。

　　 根据该螺旋钢板仓的结构特点，拟采用整体与局部相结合的方法，利用大型通用有限元软件ABAQUS，对螺旋钢板仓结构进行数值模拟和计算，具体的模型计算需要选择不同的单元类型，见表1，模型见图5。

　　 有限元分析弹性薄壳，有两种不同的途径:一种是用薄壳单元组成的折板系统代替原来的薄壳，由平面应力状态和板弯曲应力状态加以组合而得到的薄壳应力状态，另一种是直接采用曲面单元，采用壳体理论推导单元刚度矩阵^[5]，本文采用后者来进行计算。

　　 根据设计草图，纵向钢筋屈服强度f_y=345MPa，箍筋屈服强度f_y=235MPa。筒仓钢板及槽钢抗拉强度均值根据试验检测结果分别取420,412MPa。

　　 混凝土材料模型选择ABAQUS自带的塑性损伤模型，混凝土塑性损伤模型中，塑性势能方程和屈服面方程的基本参数取值见表2。

　　 根据筒仓实际及检测鉴定情况以及《粮食钢板筒仓设计规范》(GB 50322—2011)^[4]，水泥对筒仓的作用力主要考虑:1)作用于筒仓仓壁的水平压力p_h;2)作用于筒仓仓底的竖向压力p_v;3)作用于筒仓仓壁的竖向摩擦力p_f。水泥的重力密度γ=16kN/m³，水泥对钢板的摩擦系数μ=0.3，水泥内摩擦角φ=30°，水泥水平侧压力系数k=1/3，筒仓的水力半径ρ=D₀/4=3.75m(D₀为筒仓直径)。则不同工况下荷载如表3所示。

　　 局部分析中，筒仓承受的水平向侧压力，在高度为17m处为-29.83kN/m²，在高度为10m处为-73.19kN/m²，相应承受的摩擦力分别为8.95kN/m²和21.96kN/m²。

　　 整体结构在下部钢筋混凝土柱底面采用固定端约束^[6]。

　　 在筒仓加劲肋分析中，竖向摩擦力采用surface traction荷载类型施加到筒仓内部，筒仓底部采用固定端约束。

　　 在局部加劲肋分析中，竖向摩擦力采用surface traction荷载类型施加到筒仓内壁，所分析的单元与上下筒体完全连接。

　　 根据实际检测情况结合计算分析，工况4下的变形和应力分布图见图6～9。从表4可以看出，随着筒仓所存水泥高度的增加，所计算的各项结果都呈现增长的趋势。

　　 水泥钢板筒仓的筒仓加劲肋分析的两种工况计算结果见表5。

　　 计算表明:两种工况下，应力最大值和位移最大值都位于筒仓的底部。应力都是从上向下遵循上小下大的规律。位移基本遵循上小下大的规律，但是在筒仓的中部，位移都较大，该规律与整体分析一致。

　　 根据实际筒仓破坏高度，在筒仓加劲肋分析的两种工况(工况Ⅰ:装料28m高;工况Ⅱ:装料30m高)计算时，破坏高度处的应力结果汇总见表6。破坏高度处的位移以及占最大位移的比例汇总结果见表7。

　　 从表6,7可以看出:在筒仓加劲肋的分析中，实际破坏高度处应力都低于钢板的屈服强度。在两种工况中，实际破坏高度处位移占最大位移的72%以上，位移比较大。

　　 根据实际的破坏情况，选取筒仓结构的局部模型，在局部节点加劲肋分析中，根据节点的连接情况分三种工况:工况A———筒仓节点完全连接;工况B———A节点部分连接;工况C———B节点部分连接，局部节点模型的计算结果汇总见表8。

　　 在局部节点加劲肋分析中，加劲肋与仓壁处由于连接的不同，会造成应力的不均匀分布，节点部位应力值超过筒仓钢板的屈服强度。

　　 工况A为加劲肋弱轴受弯布置时节点完全连接的计算，通过与加劲肋强轴受弯布置节点完全连接计算的比对，可以发现加劲肋按强轴布置时可降低筒仓的位移值，加劲肋按弱轴布置时，位移最大部位主要位于计算单元的中部，分布范围大。加劲肋按强轴布置时，位移最大的部位位于计算单元中部的筒仓壁边缘，但部分范围小，而且围绕加劲肋部位的筒仓壁位移小于按弱轴布置的情况。

　　 加劲肋按弱轴布置时，应力在筒仓的节点处会出现应力集中;加劲肋按强轴布置时，应力分布比较均匀，应力值为307.2MPa，在节点处没有明显的应力集中现象。

　　 通过上述采用ABAQUS有限元软件对水泥钢板筒仓的受力性能分析，可得以下几点结论:

　　 (1)通过整体分析可知，随着装载水泥高度的增加，筒仓整体结构的应力和位移水平不断增大。筒仓的应力和位移的最大值主要出现在筒仓的底部;混凝土梁以及内部钢筋应力值都低于材料的强度值;混凝土柱的混凝土应力值小于混凝土强度值。

　　 (2)在满仓工况和装料28m高时，筒仓底部应力都超过筒仓钢板的屈服强度，超出比例分别为0.16%和0.01%，在装料28m高时，筒仓中部位移比较大，达到21.07～22.87mm。在满仓时，筒仓中部位移值达到22.79～25.17mm。

　　 (3)当加劲肋以及节点连接板与筒仓部分连接时，根据连接的部位以及连接程度的不同，会出现不同的破坏情况，本文所分析的两种部分连接工况，都出现了不同程度加劲肋穿出筒体的破坏情况，而且在加劲肋穿出部位筒体的应力水平都超过钢板的屈服强度。

　　 (4)通过对比加劲肋分别按强轴和弱轴布置的受力情况发现，当加劲肋采用强轴布置时，筒仓壁的应力分布更加均匀，而且在节点处应力集中现象不明显，水平向的位移减小，但实际的筒仓结构中加劲肋按照弱轴进行布置。

　　 (5)从上述计算比对及损伤的宏观情况综合分析可以得出:某一加劲肋的连接节点处首先发生破坏，打破了原先的应力分布平衡，加大了周围加劲肋受力压力，在超过一个平衡点时，导致局部部分加劲肋连接节点全部破坏，部分加劲肋发生屈曲破坏，使得加劲肋与筒仓仓壁的协同作用失效，最终导致全部应力由仓壁承担，在应力超过仓壁材料的屈服强度时，筒仓仓壁发生褶皱变形，筒仓上部出现局部倾斜。

　　 (6)综合整体分析、筒仓加劲肋分析和加劲肋节点分析可知:实际筒仓结构的破坏并不是出现在筒仓应力和位移最大的部位;装料28m高时，实际破坏部位处应力和位移都较大，当节点出现连接破坏时，会造成筒仓壁不同程度的应力集中，应力值都超过筒仓壁钢板材料的屈服强度，位移增大形成局部屈曲，同时加劲肋会穿出筒仓壁进一步造成破坏，该破坏形态与实际破坏形态相符。

　　 通过上述检测、计算结果，经综合分析:

　　 (1)该螺旋钢板仓地基基础及垫层实际尺寸基本符合设计草图要求，基础现状良好，无明显的腐蚀，破碎痕迹;基础梁现龄期混凝土强度推定值偏低，从螺旋钢板仓仓下框架支撑结构梁柱节点连接情况完好及宏观检测情况看，相邻柱基的相对沉降差不满足地基规范的要求、局部框架柱顶部倾斜率大于地基规范的规定，其主要为施工粗糙、施工误差造成。

　　 (2)螺旋钢板仓下框架支撑结构主要构件现龄期混凝土强度推定值偏低，少数主要构件钢筋配置、保护层厚度、箍筋间距不满足《混凝土结构工程施工质量验收规范》(GB 50204—2015)规定，部分主要构件存在钢筋外露、锈蚀现象;其混凝土构件裂缝主要由混凝土的收缩、温度以及施工因素造成的缺陷扩展而形成;砌筑墙体裂缝主要因砌筑方法不正确，砌筑质量差而形成“游丁走缝”和“通缝”。

　　 从宏观检测情况看:螺旋钢板仓下框架支撑混凝土结构外观质量较差，砌体结构施工次序不明确，砌体存在组砌方法零乱、内外搭砌、上下错缝不正确等施工缺陷。

　　 (3)螺旋钢板仓下柱承框架抗震构造措施不满足抗震概念设计要求。

　　 (4)螺旋钢板仓仓体主要构件材料力学性能及尺寸满足设计草图，仓体加劲肋部分构件连接接口偏差大，加劲肋与仓壁钢板之间的焊接焊缝高度不连续、外形不均匀、成型较差、焊缝观感较差，上部整体筒仓变形已严重超出规范限值。

　　 仓体中部主要构件损伤严重，局部已完全失效，仅靠外围螺旋钢板的蒙皮效应支撑结构内部荷载;主要结构构件布置不妥，在受力、传力机理上并非十分合理，主要结构构造布置不满足《粮食钢板仓设计规范》(GB 50322—2011)^[4]规范要求。

　　 检测鉴定表明，该螺旋钢板仓事故定性为螺旋仓体上部主要结构构件连接节点破坏及失稳造成的局部倾斜，而并非整体倾斜，其事故原因可以从以下几个方面作以表述:

　　 (1)设计方面:筒仓仓体设计草图简单，缺少大部分结构细部构造做法、节点详图，如加劲肋连接节点详图、布置详图等，这些缺陷是造成结构安全隐患的基本原因。

　　 (2)构造方面:将加劲肋弱轴布置在筒仓仓壁受到水平压力最大的方向，大大削弱了槽钢的实际受力性能，造成了连接节点处的应力集中，从而增大了筒仓仓壁及加劲肋组合结构在受力方向的位移，极易形成局部失稳现象。

　　 (3)施工方面:加劲肋连接处垂直度存在较大偏差，竖向受力不连续，偏心较大，极易造成失稳;加劲肋与仓壁钢板之间的焊接长度范围内焊缝高度不连续、外形不均匀、成型较差;筒仓竖向加劲肋部分相邻连接节点在同一水平高度上，这将形成筒仓在水平压力作用下的薄弱环节，造成筒仓在上述节点处的脆性破坏。

　　 针对上述检测中出现的问题，考虑到螺旋钢板仓上部仓体的实际破损情况较重，加固难度较大，从经济性、可操作的难易性出发，建议对其拆除重建;对螺旋钢板仓仓下支撑结构虽然未在此次事故中出现重大损伤，但考虑到其结构体系不够完善，施工质量较差，建议由有资质的单位对其提出合理、有效的加固方案，进行适当加固。

　　 通过该工程事故案例的检测计算分析，可以看出，仓储类特种结构在概念设计、精心施工、合理使用几个环节都要确保较富裕的安全冗余度，这是保证构筑物在设计使用年限内结构安全、构件失效概率降低的前提条件，也是避免工程事故、降低经济损失的必要保证。