“庫架合一”結構體系抗側力性能研究

曾大明 朱學華

（中交第三航務工程勘察設計院有限公司，上海200032）

0 引 言

近年來隨著我國物流行業的快速發展，倉庫建筑呈現出新的發展趨勢：首先，新型自動化取存貨架系統取代傳統的叉車取存方式得到廣泛應用，這使得貨架結構排布密度較傳統倉庫大大增加；其次，出于增大庫容量和提高經濟效益的需求，建設方對貨架高度的要求越來越高，這導致對倉庫建筑高度的要求也越來越高。基于以上發展趨勢和市場需求，越來越多的新型自動化高架立體倉庫建成運營。

自動化高架立體倉庫的高度一般超過20 m。該種類型建筑的貨物取存工藝對結構水平位移角有特殊限值要求，一般要求不大于1/400，小于我國鋼結構設計標準中對各類鋼結構彈性層間位移角的最小容許值（1/250）［1］。如果結構體系采用傳統的門式剛架結構，要滿足水平作用下的位移控制要求對結構計算和設計來說較為困難，而且為了達到足夠的抗側剛度，結構構件的截面高度往往較大，且常需要采用剛接柱腳方可滿足位移限值要求，這種情況下的結構基礎工程量往往也較大。又因為該種倉庫建筑高度一般要大于傳統門剛結構的高度適用限值（18 m）［2］，其構件的板件寬厚比或高厚比須按普通鋼結構標準進行控制，這就會導致結構板件厚度較大，造成結構用鋼量顯著增大。總之，在自動化高架立體倉庫建筑中，如果采用傳統的門式剛架結構體系，結構計算滿足相關指標往往較為困難，且結構工程用量往往十分不經濟。

在上述背景下，“庫架合一”結構體系的出現為高架立體倉庫建筑提供了新的結構體系解決方案。“庫架合一”結構體系把工業貨架和庫房的承重結構合為一體，既承受來自風、雪、地震各種外部荷載作用，又作為設備貨架，同時承受著變化莫測的貨物流動荷載的作用［3］。這種結構形式，既要滿足由電子計算機控制的堆垛機工作對貨架的精度要求，同時還要將全部貨架作為一個整體結構進行力學分析，以滿足強度、剛度和穩定等結構要求。

近年來，該結構形式在我國有了較快的發展，在嘉興、常熟、淮陰、上海、儀征等地相繼有建成投入使用，而在日本、韓國、中國地區臺灣等也有較大數量的“庫架合一”結構形式實例。但我國目前在該結構形式的設計方面尚無規范可循，多為根據經驗設計，相關計算理論和特性研究也不是很充分［4］。因此，本文基于某采用“庫架合一”結構體系的高架立體倉庫工程實例，利用Midas Gen有限元軟件進行結構整體建模計算分析，對該類型結構體系在風荷載和地震作用下的抗側力性能進行研究。

1 庫架合一結構體系介紹

高架立體倉庫建筑常用的結構體系有兩種：一種是傳統的門式剛架結構體系（圖1），即建筑內部貨架與建筑主體結構之間是分離的；另一種是“庫架合一”結構體系（圖2），即貨架除承受貨物的荷載外，還兼作倉庫的骨架支承屋面和墻面圍護。

圖1 門式剛架結構體系Fig.1 Structural system of gabled frame

圖2 “庫架合一”結構體系Fig.2 Structural system of‘integration of shelf-structure and main-structure’

“庫架合一”結構體系有兩種屬性：第一，它屬于特種結構，需要承受所有的建筑荷載；第二，它屬于設備貨架，設計時庫房的承重格構柱是按貨格的尺寸設計的，其格構柱本身就是倉庫貨架的立柱，承受建筑荷載的同時還承受貨物的靜載與動載。由于兩種屬性要求，貨架結構必須同時滿足建筑結構和貨架結構兩方面的要求［5］。

“庫架合一”結構體系的典型縱、橫向結構布置系統分別如圖3和圖4所示。

豎向結構體系主要由立柱、柱片、背拉支撐系統以及半剛接框架組成，其中半剛接框架由立柱、橫梁以及節點形成；橫向水平荷載通過屋架和柱片形成的多跨門式結構傳至基礎，縱向水平荷載則通過背拉支撐系統與半剛接框架組成的雙重抗側力體系傳至基礎。

水平結構體系主要由屋架和橫梁組成。屋面荷載通過屋架直接傳至立柱，貨物荷載則通過橫梁傳至立柱，豎向荷載均經立柱（柱片）傳至基礎。屋架將橫向各列貨架在頂部連系在一起，形成整體。

圖3 典型橫向結構體系Fig.3 Typical transversal structural system

圖4 典型縱向結構體系Fig.4 Typical longitudinal structural system

2 工程概況

本工程實例位于江蘇省太倉市，為某商品物流轉運中心。因日常運行時貨物的存儲及取運量較大，故建設方要求按自動化高架立體倉庫進行設計，并采用“庫架合一”結構體系。工程實例現場照片見圖5。

圖5 工程實例照片Fig.5 Project picture

本工程結構高度37 m，平面尺寸36.8 m ×84 m。結構主要平面和立面尺寸詳見圖6 和圖7。貨架的結構尺寸根據貨物托盤及貨箱高度等尺寸綜合確定，同時貨架結構按照其兼做主體結構支撐建筑外圍護及抵抗外荷載進行結構計算和設計。典型貨架結構布置見圖8-圖10，倉庫內部貨架存取貨物實景見圖11。

圖6 結構橫向布置（單位：m）Fig.6 Transverse structure layout（Unit：m）

圖7 結構縱向布置（單位：m）Fig.7 Longitudinal structural layout（Unit：m）

圖8 貨架縱向平面結構（單位：m）Fig.8 Longitudinal plan-layout of shelf（Unit：m）

主要設計參數：設計使用年限為50 年；安全等級為二級；結構重要性系數為1.0；抗震設防類別為丙類；抗震設防烈度為7 度，設計基本加速度為0.10g，設計地震分組為第一組，場地類別為Ⅲ類，特征周期為0.45 s；阻尼比取0.04。

圖9 貨架縱向立面結構（單位：m）Fig.9 Longitudinal elevation-layout of shelf（Unit：m）

圖10 貨架典型柱片及與屋架連接結構Fig.10 Typical shelf column and roof connection

圖11 內部貨架貨物布置Fig.11 Goods arrangement on inner shelf structure

主要結構構件的截面形式、尺寸及材質：①鋼柱：□120×6.0；②鋼梁：橫向□80×5.0，縱向：□120×80×5.0；③柱片內斜撐：□60×5.0；④背撐拉桿：φ20圓鋼。⑤結構材質均為Q235B。

每層貨架承擔的豎向荷載主要有：①托盤貨物，1.5 kN/m2；②噴淋管道及電氣橋架等機電吊掛荷載，0.25 kN/m2；③托盤，0.25 kN/m2。

屋面豎向荷載：恒載0.5 kN/m2；活載0.5 kN/m2。基本風壓0.5 kN/m2，地面粗糙度類別B類；基本雪壓0.4 kN/m2。

3 結構建模

本工程結構采用Midas Gen 有限元軟件進行建模及計算。三維整體結構有限元模型如圖12所示，結構模型平、立面布置示意見圖13-圖16。結構桿件單元類型均為一般梁單元。橫梁與鋼柱的連接、支撐兩端的連接以及柱腳連接均定義為鉸接。

圖12 三維結構整體模型Fig.12 3D structural model

圖13 結構模型橫向立面Fig.13 Transverse layout of structure model

圖14 結構模型縱向立面Fig.14 Longitudinal layout of structural model

圖15 結構模型中間層平面Fig.15 Interlayer layout of structural model

圖16 結構模型屋面層平面Fig.16 Roof layout of structural model

4 結構抗側力性能研究

4.1 風荷載作用下的抗側力性能研究

水平風荷載作用（下文簡稱WL）下的結構位移計算結果如圖17 和圖18 所示。結構頂部最大橫向位移為20 mm（位移角：1/1 850），結構頂部最大縱向位移為2 mm（位移角：1/18 500），均滿足要求。

圖17 橫向風荷載作用下結構水平位移（單位：mm）Fig.17 Horizontal displacement under wind load（Unit：mm）

圖18 縱向風荷載作用下結構水平位移（單位：mm）Fig.18 Longitudinal displacement under wind load（Unit：mm）

分析橫向風荷載作用下結構水平位移計算結果可知：①邊排貨架變形為兩端小中間大，類似于簡支梁計算模型；中間排貨架下部變形為彎曲型，上部變形為剪切型，整體呈彎剪型。②橫向風荷載作用下，最大位移發生在邊排貨架豎向中間位置（36 mm），超過了結構的頂部水平位移。

對比分析邊排和中間排貨架結構在橫向風荷載作用下的計算結果可知：①兩者剛度不同：邊排貨架柱片為單排格構式結構，抗側及抗彎剛度較小；中間排貨架柱片為多跨聯合格構式結構，抗側及抗彎剛度較大；②兩者荷載作用方式不同：對于邊排貨架，風載荷作用于整個豎向高度范圍內；對于中間排貨架，風荷載僅作用于結構最頂部；③兩者靜力計算模型不同：對于邊排貨架，中間排貨架的較大剛度在頂點位置為邊排貨架提供較強水平向支撐，可簡化為一個水平支座。其荷載作用方式及靜力計算方案可簡化為圖19 所示。對于中間排貨架，風荷載通過邊排貨架頂部傳遞至屋面桁架，再由屋面桁架傳遞到各中間排貨架結構最頂部。其荷載作用方式及靜力計算方案可簡化為圖20所示。

圖19 邊排貨架結構風荷載靜力計算方案Fig.19 Static calculation scheme of edge column under wind load

圖20 中間排貨架結構風荷載靜力計算方案Fig.20 Static calculation scheme of middle column under wind load

分析縱向風荷載作用下結構水平位移計算結果可知：由于貨架結構在縱向長度較大，抗側剛度較大，縱向風荷載作用下的位移最大值發生在結構頂部（2 mm），位移絕對值非常小，幾乎可忽略不計。

綜合前述分析，雖然該結構高度較高（37 m），遠大于傳統單層鋼結構倉庫（一般≤18 m），但該結構在水平風荷載作用下的頂部水平位移遠小于規范要求（H/250）及工藝要求（H/400），說明“庫架合一”結構體系具有良好的抗風側移性能。

4.2 地震作用下的抗側力性能研究

地震作用計算方法分析：貨架結構上的貨物質量是經常變化的，因此質量沿高度分布經常是不均勻的。因此，底部剪力法不適用于“庫架合一”結構體系的抗震計算。時程分析方法雖然得到的計算結果更為精確，但是較為繁瑣。考慮到由于嚴苛的位移限制，“庫架合一”結構體系的鋼結構處于彈性工作狀態，因此采用反應譜方法進行抗震驗算較為合理。

該工程抗震設防烈度7 度（0.10g），抗震計算采用的反應譜參考《建筑抗震設計規范》［6］。在采用反應譜方法對結構進行抗震計算時，重力荷載代表值取結構自重標準值和各可變荷載組合值之和（其中，針對該種倉庫建筑的貨物存放特點，貨物可變荷載地震作用組合值系數取0.8）。

需要特別說明的是，由于該種結構體系上的貨物分布情況變化性較大，導致質量分布沿豎向和水平向常處于不均勻狀態。而不同的貨物質量分布假定會導致不同的結構自振周期，從而導致不同的地震反應。故本文假定了3 種不同的貨物質量布置模式進行地震作用分析研究，即第1 種：均勻布置（滿布貨物質量，圖21）；第2 種：水平向不均勻布置（左半部滿布貨物質量，右半部空置，圖22）；第3種：豎向不均勻布置（上半部滿布貨物質量，下半部空置，圖22）。在圖21、圖22中，陰影區域或箭頭區域表示布置貨物質量區域，其余為空置區域。

圖21 貨物質量均勻滿布Fig.21 Uniform goods arrangement on shelf structure

圖22 貨物質量水平向不均勻布置Fig.22 Non-uniform goods arrangement on shelf structure in horizontal

由于文章篇幅所限，下文僅給出第1 種貨物質量布置模式（均勻滿布）的圖形計算結果。其余兩種情況的主要計算結果詳見表1。

圖23 貨物質量豎向不均勻布置Fig.23 Non-uniform goods arrangement on shelf structure under vertical load

貨物質量均勻滿布模式下，結構自振特性分析結果見圖24-圖26。前三階振型分別為：第一階振型為橫向平動，第二階振型為扭轉，第三階振型為縱向平動。對于“庫架合一”結構體系，結構橫向整體剛度最小，而縱向結構尺寸很長，使得縱向的整體剛度要大得多，結構的抗扭剛度比縱向的整體剛度要小，造成了結構扭轉振型的提前出現，與一般規則結構的兩個平動振型后伴隨扭轉振型的規律不同。

圖24 第一階振型（T1=1.39 s）Fig.24 First order mode shape（T1=1.39 s）

貨物質量均勻滿布模式下，水平地震作用（下文簡稱EQ）結構位移計算結果見圖27 和圖28。分析可得：①地震作用下，結構變形呈彎剪型。②結構在橫向地震和縱向地震作用下的頂部位移分別為20 mm（位移角：1/1 850）和14 mm（位移角：1/2 640），均滿足要求。

圖25 第二階振型（T2=1.28 s）Fig.25 Second order mode shape（T2=1.28 s）

圖26 第三階振型（T3=0.96 s）Fig.26 Third order mode shape（T3=0.96 s）

圖27 橫向地震作用下結構位移（單位：mm）Fig.27 Horizontal displacement under earthquake load（Unit：mm）

圖28 縱向地震作用下結構位移（單位：mm）Fig.28 Longitudinal displacement under earthquake load（Unit：mm）

3 種不同貨物質量布置模式下的地震作用計算主要結果匯總詳見表1。

通過3 種貨物質量布置模式下的地震作用計算分析發現：①第1 種貨物質量均勻滿布情況下的結構整體平均位移最大。因為該種模式下的貨物總質量最大，相應的地震作用最大。②第2 種貨物質量水平向不均勻布置情況下，結構整體扭轉效應最為明顯，結構布置貨物質量部分與未布置貨物質量部分的橫向水平地震位移存在明顯差值。且由于質量分布不均引起的地震扭轉效應，導致結構平面角點處的最大水平位移較第1 種模式更大。③第3 種貨物質量豎向不均勻布置模式下，因上半部滿布貨物質量，下半部空置，導致“頭重腳輕”，整體重心抬高，結構前兩階自振周期超過了第1種模式。④3種模式下，結構整體水平位移角均滿足要求。

表1 地震作用計算結果Table 1 Results of earthquake analysis

綜合前述分析，“庫架合一”結構體系前3 階振型呈現出依次為平動、扭轉和平動的特點。地震作用下，“庫架合一”結構體系的側向變形呈彎剪型。雖然該結構高度較高（37 m），遠大于傳統單層鋼結構倉庫（一般≤18 m），但該結構在水平地震作用下的頂部位移遠小于鋼結構標準要求（H/250）及工藝要求（H/400），說明“庫架合一”結構體系具有良好的抗水平地震側移性能。

5 結 論

根據上述結合工程實例進行的“庫架合一”結構體系抗側力性能研究，得出的主要結論如下：

（1）“庫架合一”結構體系具有良好的抗側力性能。在水平風荷載和地震作用下，結構頂部位移較小，遠小于規范要求和工藝要求，可以滿足庫板、機械等對水平位移提出的嚴苛要求，非常適用于高度較大的自動化高架立體倉庫建筑。

（2）“庫架合一”結構體系最外側的邊排貨架受水平風荷載影響最大，中部變形最大，可簡化為上下兩端鉸接的簡支梁模型。中間排貨架受風荷載作用可簡化為施加在貨架結構最頂部的水平向集中力。

（3）“庫架合一”結構體系的橫向整體抗側剛度最小，縱向整體抗側剛度最大，整體抗扭剛度位于兩者之間，前三階振型呈現出依次為平動、扭轉和平動的特點。

（4）“庫架合一”結構體系在地震作用下的變形為彎剪型。反應譜方法最適用于“庫架合一”結構體系的抗震計算。

（5）“庫架合一”結構體系中，由于屋面桁架將密布貨架結構連為整體，具有較強的整體抗側力性能，更利于抗風和抗震。相對于傳統門式剛架結構體系，其省去了主體結構鋼柱、鋼梁，節省了鋼結構用量及基礎用量，增加了庫容量，因此具有顯著的經濟效益。

（6）“庫架合一”結構體系應用于高架立體倉庫時，穩定性控制顯得尤為重要，嚴格控制側移，保證結構的整體剛度，是結構設計的關鍵。

（7）“庫架合一”結構體系的地震反應受貨物質量分布模式影響較大。結構計算和設計應考慮貨物質量不均勻分布。