某廠房吊車起重量升級可行性分析

劉 婷 （中鐵建安工程設計院有限公司，陜西 西安 710061）

單層工業廠房是國內工業生產采用最為廣泛的結構，其可靠性和安全性直接關系到日常生產的順利進行。近年來伴隨著我國工業技術的飛速發展、企業生產工藝的改進以及生產設備的更新，廠房吊車噸位的提升已成為企業發展不可避免的需求[1]。廠房吊車升級后引起的吊車荷載增加，對廠房結構構件以及廠房整體可靠性的影響不可忽略，因此，需要對此類廠房進行可靠性鑒定，以確定其可靠性和安全性滿足規范要求[2]。

1 工程概況

該項目建筑結構形式為兩連跨（A～B：20m+、B～C：20m）單層鋼結構廠房，柱距為8.0m，兩跨均設有吊車，軌頂標高均為6.0m。結構形式為門式剛架結構，剛架梁、柱、吊車梁均采用焊接H型鋼。屋面板及墻面板均為彩鋼板，圍護結構采用冷彎薄壁C型檁條及墻梁，柱間支撐及屋面支撐均采用角鋼和槽鋼。

2 吊車升級內容

在廠房A～B 跨及B～C 跨交1～12 軸區間內原有5t吊車基礎上再各增加一臺7t吊車。原吊車及新增吊車參數見表1。

表1 原吊車及新增吊車參數

3 相關理論依據

3.1 受彎構件的強度（鋼吊車梁）

3.1.1 在主平面內受彎的實腹式構件，其受彎強度應按式（1）計算：

式中Mx、My為同一截面處繞x 軸和y 軸的彎矩設計值，N·mm,；Wnx、Wny為對x 軸和y 軸的凈截面模量，mm3；γx、γy為對主軸x、y的截面塑性發展系數；f為鋼材的抗彎強度設計值，N/mm2。

3.1.2 在主平面內受彎的實腹式構件，除考慮腹板屈曲后強度值外，其受剪強度應按式（2）計算：

式中V為計算截面沿腹板平面作用的剪力設計值，N；S為計算剪應力處以上（或以下）毛截面對中和軸的面積矩，mm3；I為構件的毛截面慣性矩，mm4；tw為構件的腹板厚度，mm；fv為鋼材抗剪強度設計值，N/mm2。

3.1.3 除本標準[3]第6.2.1條所規定情況外，在最大剛度主平面內受彎的構件，其整體穩定性應按式（3）計算：

式中Mx為繞強軸作用的最大彎矩設計值，N·mm；Wx為按受壓最大纖維確定的梁毛截面模量，mm3；?b為梁的整體穩定性系數；f為鋼材的抗彎強度設計值，N/mm2。

3.1.4 除本標準［3］第6.2.1 條所指情況外，在兩個主平面受彎的H 型鋼截面或工字型截面構件，其整體穩定性應按式（4）計算：

式中Mx、My為同一截面處繞x 軸和y 軸的彎矩設計值，N·mm；Wx、Wy為按受壓最大纖維確定的對x 軸的穩定計算截面模量和對y 軸的毛截面模量，mm3；?b為繞強軸彎曲所確定的梁整體穩定系數；γy為對主軸y的截面塑性發展系數；f為鋼材的抗彎強度設計值，N/mm2。

3.2 鋼牛腿的計算

3.2.1 牛腿應力的計算見式（5）式（6）：

式中M=F·e；σ為牛腿受彎強度，N/mm2；τv為牛腿受剪強度，N/mm2；F為作用到牛腿上集中力設計值，N；e為F到鋼柱翼緣距離，mm；W0為牛腿根部的凈截面模量，mm3；tw為構件的腹板厚度，mm；hw為構件的腹板高度，mm；f為鋼材的抗彎強度設計值，N/mm2；fv為鋼材抗剪強度設計值，N/mm2。

3.2.2 牛腿與鋼柱連接焊縫計算

牛腿的上、下翼緣與鋼柱宜采用完全焊透的對接V形焊縫，此時焊縫與鋼材等強，因此不必計算。當采用角焊縫時，其焊腳尺寸應由計算求得：

式中M=F·e；Nt為按照彎矩等效計算的牛腿水平力，N；H為牛腿根部高度，mm；σt為垂直于焊縫長度方向的應力，N/mm2；F為作用到牛腿上集中力設計值，N；e為F到鋼柱翼緣距離，mm；hw為角焊縫高度，mm；lw為角焊縫長度，mm；fwf為角焊縫的強度設計值，N/mm2。

4 評估依據及復核內容

4.1 評估依據

甲方提供的設計工程委托書及該工程設計合同要求的內容，5t 及7t 單梁吊吊車樣本以及國家現行的相關規范、規程及規定。

4.2 復核內容

選取吊車梁及牛腿進行結構復核。吊車升級后吊車輪壓引起的吊車梁作用效應（彎矩、剪力）≤吊車梁所能承受的最大作用效應（彎矩、剪力），則復核滿足，反之則不滿足。

5 吊車升級復核

5.1 吊車梁復核

因最大輪壓不能滿足要求，故對新增7t 吊車吊鉤橫向運行范圍加以限定。

5.1.1 吊車自重引起的輪壓值計算：

式中Pmin為最小輪壓，kN；Pmax為最大輪壓，kN；n為每一吊車輪數；G為吊車起重量，kN；G0為吊車總質量，kN。

由表1 中7t 吊車樣本可知：最大輪壓Pmax=60.1kN，最小輪壓Pmin=10.8kN。從而由式（9）計算可得吊車總質量G0=7.18t，即71.8kN，則由吊車自重引起的輪壓為：P1=71.8kN/4=17.95kN。

5.1.2 限位后吊車輪壓引起的吊車梁作用效應（彎矩、剪力）

現限定7t吊車吊鉤最大運行范圍為兩端各距吊車端頭不小于4.25m的區間段內（長度≤10m）如圖1所示。

圖1 7t吊車吊鉤最大運行范圍

計算可得，在吊鉤限定運行范圍內的支座反力最大值RA=53.92kN、最小值RB=16.08kN。從而在吊鉤限定運行范圍內由吊車吊重引起的最大、最小輪壓分別為：Pmax=RA/n=26.96kN，Pmin=RB/n=8.04kN（n為吊車一側輪數）。

由《建筑結構荷載規范》（GB 50009-2012）6.3.1條［4］可知，對懸掛吊車（包括電動葫蘆）及工作級別A1～A5的軟鉤吊車，動力系數可取1.05。

綜上所示，在吊鉤運行10m范圍內的最大輪壓Pmax=1.05×（P1+Pmax）=47.2kN，最小輪壓Pmin=1.05×（P1+Pmin）=27.3kN。經PKPM 計算，可得該輪壓產生的吊車梁作用效應（彎矩設計值、剪力設計值）分別為203.5kN·m、120.6kN。計算簡圖如圖2～圖4所示。

圖2 7t吊車示意圖及參數（單位：t、m）

圖3 7t吊車梁絕對最大豎向、水平彎矩（設計值）計算簡圖/mm

圖4 7t吊車梁絕對最大剪力（設計值）計算簡圖/mm

5.1.3 原設計吊車梁參數對比

由原設計中《吊車梁平面布置圖》可知，原廠房吊車梁選用型號為GDL7.5-2（Q235鋼），查圖集［5］得該吊車梁所能承受的最大彎矩、剪力設計值分別為277.7kN·m、157.5kN。綜上所述，原有吊車梁承受荷載標準值及設計值對比如表2所示。

表2 吊車梁承受荷載標準值及設計值對比

根據表2，可知在吊車升級后，在限定吊鉤及吊車運行范圍的情況下，吊車輪壓引起的吊車梁作用效應（彎矩、剪力）＜吊車梁所能承受的最大作用效應（彎矩、剪力），原吊車梁滿足使用要求。

5.2 牛腿復核

由原設計圖可知，牛腿截面尺寸為h×b×tw×t=460×300mm×10mm×14mm（Q345-B，焊條E50），偏心距e=350mm。并且限制5t及7t吊車在滿載情況下不能同時出現在同跨或相鄰跨。

由PKPM鋼結構計算程序（版本為2021(V1.3.1)）計算7t 吊車作用下吊車梁復核可得，吊車最大輪壓傳至柱牛腿的反力為78.113kN。原設計GDL7.5-2 自重為571kg，P43 軌自重為43kg/m，廠房柱距為8m。則經計算可得：吊車梁及軌道傳至牛腿的荷載為571kg+43kg/m×8m=915kg，考慮零星構件荷載取915kg×1.05=960.75kg，恒載組合值960.75kg × 1.3=1249.0kg，即12.490kN。 從而牛腿所承受剪力V=78.113kN +12.490kN=90.603kN，偏心距e=350mm。牛腿截面及焊縫強度手算如圖5所示。

圖5 牛腿截面及焊縫強度計算

經過計算得出牛腿在7t 吊車限位作用下，截面強度如表3所示。

表3 牛腿截面強度

根據表3 數據，吊車升級后，在限定吊鉤及吊車運行范圍的情況下，牛腿所承受剪力作用效應（正應力、剪應力）＜牛腿所能承受的最大作用效應（正應力、剪應力），原牛腿滿足使用要求。

6 結語

由于吊車升級，原吊車梁上P24軌道需全部更換為P43軌道，且新增7t吊車吊鉤運行范圍應嚴格按照距吊車兩端均不小于4.25m使用，限位器由廠方自定。新增7t吊車后，如果考慮兩臺吊車同時并吊使用，且滿負荷最不利位置工作，新增吊車與原有吊車之間需采取吊車大車縱向限位措施［6］，與原5t吊車須離開一個柱距運行。這樣在滿足新的工業生產流程及設備產品要求的情況下，根據結構計算實際，合理增加吊車限位措施，即可簡化吊車升級方案，降低升級改造成本，為老舊廠房生產工藝革新換代及吊車升級改造提供了一個切實可行的參考方案。