港口起重機抗震設計與加固*

貢金鑫 高樹飛 閆路路 仇建磊 王偉男

(大連理工大學海岸和近海工程國家重點實驗室 大連 116024)

港口起重機抗震設計與加固*

貢金鑫 高樹飛 閆路路 仇建磊 王偉男

(大連理工大學海岸和近海工程國家重點實驗室 大連 116024)

總結了港口起重機的震害和破壞形式，介紹了國內外港口起重機的抗震設計和抗震加固方法，并通過一實際案例研究了碼頭結構對起重機地震反應的影響.研究表明，基于承載力的抗震設計方法目前仍然是港口起重機抗震設計采用的主要方法，但基于性能的抗震設計方法正逐步得到應用；對于抗震性能不足的使用中的起重機，應選用合理的方案進行加固；起重機的地震反應與起重機-碼頭結構的相互作用有關，必要時起重機抗震設計應考慮碼頭結構的影響.

港口起重機；抗震設計；抗震加固；起重機-碼頭相互作用

0 引 言

港口起重機是碼頭正常運營必不可少的重要作業設備，作為一種鋼結構，近年來的震害表明，港口起重機在地震作用下也同碼頭結構一樣易于遭受破壞.作為大型裝卸設備，港口起重機遭受損壞后會喪失使用功能，對其進行維修和更換需耗費大量時間，影響碼頭震后迅速恢復運營.因而，對于新造起重機有必要進行合理的抗震設計，而對已有的起重機應進行抗震性能評估和抗震加固.目前，我國仍缺乏專門的港口起重機抗震設計規范[1]，故文中在總結港口起重機的震害和破壞形式的基礎上，介紹國內外起重機的抗震設計和抗震加固方法.通過一實際案例分析碼頭結構對起重機地震反應的影響.

1 港口起重機震害及破壞形式

1.1 港口起重機震害

圖1 Nakajima 2號碼頭起重機的破壞

隨著船舶向大型化方向發展，港口起重機的尺寸和重量也越來越大，同碼頭結構一樣在地震作用下也易于遭受破壞.圖1為1983年日本Nihonkai-Chubu地震中Nakajima 2號碼頭(板樁碼頭)的一個起重機破壞圖，脫軌的立柱落于板樁碼頭的液化土上，導致起重機向陸側傾斜約20°[2].圖2為1985年智利地震中San Antonio港1號和2號泊位(重力式碼頭)起重機(軌距為 5.25 m)的破壞情況，起重機由于擺動和碼頭液化回填土的不均勻沉降而傾斜和傾覆.圖3為1995日本HyogoKen-Nambu地震中起重機立柱的破壞圖，立柱破壞不僅與起重機的慣性力有關，還與碼頭沉箱向海側位移引起的軌距變大有關[3-4].圖4為在1999年的土耳其Kocaeli地震中，Derince港6號碼頭(重力式)的起重機破壞圖.圖5為在太子港港的集裝箱起重機由于地震引起的液化而沉入水中的破壞圖[5].

圖2 San Antonio港 起重機的破壞

圖3 神戶港起重機 的破壞

圖4 Derince港6號碼頭 起重機的破壞

圖5 太子港港起重機 的破壞

1.2 港口起重機的破壞形式

港口起重機中龍門式起重機較為常見，龍門式起重機由用于裝卸貨物的上部結構和用于固定位置及移動上部結構的支承結構組成，見圖6.起重機一般為鋼結構，支承結構為剛性框架或立柱為鉸接，鉸的位置在圖6的A處.靜止時通過錨定裝置將起重機固定在軌道或碼頭結構上，此時起重機抵抗外力的能力最強；運行時起重機通過輪子與軌道的摩擦和輪子的翼緣抵抗外力以保持穩定.

圖6 龍門式起重機示意圖

地震中龍門式起重機的主要破壞形式包括：車輪脫軌、大車與立柱脫離、錨定裝置斷裂、屈曲以及傾翻.如果地震時起重機下面的碼頭面出現不均勻沉降，起重機會傾斜或翻倒，見圖7a)；碼頭變形引起的兩立柱間距增大會導致立柱脫軌或屈曲，見圖7b)；起重機的擺動和碼頭結構水平力的交替作用也會引起立柱間距減小，擺動還會導致車輪脫軌或分離，見圖7c)；當起重機有鉸接立柱時，脫軌可能會導致起重機的傾斜或翻倒，見圖7d).雖然錨定裝置提供了更大的抗力，但相比于無錨定裝置的情況，起重機門架內產生了更大的內力.

圖7 龍門式起重機的破壞形式

2 起重機與碼頭抗震設計的區別

起重機與碼頭都是承載結構，只是使用功能不同.兩者抗震設計的主要區別如下.

1) 與地面的接觸方式不同 碼頭上部結構直接坐落在基床上(重力式碼頭)或通過樁基礎固接在地基中(板樁碼頭和高樁碼頭)，永久固定在一個位置；起重機放置在軌道上，如果水平地震方向與起重機大車運行方向一致，則起重機沿軌道滑動不受約束或受比較小的約束；如果水平地震方向與起重機大車運行方向垂直，則起重機因受到地震作用而擺動，一側立柱可能會與大車脫離.

2) 不滿足平面和立面盡量規則要求 從保持良好的抗震性能考慮，港口碼頭力求保持平面和立面上規則；而由于使用功能的需要，起重機難以做到平面和立面上規則.例如,岸橋沿著小車行走方向是不對稱結構，海側前大梁的長度大于陸側后大梁的長度，同時當小車運行到海側最大外伸距作業時，整機的重心就更加偏向海側，這不利于起重機自身的整體穩定.

3) 結構幾何構型不同 港口碼頭形狀是固定的，幾何不可變；出于吊裝的需要，起重機上部結構的幾何形式是可變的，如上部小車的移動，集裝箱起重機前大梁的轉動等.在不同的幾何構型下起重機的地震反應是不同的，抗震設計中需要考慮小車不利位置、吊臂水平和豎向不利角度.

4) 碼頭上起重機的振動屬于二次反應 在地震作用下，碼頭受到地震波的激勵發生振動，碼頭上的起重機又受到碼頭的激勵發生振動.起重機與碼頭之間存在相互作用，碼頭結構的振動可能放大了地震對起重機的影響，也可能減小了對起重機的影響，與碼頭的自振周期有關，這與直接放置在地面上的起重機是不同的.

3 港口起重機抗震設計和加固方法

目前，大部分國家的起重機設計規范都不考慮地震作用，如文獻[6]不要求計算地震荷載，但對于地震較活躍的國家，起重機抗震設計還是不可或缺的.港口起重機的抗震設計方法主要可以分為兩種，即基于力的抗震設計方法和基于性能的抗震設計方法.基于力的方法主要是驗算起重機的承載力是否滿足要求，而基于性能的方法則是要求起重機滿足各種預定的性能目標.

3.1 基于力的抗震設計方法

基于力的抗震設計方法一直為工程結構抗震設計所采用，是傳統的抗震設計方法.基于力的抗震設計方法中常用的是擬靜力法和反應譜法，而起重機抗震設計中擬靜力法較為常用，下面是一些國家規范的相關規定.

3.1.1 中國

文獻[7]指出，對于有特殊要求及在地震時會構成重大危害的起重設備需進行抗震計算，但規范沒有地震作用計算的詳細規定.文獻[8]規定，對位于震區的大高度起重機(特別是固定塔式起重機)須考慮水平地震作用，地震荷載為

F=k1G

(1)

式中：G為起重機自重；k1為與地震烈度有關的地震荷載系數，按表1取值.

表1 地震荷載系數

文獻[8]還規定，進行地震作用驗算時，起重機空載，靜止不動，不考慮風荷載；地震作用下產生的水平加速度，受起重機驅動車輪與軌道間粘著力或制動力矩的限制；對無軌移動式起重機，不需考慮地震作用.

3.1.2 日本

文獻[9]采用兩個設計地震水準；對于水準1

地震采用修正地震系數法(擬靜力法)和反應譜法或時程分析法，對于水準2地震采用非線性時程分析法.基于修正地震系數法的地震荷載為

F=ksG

(2)

式中：

(3)

其中：ks為設計水平地震系數；k0為基本水平地震系數；β1為地區類別修正系數；β2為場地類別修正系數；β3為加速度放大系數；β4為起重機類型修正系數.

此外，文獻[10]還考慮豎向地震作用，豎向設計地震系數kv取為ks的一半.

由此不難看出，擬靜力法將起重機的自重乘以一個地震系數以考慮地震作用，計算較為簡便、直觀.我國規范采用的地震系數僅與地震烈度有關，而日本規范考慮了多種因素的影響，且考慮了豎向地震作用.

3.2 基于性能的抗震設計方法

基于力的抗震設計方法僅關注于結構的最大承載力，而對不同強度地震下結構的損傷程度關注不夠，不能對不同強度地震下結構的可修復性和破壞造成的損失進行有效控制.基于性能的抗震設計方法對不同設計水準下的地震提出不同的性能要求，使結構地震損傷修復費用、倒塌損失與地震發生的不確定性得到合理的平衡.

3.2.1 國際航運協會

文獻[11]規定了兩個地震水準，水準1為結構使用期(一般取50年)內超越概率為50%的地震(重現期75年)，水準2為超越概率為10%的地震(重現期475年).該指南根據結構的重要性將其劃分為4個性能等級，即S級、A級、B級和C級，表2給出了不同性能等級下的結構破壞程度.表3給出了起重機不同損壞程度下的破壞準則，定義破壞準則的參數見圖8，表4為該指南建議的起重機抗震分析方法.

調研問卷顯示，網店運營年限不足1年的占比23.8%，1年-3年的占比29.5%，3年-5年的占比20.9%，5年-10年的占比25.8%；58.6%的網店員工人數少于5人，44.7%的網店月銷售額低于10萬元，另有18.9%的網店人員多于20人，15.3%的網店月銷售額可達百萬元，可見青巖劉網店運行狀況活躍，較能吸引創業人才聚集，但大多數青巖劉賣家的網店規模較小，店鋪生存不穩定，也缺少大賣家長期駐扎。

表2 不同性能等級下的破壞程度

3.2.2 Liftech公司

Liftech公司認為起重機的抗震設計應與碼頭結構保持協調，故文獻[9]規定了兩個地震動水準，即運行水平地震(EQO)和偶遇水平地震(EQC)，EQO為50年內超越概率為50%的地震，EQC為50年內超越概率為10%的地震.對于運行水平地震，Liftech要求起重機剛架應保持彈性，且損壞易于修復；對于偶遇水平地震，應考慮兩種情況，即起重機傾覆(tiping)和特殊抗彎框架(special moment frame)[12].另外，要求起重機不

表3 起重機的破壞準則

表4 起重機的分析方法

圖8 定義起重機破壞準則的參數

能倒塌并能保證生命安全.

Liftech規定，在運行水平地震下，起重機軌道可以損壞，但即使如此軌道設計也應基于地震下保持不壞的原則；在偶遇水平地震下，起重機某些車輪可能脫離軌道，抗震設計不需考慮碼頭的性能，認為碼頭可支承脫軌后的起重機.大車車輪制動器可能不能阻止大車行走方向的運動，從設計角度而言，大車行走方向的荷載不應根據車輪制動器的制動能力進行折減.

抗震分析中，考慮的起重機荷載包括起重機恒荷載和臺車、提升系統和一半的額定吊載.考慮的起重機狀態為吊臂水平、吊臂揚起4°角和吊臂完全揚起狀態.為滿足上述性能目標，Liftech采用了以下設計方法：①地震下起重機可以傾覆；②保持結構具有一定延性；③采用隔震裝置.

1) 運行水平地震 運行水平地震采用基于力的方法，內力值為偶遇水平地震(EQC)與下式兩個組合的較小值(不同時出現)，計算得到的應力不應超過AISC規范規定的應力值.對于吊臂舉起的狀態，臺車應保持停放狀態且無吊裝貨物.另外，分析中應考慮P-Δ效應，按AISC規范驗算板的屈曲.

式中:DL為起重機恒荷載重量，包括所有永久性附屬機械和設備的重量；TL為小車載重；LS為起升系統重量；LL為起升貨物重量；DLX為小車行走方向考慮1g加速度的恒載；TLX為小車行走方向考慮1g加速度的小車載重；DLZ為大車行走方向考慮1g加速度的恒載；TLZ為小車行走方向考慮1g加速度的小車載重.在分析中，小車應處于最不利位置，還應考慮所有前大梁的位置和起重機的高度，并且大車和小車行走方向的正向和方向均應予以考慮.在車輪建模過程中，邊界條件應能保證可以產生平行和垂直于大車軌道方向的拉力，即使在物理上可能是不可能的.如果主平衡梁銷升高超過20 mm，應放松小車行走方向的約束，這樣設計略顯保守但比較合理.另外，所有通道、平臺、電梯、電纜和其他組件均需進行抗震設計，以保證在運行水平地震下不損壞.

當作用在小車行走方向的側向水平地震力造成陸側立柱或者海側立柱升起時，會發生關于大車行走方向的傾覆；同樣，當作用在大車行走方向的側向水平地震力引起左側立柱(“左”為向海)或右側立柱升起時，會發生關于小車行走方向的傾覆.在分析中，使起重機傾覆的側向水平力按沿起重機高度均勻分布考慮，不考慮振型.同運行水平地震下的分析類似，計算得到的應力不應超過AISC 341規范規定的材料屈服應力的90%，且分析中應考慮P-Δ效應，并應按照AISC 341規范驗算板的屈曲.另外，如果可將結構設計為能夠繞大車行走方向或繞小車行走方向發生傾覆，那么不需考慮發生傾覆的方向上特殊抗彎框架的性能.

就“特殊抗彎框架”而言，對于小車行走方向上的荷載，應考慮P-Δ效應和非線性屈服，采用倒塌機制的方法(也稱為Pushover分析)進行結構分析.在鋼構件應變不超過其屈服應變6倍的情況下，在大梁處沿小車行走的正向和反向結構可分別出現0.75 m的位移.起重機會在結構屈服之前關于小車行走方向發生傾覆，因此不需要“特殊抗彎框架”承受大車行走方向的力.但是，應將引起起重機關于大車行走方向傾覆的力乘以0.3，再與“特殊抗彎框架”在小車行走方向的力進行組合.起重機的設計和分析應參考AISC 341規范，采用FEMA 356的廣義力-位移曲線(見圖9其中的參數見FEMA 356)，計算應力超過80%規定屈服應力處應使用厚實截面.當計算表明無需延性屈服時，構件設計的容許應力宜取為90%的規定屈服應力.所有連接屈服構件(即“特殊抗彎框架”中設計成屈服的構件)的節點應按屈服構件的完全塑性強度的1.3倍進行設計，完全塑性強度取為1.15倍的實測屈服應力.

圖9 鋼構件或組件的廣義力-位移關系

圖10 Liftech隔震系統

另外，設計起重機時采用隔振裝置阻斷碼頭與起重機的水平聯系，減小碼頭傳給起重機的地震力.隔振裝置在建筑結構中應用較為普遍，Liftech公司開發了一種設置在起重機立柱和大梁之間的隔震裝置，見圖10，但目前仍未有起重機采用這一裝置.圖11為設置在起重機底梁與平衡梁銷軸之間的一種較為常用的隔震裝置.較于常規的抗震設計方法，采用隔震裝置的費用比較高，但發生地震時起重機損壞的概率也小，同時起重機作用于碼頭結構的力降低.如果隔震裝置是自恢復的，起重機可以在地震發生后立即恢復運行，在這種情況下隔震裝置可能非常適合于大型起重機.

圖11 底梁-平衡梁間的隔震裝置

3.3 抗震加固

前面的抗震設計方法基本上針對的是新造的起重機，如果港口在最可能發生的地震出現后大部分起重機不能運行，有必要提高現有起重機的抗震性能.

1) 彈性傾覆 如果起重機門架的凈距可減小且可安裝支撐，那么將現有的起重機按可傾覆進行加固比較合適.圖12為對一軌距為30.48 m的起重機進行加固的示例.

圖12 增加門架支撐

2) 提高延性 通過增加起重機的剛度使其以延性的方式屈服是最簡單的加固方式，見圖13.當對起重機的凈距有要求或增加門架支撐不可行時，這種加固方式是最合適的.

圖13 增加剛度

3) 安裝隔震裝置 在現有起重機上安裝隔震裝置是費用最昂貴的加固方式，表5列出了不同抗震加固方案的優缺點.

表5 不同加固方案的優缺點

4 起重機-碼頭相互作用

港口起重機放置在碼頭上，而碼頭本身相對于地基也有水平運動，地震對起重機的作用是通過碼頭傳遞給起重機的.關于起重機與高樁碼頭的相互作用，Jaradat等[13]對長灘港碼頭的非線性時程分析表明，起重機對于碼頭的作用類似于阻尼器，起重機會減弱碼頭的地震反應；Shafieezadeh等[14]的研究表明，起重機不會在所有情況下都減弱碼頭的地震反應，在有的情況下可能會加大碼頭的反應；Priestley等[15]認為地震作用下A形門架起重機對碼頭的位移反應影響不大，可以忽略，但碼頭對起重機反應的影響較大.因此，如果起重機的固有周期(振型參與質量最大的振型的周期)小于2倍的碼頭彈性周期，應考慮起重機-碼頭的相互作用.

目前的研究主要針對的是地震下起重機對碼頭的影響，而碼頭對起重機影響的研究不多.如果將碼頭和起重機看作是一個振動體系，文獻[16]認為可采用下式計算的放大因子f放大起重機的加速度反應(不考慮碼頭影響單獨計算)，以考慮碼頭對起重機的影響.

(5)

式中:T為起重機固有周期；Tw為碼頭固有周期；ζ為阻尼比，可取為0.05.

然而式(5)為線性單自由度體系在簡諧地面運動作用下體系相對位移(相對于地面)與地面運動的位移峰值的比值，將其用于加速度反應的修正是不合理的，簡諧荷載下單自由度體系的加速度峰值與地面加速度的峰值之比應采用下式計算[17]：

如果不考慮地震動并非簡諧荷載，而且起重機通常不是單自由度體系，那么在反應譜分析中可以近似分別采用式(5)和式(6)考慮碼頭對起重機位移和加速度反應的影響.另外，可近似參考長灘港碼頭設計規范，認為在起重機的固有周期小于2倍的碼頭的彈性周期時應考慮起重機-碼頭的相互作用.

某碼頭及其上的集裝箱起重機示意圖見圖14.起重機軌距為18 m、基距為14 m，鋼結構采用S355鋼.碼頭寬28.5 m，排架間距6.3 m，結構段長度31.5 m.面板厚0.45 m，橫梁、前后邊梁及中縱梁高1.8 m、寬1.5 m；軌道梁高1.8 m、寬1.6 m.樁為鋼管樁，采用Q345鋼材.為研究碼頭對起重機的影響，考慮兩種樁型，一種直徑為550 mm、壁厚為9 mm，另一種直徑為800 mm、壁厚為10 mm.岸坡土為砂土，內摩擦角為30°.

圖14 碼頭和起重機示意圖(尺寸單位：mm)

峰值地面加速度agR=0.20g，重要性系數γI=1.0，ag=γIagR=0.20g.場地系數S=1.15.采用1型水平反應譜，TB=0.2 s，TC=0.6 s，TD=2.0 s，阻尼比取5%，反應譜曲線見圖15.采用SeismoArtif軟件生成9條擬合于規范反應譜的人工地震波，人工地震波的峰值加速度amax=agS=0.23g.圖15為由生成的人工地震波計算的反應譜與規范反應譜的比較.

圖15 規范反應譜和人工地震波反應譜

利用結構分析軟件SAP2000建立岸橋結構分析模型(見圖16a))，采用軟件中的框架單元模擬岸橋鋼結構，材料為彈性，邊界條件為約束支座處與地面相連節點的三個平動自由度及繞小車行走方向和豎向的轉動自由度.另外，建立碼頭-岸橋結構分析模型(見圖16b))，將樁徑為550 mm的模型稱為岸橋-碼頭模型I，另一個則稱為岸橋-碼頭模型II；采用軟件中的框架單元模擬碼頭和岸橋結構，考慮樁和土的非線性，但岸橋為彈性，邊界條件為約束所有樁端的平動和轉動，岸橋與碼頭通過支座連接，釋放連接處繞大車行走方向(碼頭縱向)的彎矩.人工地震波的施加方向與小車行走方向一致，研究這一方向上岸橋結構模型和碼頭-岸橋結構模型地震反應的差別.

圖16 有限元分析模型

圖17～19分別示出了岸橋前大梁端部的位移時程(限于篇幅，僅給出3條波的結果)，圖中umax為峰值位移.由圖不難看出，由于碼頭的影響，同一地震波下兩個模型的計算結果存在較大差別.

圖17 岸橋模型前大梁端部相對于地面的位移

圖18 碼頭-岸橋模型I前大梁端部相對于碼頭面的位移

圖19 碼頭-岸橋模型II前大梁端部相對于碼頭面的位移

表6為9條地震波下岸橋模型和碼頭-岸橋模型前大梁端部的位移umax，表中還給出了多條地震波結果的平均值以及岸橋-碼頭模型與岸橋模型的位移比值.由表6可知，樁徑為550 mm時，碼頭使起重機的位移減小18.9%；樁徑為800 mm時，碼頭使起重機的位移增大6.5%.

表6 不同地震波下岸橋前大梁端部的位移 m

假如不考慮時程分析中岸橋并非單自由度體系.根據岸橋模型和碼頭-岸橋模型的振型分析，可得T=1.99 s，樁徑為550 mm時，碼頭周期Tw1=1.10 s；樁徑為800 mm時，碼頭周期Tw2=0.76 s.按式(5)可得放大系數分別為0.44和0.17，這顯然與表6中的動力時程分析結果不符，因此將岸橋作為多自由度體系考慮時，不能采用式(5)或式(6)確定放大系數.另外，樁徑為550 mm時，岸橋與碼頭的周期之比約為1.8，小于長灘港規范2倍的規定值，碼頭對起重機的影響較大；而樁徑為800 mm時，岸橋與碼頭的周期之比約為2.6，大于規范2倍的規定值，碼頭對起重機的影響不大，可見長灘港的規定是可以參考的.

5 結 論

1) 港口起重機作為保證碼頭正常運行的重要大型設備，也應進行抗震設計，以免遭地震破壞，并保證震后與碼頭一起快速恢復運行.

2) 基于力的抗震設計方法目前仍是起重機抗震設計采用的主要方法，這一方法計算較為簡便，但無法有效控制不同地震水平下起重機的反應，將逐步為基于性能的抗震設計方法所取代.

3) 對于抗震能力不足的起重機應選擇合理的方案進行抗震加固，安裝隔震裝置最為有效，但費用較高.

4) 碼頭對起重機的抗震性能有一定影響，必要時起重機抗震設計中應予以考慮.

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Seismic Design and Retrofit for Harbor Cranes

GONG Jinxin GAO Shufei YAN Lulu QIU Jianlei WANG Weinan

(TheStateKeyLaboratoryofCoastalandOffshoreEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian116024,China)

A review of seismic damages and failure modes for harbor cranes is conducted, and the seismic design and retrofit methods used in China and abroad are presented. A case study is implemented to investigate the influence of wharf structure on the seismic response of crane. It is shown that the force-based design method is dominant in the seismic design of cranes currently, while the performance-based design method has been gradually accepted in industry. For existing cranes with poor seismic performance, appropriate retrofit options should be adopted. It is also found that wharf structures may play an important role in the seismic response of cranes such that the influence of wharf structures should be addressed in the seismic design of cranes.

harbor cranes; seismic design; seismic retrofit; crane-wharf interaction

2016-12-17

*交通運輸部項目資助(JTSBD201302130)

U653.921

10.3963/j.issn.2095-3844.2017.02.014

貢金鑫(1964—)：男，博士，教授，主要研究領域為結構設計理論和方法