港口起重机抗震设计与加固*

贡金鑫 高树飞 闫路路 仇建磊 王伟男

(大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室 大连 116024)

港口起重机抗震设计与加固*

贡金鑫 高树飞 闫路路 仇建磊 王伟男

(大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室 大连 116024)

总结了港口起重机的震害和破坏形式，介绍了国内外港口起重机的抗震设计和抗震加固方法，并通过一实际案例研究了码头结构对起重机地震反应的影响.研究表明，基于承载力的抗震设计方法目前仍然是港口起重机抗震设计采用的主要方法，但基于性能的抗震设计方法正逐步得到应用；对于抗震性能不足的使用中的起重机，应选用合理的方案进行加固；起重机的地震反应与起重机-码头结构的相互作用有关，必要时起重机抗震设计应考虑码头结构的影响.

港口起重机；抗震设计；抗震加固；起重机-码头相互作用

0 引 言

港口起重机是码头正常运营必不可少的重要作业设备，作为一种钢结构，近年来的震害表明，港口起重机在地震作用下也同码头结构一样易于遭受破坏.作为大型装卸设备，港口起重机遭受损坏后会丧失使用功能，对其进行维修和更换需耗费大量时间，影响码头震后迅速恢复运营.因而，对于新造起重机有必要进行合理的抗震设计，而对已有的起重机应进行抗震性能评估和抗震加固.目前，我国仍缺乏专门的港口起重机抗震设计规范[1]，故文中在总结港口起重机的震害和破坏形式的基础上，介绍国内外起重机的抗震设计和抗震加固方法.通过一实际案例分析码头结构对起重机地震反应的影响.

1 港口起重机震害及破坏形式

1.1 港口起重机震害

图1 Nakajima 2号码头起重机的破坏

随着船舶向大型化方向发展，港口起重机的尺寸和重量也越来越大，同码头结构一样在地震作用下也易于遭受破坏.图1为1983年日本Nihonkai-Chubu地震中Nakajima 2号码头(板桩码头)的一个起重机破坏图，脱轨的立柱落于板桩码头的液化土上，导致起重机向陆侧倾斜约20°[2].图2为1985年智利地震中San Antonio港1号和2号泊位(重力式码头)起重机(轨距为 5.25 m)的破坏情况，起重机由于摆动和码头液化回填土的不均匀沉降而倾斜和倾覆.图3为1995日本HyogoKen-Nambu地震中起重机立柱的破坏图，立柱破坏不仅与起重机的惯性力有关，还与码头沉箱向海侧位移引起的轨距变大有关[3-4].图4为在1999年的土耳其Kocaeli地震中，Derince港6号码头(重力式)的起重机破坏图.图5为在太子港港的集装箱起重机由于地震引起的液化而沉入水中的破坏图[5].

图2 San Antonio港 起重机的破坏

图3 神户港起重机 的破坏

图4 Derince港6号码头 起重机的破坏

图5 太子港港起重机 的破坏

1.2 港口起重机的破坏形式

港口起重机中龙门式起重机较为常见，龙门式起重机由用于装卸货物的上部结构和用于固定位置及移动上部结构的支承结构组成，见图6.起重机一般为钢结构，支承结构为刚性框架或立柱为铰接，铰的位置在图6的A处.静止时通过锚定装置将起重机固定在轨道或码头结构上，此时起重机抵抗外力的能力最强；运行时起重机通过轮子与轨道的摩擦和轮子的翼缘抵抗外力以保持稳定.

图6 龙门式起重机示意图

地震中龙门式起重机的主要破坏形式包括：车轮脱轨、大车与立柱脱离、锚定装置断裂、屈曲以及倾翻.如果地震时起重机下面的码头面出现不均匀沉降，起重机会倾斜或翻倒，见图7a)；码头变形引起的两立柱间距增大会导致立柱脱轨或屈曲，见图7b)；起重机的摆动和码头结构水平力的交替作用也会引起立柱间距减小，摆动还会导致车轮脱轨或分离，见图7c)；当起重机有铰接立柱时，脱轨可能会导致起重机的倾斜或翻倒，见图7d).虽然锚定装置提供了更大的抗力，但相比于无锚定装置的情况，起重机门架内产生了更大的内力.

图7 龙门式起重机的破坏形式

2 起重机与码头抗震设计的区别

起重机与码头都是承载结构，只是使用功能不同.两者抗震设计的主要区别如下.

1) 与地面的接触方式不同 码头上部结构直接坐落在基床上(重力式码头)或通过桩基础固接在地基中(板桩码头和高桩码头)，永久固定在一个位置；起重机放置在轨道上，如果水平地震方向与起重机大车运行方向一致，则起重机沿轨道滑动不受约束或受比较小的约束；如果水平地震方向与起重机大车运行方向垂直，则起重机因受到地震作用而摆动，一侧立柱可能会与大车脱离.

2) 不满足平面和立面尽量规则要求 从保持良好的抗震性能考虑，港口码头力求保持平面和立面上规则；而由于使用功能的需要，起重机难以做到平面和立面上规则.例如,岸桥沿着小车行走方向是不对称结构，海侧前大梁的长度大于陆侧后大梁的长度，同时当小车运行到海侧最大外伸距作业时，整机的重心就更加偏向海侧，这不利于起重机自身的整体稳定.

3) 结构几何构型不同 港口码头形状是固定的，几何不可变；出于吊装的需要，起重机上部结构的几何形式是可变的，如上部小车的移动，集装箱起重机前大梁的转动等.在不同的几何构型下起重机的地震反应是不同的，抗震设计中需要考虑小车不利位置、吊臂水平和竖向不利角度.

4) 码头上起重机的振动属于二次反应 在地震作用下，码头受到地震波的激励发生振动，码头上的起重机又受到码头的激励发生振动.起重机与码头之间存在相互作用，码头结构的振动可能放大了地震对起重机的影响，也可能减小了对起重机的影响，与码头的自振周期有关，这与直接放置在地面上的起重机是不同的.

3 港口起重机抗震设计和加固方法

目前，大部分国家的起重机设计规范都不考虑地震作用，如文献[6]不要求计算地震荷载，但对于地震较活跃的国家，起重机抗震设计还是不可或缺的.港口起重机的抗震设计方法主要可以分为两种，即基于力的抗震设计方法和基于性能的抗震设计方法.基于力的方法主要是验算起重机的承载力是否满足要求，而基于性能的方法则是要求起重机满足各种预定的性能目标.

3.1 基于力的抗震设计方法

基于力的抗震设计方法一直为工程结构抗震设计所采用，是传统的抗震设计方法.基于力的抗震设计方法中常用的是拟静力法和反应谱法，而起重机抗震设计中拟静力法较为常用，下面是一些国家规范的相关规定.

3.1.1 中国

文献[7]指出，对于有特殊要求及在地震时会构成重大危害的起重设备需进行抗震计算，但规范没有地震作用计算的详细规定.文献[8]规定，对位于震区的大高度起重机(特别是固定塔式起重机)须考虑水平地震作用，地震荷载为

F=k1G

(1)

式中：G为起重机自重；k1为与地震烈度有关的地震荷载系数，按表1取值.

表1 地震荷载系数

文献[8]还规定，进行地震作用验算时，起重机空载，静止不动，不考虑风荷载；地震作用下产生的水平加速度，受起重机驱动车轮与轨道间粘着力或制动力矩的限制；对无轨移动式起重机，不需考虑地震作用.

3.1.2 日本

文献[9]采用两个设计地震水准；对于水准1

地震采用修正地震系数法(拟静力法)和反应谱法或时程分析法，对于水准2地震采用非线性时程分析法.基于修正地震系数法的地震荷载为

F=ksG

(2)

式中：

(3)

其中：ks为设计水平地震系数；k0为基本水平地震系数；β1为地区类别修正系数；β2为场地类别修正系数；β3为加速度放大系数；β4为起重机类型修正系数.

此外，文献[10]还考虑竖向地震作用，竖向设计地震系数kv取为ks的一半.

由此不难看出，拟静力法将起重机的自重乘以一个地震系数以考虑地震作用，计算较为简便、直观.我国规范采用的地震系数仅与地震烈度有关，而日本规范考虑了多种因素的影响，且考虑了竖向地震作用.

3.2 基于性能的抗震设计方法

基于力的抗震设计方法仅关注于结构的最大承载力，而对不同强度地震下结构的损伤程度关注不够，不能对不同强度地震下结构的可修复性和破坏造成的损失进行有效控制.基于性能的抗震设计方法对不同设计水准下的地震提出不同的性能要求，使结构地震损伤修复费用、倒塌损失与地震发生的不确定性得到合理的平衡.

3.2.1 国际航运协会

文献[11]规定了两个地震水准，水准1为结构使用期(一般取50年)内超越概率为50%的地震(重现期75年)，水准2为超越概率为10%的地震(重现期475年).该指南根据结构的重要性将其划分为4个性能等级，即S级、A级、B级和C级，表2给出了不同性能等级下的结构破坏程度.表3给出了起重机不同损坏程度下的破坏准则，定义破坏准则的参数见图8，表4为该指南建议的起重机抗震分析方法.

调研问卷显示，网店运营年限不足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%的网店员工人数少于5人，44.7%的网店月销售额低于10万元，另有18.9%的网店人员多于20人，15.3%的网店月销售额可达百万元，可见青岩刘网店运行状况活跃，较能吸引创业人才聚集，但大多数青岩刘卖家的网店规模较小，店铺生存不稳定，也缺少大卖家长期驻扎。

表2 不同性能等级下的破坏程度

3.2.2 Liftech公司

Liftech公司认为起重机的抗震设计应与码头结构保持协调，故文献[9]规定了两个地震动水准，即运行水平地震(EQO)和偶遇水平地震(EQC)，EQO为50年内超越概率为50%的地震，EQC为50年内超越概率为10%的地震.对于运行水平地震，Liftech要求起重机刚架应保持弹性，且损坏易于修复；对于偶遇水平地震，应考虑两种情况，即起重机倾覆(tiping)和特殊抗弯框架(special moment frame)[12].另外，要求起重机不

表3 起重机的破坏准则

表4 起重机的分析方法

图8 定义起重机破坏准则的参数

能倒塌并能保证生命安全.

Liftech规定，在运行水平地震下，起重机轨道可以损坏，但即使如此轨道设计也应基于地震下保持不坏的原则；在偶遇水平地震下，起重机某些车轮可能脱离轨道，抗震设计不需考虑码头的性能，认为码头可支承脱轨后的起重机.大车车轮制动器可能不能阻止大车行走方向的运动，从设计角度而言，大车行走方向的荷载不应根据车轮制动器的制动能力进行折减.

抗震分析中，考虑的起重机荷载包括起重机恒荷载和台车、提升系统和一半的额定吊载.考虑的起重机状态为吊臂水平、吊臂扬起4°角和吊臂完全扬起状态.为满足上述性能目标，Liftech采用了以下设计方法：①地震下起重机可以倾覆；②保持结构具有一定延性；③采用隔震装置.

1) 运行水平地震 运行水平地震采用基于力的方法，内力值为偶遇水平地震(EQC)与下式两个组合的较小值(不同时出现)，计算得到的应力不应超过AISC规范规定的应力值.对于吊臂举起的状态，台车应保持停放状态且无吊装货物.另外，分析中应考虑P-Δ效应，按AISC规范验算板的屈曲.

式中:DL为起重机恒荷载重量，包括所有永久性附属机械和设备的重量；TL为小车载重；LS为起升系统重量；LL为起升货物重量；DLX为小车行走方向考虑1g加速度的恒载；TLX为小车行走方向考虑1g加速度的小车载重；DLZ为大车行走方向考虑1g加速度的恒载；TLZ为小车行走方向考虑1g加速度的小车载重.在分析中，小车应处于最不利位置，还应考虑所有前大梁的位置和起重机的高度，并且大车和小车行走方向的正向和方向均应予以考虑.在车轮建模过程中，边界条件应能保证可以产生平行和垂直于大车轨道方向的拉力，即使在物理上可能是不可能的.如果主平衡梁销升高超过20 mm，应放松小车行走方向的约束，这样设计略显保守但比较合理.另外，所有通道、平台、电梯、电缆和其他组件均需进行抗震设计，以保证在运行水平地震下不损坏.

当作用在小车行走方向的侧向水平地震力造成陆侧立柱或者海侧立柱升起时，会发生关于大车行走方向的倾覆；同样，当作用在大车行走方向的侧向水平地震力引起左侧立柱(“左”为向海)或右侧立柱升起时，会发生关于小车行走方向的倾覆.在分析中，使起重机倾覆的侧向水平力按沿起重机高度均匀分布考虑，不考虑振型.同运行水平地震下的分析类似，计算得到的应力不应超过AISC 341规范规定的材料屈服应力的90%，且分析中应考虑P-Δ效应，并应按照AISC 341规范验算板的屈曲.另外，如果可将结构设计为能够绕大车行走方向或绕小车行走方向发生倾覆，那么不需考虑发生倾覆的方向上特殊抗弯框架的性能.

就“特殊抗弯框架”而言，对于小车行走方向上的荷载，应考虑P-Δ效应和非线性屈服，采用倒塌机制的方法(也称为Pushover分析)进行结构分析.在钢构件应变不超过其屈服应变6倍的情况下，在大梁处沿小车行走的正向和反向结构可分别出现0.75 m的位移.起重机会在结构屈服之前关于小车行走方向发生倾覆，因此不需要“特殊抗弯框架”承受大车行走方向的力.但是，应将引起起重机关于大车行走方向倾覆的力乘以0.3，再与“特殊抗弯框架”在小车行走方向的力进行组合.起重机的设计和分析应参考AISC 341规范，采用FEMA 356的广义力-位移曲线(见图9其中的参数见FEMA 356)，计算应力超过80%规定屈服应力处应使用厚实截面.当计算表明无需延性屈服时，构件设计的容许应力宜取为90%的规定屈服应力.所有连接屈服构件(即“特殊抗弯框架”中设计成屈服的构件)的节点应按屈服构件的完全塑性强度的1.3倍进行设计，完全塑性强度取为1.15倍的实测屈服应力.

图9 钢构件或组件的广义力-位移关系

图10 Liftech隔震系统

另外，设计起重机时采用隔振装置阻断码头与起重机的水平联系，减小码头传给起重机的地震力.隔振装置在建筑结构中应用较为普遍，Liftech公司开发了一种设置在起重机立柱和大梁之间的隔震装置，见图10，但目前仍未有起重机采用这一装置.图11为设置在起重机底梁与平衡梁销轴之间的一种较为常用的隔震装置.较于常规的抗震设计方法，采用隔震装置的费用比较高，但发生地震时起重机损坏的概率也小，同时起重机作用于码头结构的力降低.如果隔震装置是自恢复的，起重机可以在地震发生后立即恢复运行，在这种情况下隔震装置可能非常适合于大型起重机.

图11 底梁-平衡梁间的隔震装置

3.3 抗震加固

前面的抗震设计方法基本上针对的是新造的起重机，如果港口在最可能发生的地震出现后大部分起重机不能运行，有必要提高现有起重机的抗震性能.

1) 弹性倾覆 如果起重机门架的净距可减小且可安装支撑，那么将现有的起重机按可倾覆进行加固比较合适.图12为对一轨距为30.48 m的起重机进行加固的示例.

图12 增加门架支撑

2) 提高延性 通过增加起重机的刚度使其以延性的方式屈服是最简单的加固方式，见图13.当对起重机的净距有要求或增加门架支撑不可行时，这种加固方式是最合适的.

图13 增加刚度

3) 安装隔震装置 在现有起重机上安装隔震装置是费用最昂贵的加固方式，表5列出了不同抗震加固方案的优缺点.

表5 不同加固方案的优缺点

4 起重机-码头相互作用

港口起重机放置在码头上，而码头本身相对于地基也有水平运动，地震对起重机的作用是通过码头传递给起重机的.关于起重机与高桩码头的相互作用，Jaradat等[13]对长滩港码头的非线性时程分析表明，起重机对于码头的作用类似于阻尼器，起重机会减弱码头的地震反应；Shafieezadeh等[14]的研究表明，起重机不会在所有情况下都减弱码头的地震反应，在有的情况下可能会加大码头的反应；Priestley等[15]认为地震作用下A形门架起重机对码头的位移反应影响不大，可以忽略，但码头对起重机反应的影响较大.因此，如果起重机的固有周期(振型参与质量最大的振型的周期)小于2倍的码头弹性周期，应考虑起重机-码头的相互作用.

目前的研究主要针对的是地震下起重机对码头的影响，而码头对起重机影响的研究不多.如果将码头和起重机看作是一个振动体系，文献[16]认为可采用下式计算的放大因子f放大起重机的加速度反应(不考虑码头影响单独计算)，以考虑码头对起重机的影响.

(5)

式中:T为起重机固有周期；Tw为码头固有周期；ζ为阻尼比，可取为0.05.

然而式(5)为线性单自由度体系在简谐地面运动作用下体系相对位移(相对于地面)与地面运动的位移峰值的比值，将其用于加速度反应的修正是不合理的，简谐荷载下单自由度体系的加速度峰值与地面加速度的峰值之比应采用下式计算[17]：

如果不考虑地震动并非简谐荷载，而且起重机通常不是单自由度体系，那么在反应谱分析中可以近似分别采用式(5)和式(6)考虑码头对起重机位移和加速度反应的影响.另外，可近似参考长滩港码头设计规范，认为在起重机的固有周期小于2倍的码头的弹性周期时应考虑起重机-码头的相互作用.

某码头及其上的集装箱起重机示意图见图14.起重机轨距为18 m、基距为14 m，钢结构采用S355钢.码头宽28.5 m，排架间距6.3 m，结构段长度31.5 m.面板厚0.45 m，横梁、前后边梁及中纵梁高1.8 m、宽1.5 m；轨道梁高1.8 m、宽1.6 m.桩为钢管桩，采用Q345钢材.为研究码头对起重机的影响，考虑两种桩型，一种直径为550 mm、壁厚为9 mm，另一种直径为800 mm、壁厚为10 mm.岸坡土为砂土，内摩擦角为30°.

图14 码头和起重机示意图(尺寸单位：mm)

峰值地面加速度agR=0.20g，重要性系数γI=1.0，ag=γIagR=0.20g.场地系数S=1.15.采用1型水平反应谱，TB=0.2 s，TC=0.6 s，TD=2.0 s，阻尼比取5%，反应谱曲线见图15.采用SeismoArtif软件生成9条拟合于规范反应谱的人工地震波，人工地震波的峰值加速度amax=agS=0.23g.图15为由生成的人工地震波计算的反应谱与规范反应谱的比较.

图15 规范反应谱和人工地震波反应谱

利用结构分析软件SAP2000建立岸桥结构分析模型(见图16a))，采用软件中的框架单元模拟岸桥钢结构，材料为弹性，边界条件为约束支座处与地面相连节点的三个平动自由度及绕小车行走方向和竖向的转动自由度.另外，建立码头-岸桥结构分析模型(见图16b))，将桩径为550 mm的模型称为岸桥-码头模型I，另一个则称为岸桥-码头模型II；采用软件中的框架单元模拟码头和岸桥结构，考虑桩和土的非线性，但岸桥为弹性，边界条件为约束所有桩端的平动和转动，岸桥与码头通过支座连接，释放连接处绕大车行走方向(码头纵向)的弯矩.人工地震波的施加方向与小车行走方向一致，研究这一方向上岸桥结构模型和码头-岸桥结构模型地震反应的差别.

图16 有限元分析模型

图17～19分别示出了岸桥前大梁端部的位移时程(限于篇幅，仅给出3条波的结果)，图中umax为峰值位移.由图不难看出，由于码头的影响，同一地震波下两个模型的计算结果存在较大差别.

图17 岸桥模型前大梁端部相对于地面的位移

图18 码头-岸桥模型I前大梁端部相对于码头面的位移

图19 码头-岸桥模型II前大梁端部相对于码头面的位移

表6为9条地震波下岸桥模型和码头-岸桥模型前大梁端部的位移umax，表中还给出了多条地震波结果的平均值以及岸桥-码头模型与岸桥模型的位移比值.由表6可知，桩径为550 mm时，码头使起重机的位移减小18.9%；桩径为800 mm时，码头使起重机的位移增大6.5%.

表6 不同地震波下岸桥前大梁端部的位移 m

假如不考虑时程分析中岸桥并非单自由度体系.根据岸桥模型和码头-岸桥模型的振型分析，可得T=1.99 s，桩径为550 mm时，码头周期Tw1=1.10 s；桩径为800 mm时，码头周期Tw2=0.76 s.按式(5)可得放大系数分别为0.44和0.17，这显然与表6中的动力时程分析结果不符，因此将岸桥作为多自由度体系考虑时，不能采用式(5)或式(6)确定放大系数.另外，桩径为550 mm时，岸桥与码头的周期之比约为1.8，小于长滩港规范2倍的规定值，码头对起重机的影响较大；而桩径为800 mm时，岸桥与码头的周期之比约为2.6，大于规范2倍的规定值，码头对起重机的影响不大，可见长滩港的规定是可以参考的.

5 结 论

1) 港口起重机作为保证码头正常运行的重要大型设备，也应进行抗震设计，以免遭地震破坏，并保证震后与码头一起快速恢复运行.

2) 基于力的抗震设计方法目前仍是起重机抗震设计采用的主要方法，这一方法计算较为简便，但无法有效控制不同地震水平下起重机的反应，将逐步为基于性能的抗震设计方法所取代.

3) 对于抗震能力不足的起重机应选择合理的方案进行抗震加固，安装隔震装置最为有效，但费用较高.

4) 码头对起重机的抗震性能有一定影响，必要时起重机抗震设计中应予以考虑.

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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

*交通运输部项目资助(JTSBD201302130)

U653.921

10.3963/j.issn.2095-3844.2017.02.014

贡金鑫(1964—)：男，博士，教授，主要研究领域为结构设计理论和方法