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由风荷载引起的龙门起重机的脱轨和破裂
Francesco Frendo
文章历史：
收到2016年3月7日
收到修订表格 4月29日
接受2016年5月5日
在线2016年5月7日
关键词：
龙门起重机
脱轨
风荷载
失败
设计错误
概述：
在本文中对龙门式起重机的灾难性脱轨进行了分析。在110km/h持续强风的作用下，起重机开始移动，并且在行驶了大约60m之后脱轨和坍塌。幸运的是，事故中并没有人员伤亡。
起重机轨道夹具必须参照标准中给出的数据，即能抵抗的风的强度来确定尺寸。对该起重机和安装的夹具的数据进行技术分析而得出的结论是一个微不足道的错误——由于在风推力的评估中没有考虑空气动力系数——导致了起重机在无法工作的风载荷强度下继续运行。由于这个原因，夹具没能做出正确的工作反应，实际上，这可能由于在起重机所安装使用的工厂地区的不同导致重机承受最强的风载荷发生了变化。基于起重机几何形状和风记录的分析显示，实际上，在事故发生时，风力超过了夹具的负荷能力。基于梁模型对起重机受载情况所进行平面分析，能够解释起重机塌缩的方式是起重机围绕其中一个支腿的垂直轴线旋转；固定支腿和转向架之间所施加负载的不同导致几个钢轨锚固螺栓的破裂。事故是由设计误差引起的，这次事故显示出了在这种情况下对于起重机安全装置进行多次独立检查并且准确评估的必要性，特别是在对于操作者具有显着风险的大型工厂的情况下。
- 介绍
在论文中对龙门式起重机的灾难性故障进行了分析。故障是由强风导致的，起重机开始漂移、脱轨并坍塌，如图1和图2所示。在顶部舱上的操作员所写的起重机故障报告中显示，在非常强的风的作用下，起重机与轨道夹具接触，在很短时间内，起重机开始移动，并且在约十几米（约50-60m）处脱轨。
与起重机相关的安全方面与风险的分析被认为是关于起重机施工作业的一个重要问题，特别是在建筑业[1-5]。虽然在起重机结构的完整性和稳定性上考虑气候效应和风的作用已经在几个作品中讨论过，但是，根据作者的知识，这种涉及由风引起的起重机漂移的事故在以前技术文献中没有记载。（参见例如最近的论文[6-9]）。
图1。事故发生后起重机的图片。摆腿仍然在移动轨道上，而固定的腿已经扭曲，部分落在石船上（也见图2）。
图 2.事故发生后固定支腿的细节。一些铁路锚固螺栓断裂，转向架脱轨，将轨道的一部分扭曲到行驶轨道下面。
根据标准，风荷载是基于由不同的操作条件所给定的参考速度而得到的[10-12]。以N/m计的动态风压必须通过与风速V相关的下列关系式以m/s来评估：
p=0.613Vsup2;（1）
起重机承受的风速可以高达28m/s（100.8km/h），对应于约为500N/msup2;的动态压力（标准中给出的值）。另一方面，使起重机停止作用的风载荷是与地面高度相关的函数，对于高度在20m和100m之间的结构，为42m/s（151.2km/h），对应于约为1100N/msup2;的动态压力（标准中给出的值）。标准还给出了如何评估由于风载引起的漂移阻力和推荐使用铁轨夹或类似的替代措施，以防止停机漂移。
- 起重机几何构造和故障描述
该起重机是一个老建筑，可追溯到二十世纪四十年代，工作于化石船队。图3示出了起重机的示意图：其由具有不同长度的两个支腿和具有起升机构的上部结构组成。行程轨道和载荷提升高度之间的跨度分别约为90m和24m。总高度为33m，上部结构的高度为约9m。对于摆锤和固定腿，腿的高度分别为大约22.5m和17m。每条腿以两个转向架固定，每个转向架有两个钢轮（直径120厘米）与双法兰，以保持转向架在轨道上（图4）。
最近，在21世纪初，每个转向架上装置了一个新的被动轨道夹具（夹子安装在属于摆腿的转向架上，在图1中可见）。
在被动夹具中，摩擦垫通过一系列Belleville垫圈压靠轨道，并且在制动期间，摩擦负载被反作用块（在摩擦垫的每一侧上有一个块）抵消，该反作用块固定在夹具壳体上（图6）。为了允许起重机在行驶轨道上移动，设计人员使用液压回路来克服弹簧预加载，从而脱离夹具（图6）。
图 3.示意图：（a）龙门起重机的前视图和（b）侧视图。
图4.一个带轮子的转向架（拆卸起重机后拍摄的图片）
分析人员在对起重机进行检查后，特别是在事故发生后对夹具进行详细检查后，发现以下情况：
*摆腿与行走轨道上的两个转向架保持在一起（图1），而在相对侧，顶视图中固定腿逆时针扭曲，并且在轨道上的一些锚定螺栓断裂之后脱轨（图2）;因此，起重机的一些结构坍塌;
*由于结构的毁坏（图7a），或者因为用于将反应块固定到夹具壳体上的螺栓的断裂（图7b），安装在摆腿上的夹具的摩擦垫不再处于其工作位置;一个摩擦垫被发现在化石船队周围，在起重机未漂移前的起始位置附近，另一个仍然在夹子上，然而它不再能够施加任何制动动作（见图7和图8）。
图5.可以看到被动夹具的两个转向架（摆腿的那些）的图片。由于由非常高的接触负载引起的永久变形，两个夹具的轴线在事故后相对于轨道在相同的方向上倾斜。
图 6.轨道夹具示意图。
- 事故重新分析
作为意大利法院的专家顾问的提交人在上交的事故分析和重建报告中对起重机在两个不同阶段进行了分析。在第一部分中，将铁轨夹具的容量与当前规定的要求以及事故时刻的风荷载进行比较，以了解设计人员是否对夹具的承载能录进行设计并且验证实际风载荷是否超过其最大容量。之后，提供分析以试图解释起重机塌缩的方式，这在本文中已经参考图1和2进行了描述。
3.1与事故相关的夹具设计和风荷载
根据标准[10-12]，必须通过以下关系获得作用在起重机的每个元件上的风荷载F（以牛顿表示）：
F=pACf（2）
其中p是由公式给出的动态风压。
（1）A是所考虑结构的有效迎风面积，Cf为该部分的形状系数。该系数取决于元件的几何形状并给出在参考表中：对于平侧截面，如构成起重机结构的那些Cf=1.7[9]。然后，通过对构成起重机的所有部件的载荷进行求和，还应该考虑屏蔽效应，从而可以获得作用在起重机上的总风力载荷。另外，考虑到起重机的分类（A8类），标准推荐使用1.2的安全系数应用于公式。
（2）在与钢轨夹具安装相关的技术报告中显示，动态风压p=1.1kN/m（相当于42m/s的风），起重机的总有效迎风面积A=350m。没有考虑形状系数，因此，用于起重机所能承受的总风力负荷估计为462kN（46.2吨）。
每个设计好的铁轨夹具，理论上最大的承载能力为124 kN，总制动能力为496 kN（49.6吨）。另外，设计人员的报告中没有考虑安全系数。参考这一点，还值得注意的是最大夹具能力估计应该考虑到垫和轨道之间的0.58的理论摩擦系数;该值由TUV认证用于新的摩擦垫。
在事故分析重建期间进行的对于有效面积的准确评价揭示了该技术报告中对于有效面积存在某些低估。设计人员还应该考虑形状系数C=1.7，相对于设计人员在夹具安装的技术报告中所得出的使起重机停止作用的46.2吨的风载，实际上的风载荷f等于1100kN（110吨），比施工方所计算的更大，为夹具所能承受风载的2.2倍。该分析报告显示起重机应该具有更大承载能力的夹具或者具有可替代的防漂移系统，而不是单单的42.6吨夹具承载。这是事故是由于不准确的计算而导致的有力证据。
图 7.事故发生后属于摆腿的导轨夹的底视图。由于承载摩擦垫（a）的系统的破裂或者反应块（b）的螺栓的破裂而使摩擦垫不再处于正确位置（也参见图8）。
另一方面，即使不考虑夹具的设计问题，事故重建也是必须基于事故时的风荷载。实际风荷载是根据两个独立的数据进行估计的：1.由位于厂房中起重机附近（图9a）的风速计。2.从南丫岛网站取得的数据所作的记录;Lamma是由托斯卡纳地区和意大利国家研究委员会建立的公共财团，在该事故地区有气象站（图9b）。事故发生在午夜后，在当时情况下，以这两个记录为基础，所得出起重机所承受的强风的平均风速约为90-100公里/小时，阵风约为110公里/小时（见图9b）。
由计算结果表明起重机所承受强风的平均速度真的接近理论上的最大阵风速度，这意味着风是强度高并且连续不断的。搜索南丫网站上的记录，证实了该次强风风作为在过去3年中记录的最强风（特别是参考平均速度）的结果，并且这证实了在事故发生时存在特别关键的条件。
通过考虑风向（SO，代表西南，在图9b中）和从新计算的有效面积，并且考虑减少正面面积和额外的载荷来评估沿起重机支腿滑动方向的风载荷。
通过使用关系式（1）和（2），在风速V=108km/h（30m/s）时获得的总风载荷为431kN，这真正接近于最大理论夹紧能力496kN。类似地，可以发现341kN的风载荷对应于96km/h（26.7m/s）的风速。
可以容易地得出结论，如果考虑摩擦系数为0.5或更低（代替标称值0.58），风载荷超过了夹紧能力。特别地，如果分别假定摩擦系数为0.5或0.4，摩擦系数的这些值看起来可能考虑摩擦垫的磨损（参见图10）以及垫和轨道表面的非完美状态，则整个夹具容量变为428kN或342kN，风载荷更远超过夹紧能力。
前面的分析表明，很可能在事故发生时，风载荷超过最大夹紧能力，并且若是施工人员在对夹紧系统进行正确和安全的设计后肯定会防止这种情况。
图 8.（a）失去制动功能的摆腿（图7b所示的一个）的夹具的底视图。（图7b和8a）左反应块的三个螺栓断裂（b）。
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- 起重机负荷分析和故障说明
可以进行的合理地假设是，在漂移开始时，摆腿的夹具失去了其摩擦垫;事实上，如第2节中已经陈述的，摆腿的摩擦垫之一在化石车队中位于起重机初始位置附近（漂移前）。由于承载系统的毁坏或者将反应块固定到夹具壳体的螺栓的断裂，摩擦垫不再处于正确的位置（图7和图8）。这种破裂可能是由于由动态风引起的高摩擦载荷和粘滑现象而导致的载荷的作用，最终导致了转向架结构的变形（这些也可以在图5中识别）和轨道表面的扭曲。为了简单起见，图11表示在分布的风力和惯性负载的作用下，刚好在脱轨之前的起重机的变形形状的平面模型。通过支腿的轨道施加在起重机上的约束力方向是不同的，假设在摆腿侧，摩擦垫在初始漂移阶段期间损失（参见第2节的结尾）。
在两侧，轨道通过存在于转向架中的轴承传递弯曲反作用力（参见图4）。这些分别用M1和M2表示。另外，在图5的左侧，如图11所示，固定腿在12中具有两个摩擦垫，并且可以施加纵向制动力，在图中用F表示。该分析被认为是静态的，并且在该图中，假定代表安装在固定支腿上的夹具的总制动负载的纵向负载F等于分布的风和惯性负载的合成，表示为q。由夹紧能力限制的制动力F被假定为已知常数。在图1的方案中，假设所有的载荷都应用在平面中。实际上，分布的风压和惯性载荷施加在相对于轨道的一定高度处，这导致在两个支腿的转向架上承受着不同的垂直载荷（前转向架，在漂移方向上，在起重机减速期间承受较高的垂直负载，并且在加速的情况下反之）。然而，这里假设这种垂直负载转移没有影响制动负载，因为夹紧动作由位于夹具内部的贝氏弹簧的预载荷（参见图6）确定，而不是由车轮和轨道之间交换的垂直负载（如在车辆中发生的）确定的。
图1所示的系统。11是静态不确定的，因为旋转平衡由分力M1和M2两者提供. 该系统可以通过用于静态不确定光束的标准解决方法容易地求解，并且获得以下结果：
M1=FL/3 (3a)
M2=FL/6 (3b)
然后，可以得出结论，在事故的瞬间，已经在固定腿的侧面上采取制动动作时，由轨道施加在固定腿上的反作用力矩是由轨道在摆动腿上施加的力矩的两倍。这意味着在转向架和轨道之间交换的负载在固定支腿侧更大，因此解释了相应导轨的锚固螺栓的破裂以及由此导致的脱轨现象。
可以观察到，反作用力矩的方向与图1和图2中已经示出的方向一致。实际上，如图1所示，固定腿通过轨道上的转向架施加的力矩与力矩M的方向相反。值得注意的是，上面给出的力矩M1和M2相对于它们的实际值有点过高估计，因为它们是假设梁在水平面中的末端部分为零旋转而获得的;这与假设无限刚性的腿相同。
图 9.事故日期的风速。记录位于起重机附近的风速计（a），南丫气象站记录（b）。南丫记录（图（b））显示每小时4个值，表示每个季度的平均风速（上图）和阵风最大速度（下图）。
图10.事故后摩擦垫的图片，显示接触表面的显着磨损
考虑到属于同一腿的两个转向架之间的相对距离d明显大于相同转向架的车轮之间的距离（图12），每个转向架和轨道T之间的合成负载可以通过下列关系：
T=M1/d=FL/3d（4）
基于先前的考虑，得出总的风载荷在340-430kN的范
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