吳水根 高 茁 張 銘 汪小林

1. 同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院（集團(tuán)）有限公司 上海 200092；

2. 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院 上海 200092；3. 上海建工四建集團(tuán)有限公司 上海 201103

近年來，整體爬升式鋼平臺(tái)模架體系在國內(nèi)各地區(qū)的超高層項(xiàng)目中均被廣泛應(yīng)用[1-2]，其根據(jù)混凝土核心筒結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，選擇爬升系統(tǒng)及支撐系統(tǒng)，因構(gòu)造簡單、受力明確、裝拆方便等特點(diǎn)而廣受歡迎。此類鋼平臺(tái)在工作工況下的豎向荷載由鋼平臺(tái)底部鋼梁的豎向限位裝置——鋼牛腿傳遞到核心筒中的牛腿預(yù)埋盒上；鋼平臺(tái)所受水平荷載主要由布置于底部鋼梁外側(cè)的水平限位裝置——頂墻導(dǎo)輪承擔(dān)。此鋼牛腿與頂墻導(dǎo)輪一同構(gòu)成了鋼平臺(tái)工作工況下的底部約束系統(tǒng)。作為模架與主體結(jié)構(gòu)之間的傳力構(gòu)件，二者所受的荷載相對鋼平臺(tái)其他構(gòu)件較大，并易因牛腿預(yù)埋盒施工誤差、適應(yīng)墻體收分所產(chǎn)生的牛腿伸長、側(cè)向位移及施工誤差作用下部分頂墻導(dǎo)輪脫開等因素，使得計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況有所差異，在極端情況下甚至?xí)霈F(xiàn)局部牛腿預(yù)埋盒附近的混凝土壓碎、牛腿與牛腿預(yù)埋盒脫開、大量頂墻導(dǎo)輪不工作等不利情況。

目前，有關(guān)整體爬升鋼平臺(tái)模架體系的研究有施工技術(shù)的應(yīng)用及理論計(jì)算等。在理論計(jì)算中，文獻(xiàn)[3]定性地驗(yàn)證了某實(shí)際項(xiàng)目使用的鋼平臺(tái)安全性能；文獻(xiàn)[4]給出了一種建立鋼牛腿及附屬構(gòu)件的有限元建模方法，并得到了單個(gè)牛腿所能承受的最大荷載；文獻(xiàn)[5]計(jì)算并得出了鋼平臺(tái)抗側(cè)剛度的參考值。參考上述文獻(xiàn)中的理論計(jì)算方法，本文主要研究鋼平臺(tái)底部約束系統(tǒng)在實(shí)際工作工況下的受力狀態(tài)及安全儲(chǔ)備。通過建立鋼平臺(tái)簡化及精細(xì)化有限元模型，模擬工作工況下鋼平臺(tái)底部約束的受力情況，并采用參數(shù)化分析方法，以牛腿底部標(biāo)高、牛腿伸長量、頂墻導(dǎo)輪的脫開數(shù)量等為參數(shù)，定性及定量地討論鋼平臺(tái)底部約束的安全性能，最后提出在危險(xiǎn)荷載組合作用下，鋼平臺(tái)底部約束的加固措施，為后續(xù)鋼平臺(tái)的應(yīng)用提供參考。

1 擱置狀態(tài)下整體爬升式鋼平臺(tái)底部約束體系

整體爬升式鋼平臺(tái)模架體系采用鋼柱-筒架交替支撐的方式進(jìn)行施工及爬升。該模架體系（圖1）主要有4個(gè)部分：頂部鋼平臺(tái)系統(tǒng)，作施工作業(yè)平臺(tái)；內(nèi)外掛腳手系統(tǒng)，作核心筒混凝土的施工腳手架；鋼柱爬升系統(tǒng)，為鋼平臺(tái)的爬升提供動(dòng)力；筒架支撐系統(tǒng)，包括豎向支撐限位裝置（牛腿）、水平支撐限位裝置（頂墻導(dǎo)輪）等（圖2），在鋼平臺(tái)體系施工作業(yè)狀態(tài)提供支撐作用，通過其上設(shè)置的豎向支撐限位裝置與水平限位支撐裝置分別將鋼平臺(tái)體系承受的豎向荷載、水平荷載傳遞給混凝土結(jié)構(gòu)。

圖1 鋼平臺(tái)體系示意

圖2 鋼平臺(tái)牛腿、頂墻導(dǎo)輪示意

工作工況下，位于鋼平臺(tái)底部的鋼牛腿伸出并擱置在核心筒中的牛腿預(yù)埋盒上。此時(shí)牛腿承擔(dān)鋼平臺(tái)的豎向荷載，當(dāng)鋼平臺(tái)受到側(cè)向風(fēng)荷載或活荷載作用產(chǎn)生水平變形時(shí)，位于底部鋼梁處的頂墻導(dǎo)輪與墻面接觸，將水平荷載直接傳遞給核心筒混凝土并限制鋼平臺(tái)的水平變形。此工況下，鋼平臺(tái)各組成部分所受荷載為：鋼平臺(tái)系統(tǒng)受鋼筋堆載、鋼大模荷載、施工活荷載、頂部吊車梁荷載、設(shè)備荷載等；外掛腳手架受風(fēng)荷載、施工活荷載；鋼柱爬升系統(tǒng)不受荷；筒架支撐系統(tǒng)提供水平及豎向抗力。鋼平臺(tái)模架荷載傳遞路徑如圖3所示。

圖3 鋼平臺(tái)豎向及水平向荷載傳導(dǎo)示意

2 有限元建模及各工況的分析參數(shù)

2.1 模型建立

以某在建超高層項(xiàng)目為研究對象，結(jié)構(gòu)高243.55 m，其采用的施工鋼平臺(tái)共6層，頂面作業(yè)面積870 m2。采用建筑領(lǐng)域通用結(jié)構(gòu)分析及設(shè)計(jì)系統(tǒng)軟件Midas Gen建立此鋼平臺(tái)的有限元簡化模型及精細(xì)化模型：其中簡化模型用于模擬鋼平臺(tái)整體在各施工荷載作用下的受力情況；精細(xì)化模型用于模擬鋼牛腿在各特殊荷載工況下的應(yīng)力狀態(tài)。

簡化模型中，鋼平臺(tái)鋼梁、內(nèi)外掛腳手均采用Midas梁單元進(jìn)行模擬；鋼梁及筒架柱采用Q345鋼，內(nèi)外掛腳手架采用Q235鋼；鋼平臺(tái)底部水平約束（頂墻導(dǎo)輪）采用只壓彈簧支座進(jìn)行模擬，彈簧剛度取200 kN/mm，豎向約束（牛腿）采用限制豎向位移的固端約束模擬。水平及豎向約束的布置如圖4所示。

圖4 鋼平臺(tái)簡化模型、精細(xì)化牛腿模型及其約束布置

精細(xì)化模型中，鋼平臺(tái)牛腿采用實(shí)體單元進(jìn)行模擬，材料為Q345鋼。在整體模型中，用實(shí)體單元牛腿替換掉簡化模型中相應(yīng)位置的豎向約束，并將牛腿底部與鋼梁連接的部位用剛性約束進(jìn)行簡化。

2.2 水平約束數(shù)值模擬方案

在實(shí)際工程中，通過對頂墻導(dǎo)輪的監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，鋼平臺(tái)在風(fēng)荷載、安裝誤差等因素的作用下，并非全部頂墻導(dǎo)輪均與墻面接觸。因此，定義頂墻導(dǎo)輪約束狀態(tài)為基本參數(shù)，參考施工中的實(shí)際接觸狀況，將頂墻導(dǎo)輪在x向來風(fēng)下的工作狀態(tài)按接觸類型分為如下3類：鋼平臺(tái)在風(fēng)荷載作用下產(chǎn)生傾斜，導(dǎo)致同x坐標(biāo)的所有頂墻導(dǎo)輪不工作；筒與筒間僅通過頂部鋼梁連接，筒間存在相對位移，導(dǎo)致同x坐標(biāo)但不同筒內(nèi)的頂墻導(dǎo)輪不工作；筒架內(nèi)部扭轉(zhuǎn)，導(dǎo)致某筒內(nèi)同x坐標(biāo)的部分頂墻導(dǎo)輪不工作。由于采用x負(fù)向的風(fēng)荷載進(jìn)行計(jì)算，因此鋼平臺(tái)產(chǎn)生向左的位移，假定只有筒右側(cè)的頂墻導(dǎo)輪脫開，可得表1所示的荷載組合。分析中風(fēng)荷載等級(jí)取8級(jí)，牛腿及頂墻導(dǎo)輪布置如圖5所示。

2.3 豎向約束數(shù)值模擬方案

鋼平臺(tái)牛腿在牛腿擱置誤差、墻體收分等因素影響下，初始標(biāo)高及伸長量均有差異，因此以二者為參數(shù)對牛腿約束狀態(tài)進(jìn)行分析。

1）由于鋼平臺(tái)牛腿數(shù)量眾多，為探究鋼牛腿使用極限，需根據(jù)鋼平臺(tái)在初始狀態(tài)下的牛腿反力分布狀態(tài)，根據(jù)牛腿分布位置、初始反力等將鋼平臺(tái)牛腿進(jìn)行分組計(jì)算。此外，受溫度變化、混凝土收縮等因素影響，牛腿預(yù)埋件的高度精度控制范圍在5 mm左右，因此模擬中需以5 mm作為初始位移增量并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行調(diào)整。

表1 水平約束取值工況及荷載組合

圖5 牛腿及頂墻導(dǎo)輪布置示意

2）在實(shí)際工程中，核心筒結(jié)構(gòu)墻體收分僅對部分?jǐn)R置于內(nèi)墻的牛腿產(chǎn)生伸長量的影響，此類牛腿編號(hào)包括1-2、1-4、2-2、2-4、3-1、3-2、3-4、4-3、4-4、6-1、6-2、7-1、7-3、8-1、8-3。由于墻體收分以50 mm為一段工況，由400 mm收縮至200 mm，故取以50 mm為增量的50～200 mm總計(jì)5種工況對鋼平臺(tái)牛腿的伸長量進(jìn)行定性研究，分別調(diào)整精細(xì)化模型中的牛腿伸長量；并除上述5種工況外，在230 mm的基礎(chǔ)上以50 mm為增量繼續(xù)收縮墻體直至鋼牛腿應(yīng)力極限，以牛腿初始應(yīng)力為參數(shù)，定量分析此極限的工況下，不同初始應(yīng)力等級(jí)的牛腿伸長量限值。

3 底部約束有限元計(jì)算結(jié)果與參數(shù)化分析

3.1 頂墻導(dǎo)輪接觸狀態(tài)影響分析

將2.2節(jié)所述3種荷載工況帶入有限元模型中進(jìn)行計(jì)算，從頂墻導(dǎo)輪反力、牛腿反力、鋼平臺(tái)傾斜率及層間位移4個(gè)方面定性地分析水平約束對鋼平臺(tái)安全性能的影響。

3.1.1 頂墻導(dǎo)輪反力

計(jì)算9種組合可得：頂墻導(dǎo)輪反力最大值發(fā)生在編號(hào)1-2頂墻導(dǎo)輪，大小為14 kN，此時(shí)1#～3#筒迎風(fēng)向僅有編號(hào)1-2頂墻導(dǎo)輪頂上，結(jié)合反力及實(shí)際情況，此時(shí)為頂墻導(dǎo)輪工作的最不利工況（圖6）。

由奇數(shù)號(hào)頂墻導(dǎo)輪反力變化曲線可知，隨著偶數(shù)號(hào)頂墻導(dǎo)輪逐漸退出工作，其反力呈現(xiàn)減小的趨勢，但變化數(shù)值較小，總變化僅為6%；而偶數(shù)號(hào)未退出工作的頂墻導(dǎo)輪反力變化較大，且當(dāng)相鄰偶數(shù)號(hào)頂墻導(dǎo)輪退出工作時(shí)，其反力達(dá)到最大。因此，當(dāng)筒內(nèi)出現(xiàn)某一頂墻導(dǎo)輪脫開時(shí)，需重點(diǎn)關(guān)注其相鄰偶數(shù)號(hào)頂墻導(dǎo)輪的工作狀態(tài)。

圖6 1#筒頂墻導(dǎo)輪反力-工況示意

3.1.2 筒架柱整體傾斜率

筒架柱整體傾斜率中，取頂部鋼平臺(tái)鋼梁底面至底部鋼梁頂面為計(jì)算長度，用以表述鋼平臺(tái)在水平荷載及位移作用下的傾斜程度。圖7為鋼平臺(tái)3#筒的傾斜率-工況變化曲線。相較初始狀態(tài)，頂墻導(dǎo)輪脫開后鋼平臺(tái)的傾斜率由0.06%增大到0.12%，增大100%。在實(shí)際工程中，傾斜率變化與極端風(fēng)荷載作用下，鋼平臺(tái)產(chǎn)生的傾斜率變化在數(shù)量級(jí)上保持一致。因此，此工況較為不利，在施工中需重點(diǎn)關(guān)注頂墻導(dǎo)輪脫開時(shí)筒架柱的傾斜率。

圖7 3#筒傾斜率-工況示意

3.1.3 鋼平臺(tái)層間位移

在3#筒層間位移變化工況下，鋼平臺(tái)筒架柱產(chǎn)生最大為3.5 mm的層間位移，其位移值小于JGJ 459—2019《整體爬升鋼平臺(tái)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》中規(guī)定的9 mm限值。由初始工況至1-B工況，層間位移增大1.5 mm，相較2.0 mm的初始層間位移較大。因此，在分析鋼平臺(tái)層間位移變化時(shí)，需考慮頂墻導(dǎo)輪的工作狀態(tài)（圖8）。

3.1.4 牛腿反力

由1#～3#筒鋼平臺(tái)牛腿反力變化數(shù)據(jù)可知，相較頂墻導(dǎo)輪反力，牛腿反力變化較小，其變化值在3%以內(nèi)，由于頂墻導(dǎo)輪退出工作，導(dǎo)致部分由風(fēng)荷載產(chǎn)生的彎矩改為由牛腿承擔(dān)，因此牛腿反力的變化趨勢為同一筒架內(nèi)偶數(shù)號(hào)牛腿反力減小，奇數(shù)號(hào)牛腿反力增大（表2）。

圖8 鋼平臺(tái)層間位移-工況示意

表2 牛腿反力

3.2 牛腿約束狀態(tài)影響分析

由鋼平臺(tái)簡化模型與精細(xì)化模型計(jì)算得牛腿反力對比的情況可知，二者在各牛腿上產(chǎn)生的反力差值在2%以內(nèi)，因此可認(rèn)為二者的計(jì)算結(jié)果基本一致并可進(jìn)行對比。

采用精細(xì)化模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，鋼平臺(tái)在施工荷載作用下，其角部牛腿反力達(dá)500 kN以上，而內(nèi)側(cè)筒牛腿反力在350 kN左右，因此可將牛腿分為角部筒（1#、3#、8#）牛腿及內(nèi)側(cè)筒（2#、4#、6#）牛腿，并以牛腿初始反力為參數(shù)，分別計(jì)算200、250、300、350、500 kN級(jí)牛腿的初始標(biāo)高差異限值。

3.2.1 角部筒牛腿初始高差限值分析

以1#、3#、8#筒為例，對角部筒牛腿在豎向位移作用下的反力情況進(jìn)行分析。

當(dāng)牛腿發(fā)生z正向的豎向位移時(shí)，其自身反力會(huì)隨著位移的增大而增大。以600 kN為牛腿反力限值進(jìn)行計(jì)算：當(dāng)500 kN級(jí)牛腿位移7 mm時(shí)，反力超標(biāo)，以7 mm作為500 kN級(jí)牛腿的位移限值。當(dāng)同一筒內(nèi)的350、300 kN級(jí)牛腿各自位移10 mm以上時(shí)，反力超標(biāo)，因此以10 mm作為角部筒350、300 kN級(jí)牛腿的位移限值。

當(dāng)牛腿發(fā)生z負(fù)向的豎向位移時(shí)，其相鄰牛腿反力會(huì)隨著位移的增大而增大。為方便討論，以筒內(nèi)對角線上的2個(gè)牛腿同時(shí)發(fā)生大小相同的負(fù)向位移為最不利工況：當(dāng)300 kN級(jí)牛腿發(fā)生－8 mm以上的豎向位移時(shí)，相鄰的500 kN級(jí)牛腿反力超標(biāo)；當(dāng)250 kN級(jí)牛腿發(fā)生－6 mm以上豎向位移時(shí)，自身與預(yù)埋盒脫開；當(dāng)200 kN級(jí)牛腿發(fā)生－5 mm以上的豎向位移時(shí)，自身與預(yù)埋盒脫開。綜上，可得角部筒牛腿初始標(biāo)高控制指標(biāo)（表3）。

表3 角部筒牛腿初始標(biāo)高控制指標(biāo)

此外，初始狀態(tài)下反力最大的角部筒牛腿受豎向位移的影響效應(yīng)并非最大。如在3#筒牛腿中，初始反力最大的編號(hào)3-3牛腿在位移14 mm時(shí)反力超標(biāo)，而其他牛腿均在位移12 mm時(shí)達(dá)反力設(shè)計(jì)極限。

3.2.2 內(nèi)側(cè)筒牛腿初始標(biāo)高限值分析

由于內(nèi)側(cè)筒牛腿反力大部分集中在300～200 kN范圍內(nèi)，因此以300、250、200 kN為初始反力參數(shù)將牛腿分為3類，分析在初始標(biāo)高差異下，這3類牛腿的標(biāo)高變化限值。

由于內(nèi)部牛腿反力分布較為均勻，且最大反力相較角部牛腿小，因此當(dāng)牛腿發(fā)生z負(fù)向的豎向位移時(shí)，其對相鄰牛腿反力的影響較相鄰牛腿自身位移對其反力的影響要小很多，因此僅就牛腿自身發(fā)生標(biāo)高變化時(shí)對自身反力的影響進(jìn)行分析。

由有限元計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)300、250 kN級(jí)牛腿的位移達(dá)12 mm時(shí)，其反力位于580～610 kN區(qū)間內(nèi)，因此將此反力中位數(shù)對應(yīng)的11 mm位移定義為300、250 kN級(jí)牛腿的位移限值；當(dāng)200 kN級(jí)牛腿位移達(dá)14 mm時(shí)，各牛腿反力位于580～620 kN區(qū)間，因此將14 mm定義為200 kN級(jí)牛腿的位移限值。綜上，得到牛腿初始標(biāo)高控制指標(biāo)如表4所示。

表4 內(nèi)部筒牛腿初始標(biāo)高控制指標(biāo)

對比表3、表4可知，內(nèi)筒牛腿位移限值相對角筒牛腿限值要大，因此在實(shí)際施工過程中為方便統(tǒng)一操作，可將角筒牛腿的位移限值作為統(tǒng)計(jì)控制指標(biāo)。此外，鋼平臺(tái)角部筒反力最小的牛腿在z負(fù)向位移作用下，其與牛腿預(yù)埋盒脫開的位移限值要比z正向位移反力達(dá)極限的位移限值小很多。綜上，在施工過程中需重點(diǎn)關(guān)注角部筒中的各牛腿初始標(biāo)高變化。

3.3 牛腿伸長量限值分析

為方便表達(dá)，本節(jié)中的牛腿伸長量如圖9所示，用以表示牛腿根部懸空部長度。初始狀態(tài)下內(nèi)墻未收分時(shí)，牛腿伸長量為30 mm。

鋼平臺(tái)在實(shí)際施工過程中，內(nèi)墻總收分量為200 mm，因此需針對牛腿伸長230 mm這一工況進(jìn)行定性分析。此外，若定性分析滿足限值要求，還需討論內(nèi)墻收分限值。此工況下取收分量50、100、150、200、250、300、350、400、450、500 mm作為內(nèi)墻收分工況，針對具有不同初始反力等級(jí)的牛腿進(jìn)行討論。

圖9 牛腿初始伸長量示意

3.3.1 實(shí)際使用狀態(tài)下內(nèi)墻收分量限值分析

由精細(xì)化模型計(jì)算得，編號(hào)1-2、6-1牛腿初始反力達(dá)330 kN，最大Mises應(yīng)力達(dá)160 MPa以上，與發(fā)生伸長的其他牛腿相比較為危險(xiǎn)。因此取3個(gè)牛腿，對其在伸出長度改變作用下的應(yīng)力變化進(jìn)行分析，計(jì)算結(jié)果如表5所示。

表5 1-2、6-1牛腿反力、應(yīng)力變化

由表5可知，鋼平臺(tái)牛腿在實(shí)際墻體收分工況作用下，當(dāng)牛腿伸長量達(dá)230 mm時(shí)，其最大Mises應(yīng)力達(dá)250 MPa，滿足Q345鋼設(shè)計(jì)要求。此外，根據(jù)其他牛腿計(jì)算結(jié)果可知，各牛腿應(yīng)力變化幅度均隨伸出長度增大而增大；當(dāng)牛腿伸長量達(dá)330 mm，此鋼平臺(tái)編號(hào)6-1牛腿最大Mises應(yīng)力達(dá)極限。因此，可取330 mm作為牛腿伸長量的控制指標(biāo)。

此外，由編號(hào)1-2、3-4、6-1牛腿反力變化趨勢線（圖10）可得，鋼平臺(tái)牛腿反力與牛腿伸長量的相關(guān)系數(shù)R接近1，可認(rèn)為二者線性相關(guān)。這表明鋼平臺(tái)牛腿伸長對自身反力的影響要遠(yuǎn)大于對周邊牛腿反力的影響，且各牛腿反力隨牛腿伸長而減小，這表明支撐剛度隨牛腿伸長而減小。

圖10 牛腿伸長量-反力變化趨勢

3.3.2 不同初始反力等級(jí)的鋼牛腿伸長限值分析

由于實(shí)際工程中核心筒收分方向不一致，故本文以支撐于內(nèi)墻的鋼牛腿為例，取200、250、300 kN為內(nèi)墻鋼牛腿反力參數(shù)。

結(jié)果表明：300 kN級(jí)牛腿伸長量480 mm、250 kN級(jí)牛腿在牛腿伸長量達(dá)530 mm時(shí)，其自身反力達(dá)極限；200 kN及以下的牛腿在現(xiàn)有墻體收分極限的條件下，在各施工狀態(tài)均有足夠的安全儲(chǔ)備。

4 結(jié)語

通過對簡化模型及精細(xì)化模型中鋼平臺(tái)底部約束系統(tǒng)的計(jì)算分析，可得如下結(jié)論及建議：

1）8級(jí)風(fēng)作用下，頂墻導(dǎo)輪接觸狀態(tài)的差異可導(dǎo)致筒架柱整體傾斜率、層間位移相較初始狀態(tài)增大100%、自身分力增大70%，但其仍滿足設(shè)計(jì)限值。當(dāng)該效應(yīng)與該極端風(fēng)載效應(yīng)疊加作用導(dǎo)致傾斜率超過限值時(shí)，可采用層間拉結(jié)等方式，確保大部分頂墻導(dǎo)輪與墻面可靠接觸。

2）提出擱置狀態(tài)下鋼平臺(tái)牛腿初始標(biāo)高分級(jí)控制限值。牛腿初始標(biāo)高變化導(dǎo)致的反力增大與牛腿在鋼平臺(tái)內(nèi)部的分布位置、初始反力均有關(guān)：角部筒500 kN級(jí)牛腿，可承受＋7 mm標(biāo)高變化；內(nèi)部筒300 kN級(jí)牛腿，可承受＋11 mm標(biāo)高變化。當(dāng)牛腿初始標(biāo)高變化超過規(guī)定限值時(shí)，可采用增設(shè)牛腿墊板等構(gòu)造措施；當(dāng)牛腿初始標(biāo)高變化值為負(fù)時(shí)，部分牛腿存在脫開的風(fēng)險(xiǎn)，且此風(fēng)險(xiǎn)隨牛腿初始反力的減小而增大。初始反力最小的200 kN級(jí)牛腿，當(dāng)標(biāo)高變化－5 mm時(shí)，其與牛腿預(yù)埋盒脫開。

3）提出鋼平臺(tái)豎向牛腿伸長量分級(jí)控制方法。對于初始反力最大的350 kN級(jí)牛腿，可采用330 mm作為牛腿伸長量控制指標(biāo)；250～300 kN級(jí)牛腿，可根據(jù)牛腿初始反力，采用480～530 mm作為牛腿伸長量控制指標(biāo)；當(dāng)牛腿伸長量超過對應(yīng)的控制指標(biāo)時(shí)，應(yīng)采用焊接牛腿加勁板等構(gòu)造措施減小牛腿應(yīng)力。