鋼結構脆性斷裂事故

1、第5章 鋼結構的脆性斷裂事故5.1 脆性斷裂概念鋼結構是由鋼材組成的承重結構，雖然鋼材是一種彈塑性材料，尤其低碳鋼表現(xiàn)出良好的塑性，但在一定的條件下，由于各種因素的復合影響，鋼結構也會發(fā)生脆性斷裂，而且往往在拉應力狀態(tài)下發(fā)生。脆性斷裂是指鋼材或鋼結構在低名義應力（低于鋼材屈服強度或抗拉強度）情況下發(fā)生的突然斷裂破壞。鋼結構的脆性斷裂通常具有以下特征：1破壞時的應力常小于鋼材的屈服強度y，有時僅為y的0.2倍。2破壞之前沒有顯著變形，吸收能量很小，破壞突然發(fā)生，無事故先兆。3斷口平齊光亮。脆性破壞是鋼結構極限狀態(tài)中最危險的破壞形式。由于脆性斷裂的突發(fā)性，往往會導致災難性后果。因此，作為鋼結構專業(yè)

2、技術人員，應該高度重視脆性破壞的嚴重性并加以防范。5.2 脆性斷裂的原因分析鋼結構塑性很好，但仍然會發(fā)生脆性斷裂，是由于各種不利因素綜合影響或作用的結果，主要原因可歸納為以下幾方面：一材質缺陷當鋼材中碳，硫，磷，氧，氮，氫等元素的含量過高時，將會嚴重降低其塑性和韌性，脆性則相應增大。通常，碳導致可焊性差；硫、氧導致“熱脆”；磷、氮導致“冷脆”；氫導致“氫脆”。另外，鋼材的冶金缺陷，如偏析，非金屬夾雜，裂紋以及分層等也將大大降低鋼材抗脆性斷裂的能力。二應力集中鋼結構由于孔洞、缺口、截面突變等不可避免，在荷載作用下，這些部位將產生局部高峰應力，而其余部位應力較低且分布不均勻的現(xiàn)象稱為應力集中。我們

3、通常把截面高峰應力與平均應力之比稱為應力集中系數(shù)，以表明應力集中的嚴重程度。當鋼材在某一局部出現(xiàn)應力集中，則出現(xiàn)了同號的二維或三維應力場使材料不易進入塑性狀態(tài)，從而導致脆性破壞。應力集中越嚴重，鋼材的塑性降低愈多，同時脆性斷裂的危險性也愈大。鋼結構或構件的應力集中主要與構造細節(jié)有關：1在鋼構件的設計和制作中，孔洞、刻槽、凹角、缺口、裂紋以及截面突變在所難免。2焊接作為鋼結構的主要連接方法，有眾多的優(yōu)點，但不利的是焊縫缺陷以及殘余應力的存在往往是應力集中源。據(jù)資料統(tǒng)計，焊接結構脆性破壞事故遠遠多于鉚接結構和螺栓連接的結構。主要有以下原因：（1）焊縫或多或少存在一些缺陷，如裂紋、夾渣、氣孔、咬肉等

4、這些缺陷將成為斷裂源；（2）焊接后結構內部存在殘余應力又分為殘余拉應力和殘余壓應力，前者與其它因素組合作用可能導致開裂；（3）焊接結構的連接往往剛性較大，當出現(xiàn)多焊縫匯交時，材料塑性變形很難發(fā)展，脆性增大；（4）焊接使結構形成連續(xù)的整體，一旦裂縫開展，就可能一裂到底，不像鉚接或螺栓連接，裂縫一遇螺孔，裂縫將會終止。3使用環(huán)境當鋼結構受到較大的動載作用或者處于較低的環(huán)境溫度下工作時，鋼結構脆性破壞的可能性增大。眾所周知，溫度對鋼材的性能有顯著影響。在0ºC以上，當溫度升高時，鋼材的強度及彈性模量均有變化，一般是強度降低，塑性增大。溫度在200ºC以內時，鋼材的性能沒有多大變化

5、。但在250ºC左右鋼材的抗拉強度反彈，y有較大提高，而塑性和沖擊韌性下降出現(xiàn)所謂的“藍脆現(xiàn)象”，此時進行熱加工鋼材易發(fā)生裂紋。當溫度達600ºC，y及E均接近于零，我們認為鋼結構幾乎完全喪失承載力。當溫度在0ºC以下，隨溫度降低，鋼材強度略有提高，而塑性韌性降低，脆性增大。尤其當溫度下降到某一溫度區(qū)間時，鋼材的沖擊韌性值急劇下降，出現(xiàn)低溫脆斷。通常又把鋼結構在低溫下的脆性破壞稱為“低溫冷脆現(xiàn)象”，產生的裂紋稱為“冷裂紋”。因此，在低溫下工作的鋼結構，特別是受動力荷載作用的鋼結構，鋼材應具有負溫沖擊韌性的合格保證，以提高抗低溫脆斷的能力。4鋼板厚度隨著鋼結構向大型

6、化發(fā)展，尤其是高層鋼結構的興起，構件鋼板的厚度大有增加的趨勢。鋼板厚度對脆性斷裂有較大影響，通常鋼板越厚，脆性破壞傾向愈大?！皩訝钏毫选眴栴}應引起高度重視。綜上所述，材質缺陷，應力集中，使用環(huán)境以及鋼板厚度是影響脆性斷裂的主要因素。其中應力集中的影響尤為重要。在此值得一提的是，應力集中一般不影響鋼結構的靜力極限承載力，在設計時通常不考慮其影響。但在動載作用下，嚴重的應力集中加上材質缺陷，殘余應力，冷卻硬化，低溫環(huán)境等往往是導致脆性斷裂的根本原因。5.3 脆性斷裂的機理分析斷裂力學的出現(xiàn)，較好的解答了鋼結構低應力脆斷問題。鋼結構或構件的內部總是存在不同類型和不同程度的缺陷。比如對接焊縫的未焊透，

7、角焊縫的咬邊，未熔合等。這些缺陷通?？勺鳛榱鸭y看待。斷裂力學認為，解答脆性斷裂問題必須從結構內部存在微小裂紋的情況出發(fā)進行分析。斷裂是在侵蝕性環(huán)境作用下，裂紋擴展到臨界尺寸時發(fā)生的。裂紋有大小之分。尤其是尖銳的裂紋使構件受力時處于高度應力集中。裂紋隨應力的增大而擴展，起初是穩(wěn)定的擴展，后來達臨界狀態(tài)，出現(xiàn)失穩(wěn)擴展而斷裂。按照線彈性斷裂力學理論，當板處于平面應變條件下時，當應力強度因子 （51）則裂紋將失效擴展而造成張開型（I型）斷裂。（見圖5.1）式中板的拉應力；裂紋尺寸；中心裂紋取寬度的一半；邊緣裂紋取全寬度；與裂紋形狀、板寬度及構件幾何形狀、應力集中造成的應力梯度等因素有關的系數(shù)；IC 斷

8、裂韌性，代表材料抵抗裂紋失穩(wěn)擴展的能力；圖5.1 裂紋形式由公式（5.1）可知，裂紋尺寸以及抗拉應力越大，脆性斷裂的可能性越大。實際中鋼材并非無限彈性，對于強度高而斷裂韌性較低的材料，裂紋旁塑性區(qū)范圍不大，只要對系數(shù)稍做修正，公式（5-1）便可以使用。但建筑結構所用鋼材通常強度不高而韌性較好。帶裂紋板件受拉時常常出現(xiàn)較大屈服范圍。因此，需要利用彈塑性斷裂力學代替線彈性斷裂力學來解決低應力脆斷問題。目前可以用來衡量韌性材料抵抗斷裂能力的有“裂紋張開位移理論”（即COD理論）。按此理論，當薄板受拉滿足條件 （52）構件即將開裂：公式左端代表裂紋頂端張開位移，右端則是位移的臨界值。由公式（5-2）可

9、知，韌性好的鋼材何時斷裂也與，緊密相關。裂紋的出現(xiàn)及其擴展需要能量，能量來自拉應力提供的應變能。對于高強鋼材制作的結構，構件中儲存的應變能高，斷裂的危險性也就大于用普通鋼材的結構。因此，對高強鋼材的韌性應要求更高一些。目前，斷裂力學已成功用于球罐和氧氣瓶等高壓容器的斷裂安全設計，尚未直接用于建筑結構。但斷裂力學在分析脆斷破壞機理方面的一些重要概念值得鋼結構專業(yè)人員借鑒。比如：微小裂紋是斷裂的發(fā)源地，裂紋尺寸，裂紋應力場作用狀況和水平以及鋼材的斷裂韌性是脆斷的主因等等。5.4 脆性斷裂的防止措施鋼結構設計是以鋼材的屈服強度y作為靜力強度設計依據(jù)，它避免不了結構的脆性斷裂。隨著現(xiàn)代鋼結構的發(fā)展以及

10、高強鋼材的大量采用，防止其脆性斷裂已顯得十分重要。筆者認為可以從以下幾方面入手：（1）合理選擇鋼材鋼材通常選用原則是保證結構安全可靠，同時要經濟合理、節(jié)約鋼材。具體而言，應考慮到結構的重要性，荷載特征，連接方法以及工作環(huán)境，尤其是在低溫下承受動載的重要的焊接結構，應選擇韌性高的材料和焊條。另外，改進冶煉方法，提高鋼材斷裂韌性，也是減少脆斷的有效途徑。我國GB700-88已參照國際標準將Q235鋼分為A，B，C，D四級：其中A級：不要求沖擊試驗；B級：要求+20ºC沖擊試驗；C級：要求0ºC沖擊試驗；D級：要求-20ºC沖擊試驗。在此說明一點，對于焊接結構至少應選用

11、Q235B。（2）合理的設計合理的設計應該在考慮材料的斷裂韌性水平，最低工作溫度，荷載特征，應力集中等因素后，再選擇合理的結構型式，尤其是合理的構造細節(jié)十分重要。設計時力求使缺陷引起的應力集中減少到最低限度，盡量保證結構的幾何連續(xù)性和剛度的連貫性。比如，把結構設計為超靜定結構并采用多路徑傳力可減少脆性斷裂的危險，接頭或節(jié)點的承載力設計應比其相連的桿件強20-50，構件斷面在滿足強度和穩(wěn)定的前提下盡量寬而薄。切記：增加構件厚度將增加脆斷的危機，尤其設計焊接結構應避免重疊交叉和焊縫集中。（3）合理的制作和安裝就鋼結構制作而言，冷熱加工易使鋼材硬化變脆，焊接尤其易產生裂紋、類裂紋缺陷以及焊接殘余應力

12、。就安裝而言，不合理的工藝容易造成裝配殘余應力及其他缺陷。因此制定合理的制作安裝工藝并以減少缺陷及殘余應力為目標是十分重要的。（4）合理的使用及維修措施鋼結構在使用時應力求滿足設計規(guī)定的用途，荷載及環(huán)境，不得隨意變更。此外，應建立必要的維修措施，監(jiān)視缺陷或損壞情況，以防患于未然。5.5 典型事故實例鋼結構脆性斷裂事故在鉚接時期已有所發(fā)生，直到焊接時期事故大大增加。事故發(fā)生已遍及橋梁、船舶、油罐、液罐、壓力容器、鉆井平臺以及工業(yè)廠房等領域，本節(jié)按此順序列舉了20個典型事例。事故實例5.1 美國紐約鉚接鋼水塔脆性斷裂1886年10 月，美國紐約州長島的格拉凡森一個大的鉚接立柱式鋼水塔，在一次靜水壓

13、力驗收實驗中，水塔下邊25.4mm的厚板突然沿6.1m長的豎向裂縫裂開，裂開部位鋼板脆性很大。這是世界上第一次有記錄的鋼結構脆性斷裂破壞事故。事故實例5.2 比利時阿爾貝特運河上多座鋼橋脆性斷裂第二次世界大戰(zhàn)前夕，在比利時的阿爾貝特（Albert）運河上建造了約五十座全焊接拱形空腹式桁架鋼橋。材料為比利時9t42轉爐鋼。（1）其中跨度為48.78m的長里華大橋在-14ºC時脆斷。（2）1938年3月，比利時哈瑟爾特全焊拱形空腹式鋼橋在交付使用一年后，當一輛電車和幾個行人通過時，突然斷裂為三段墜入阿爾貝特運河。該橋跨度74.5m，上下弦均為兩根工字鋼組成的箱形截面，鋼板最大厚度56mm

14、，節(jié)點板為鋼鑄件。該橋第一條裂縫由下弦開始并發(fā)生巨響，6分鐘后垮塌，當時橋上荷載很小，氣溫較低為-20ºC。（3）跨度60.98m的亥倫脫爾奧蘭（Herenthals-oolen）大橋在1940年1月19日破壞，當時的氣溫-14ºC，其中有一條裂縫長達2.1m，寬為25mm，但此橋未坍落，且在開裂后5小時，當一列火車通過時此橋竟平安無事。據(jù)統(tǒng)計自1938年至1950年在比利時共有十四座大橋斷裂，其中有六座橋梁屬負溫下冷脆斷裂。大部分在下弦與橋墩支座的連接處斷裂且應力處于極限狀態(tài)。歸結大橋斷裂的原因主要有四點：應力集中，殘余應力，低溫和k值太小。事故實例5.3 加拿大杜佩里西

15、斯大橋脆性斷裂1951年1月31日，加拿大魁北市的杜佩里西斯（Duplessis）全焊接鋼板大橋（建于1947年）整跨脆斷落于冰凍的河中，當時的氣溫-35ºC。該橋其中6跨的跨度為54.88m，2跨的跨度45.73m，在使用27個月后，橋的東端曾發(fā)現(xiàn)裂紋，于是用鋼板焊補過。事故實例5.4 澳大利亞皇帝大橋脆性斷裂澳大利亞的墨爾本（Melbounne）皇帝大橋（king bridge）為焊接腰板梁多跨結構。跨度30.49m，梁高1.52m。使用15個月后，1962年7月當一輛載重45t的大卡車駛過其中一跨時突然破壞，下?lián)线_300mm，后來由于鋼筋砼橋而阻止了它的繼續(xù)破壞。裂縫起始于加勁

16、板與下翼緣接頭處的熱影響區(qū)以及下翼緣蓋板母材上，順著應力集中區(qū)與構件厚度突然展開，進而發(fā)展，屬脆性斷裂。事故實例5.5 中國遼陽太子河橋脆性斷裂我國沈陽至大連的鐵路線上在遼陽附近的太子河橋，跨度33m，1973年初大橋桁架的第一根斜拉桿斷裂，橋架的第二節(jié)間下?lián)线_50mm，見圖5.2。圖5.2 太子河橋斜拉桿斷裂示意但奇怪的是在此拉桿斷裂后竟然還前后通過了十次列車而未發(fā)生事故。其后立即搶修加固，并于1974年換了新橋。事故實例5.6 美國一批自由輪脆斷沉沒40年代初期美國一批焊接船舶發(fā)生典型的脆性破壞。1943年1月一艘油輪在船塢突然斷成兩截，當時氣溫-5ºC。船上僅有試航的載重，內力

17、約為最大的設計內力的一半。在以后10年中，又有二百多艘在第二次世界大戰(zhàn)期間建造的焊接船舶破壞。據(jù)記載，在此期間美國建造了約2500艘自由輪，400艘勝利輪以及約500艘T2油船均為全焊接船。由于戰(zhàn)爭期間焊工缺乏造成焊接質量低劣，再加上船殼甲板采用方角艙口形成缺口影響。因此在運行過程中遇到-5+5ºC時不少船只都一裂為二，沉入海底。在-5ºC中損失的船只比在+5ºC氣溫下要少。這并非+5ºC氣溫是危險氣溫，只是大量船舶愿意在+5ºC氣溫時航行。自從9艘T2和7艘自由輪相繼一裂為二沉入海底，引起了全世界的震動和關注，大多在其服役的第一年中發(fā)生，并且

18、遠洋和在寒冷氣溫中航行的船只的損失數(shù)約高出5倍。因此，沖擊應力和低溫氣候也是促使焊接船只斷裂的主要因素。事故實例5.7 英國海船及“世界協(xié)和號”油輪脆斷沉沒世界上第一艘全焊接海船在1921年建于英國，船長45.7m。滿意地運行了十六年，1937年在一次碰撞中沉沒。在二次大戰(zhàn)后，英國造的一艘32000t油船“世界協(xié)和號”（world concord）在使用二年后，1954年11月在愛爾蘭海域航行時，由于海浪很大，當時海浪高約4.56.0m，海浪溫度10.5ºC，在船中艙部位，由船底開始裂開，沿橫隔板向船體的橫斷面發(fā)展，直到貫穿甲板，一裂為二。該船大部分板件都不滿足缺口韌性要求。事故實例

19、5.8 美國某油罐脆性斷裂 1925年12月，美國一座由軟鋼制成的直徑35.7m，高12.8m，壁厚25mm的油罐，當氣溫由15ºC驟降至-20ºC時脆性破壞。當時油罐裝滿原油，破壞引起火災。事故實例5.9 歐洲三座油罐爆裂1952年，歐洲有三座直徑44m，高13.7m的油罐破壞。當時油罐還未使用，氣溫為-4ºC，最大板厚22m，材料也是軟鋼。施工時油罐的焊縫曾從罐內加工鑿平，還因矯正變形而對油罐猛然錘擊過。冷加工和鑿痕是引起脆性破壞的部分原因。事故實例5.10 英國福萊大油柜試水時脆性斷裂在英國福萊（Fawley）市有一個全焊接大油柜，直徑42.5m，高16.4

20、m，側壁內側平齊。1952年試水時完全破裂。事故經過如下：建成后在底部第一，二兩圈對接焊縫上取樣檢驗試驗合格，然后將此缺口妥善焊補。當柜內加滿水時，該缺口補焊處出現(xiàn)垂直裂縫，向上延伸380mm，向下延伸230mm。于是立刻放水，并在裂縫上下兩端處各鉆一小孔，24小時后，此裂縫部位全部割除并重新補焊，經12天后再加水試驗，當水頭開到14.5m時該鋼柜即刻爆炸，此時氣溫4.5ºC，裂縫仍在補焊處。最后，該側壁整個倒下，攤平在地上。事故實例5.11 中國吉林液化氣球罐爆裂1979年12月，我國吉林發(fā)生5個大氣壓液化氣球罐爆炸事故。該罐直徑9m，鋼板厚15mm，于1977年制造并使用。由于對

21、接焊縫局部未焊透，使用近三年后裂紋逐漸擴展，終于在-20ºC時發(fā)生低溫脆斷。事后檢驗，鋼材含碳量，含硫量為，屈服強度為191.3N/mm2，極限強度402.2 N/mm2，尤其是沖擊韌性很低，夾雜物很多。事故實例5.12 中國內蒙古廢蜜儲罐爆裂1989年1月，內蒙古某糖廠竣工后使用不久的廢蜜儲罐在氣溫-11.9ºC時發(fā)生爆裂事故，該罐直徑20m，高15.76m，罐身共上下十層，由618mm鋼板焊成，容量5600t，當時實貯4300t，應力尚低。破壞時整個罐體炸裂為五大部分，其中上部七層和蓋帽甩出后將相距25.3m處糖庫的西墻及西南角墻（連續(xù)約長27m范圍）砸倒，廢蜜罐沖擊力

22、將相距4m處的6.5m*6.5m二層廢蜜泵房夷為平地，樓板等被推出原址約21.4m。事后調查該起事故也是由于一些焊縫嚴重未焊透和質量差引起裂紋擴展導致突發(fā)低溫脆斷。事故實例5.13 美國液態(tài)天然氣雙重球殼罐脆性斷裂1944年，在美國俄亥俄（ohio）克利夫蘭（cleveland）有三個貯存液態(tài)天然氣的雙重球殼罐，壓力345N/m2，工作溫度-162ºC，外殼為焊接的平爐低碳鋼，內襯一層910mm厚的軟土墊層，此夾層空間是氣密的。其內部為一個焊接的鎳合金鋼貯氣球罐，直徑17.3m。每個球罐支撐在12根柱上。球罐發(fā)生了一次嚴重的脆性斷裂事故，造成128人死亡和680萬美元的損失。經調整和

23、分析后表明，鋼材合格，但罐上已有許多原始缺陷。專家認為應該采用奧氏體不銹鋼或非鐵合金鋼來建造此極低溫容器。事故實例5.14 美國波士頓貯糖蜜鉚接鋼柜脆性斷裂1919年1月，美國麻薩諸塞州的波士頓（boston）市，有一個貯糖蜜的鉚接鋼柜破壞。直徑為27.44m,高15.24m。內貯二百萬加侖的糖蜜，斷裂時突然發(fā)生的，好多碎片被拋出很遠距離。事故實例5.15 南非液氨貯罐爆裂1973年7月13日，南非波切夫斯特隆的化肥廠，四座容量為50t的臥式液氨貯罐發(fā)生爆炸，30t無水液氨逸出，氨氣云造成8人死亡，當時氣溫約19ºC（冬天下午），所有處于爆炸指向方向的人全部死亡，有兩人在死亡前爬出一

24、個離爆炸處30m的貯槽并跑了25m。兩輛汽車在穿過濃密的氨氣云時發(fā)生故障，但滑行到安全區(qū)。該起事故是由于蝶形封頭的脆性斷裂而引起，具體原因如下：（1）貯罐制成時未做應力消除；（2）鋼材由于應變時效脆性增大；（3）焊縫修補引起了附加應力而又未做應力消除處理；（4）水壓試驗可能造成進一步的附加應力；（5）破壞發(fā)生在1973年7月13日午后4時15分，當時在安裝操作時可能造成溫度波動，使已處于敏感狀態(tài)的封頭發(fā)生脆性破壞。事故實例5.16 法國核電站大型壓力容器的嚴重斷裂（壓力容器）1962年，在法國chinon的核電站工程建設中，有一個大型壓力容器是由含Mn1.26和含Mo0.60的合金鋼制成。該壓

25、力容器在101.6mm厚鋼筒壁上產生了一條嚴重的裂縫。它起始于環(huán)形焊縫的熱影響區(qū)附近，并發(fā)展到母材本體。事故原因是耽擱了消除熱應力的熱處理工藝，板材的缺口韌性受到損傷。事故實例5.17 北海油田“海寶”號海洋鉆井平臺脆性斷裂北海油田“海寶”號海洋鉆井平臺由長75m，寬27.5m，高3.95m的巨型浮船構成，安裝有鉆機、井架、減速箱和調節(jié)裝置。1965年12月27日在氣溫為3ºC時發(fā)生井架倒塌和下沉。當時船上有32人，其中19人喪生。到事故發(fā)生時，“海寶”號海洋鉆機已運轉了約1345h。調查發(fā)現(xiàn)，事故由連接桿的脆性破壞引起，該桿破壞時的實際應力低于所用鋼材的屈服強度。連接桿的上部圓角半

26、徑很小，應力集中系數(shù)達7.0，同時鋼材的Charpy-V型試件的缺口沖擊韌性很低。在0ºC僅為10.831J，并有粗大的晶粒，所有這些因素導致了連接桿的低溫脆性斷裂。當一根或幾根連接桿發(fā)生這種脆性斷裂后，就會產生動載，從而導致整個結構的倒塌。事故實例5.18 前蘇聯(lián)某平爐車間屋蓋因低溫冷脆而倒塌一工程及事故概況前蘇聯(lián)某有色金屬廠平爐車間，車間里的鋼結構除吊車梁為鉚接外，均為焊接結構。該車間澆注跨22m，爐子跨27.5m，配料跨18m（圖5.3）。圖5.3 出事處平爐車間的剖面（單位：m）事故發(fā)生前首先塌落的是B列第8690行之間的24m托架，該托架在90行柱子的一端墜落在工作平臺上，

27、在第86行柱的另一端仍然是在柱子的支托架上。由于B列托架既支撐爐子跨和原料跨上的屋蓋結構，又支撐B列上部的墻體。隨著托架的破壞，澆注跨、爐子跨、配料跨在第8690行的屋架、鋼筋混凝土屋面板以及墻板全部倒塌。8號爐子上跨度為36m的列托架和跨度為18m的C列托架嚴重變形，但未塌落。列托架在發(fā)生變形的情況下支撐著爐子跨和澆注跨第8486行的屋蓋結構。在上述結構墜落的時候，分布在個別柱列（第8690行）的構件被破壞、變形，8號爐子區(qū)段的氧氣管道也被破壞，屋蓋結構砸壞了A跨的澆注吊車。倒塌的結構和部分損壞廠房的面積為2430m2。平爐車間結構倒塌時，室外氣溫為-26ºC，風速為7m/s，倒塌

28、地點屋面積雪厚度08cm，原料跨屋面積雪層厚度在35cm以內，平爐廠房屋面實際上沒有積灰（出事前數(shù)日已清掃了屋面積灰）。8號平爐區(qū)的橋式吊車在出事時位于爐子跨，在澆注吊車上吊著空罐。二事故原因分析事故原因調查最初的結論是：由于實際施工中，90行柱沒有放置技術設計圖中規(guī)定的支托板導致平爐車間主廠房B列第8490行托架下弦支座節(jié)點螺栓剪切破壞，造成屋蓋結構部分倒塌。經過進一步調查分析，發(fā)現(xiàn)許多足以證明屋蓋倒塌是由于金屬冷脆破壞引起的證據(jù)，主要有：（1）托架的螺栓已錨固很長時間（超過5年），在此期間，托架上的荷載顯然可能有多次超過事發(fā)時的荷載。正如前所述，在出事前數(shù)日剛清掃完車間屋面的灰塵，發(fā)生事故時車間屋面的雪荷載相當小，且小于設計荷載；（2）進行了檢驗模擬屋架錨固連接的承載能力試驗，但是用6個直徑為20mm的螺栓試驗。螺栓連接在53噸力時破壞，相當于10個螺栓的破壞荷載為88噸力左右