基于某高層項目的爬模系統(tǒng)爬升過程分析及優(yōu)化研究

王江波，錢宏亮，楊曉毅，姜月菊，王化杰

(1. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海)土木工程系，山東威海 264209；2. 中國建筑一局(集團(tuán))有限公司，北京 100161；3. 中建一局集團(tuán)第三建筑有限公司，北京 100161)

超高層施工的液壓爬升模板施工技術(shù)因機(jī)械化程度高、綜合效益顯著等優(yōu)點[1]得到了飛速發(fā)展。液壓爬模在提高工程施工質(zhì)量，加快施工進(jìn)度，節(jié)省人力、物力成本上具有明顯優(yōu)勢，是一種在超高層結(jié)構(gòu)施工中較先進(jìn)的模板施工工藝[2]。因液壓爬升模板施工技術(shù)出現(xiàn)的時間不久，工藝比較復(fù)雜，人們對其受力機(jī)理認(rèn)識不是很足，計算理論也嚴(yán)重落后于工程的應(yīng)用發(fā)展，從而對爬模的設(shè)計比較保守，導(dǎo)致爬模成本比較高。因此很有必要對爬模系統(tǒng)的相關(guān)構(gòu)件進(jìn)行應(yīng)力監(jiān)測與分析，了解其受力特性和工作狀態(tài)，確保這些重要構(gòu)件在施工過程中的安全性[4]，并進(jìn)行必要的優(yōu)化從而降低施工成本。爬模機(jī)位間距大小影響爬模架體的剛度和重量，間距過小，架體剛度過大，爬升精度要求高；間距過大，架體剛度太小，易變形。且動力源互不平衡、機(jī)位間距等問題影響爬模爬升時的平衡性和同步性，從而對爬模的穩(wěn)定性產(chǎn)生影響。因此如何布置機(jī)位，使架體既能保證剛度，又可以減小重量，提高架體爬升時的整體性和穩(wěn)定性是一個值得研究的問題。

本文通過對通州運河核心區(qū)開發(fā)地塊建筑所用液壓爬模系統(tǒng)進(jìn)行有限元ANSYS模擬分析，并利用現(xiàn)場監(jiān)測的數(shù)據(jù)進(jìn)行驗證，得到可靠的模擬方法。該項目核心筒外側(cè)爬模系統(tǒng)共布置24個爬升機(jī)位(圖1)，對核心筒外側(cè)的爬模系統(tǒng)機(jī)位位置進(jìn)行研究，得到經(jīng)濟(jì)合理的機(jī)位間距。

1 爬模爬升工況有限元分析

1.1 有限元模型建立

爬模架體有限元模型通過ANSYS平臺建立，采用beam188單元來模擬各個構(gòu)件，材料以架體實際為準(zhǔn)選取，其中爬模架體的掛座和承重三角架立柱采用Q345鋼，其他部位構(gòu)件均采用Q235鋼。

爬模架體構(gòu)件中以槽鋼為主，多個構(gòu)件為背對背槽鋼組合而成，建模時把這些構(gòu)件簡化為尺寸參數(shù)相同的工字鋼。共采用工字鋼、槽鋼、矩形鋼管、圓鋼管等9種不同規(guī)格尺寸的截面類型。

圖2為對N1、N2、N3三個機(jī)位組成的爬升單元所建立的有限元的模型，模型高度為17 m，寬11 m。

1.2 加載方案

將爬模架體掛座和導(dǎo)軌的連接簡化為固定鉸支座，下部支腿和墻體的連接簡化為滑動支座。模型自重由軟件自行計算，模板和外圍鋼板防護(hù)網(wǎng)自重根據(jù)GB 50009-2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[5]換算成線荷載分別加載到模板背楞和爬架外側(cè)立桿上。

對2018年11月13日爬模爬升工況進(jìn)行模擬計算。當(dāng)天為1級東風(fēng)，取風(fēng)速1.5 m/s。風(fēng)荷載大小按JGJ 195-2010《液壓爬升模板工程技術(shù)規(guī)程》[6]計算，將風(fēng)荷載按前文方法換算成線荷載進(jìn)行加載。模板在背風(fēng)面風(fēng)荷載為風(fēng)吸，模板及以上高度的外圍鋼板防護(hù)網(wǎng)承受風(fēng)壓和風(fēng)吸共同作用，模板以下高度的外圍鋼板防護(hù)網(wǎng)風(fēng)荷載為風(fēng)壓，外圍鋼板防護(hù)網(wǎng)的透風(fēng)系數(shù)為0.65。

爬模系統(tǒng)爬升時，僅液壓操作平臺有6名工人在進(jìn)行操作作業(yè)，其他平臺均無人員活動。6名成年人按每人75 kg，液壓操作平臺面積為25.3 m2,故液壓操作平臺的實際活荷載為0.178 kN/ m2。將活荷載按前文所述方法換算成線荷載加到相應(yīng)的平臺梁上。

所有約束完成后，從模型中可以得到支座的豎向反力為176.63 kN。此時為爬模系統(tǒng)在穩(wěn)定爬升時的豎向荷載總和。

圖1 核心筒外側(cè)機(jī)位布置(單位：mm)

圖2 N1、N2、N3機(jī)位ANSYS模型

爬模爬升時豎向荷載應(yīng)該乘一個瞬間動力放大系數(shù)，動力放大系數(shù)=1.78，得到爬升瞬間支座豎向反力為313.38 kN。

1.3 計算分析

進(jìn)行靜力計算，由結(jié)果可知，爬模系統(tǒng)在開始爬升的瞬間和穩(wěn)定爬升時，掛座底部的拉應(yīng)力之差最大是42.9 MPa，掛座有限元模型計算的應(yīng)力云圖如圖3所示。

1.4 實驗驗證

爬模掛座的應(yīng)力監(jiān)測，采用MCU-32型分布式摸塊化自動測量單元，應(yīng)變計采用耐久性和穩(wěn)定性較好，精度較高，抗電磁干擾能力較強的振弦式應(yīng)變計，對爬模爬升時掛座的應(yīng)力進(jìn)行實時監(jiān)測。應(yīng)變計的布置示意圖和現(xiàn)場安裝圖如圖4所示。

14號應(yīng)變計的應(yīng)力曲線如圖5所示，由數(shù)據(jù)可知，爬升工況下掛座應(yīng)力變化值最大為43.37 MPa，與模擬值誤差為1.1 %，基本吻合，驗證了有限元模擬的可行性。

(a)爬升瞬間

(b)穩(wěn)定爬升圖3 掛座應(yīng)力云圖

2 爬模機(jī)位優(yōu)化

2.1 優(yōu)化方案

JGJ 195-2010《液壓爬升模板工程技術(shù)規(guī)程》中建議油缸機(jī)位間距不宜超過5 m，當(dāng)機(jī)位間距內(nèi)采用梁模板時，間距不宜超過6 m。如前文圖1所示，N1、N2、N3三個機(jī)位間距相對較大，若對其優(yōu)化，則優(yōu)化后的機(jī)位間距將超過5 m，與規(guī)程中的建議相沖突，因此選擇機(jī)位間距較小的N4、N5、N6機(jī)位(前文圖1框選機(jī)位)進(jìn)行優(yōu)化。將N4、N5、N6三個機(jī)位優(yōu)化為兩個，優(yōu)化方案如圖6所示。優(yōu)化后的N4、N5兩個機(jī)位之間距離為4.8 m，兩個機(jī)位外側(cè)的承載寬度分別為2.8 m。

考慮到結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)性能，加大主平臺及以上的矩形鋼管截面，矩形鋼管的強軸與墻體垂直，增強架體在最不利方向抗風(fēng)性能。

2.2 有限元分析

(a)應(yīng)變計安裝示意

(b)應(yīng)變計安裝現(xiàn)場安裝圖4 應(yīng)變計安裝

圖5 爬模掛座應(yīng)力變化曲線

圖6 爬模機(jī)位優(yōu)化示意(單位:mm)

按前文介紹的有限元模擬方法對優(yōu)化后機(jī)位后的爬升單元進(jìn)行建模計算分析。各項荷載均按JGJ195-2010《液壓爬升模板工程技術(shù)規(guī)程》中規(guī)定的爬升工況取值，模板和液壓操作平臺活荷載分別取1 kN/m2，風(fēng)荷載取7級最大風(fēng)速17 m/s，動力放大系數(shù)按前文的計算方法取1.78。

按前文介紹的方法，對爬模在實際工作的爬升工況進(jìn)行分析計算，架體的整體應(yīng)力圖如圖7所示。

圖7 優(yōu)化后N4、N5機(jī)位爬升瞬間應(yīng)力云圖

從計算結(jié)果可以看出，爬模架體的最大拉應(yīng)力為152 MPa，位于承重三角架立柱與掛座連接部位上端，最大壓應(yīng)力為-141 MPa，位于承重三角架立柱與掛座連接部位下端。爬模架體最大拉、壓應(yīng)力均在掛座處，且最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力均遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于承重三角架立柱和掛座所用的Q345鋼的強度設(shè)計值。同時爬架所承受的最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力也均小于Q235鋼的強度設(shè)計值，說明爬模架體的其他構(gòu)件也足夠安全。由計算結(jié)果可以知道，爬模系統(tǒng)機(jī)位優(yōu)化后在爬升工況下可以滿足承載力和使用要求。

2.3 爬模強度和剛度計算分析

上節(jié)介紹的是按項目實際的爬升工況對優(yōu)化機(jī)位后的模型進(jìn)行了驗算分析，本節(jié)將按照J(rèn)GJ 195-2010《液壓爬升模板工程技術(shù)規(guī)程》，對爬模系統(tǒng)在施工工況、爬升工況和停工工況三種不同工況下進(jìn)行強度和剛度計算分析，荷載效應(yīng)組合情況如表1所示。

表1 爬模裝置荷載效應(yīng)組合

分別對有限元模型進(jìn)行三種不同工況下，荷載效應(yīng)組合后的計算分析，得到各種工況下爬模架體的結(jié)構(gòu)變形圖和應(yīng)力云圖，如圖8所示。由計算結(jié)果可以看出在停工工況下(取9級風(fēng))，爬模架體的變形和應(yīng)力是最大的，可見風(fēng)荷載對爬模架體的影響非常大。

由分析結(jié)果可知爬模架體在強度和剛度驗算中，停工工況下應(yīng)力和變形均達(dá)到最大，其中強度驗算最大組合壓應(yīng)力為-166 MPa，位于架體縱梁與承重三角架橫梁連接部位，最大組合拉應(yīng)力為165 MPa，位于架體上平臺立柱與架體縱梁連接部位，均小于Q235鋼材的強度設(shè)計值；剛度驗算中，最大位變形位于架體上平臺立柱頂端，最大位移為8.3 cm，超過限值，因此在風(fēng)力達(dá)到7級以上時，不僅要停止爬模作業(yè)，還要對架體做相應(yīng)的拉結(jié)。不同工況下的力學(xué)性能如表2所示。

表2 爬模架體在各工況下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)

圖8 三種工況下模型的變形圖和應(yīng)力云圖

由表2可知，優(yōu)化后的爬模架體在三種工況下的強度驗算中，最大組合應(yīng)力均小于Q235鋼的強度設(shè)計值，滿足承載力和正常使用要求。其中有限元計算的壓應(yīng)力極值為構(gòu)件局部應(yīng)力值，而因構(gòu)件長細(xì)比較小，按規(guī)范進(jìn)行穩(wěn)定計算時，得到的是均勻壓應(yīng)力值，故按穩(wěn)定計算出的應(yīng)力值小于有限元模擬的壓應(yīng)力極值，因此構(gòu)件不存在穩(wěn)定問題。

2.4 爬模穩(wěn)定計算分析

由上小節(jié)強度計算結(jié)果分析可知，三種工況下，承重三角架的斜撐的應(yīng)力和軸力均大于其他構(gòu)件，因此對兩根斜撐中軸力較大的進(jìn)行穩(wěn)定驗算。按GB 50017-2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[7]中對雙軸對稱閉口截面的壓彎構(gòu)件采用下式進(jìn)行穩(wěn)定驗算：

三種工況下承重三角架斜撐的ANSYS強度計算應(yīng)力值和手算穩(wěn)定應(yīng)力值結(jié)果對比如表3所示。

表3 承重三角架斜撐應(yīng)力 MPa

可以看出，爬升工況下承重三角架斜撐穩(wěn)定性計算應(yīng)力值是強度計算應(yīng)力值的2.19倍，說明爬模在爬升時穩(wěn)定性能更重要。由計算結(jié)果可以得出爬模的安全承載力驗算優(yōu)先等級，施工和爬升工況下應(yīng)以穩(wěn)定性計算為主，而停工工況下則應(yīng)以強度計算為主。

由穩(wěn)定計算結(jié)果可知，三種工況下，爬模架體中承受軸力較大存在失穩(wěn)可能性的三角架斜撐，其穩(wěn)定計算中應(yīng)力值遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于Q235鋼材的強度設(shè)計值，說明爬模系統(tǒng)的機(jī)位優(yōu)化后，架體整體穩(wěn)定性滿足承載力和正常使用要求。

3 結(jié)論

本文針對北京通州運河核心區(qū)開發(fā)地塊中的建筑核心筒外側(cè)液壓自爬模的爬升過程進(jìn)行深入分析，得到如下結(jié)論：

(1)建立了核心筒外側(cè)液壓自爬模結(jié)構(gòu)精細(xì)化有限元模型，對其爬模過程進(jìn)行了模擬分析，并通過現(xiàn)場實測驗證了分析方法的準(zhǔn)確性，為類似爬模系統(tǒng)優(yōu)化分析提供了方法參考。

(2)優(yōu)化了項目核心筒外側(cè)的爬模機(jī)位，優(yōu)化后的爬模架體滿足承載力和正常使用要求。通過精細(xì)化有限元建模分析，得到了較為合理的機(jī)位布置間距，減少了機(jī)位，降低了施工成本，為以后高層施工中爬模機(jī)位的布置提供了參考，為液壓爬升模板技術(shù)在高層施工中的推廣提供了助力。