大平面多筒支承的大懸挑多層空腹鋼桁架樓蓋整體提升關鍵技術*

尋奧林,張明亮,江 波,劉 維,王江營

(1.湖南省第六工程有限公司,湖南 長沙 410015; 2.湖南建設投資集團有限責任公司,湖南 長沙 410004; 3.湖南省第二工程有限公司,湖南 長沙 410015)

隨著我國建筑水平、建筑理念不斷更新與進步及人們對建筑審美的多樣性變化,大平面多筒支承的大懸挑多層空腹鋼桁架樓蓋結構作為一種新型建筑形式,因其充分利用空腹桁架大空間特點,同時造型新穎且兼具科技感,近幾年越來越得到建筑師青睞。其應用范圍覆蓋辦公樓、酒店、高空連廊、大型體育場館屋蓋等公共建筑。施工方法按適用范圍和技術特點主要分為群錨大型液壓提升施工技術、頂升施工技術、高空滑移施工技術等[1-4]。

以湖南廣播電視臺節目生產基地漂浮辦公樓為例,基于多筒支承的大懸挑多層空腹鋼桁架樓蓋結構受力特點和傳力路徑,創造性提出大平面多筒支承的大懸挑多層空腹鋼桁架樓蓋整體提升施工關鍵技術,將離散的多層大懸挑結構轉換為具有足夠抗側和抗扭剛度的整體提升單元,形成多層環形箍受力體系,解決去除核心筒后多層大懸挑桁架結構零散獨立、剛度較弱、整體性差等難點,指導大平面多筒支承的大懸挑多層空腹鋼桁架樓蓋現場安裝工作并提供技術支撐。

1 工程概況

湖南廣播電視臺節目生產基地及配套設施建設項目是包含1座美術館、6個非新聞類演播廳和1棟辦公樓的現代化非新聞類節目生產基地,工程效果如圖1所示。該建筑地下室為鋼筋混凝土框架結構,地上部分為鋼結構,工程主體用鋼量約36 000t[5-6]。 漂浮辦公樓位于整個項目東側地勢最高處,結構總長度為154m,寬度為64.4m,空腹桁架高度為9.05m,位于7～9層;采用鋼框架核心筒+巨型空腹式桁架結構,樓層結構由10個鋼框架核心筒作為豎向支撐,結構短邊外側和內側空腹桁架懸挑長度分別為7.0,4.2m,長邊外側空腹桁架懸挑長度為11.2m。

圖1 工程效果

結構主要構件為焊接H型鋼梁、箱形柱和H形斜腹桿。其中H型鋼梁最大截面為H1 000×400×24×36,材質為Q345B。箱形柱最大截面為□800×800×30×30,材質為Q390GJB。H形斜腹桿最大截面為H1 000×500×40×60,材質為Q390GJC。漂浮辦公樓樓板結構采用鋼筋桁架樓承板,樓板厚度有120,150mm不等。工程施工BIM模型如圖2所示。

圖2 工程施工BIM模型

2 施工方案

根據建筑功能設計要求,漂浮辦公樓樓蓋結構平面呈日字形,結構形式為大跨度空腹鋼桁架結構,其中北區(見圖3藍色區域)樓面以下5.8m為劇院式演播廳F屋面,南區(見圖3紫色區域)樓面以下33m為中央主軸和下沉廣場。漂浮辦公樓BIM模型如圖3所示,結構剖面如圖4所示。

圖3 漂浮辦公樓 BIM模型

圖4 漂浮辦公樓樓蓋剖面

漂浮辦公樓南區采取整體提升方案,待提升單元體整體呈U字形(見圖5),總重1 800t,三面均為非均勻懸挑結構,懸挑于南區6個核心筒上的空腹桁架為主要傳力結構;提升單元內6個核心筒為主要豎向受力構件,同時為懸挑桁架提供側向剛度。提升過程中單元體與核心筒處于脫離狀態(見圖6),漂浮辦公樓拆分為13個相互無聯系的零散獨立結構(見圖7),各獨立單元均無法滿足提升要求,因此需設置臨時加固工裝和提升工裝形成多層環形箍+王字形扁擔梁受力體系,代替核心筒對提升單元約束和傳力作用,保證提升單元結構安全可靠,同時確保安裝精度和質量。待單元體液壓提升就位后,進行高空焊接合龍及拆桿施工。

圖5 提升單元結構整體計算模型

圖6 脫離核心筒后提升單元平面布置

圖7 脫離核心筒后分拆為零散獨立單元

3 提升單元結構體系設計關鍵技術

3.1 提升單元結構整體分析

針對漂浮辦公樓南區整體呈U字形,三面均為非均勻懸挑結構特點,利用MIDAS Gen,ABAQUS有限元軟件進行提升單元結構整體數值模擬分析,量化分析了提升單元體結構各部位最大形變、桿件最大應力比,最終確定加固工裝、提升工裝、提升反力架等設計。

3.2 加固工裝設計

3.2.1環形橫梁加固

原結構設計中,通過核心筒側向剛度及各單元間水平傳力平衡保證懸挑結構不會發生較大翻轉,懸挑結構提升單元脫離核心筒后,在靠近對接口處,與核心筒連接橫梁相互之間拉結3道水平加固桿件,形成環形箍受力體系(見圖8),保證其具有足夠側向剛度,從而不會發生整體結構和局部懸挑單元上下翻轉及端口錯動。

圖8 環形橫梁加固提升單元

1)設計模型一次成型狀態 提升單元位移、軸力如圖9所示。

圖9 設計模型一次成型提升單元位移、軸力云圖

2)環形橫梁加固提升單元 提升單元位移、軸力如圖10所示。

圖10 環形橫梁加固后提升單元位移、軸力云圖

3.2.2豎桿加固

根據有限元計算結果對提升單元整體變形趨勢和局部區域傳力路徑分析可知,提升單元設計水平環形橫梁后,水平剛度極大增強,但3層桁架層間連系仍較弱,豎向力傳遞無法形成整體受力體系。模擬原結構設計狀態對提升單元約束和傳力作用,各桁架層間豎向相互連接,代替核心筒角部立柱傳力和提供豎向剛度作用。在靠近對接口處,各桁架層間增設立桿,核心筒周邊局部區域形成日字形結構,立桿上部對應位置設置提升點(見圖11)。環形橫梁+豎桿加固后提升單元位移、軸力如圖12所示。

圖11 桁架層間豎桿代替核心筒立柱軸測圖

圖12 環形橫梁+豎桿加固后提升單元位移、軸力云圖

3.2.3提升工裝設計

采用環形橫梁+豎桿提升單元結構體系設計后,提升單元整體豎向和水平向剛度均增強,可滿足整體提升要求。但采用此方案,整片漂浮桁架提升單元提升點位多達40個,提升措施和工裝用量較大,整體提升同步控制難度增加;從提升難度控制和經濟性角度考慮,需優化提升單元結構體系,減少提升點位。

優化設計思路:工裝豎桿主要作用為傳遞提升反力,角度相鄰2根豎桿因距離較近,并未產生“1+1=2”的效果,反而增加提升點位,可考慮將2根豎桿歸并為1根,形成王字形扁擔梁受力體系。優化設計方案:將位于桁架端部2根豎桿歸并至角部橫梁中部(見圖13),用1根豎桿代替,同時提升下錨點同樣移位至橫梁中部,同時增大橫梁和豎桿桿件截面,保證豎向剛度和層間抗側力剛度,并將整體提升點位及相對應措施(提升反力架、提升器和鋼絞線)優化一半。環形橫梁+歸并豎桿加固后提升單元位移、軸力如圖14所示。

圖13 環向橫梁+歸并豎桿加固后提升單元模型

圖14 環形橫梁+歸并豎桿加固后提升單元位移、軸力云圖

3.2.4斜向桿加固

提升單元因斜腹桿上半部分被打斷,部分豎向荷載通過斜腹桿傳遞至工裝豎桿,導致歸并后的工裝豎桿上半部分傳力效應明顯;同時角部3層橫梁中,中間層橫梁彎矩作用效應明顯大于上、下2層橫梁,具體工裝設計時,這2處為關鍵受力桿件。提升單元兩側核心筒周邊區域剛度較弱,會發生彎扭變形,相應部位局部需進行加固,控制對接口錯動變形和懸挑端豎向變形。

因U字形提升單元左右兩邊結構寬度(19.6m)和高度(9m)比值(約為2.2∶1)較小,且外側懸挑長度為7m,提升單元原核心筒周邊區域為抗側向翻轉薄弱部位,頂層和底層弦桿會發生較大相對錯動,因此提升結構體系需考慮局部加固。

加固思路為:原U字形提升單元左、右兩邊結構局部區域形成空腹桁架受力體系,抗彎剛度較弱,可通過桿件加固形成帶斜腹桿桁架受力體系,增強抗彎剛度。加固方案為:在U字形兩側薄弱部位2層空腹桁架間拉設X形斜撐,保證構件受力及結構整體變形與設計狀態基本相符(見圖15,16)。

圖15 薄弱部位X形斜撐加固后模型

圖16 薄弱部位X形斜撐加固后軸測示意

環形橫梁+歸并豎桿+斜撐加固后提升單元位移、軸力如圖17所示。

圖17 環形橫梁+歸并豎桿+斜撐加固后提升單元位移、軸力云圖

由圖9～17可知,提升單元一次成型狀態最大z向位移16.02mm,最大xy向位移1.4mm,最大軸力-933.12kN。 環形橫梁加固后提升單元最大z向位移26.37mm,最大xy向位移11.19mm,最大軸力 -1 086.95kN。 環形橫梁+豎桿加固后提升單元最大z向位移18.07mm,最大xy向位移6.17mm,最大軸力-1 227.32kN。環形橫梁+歸并豎桿加固后提升單元最大z向位移22.93mm,最大xy向位移10.36mm,最大軸力2 498.56kN。 最終優化結果環形橫梁+歸并豎桿+斜撐加固提升單元最大z向位移23.06mm,最大xy向位移5.95mm,豎桿最大軸力950.32kN;由模擬可知,上弦最大軸力225kN,下弦最大軸力-314kN,斜腹桿最大軸力380kN,滿足設計及規范要求。

3.3 提升反力架設計

提升反力架作為液壓提升器底座,是將提升器反力傳遞至主體結構的重要連接構件,因此應保證其具有足夠強度和剛度。

大平面多筒支承的大懸挑多層空腹鋼桁架樓蓋結構提升反力架通常位于核心筒頂部,主要采用核心筒立柱、橫梁和立面斜撐構成的懸挑三角架形式,平面上通過在懸挑橫梁尾部設置與之垂直的箱形梁,增強提升工裝整體側向穩定性,同時作為懸挑梁抗彎第2道防線;懸挑梁與核心筒立柱頂部焊接,尾部箱形梁兩端與主體結構梁鉸接。

漂浮辦公樓巨型空腹桁架和環形橫梁加固工裝豎桿組合結構每個提升架上設置1個提升點,共22個提升點,提升點均設在環形橫梁加固工裝豎桿上。提升點布置BIM模型如圖18所示。提升反力架如圖19所示,數值模擬結果如圖20所示。

圖18 提升點布置BIM模型

圖19 提升反力架示意

圖20 提升反力架數值模擬結果

由圖20可知,提升反力架工裝桿件最大應力為372.80MPa,最大豎向位移為6.29mm。為滿足提升過程中側向位移要求,三角反力架安裝時向側向變形反方向預調7.00mm可消除該變形影響,構件變形和受力均滿足整體提升作業要求。

4 對接口精度控制關鍵技術

4.1 層間對接口相對變形控制

單個核心筒四周漂浮桁架結構提升合龍對接口數量多達24個,根據此類結構特點,其扭轉趨勢較弱,翻轉趨勢較強,因此需采取措施增強層間剛度。加固方案為:在核心筒四周形成箍狀加固體系,通過在工裝間傳遞內力形成整體受力自平衡體系,同時角部為王字形構造形成局部穩固體系,保證層間對接口相對錯動變形降至最小。

4.2 深化階段對接口焊縫寬度預調

漂浮辦公室在提升狀態下,因提升單元外側存在大懸挑桁架,3層對接口軸向變形各不相同;同時核心筒作為提升基座,其側向剛度較弱,提升結構平面上重心向外側偏移,在二階作用效應下,核心筒存在水平向變形。在提升狀態下兩者變形同時發生,因此提升單元對接口和上部核心筒牛腿相對變形疊加后情況異常復雜,需在深化前,建立演播廳F框架結構+核心筒+漂浮辦公樓提升單元整體模型,分析相對變形,指導深化設計對接口焊縫寬度,從而保證拼裝和就位精度。

在深化階段,根據漂浮辦公室提升單元對接口和核心筒牛腿相對變形有限元計算結果,對焊縫寬度進行預調,預調原則為保證提升變形后焊縫寬度≥15mm,以～?/～軸核心筒周邊提升單元下弦對接口為例對焊縫寬度深化預調(見圖21)。

圖21 寬度深化預調示意

4.3 拼裝階段提升單元對接口預調

提升過程中,因提升單元邊界約束與設計狀態發生變化,為保證提升就位后提升單元端口與上部牛腿端部對接精度,需在提升單元拼裝階段對其接口端部水平向變形進行預調。例如,單根鋼梁一端位于對接端口,一端位于懸挑端部,兩端應根據調整值分別進行調整,相互不產生影響。

4.4 提升測量控制

設置16個監測點,測點平面布置如圖22所示。主要監測樓蓋空腹桁架在拼裝完成、提升過程、桿件連接(含高空補桿)及就位卸載后的位移變化,其中部分豎向位移監測值如表1所示。由表1可知,最大豎向變形位于漂浮辦公樓懸挑桁架端部,側邊懸挑端部變形次之,核心筒間桁架變形最小,實際監測值與結構有限元軟件計算值最大差異值為3.5mm,在D15測點處,但所有監測點位計算值與監測值均滿足鋼結構設計及施工相關技術要求。計算值和實測值偏差在合理范圍內,能滿足結構安裝精度需求。

圖22 提升單元位移監測區域平面

該偏差主要因素有:實際結構與計算軟件約束假定有一定偏差,存在測量溫度、構件地面拼裝誤差、測量誤差影響。提升單元設置的監測關鍵點均位于變形敏感部位,可有效把控提升單元整體變形,同時提高監測效率,實現提升階段監測快速響應,指導提升狀態同步性控制及提升就位。

因此,巨型空腹桁架樓蓋結構提升全過程中有限元軟件模擬位移值與實測值吻合度高,完全可用于指導提升施工作業。

5 結構提升焊接合龍及拆桿施工關鍵技術

5.1 焊接合龍

提升單元提升就位后,焊接順序在平面上遵循由內向外、單桿雙焊和雙桿單焊原則。整體焊接順序為:先焊接核心筒間構件焊縫,再焊接懸挑構件焊縫,由軸向軸整體施焊。

核心筒間構件先形成整體剛度較大結構,再焊接懸挑端部構件,有助于控制焊接變形;同時整體焊接順序為由軸向軸施焊,～軸構件先形成整體結構。同時焊接過程中,提升單元產生由軸向軸的變形趨勢,結構受力更加合理。

5.2 加固工裝拆除

待提升結構與牛腿整體焊接完成后方可逐步卸載提升器,再拆除各提升加固工裝。提升加固工裝豎向拆除順序為:先按核心筒1～4順序,從下至上拆除工裝加固梁,再按核心筒1～4、提升點1～6順序,從下至上先拆除工裝豎桿,再從下至上拆除工裝反力梁。

6 結語

大平面多筒支承的大懸挑多層空腹鋼桁架樓蓋整體提升施工技術融合了計算機模擬、監測與控制、鋼結構設計等多方向技術體系,結合現代鋼結構成熟施工工藝,實現了大平面、大跨度、超重型鋼構件高空整體提升。

以湖南廣播電視臺節目生產基地漂浮辦公樓南區大跨度多層樓蓋巨型空腹式鋼桁架實際施工為工程背景,通過有限元分析、過程監測、構件對接口實際就位精度測量等方法,對加固工裝設計、提升工裝設計、構件對接口精度控制、結構提升焊接合龍及拆桿施工技術進行研究,解決了整體提升過程中大平面多筒支承的大懸挑多層空腹鋼桁架樓蓋脫離核心筒后分離為多個零散獨立單體結構的整體受力、保證提升結構體系設計與原設計傳力路徑和受力模式保持一致、整體提升單元對接口較多時保證對接精度和成型質量等技術難題。實現了漂浮辦公樓南區鋼結構整體同步提升施工作業,為類似鋼結構施工提供了經驗參考。