廣州利通大廈第一爬升步計(jì)算及塔吊架設(shè)計(jì)計(jì)算

1、廣州利通大廈塔吊第一爬升步核心筒施工承載力計(jì)算及爬升架優(yōu)化設(shè)計(jì)計(jì)算 計(jì)算：林冰 博士中國建筑工程總公司技術(shù)中心20009年3月第1章 總說明1.1 計(jì)算依據(jù)1）鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范（gb50017-2003）2）建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范（gb50009-2001）3）混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范（gb50010-2002）4）廣州利通廣場設(shè)計(jì)圖紙5）廣州利通廣場工程m600d塔吊安裝施工方案1.2 計(jì)算內(nèi)容1）m600d塔吊第一爬升步核心筒施工承載力計(jì)算2）塔吊爬升架設(shè)計(jì)計(jì)算1.3 說明1.3.1 荷載工況的選取根據(jù)m600d塔吊的性能參數(shù)及工作狀態(tài)和非工作狀態(tài)的力學(xué)參數(shù)，見圖1.1所示，經(jīng)計(jì)算分析，利通大廈塔吊臂轉(zhuǎn)

2、動(dòng)時(shí)，對核心筒而言，圖1.1 m600d塔吊參數(shù)可能形成如圖1.2所示的兩種不利的工況，此時(shí)，塔吊的水平支承反力對核心筒的影響最為不利。因此，對塔吊第一爬升步核心筒的施工承載力計(jì)算取圖1.2所示的兩種工況。另外，第一爬升步的計(jì)算暫塔吊工況一塔吊工況2圖1.2 塔吊對核心筒的不利工況時(shí)忽略風(fēng)荷載的影響。1.3.2 其他說明1）計(jì)算采用大型通用計(jì)算軟件ansys程序，核心筒的單元采用shell188殼單元，可考慮核心筒中配筋的影響；2）計(jì)算中主要復(fù)核在塔吊產(chǎn)生的水平施工荷載和豎向施工荷載影響下混凝土核心筒的主拉應(yīng)力是否超過規(guī)范的設(shè)計(jì)值。由于核心筒施工時(shí)混凝土的養(yǎng)護(hù)達(dá)不到28天期齡，根據(jù)研究，混凝土

3、的早期強(qiáng)度增長較快， 7天期齡強(qiáng)度能達(dá)到混凝土強(qiáng)度的70%左右，后期強(qiáng)度增長緩慢，因此，塔吊爬升施工時(shí)，取核心筒混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)值的70%作為校核指標(biāo)。3）荷載的動(dòng)力系數(shù)取1.2。第2章 第一爬升步核心筒施工承載力計(jì)算2.1 計(jì)算模型根據(jù)塔吊爬升方案，第一施工步時(shí)在-1層底板處安裝首道爬升梁，在首層+9.800安裝第二道爬升梁，建立該施工步核心筒的有限元模型，如圖2.2-圖2.3所示。圖2.1 整體模型圖2.2 外筒模型圖2.3 內(nèi)墻模型2.2 計(jì)算結(jié)果2.2.1 無塔吊爬升時(shí)核心筒的應(yīng)力狀態(tài)為了驗(yàn)算計(jì)算結(jié)果的可靠性，首先對沒有塔吊爬升荷載作用下混凝土的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算，混凝土核心筒的主拉應(yīng)力分

4、布如圖2.4所示。由計(jì)算結(jié)果可知，在沒有塔吊爬升荷載作用下，混凝土核心筒的最大主拉應(yīng)力約為0.74mpa，小于c80混凝土的主拉應(yīng)力設(shè)計(jì)值2.22mpa的0.7倍，即1.55mpa。說明計(jì)算結(jié)果可考，也滿足規(guī)范要求。圖2.4 無塔吊爬升荷載時(shí)核心筒的主拉應(yīng)力（mpa）2.2.2 荷載工況一作用下核心筒的主拉應(yīng)力圖1.5 荷載工況一作用下核心筒的主拉應(yīng)力（mpa）荷載工況一作用下核心筒的整體應(yīng)力分布情況如圖2.5所示。在墻梁連接處和尖角處，計(jì)算所得局部應(yīng)力集中較為嚴(yán)重，替除非塔吊爬升架作用點(diǎn)局部應(yīng)力集中部位后，分別考察圖2.5中所示的外墻b、內(nèi)墻b、外墻c和內(nèi)墻c，計(jì)算結(jié)果分別如圖2.6-圖2.

5、11所示。通過計(jì)算結(jié)果可知，在荷載工況一作用下，塔吊第一爬升步時(shí)，核心筒700mm后外墻的主拉應(yīng)力滿足要求，而核心筒內(nèi)350mm后剪力墻墻的主拉應(yīng)力過大，可能會(huì)引起墻體的開裂，不滿足規(guī)范的要求。圖2.6 荷載工況一作用下核心筒外墻b的主拉應(yīng)力（mpa）圖2.7 荷載工況一作用下核心筒內(nèi)墻b的主拉應(yīng)力（mpa）圖2.8 荷載工況一作用下核心筒內(nèi)墻b上爬升梁處主拉應(yīng)力（mpa）圖2.9 荷載工況一作用下核心筒外墻c的主拉應(yīng)力（mpa）圖2.10 荷載工況一作用下核心筒內(nèi)墻c的主拉應(yīng)力（mpa）圖2.11荷載工況一作用下核心筒內(nèi)墻c下爬升梁處的主拉應(yīng)力（mpa）2.2.3 荷載工況二作用下核心筒的主

6、拉應(yīng)力荷載工況二作用下的計(jì)算結(jié)果見圖2.12-圖2.17所示。由計(jì)算結(jié)果可知，只有外墻b處的主拉應(yīng)力滿足規(guī)范要求，其它部位均不滿足要求。圖2.12 荷載工況二作用下核心筒外墻b的主拉應(yīng)力（mpa）圖2.13 荷載工況二作用下核心筒內(nèi)墻b的主拉應(yīng)力（mpa）圖2.14 荷載工況二作用下核心筒內(nèi)墻b上爬升梁處主拉應(yīng)力（mpa）圖2.15 荷載工況二作用下核心筒外墻c的主拉應(yīng)力（mpa）圖2.16 荷載工況二作用下核心筒內(nèi)墻c的主拉應(yīng)力（mpa）圖2.17 荷載工況二作用下核心筒內(nèi)墻c下爬升梁處的主拉應(yīng)力（mpa）2.2.4 小結(jié)從第一爬升步兩種工況的計(jì)算結(jié)果可知，塔吊爬升產(chǎn)生的施工荷載對核心筒的面

7、外承載能力具有較大的影響，混凝土墻可能開裂，建議采用施工加固措施。隨著塔吊爬升高度的增加，核心筒的厚度和混凝土強(qiáng)度均降低，同時(shí)風(fēng)荷載的作用也不容忽視。因此需要在考慮風(fēng)荷載的情況下，對后續(xù)爬升步核心筒混凝土強(qiáng)度進(jìn)行施工承載力驗(yàn)算，以保證施工質(zhì)量和施工安全。第3章 m600d塔吊爬升架設(shè)計(jì)計(jì)算3.1 爬升梁優(yōu)化設(shè)計(jì)計(jì)算圖3.1 爬升梁幾何尺寸根據(jù)塔吊的性能參數(shù)及荷載工況，本節(jié)對北京中建正和建筑機(jī)械施工有限公司塔吊爬升梁的原設(shè)計(jì)方案進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，有兩種可選方案，一是如圖3.1所示的等截面梁，二是如圖3.1所示的變截面梁，兩種截面的梁，均取上翼緣厚度t1=34mm，下翼緣厚度t2=28mm，腹板厚度t

8、w= 22mm，加勁板厚度t=20mm，其它長度信息和構(gòu)造措施不變，見圖3.1及原設(shè)計(jì)方案。鋼材強(qiáng)度等級(jí)為q235。3.1.1 設(shè)計(jì)計(jì)算1）對于圖3.1所示的等截面梁，利用ansys軟件的beam188單元，建立幾何模型如圖3.2所示。偏于安全地，塔吊的豎向荷載取工作狀態(tài)的最大荷載v1=214t，水平荷載取非工作狀態(tài)的荷載h1=74t，并考慮1.2倍的動(dòng)力系數(shù)。梁端的支承條件按照兩端簡支考慮（與原設(shè)計(jì)圖紙的構(gòu)造措施有所不同）。圖3.2 等截面梁幾何模型等截面梁的正應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖3.3所示，豎向變形計(jì)算結(jié)果如圖3.4所示，水平變形計(jì)算結(jié)果如圖3.5所示。通過計(jì)算結(jié)果可知，等截面爬升梁的正壓應(yīng)力

9、約為161mpa，最大正拉應(yīng)力約為170mpa，小于鋼材屈服強(qiáng)度設(shè)計(jì)值205mpa，滿足要求，同時(shí)，梁截面的翼緣和腹板寬厚比也滿足局部穩(wěn)定的要求。梁的豎向撓度約為5.6mm，水平撓度約為4.4mm，最大撓度7.2mm，滿足變形要求。圖3.3 等截面爬升梁的應(yīng)力(mpa)圖3.4 等截面爬升梁的豎向變形(mm)圖3.5 等截面爬升梁的水平變形(mm)2）對于圖3.1所示的變截面梁，幾何模型如圖3.6所示，荷載的取值等于等截面梁相同。計(jì)算結(jié)果如圖3.7-圖3.9所示。通過計(jì)算結(jié)果可知，變截面爬升梁的正壓應(yīng)力約為152mpa，最大正拉應(yīng)力約為161mpa，小于鋼材屈服強(qiáng)度設(shè)計(jì)值205mpa，滿足要求

10、。梁的豎向撓度約為5.8mm，水平撓度約為4.3mm，最大撓度7.2mm，滿足變形要求。與等截面梁相比，除了應(yīng)力略有區(qū)別外，變形值則相當(dāng)。從經(jīng)濟(jì)效益來分析，在不考慮短板、加勁肋等構(gòu)造措施的情況下，等截面梁的用鋼量約為2800kg，變截面梁的用鋼量約為2700公斤，但考慮到變截面梁的加工費(fèi)用要高于等截面梁，因此，變截面梁的整體成本未必比等截面梁經(jīng)濟(jì)。圖3.6 變截面梁幾何模型圖3.7 變截面梁正應(yīng)力（mpa）圖3.8 變截面梁豎向變形（mm）圖3.9 變截面梁水平變形（mm）3）為了對上述計(jì)算結(jié)果進(jìn)行進(jìn)一步的驗(yàn)證，采用更為精確的shell181板殼單元建立等截面梁的幾何模型，考慮加勁肋構(gòu)造措施，

11、進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算結(jié)果如圖3.10-圖3.12所示。shell181板殼單元梁的正應(yīng)力和變形值略小于beam188梁單元等截面梁和變截面梁的正應(yīng)力和變形值，主要是因?yàn)閎eam188單元不能考慮加勁肋、端板等構(gòu)造措施，而shell181單元?jiǎng)t可以考慮這些構(gòu)造措施，其計(jì)算結(jié)果應(yīng)該比beam單元更精確。圖3.10 板殼單元等截面梁的正應(yīng)力（mpa）圖3.11 板殼單元等截面梁的豎向變形（mm）圖3.11 板殼單元等截面梁的水平變形（mm）3.1.2 方案比選總體上，三個(gè)計(jì)算模型所得結(jié)果大體相當(dāng)，在考慮構(gòu)造措施的情況下，按照原設(shè)計(jì)方案每根爬升鋼梁的用鋼量約為4噸，本節(jié)計(jì)算的用鋼量約為3噸，每根鋼梁可節(jié)約用

12、鋼量約1噸左右，而力學(xué)性能相當(dāng)，建議采用本節(jié)優(yōu)化設(shè)計(jì)后的等截面梁或者變截面梁。3.2 牛腿及預(yù)埋件計(jì)算3.2.1 設(shè)計(jì)計(jì)算圖3.12 牛腿截面尺寸采用如圖3.12所示截面尺寸的牛腿，建立牛腿與埋件受力計(jì)算的幾何模型，如圖3.13所示。計(jì)算結(jié)果如圖3.14-圖3.16所示。通過計(jì)算可知，牛腿及埋件的尺寸優(yōu)化設(shè)計(jì)滿足要求。每個(gè)牛腿的用鋼量約為140kg，比原設(shè)計(jì)方案每個(gè)牛腿用鋼量271k大約節(jié)約130kg。圖3.13 牛腿與埋件幾何模型圖3.14 牛腿與埋件的正應(yīng)力（mpa）圖3.13 牛腿與埋件的豎向變形（mm）圖3.13 牛腿與埋件的水平變形（mm）3.2.2 牛腿與爬升梁之間的構(gòu)造要求圖3.12 牛腿上翼緣水平