超高层建筑爬塔支撑架设计及有限元分析*

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超高层建筑爬塔支撑架设计及有限元分析*

王明玉　刘小华

(西京学院土木工程学院， 西安　710123)

摘　要：某超高层建筑结构类型为钢框架-核心筒结构，建筑高度349 m；根据施工部署、结构特点及核心筒顶模结构，塔吊采用外挂内爬式附着形式。塔吊中心距外墙面4 850 mm时，爬塔支撑架结构受力为最不利情况，最大竖向变形为6.0 mm，满足要求；梁单元应力比最大值为0.43<1，满足设计强度要求。主梁处预埋件和耳板的位移均较小，应力分布较均匀，应力值没有达到屈服强度，节点连接形式满足强度要求。核心筒变形主要集中在支撑点附近，最大位移为5.43>

关键词：爬塔支撑架； 有限元； 竖向变形； 梁单元应力比； 核心筒

1　工程概况

某超高层建筑为67层，建筑高度349 m，结构类型为钢框架-核心筒结构，基础类型为桩基-筏板基础。根据施工部署、结构特点及核心筒顶模结构，塔吊采用外挂内爬式附着形式，采用2台法福克公司生产的MC760D-US塔式起重机分别附着于核心筒南北侧墙面，塔吊及爬塔支撑架平面布置如图1所示，塔身高度56 m，起重力矩1 100 t/m，塔吊夹持高度17～19 m。

1—1号MC760D臂长55 m;2—2号MC760D臂长50 m；
3—墙体中心线；4—牛腿。
图1　爬塔及支撑架平面布置

2　爬塔支撑架设计

2.1　设计概况

根据核心筒墙体变化，塔吊中心与核心筒外墙体最小距离为4 000 mm，最大距离为4 850 mm，需设计和制作爬塔支撑架，并将塔吊C型框安装在其中。爬塔支撑架主要由五部分组成，即支撑塔吊C型框的主梁、主梁之间的次梁，水平方向的斜撑，竖向斜撑，连接主梁、斜撑与核心筒结构的预埋件，及连接件和斜撑与主梁之间的连接件。支撑架埋件埋入混凝土墙内，支撑架每两个构件之间通过销轴连接。爬塔支撑架设计如图2所示，C型框详图如图3所示。

根据爬塔爬升规划及爬升需要，需设计爬塔支撑架6套，每个爬塔3套，循环周转使用。因墙体不断变化，导致爬塔在主梁定位不断改变，需要根据爬塔定位在主梁上部开孔，保证爬塔C型框正常安装。

1—销轴1；2—销轴2；3—销轴3；4—销轴4；5—销轴5；6—销轴6；7—销轴7；8—销轴8；9—销轴9；10—销轴10；11—销轴11；12—销轴12；13—销轴13；14—销轴14；15—主梁1；16—主梁2；17—水平撑1；18—水平撑2；19—预埋件。
图2　爬塔支撑架设计

图3　爬塔C型框详图

2.2　爬塔支撑架设计特点、重难点及相应措施

爬塔需避开顶模架体，导致悬挑跨度大，爬塔外边缘距核心筒结构墙B1为2 200 mm，距顶模体系外边缘400 mm。核心筒墙体存在截面变化，支撑架悬挑长度不断增加，爬塔中心距核心筒墙体最小距离为4 000 mm，最大距离达4 850 mm，其应对措施为设计爬塔支撑架时按照最不利距离4 850 mm计算，并进行构件截面设计、构件加强。利用MIDAS和ANSYS进行核心筒整体受力分析，确保核心筒稳定。

塔吊荷载在极限工作状态下，竖向荷载为2 660 kN，对支撑架承载力要求高，应对措施为爬塔支撑架设计按照荷载最大、墙厚最薄考虑，并设计三角架形式支撑，确保受力稳定。

爬塔支撑架为保证刚度和通用性，设计存在铰接节点和焊接节点，且埋件需埋入剪力墙内，因而节点构造复杂。应对措施为三角架采用焊接节点，工厂加工制作，焊缝均为一级焊缝，探伤验收；螺栓采用高强螺栓，满足受力要求；节点均采用ANSYS进行复核验算。

爬塔支撑架埋件尺寸较大，主梁及竖向斜撑的埋件尺寸均较大，与混凝土连接存在困难。墙体不断变薄，导致结构受力性能不断降低，须进行整体结构受力验算。

爬塔支撑架主梁随墙厚变化，其与爬塔C型框固定连接点不断变化，爬塔支撑架主梁需开孔以满足C型框与支撑架主梁连接需要，但同时也削弱了主梁的受力性能，应对措施为采用叠合主梁、焊接加劲肋等加强主梁受力。

爬塔支撑架埋件位置处混凝土的抗冲切验算要求混凝土强度等级达到C50，而核心筒混凝土强度等级从C60减小为C40。应对措施为将爬塔支撑架附着部位混凝土强度等级提高至C60，混凝土浇筑7 d后再进行爬塔支撑架安装。

3　工况分析

3.1　荷载说明

爬塔支撑架自重由计算软件(MIDAS)自动生成。活荷载由竖向和水平向的集中荷载根据塔吊的不同方位按不同的比例系数分摊到4个连接点处，再由竖向荷载产生的弯矩确定水平向荷载；水平向荷载有3种形式，分别为：背离墙面、平行于墙面、指向墙面。

根据厂家提供的荷载，选择最不利条件，将水平集中荷载按不同比例分到4个连接点上。竖向荷载均匀分配时，荷载放大1.5倍；不均匀分配时，考虑放大1.2倍，以此验算主梁、次梁、斜撑受力。采用MIDAS进行受力分析，所有工况中荷载施加在主梁上，荷载组合采用标准组合，荷载取值详见表1。

表1　爬塔支撑架荷载取值

荷载形式臂长50.4m的动臂塔吊荷载/kN 水平力 F1 F2竖向力V厂家提供的合力 710 6202900放大后的合力(均分分配放大1.5倍)1065 9304350放大后的合力(不均分分配放大1.2倍) 852 7443480

3.2　工况组合

工况1：竖向集中力、水平力均分到4个连接点处，水平力F2垂直于墙面(背离墙面)，荷载大小及方向如图4所示。

图4　工况1荷载分布　kN

工况2：竖向集中力按5%、45%、45%、5%的比例分到4个连接点处，水平力均分到4个连接点处，水平力F2平行于墙面，荷载大小及方向如图5所示。

图5　工况2荷载分布　kN

工况3：竖向集中力按1/6、1/6、1/2、1/6的比例分到4个连接点处，水平力均分到4个连接点处，水平力F2平行于墙面，荷载大小及方向如图6所示。

图6　工况3荷载分布　kN

上述3种工况是塔吊中心距墙面4 850 mm时的受力情况，考虑到核心筒墙的错层情况，墙厚有500, 900,1 350 mm 3种；墙厚不同时，塔吊中心距墙面的距离不一样，荷载作用点位置也不一样，上述3种墙厚对应的塔吊中心距墙面距离分别为 4 850,4 450,4 000 mm。

4　有限元分析

塔吊中心距墙面的距离随核心筒高度而变化，故荷载的作用点也会发生变化，以下主要介绍塔吊中心距外墙面4 850,4 450,4 000 mm 3种情况下，爬塔支撑架的变形和受力。

4.1　4 850 mm时各工况的变形

利用MIDAS软件计算4 850 mm时3种工况下爬塔支撑架的变形，计算结果表明，在工况3荷载组合下，竖向变形最大值为6 mm，满足GB 50017—2003《钢结构设计规范》要求，4 850 mm时各工况的变形如图7所示。

a—工况1；b—工况2；c—工况3。
图7　4 850 mm时各工况的变形　mm

4.2　4 450 mm时各工况的变形

利用MIDAS软件计算4 450 mm时3种工况下爬塔支撑架的变形，计算结果表明，在工况2荷载组合下，竖向变形最大值为6 mm，满足GB 50017—2003要求，4 450 mm时各工况的变形如图8所示。

4.3　4 000 mm时各工况的变形

利用MIDAS软件计算在4 000 mm时3种工况下爬塔支撑架的变形，计算结果表明，在工况2荷载组合下，竖向变形最大值为5 mm，满足GB 50017—2003要求，4 000 mm时各工况的变形如图9所示。

4.4　爬塔支撑架梁单元应力

通过MIDAS进行钢构件截面验算，得到钢结构梁单元在上述3种塔吊中心距墙面距离情况下各荷载组合下的应力比，如图10所示。钢构件验算结果表明,梁单元在各荷载组合下塔吊中心距墙面4 850 mm时的应力比最大值为0.41<>

a—工况1；b—工况2；c—工况3。
图8　4 450 mm时各工况的变形　mm

a—工况1；b—工况2；c—工况3。
图9　4 000 mm时各工况的变形　mm

a—4 850 mm;b—4 450 mm;c—4 000 mm。
图10　梁单元应力比

a—竖向位移，mm;b—总位移，mm;c—应力分布，MPa。
图11　预埋件有限元分析

4.5　节点连接件有限元分析

对主梁处埋件及耳板的应力分布进行有限元分析，销轴处的荷载根据前述MIDAS分析所得的节点反力进行施加，图11为主梁处预埋件的竖向位移、总位移及应力分布，图12为主梁处耳板的竖向位移、总位移及应力分布。

计算结果表明，预埋件和耳板的位移均较小；应力除销轴处有局部应力集中，埋件及加劲板和耳板应力分布较均匀，应力值没有达到屈服强度，故认为连接形式满足强度要求。

a—竖向位移，mm;b—总位移，mm;c—应力分布,MPa。
图12　耳板有限元分析

5　核心筒稳定性验算

因爬塔附着于核心筒墙体，需对核心筒整体稳定性进行受力复核，确保核心筒结构受力安全。考虑最不利状态即塔吊中心距墙面距离为4 850 mm时爬塔附着力作用下核心筒的受力分析，计算采用ANSYS进行模拟分析。根据爬塔支撑架分析结果，将支撑架的支反力以点荷载的形式施加到筒壁上进行初步分析。如图13所示，在爬塔支撑架施工荷载作用下，筒体变形主要集中在支撑点附近，其中X方向的最大位移为5.43 mm，Y方向最大位移为1.57 mm，Z方向最大位移为1.75 mm，结构的受力也主要集中在支撑架附近的墙面及连梁位置。

a—X向;b—Y向;c—Z向。
图13　核心筒变形　mm

计算结果表明,在荷载组合作用下，筒体整体变形很小，整体稳定性能得到保证。但爬塔支撑架附近的局部应力，特别是拉应力较大；局部拉应力主要集中在爬塔支撑架附近的墙面和支撑架作用点附近的连梁上，荷载主要作用在下支撑上，因此下支撑附近混凝土构件的应力要远大于上支撑附近混凝土构件的应力，所以应对这些构件进行设计加强或做相应的加固措施。

6　结　论

1)塔吊中心距外墙面4 850 mm时，结构受力为最不利情况，最大竖向变形为6.0 mm，满足规范GB 50017—2003的要求；梁单元应力比最大值为0.43<>

2)主梁处预埋件和耳板的位移均较小，应力除销轴处有局部应力集中，埋件及加劲板和耳板应力分布较均匀，应力值没有达到屈服强度，节点连接形式满足强度要求。

3)在爬塔支撑架施工荷载作用下，核心筒体变形主要集中在支撑点附近，最大位移为5.43 mm，筒体整体变形很小，整体稳定性能得到保证。

4)荷载主要作用在爬塔支撑架的下支撑上，下支撑附近混凝土构件的应力远大于上支撑附近混凝土构件的应力，应对这些构件进行设计加强或采取相应的加固措施。

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DESIGN AND FINITE ELEMENT ANALYSIS OF CLIMBING TOWER SUPPORT FRAME FOR SUPER HIGH-RISE BUILDING

Wang Mingyu　Liu Xiaohua

(School of Civil Engineering， Xijing University， Xi’an 710123， China)

ABSTRACT：Steel frame-core tube structure was applied in a super high-rise building with the height of 349 meters. The external hanging and internal climbing form was adopted to the tower crane based on construction arrangement, structural features and jacking formwork structure. When the distance between tower crane center and outer wall was 4 850 millimeters, climbing tower support frame encountered the worst force condition. The vertical deformation maximum was 6.0 millimeters, meeting the specification requirements; the beam element stress ratio maximum was 0.43 that less than 1, meeting the design strength requirements. The displacement of built-in fitting and ear plate around the main beam were small, the stress was relatively uniform distribution and the stress value was not up to yield strength, therefore the connection form could meet the strength requirements. The core tube deformation mainly concentrated on the nearby supporting points, the maximum displacement was 5.43 millimeters, which could ensure the stability of overall structure.

KEY WORDS：climbing tower support frame; finite element; vertical deformation; stress ratio of beam element; core tube

第一作者：王明玉，女，1982年出生，讲师，硕士。

Email: [e-mail]

收稿日期：2016-02-25

DOI：10.13206/j.gjg201608014

*校级科研项目(XJ160133)。