京沪高速铁路济南西站站房施工组织和关键施工技术

2011-11-27丁辉

铁道标准设计 2011年12期

关键词：站房高架吊装

丁辉

(济南铁路局，济南 250001)

1 济南西站工程简介

济南西站为京沪高速铁路5个始发终到站之一，位于济南市西部腊山新区的西客站片区，是集铁路、城市轨道交通、公交等多种交通方式于一体的地上、地下5层立体综合大型交通枢纽。济南西站站房效果图见图1。

图1 济南西站站房效果图

济南西站站房总规模为99 957 m2，主站房共有5层，地上3层，地下2层。地下2层为地铁1号线站台，地下1层为换乘空间及设备用房。地面层主要为进站厅、售票厅及其他用房。地上2层与站台齐平，主要为进站厅、售票厅、基本站台候车室及附属用房。地上3层与高架候车厅齐平，主要为候车室、附属用房及部分商业开发。站场部分共分3层。地下1层为地下通廊，有城市通廊、出站通道及出租车道等功能空间。中间为站台层，站场上部为高架候车厅。主站房建筑造型采用中央高两端低的5段式对称布局，以稳定的结构体系、和谐的建筑韵律塑造了儒家文化的核心价值，体现了山东本地的地域特色和文化特色。

主站房主体采用钢筋混凝土框架结构，楼面大跨度梁采用预应力混凝土框架梁，大跨度网格采用网梁楼盖体系，中央屋盖采用了正方四角钢管网架体系，两侧屋盖采用了平面桁架体系。

通廊及高架层基础采取柱下联合承台桩基+构造筏板，地下通廊的顶板为到发线轨道层，轨道层采用24 m×21.5 m柱网的型钢混凝土梁+钢管混凝土柱结构体系;通廊区域正线下采用独立桥梁结构。高架候车厅屋盖采用空间三角管桁架结合体系。顺线路柱网为3跨，跨度为24 m+59 m+24 m，横线路柱距基本为21.5 m。

无站台柱雨棚采用张弦梁+钢管混凝土柱结构体系，按照46.5 m+42.85 m、42.85 m+43 m双跨布置，张弦梁采用折线形。

2 工程难点

2.1 站房与高速正线、站场工程、雨棚工程联系紧密，综合组织难度大

由于站房开工时，站场路基已经形成，处于沉降观测期，所以站房基坑的施工降水势必使周边地基产生沉降，影响两侧高速正线路基稳定。主体工程中地铁1号线制约着通廊底板的整体完成;正线箱梁桥制约着正线铺架的贯通，通廊顶板制约着站线轨道层的完成;高架层楼盖和屋面施工制约着两侧雨棚张弦梁的吊装、站台施工和站线铺轨;处于关键线路上的工程环环相扣、步步制约。要求建设单位综合组织站房、站场、雨棚各项工程，合理安排施工顺序和场地，保证各项工程按期完成。

2.2 混凝土结构体量大，质量要求高

本工程通廊区域基础采取了桩基承台加连梁形式，承台局部厚度达到6.5 m，为大体积混凝土，主站房楼盖采用新颖的网梁楼盖体系，主站房在高架候车及地下通廊区域大量采用了钢筋混凝土有黏结预应力梁，地下结构筏板和高架层楼板超长混凝土结构，主体结构混凝土总用量庞大、工艺复杂、工期较长。站房地下结构、通廊、轨道层结构要求耐久性年限100年，对混凝土质量提出了很高的要求。

2.3 钢结构制作安装难度大，精度要求高

本工程结构总用钢量2.5万t。通廊和高架候车室均为钢管混凝土和型钢梁结构，主梁高为3 500 mm，宽800 mm，最厚达70 mm，跨度达24 m;钢柱直径最大为2 000 mm，厚45 mm，单体构件体积大，现场场地狭窄、吊装难度大，节点构造复杂，焊接工作量大。高架屋面空间三角管桁架相贯线切割精度控制要求高，加工复杂，安装精度高。高架屋面结构安装时，轨道层正线已经通行工程列车，采取常规的吊装方式非常困难。

2.4 建设工期紧张

由于京沪高速铁路正线位于济南西站中部，站房通廊高架区的建设工期制约正线的铺轨、是京沪高速铁路的控制工程。按照京沪高速铁路总体工期的安排，2010年7月铺设济南西站无砟轨道板，8月开始铺设长轨条。2011年2月底车站开始联调联试，4月开始试运行。所以正线桥和通廊下部主体工程必须于2010年6月底前完成;屋盖工程必须于2010年10月底完成，主站房必须于2010年10月完成建筑主体。各个节点工程必须按期完成，否则影响京沪高速铁路的总建设工期。

3 施工组织部署

3.1 总体部署

针对上述工期节点，以保证正线铺架和联调联试工期为主线，分析关键线路主要工序:基础桩基施工—一级基坑防护、降水、开挖—地铁1号线二级基坑防护、降水、防护—正线桥基础、通廊底板、地铁1号线底板—正线桥墩身、通廊侧墙—正线桥箱梁、通廊顶板-通廊轨道层、基坑回填—高架层楼盖—高架层屋盖—高架候车室外装修—站房内部装修、设备安装。济南西站站房工程2009年6月开工，总工期24个月。

3.2 关键工期节点

(1)基础桩基施工:2009年7月1日～9月30日

(2)主站房和通廊一级基坑开挖、降水、支护:2009年10月1日～30日。

(3)二级基坑开挖、降水、支护:2009年11月1日～12月30日。

(4)正线桥基础、墩身，通廊底板、地铁1号线底板2010年1月1日－3月30日。通廊底板施工，地铁1号线封顶，4月开始逐步封闭二级基坑的降水井。

(5)正线桥箱梁2010年4月15日张拉完成，预留3个月的徐变观测期，为7月15日桥面铺设无砟轨道提供条件;同时施工通廊侧墙。

(6)通廊顶板轨道层混凝土:2010年6月30日完成，完成通廊的封闭，基坑回填、路基过渡段填筑。为正线铺设轨道提供条件。

(7)高架候车厅楼板、主站房E区四电用房:2010年8月15日完成。

(8)高架候车厅、主站房屋盖:2010年10月30日，完成并开始无站台柱雨棚的吊装，1月30日前完成雨棚相邻高架跨吊装。

(9)设备安装、装饰装修工程于2010年10月开始，2011年2月15日前完成高架候车室的南北幕墙和金属屋面，无站台柱雨棚装修。主站房和通廊内外部装修2011年4月30日完成，主要设备安装3月30日完成，陆续开始调试。

4 主要施工技术方案研究

4.1 基坑降停水施工技术

济南西站站房整个基坑投影面积约52 000 m2，竖向分为二级，按照开挖深度分为3个区域;其中第一级基坑通廊部分开挖深度为－7.77 m，主站房部分开挖深度为－10.80 m。第二级基坑为地铁1号线，基坑开挖深度为－18.21 m(图2)。济南西站位于冲积平原地区，场地土质为粉黏土，地下水位高(静止水位埋深－3.50～－7.50 m)，渗透系数大(综合渗透系数为K=14.42 m/d)。

为减少基坑的施工降水对路基稳定的影响，本工程在降水设计上采取了合理布设降水井、控制降深、设置回灌井，加强基坑水位观测等措施。在地下工程完成后，及时封井，使周边地基恢复稳定，路基经过3个月的观测评估，达到稳定条件，保证了8月初铺设正线无砟轨道的节点工期。采取的主要技术措施介绍如下。

4.1.1 基坑降水主要技术措施

(1)合理布设降水井、控制降深

降水井降水时产生的降水曲线漏斗，对周边地基产生固结沉降，本工程经测算:水位降深每增加1.00 m，造成的附加沉降为1.4 cm左右。由于基坑支护结构中在一级基坑周边设置了双轴水泥搅拌桩帷幕，二级基坑坑沿设置了高压旋喷桩帷幕，其周围的水位降深较无帷幕情况下会减少1～2 m，附加沉降会降低2 cm左右。

按照以上计算，各级基坑水位按照降低至设计基底高程以下1.0 m控制，3个区域地下水位分别降低至自然地坪以下－8.60 m、－11.80 m和－19.04 m。降水井降深分别为:通廊降水井深13.00 m;主站房15.00 m;地铁25.00 m，间距15.00 m;周圈封闭降水井沿基坑开挖顶边线布设，间距为15.00 m左右。为保证基坑内水位降深，在基坑内部设置疏干井，疏干井间距一般20.00～30.00 m，疏干井位置根据建筑物结构情况设置在后浇带位置。

基坑采用大口径管井降水，共计布置降水井183眼，其中降水井137眼，疏干井18眼，基坑降水井立面布置见图3。

图3 通廊一级基坑和地铁二级基坑降水井立面布置示意(单位:m)

(2)基坑外设置回灌井，加强基坑水位观测

在截水帷幕以外设置回灌井，并根据观测井观测结果控制回灌井内水位，通过回灌，控制基坑帷幕外水位降深不超过0.50 m。本工程在通廊基坑两侧共设置回灌井28眼。在降水期间进行了基坑围护结构和周边环境监测和水位变化监测。每天定时进行降水井内稳定水位、回灌井内实时水位的检测，检测结果每天进行汇总整理，发现问题及时处理。

工程降水运行期间，按照工程进度及土方开挖要求，采取分级降水、按需降水，特别是降水初期，尽量放缓水位下降速率。

4.1.2 基坑封井主要技术措施

(1)封井后地下水位的确定

2.免疫反应治疗费和死亡补偿资金不能及时到位，影响防疫员工作的积极性，有的甚至导致打假针或降低剂量注射的现象，导致防疫效果差。

根据正线轨道铺架时间及路基稳定性要求，站房区域内地铁1号线基坑降水在2010年4月起陆续封闭，通廊范围内地下水位稳定于筏板底(－5 m)。主站房区域地下室内部降水井全部封闭，基坑西侧采取减抽措施将水位提升至－5 m，东侧与市政地下城市广场区域降水协同进行，保持水位稳定在－10.8 m高程。

(2)封井需考虑的因素

需考虑地铁1号线结构的抗浮:本工程计算了地铁1号线水位提升至－5 m后结构抗浮安全性，在施工中采取在地铁顶板完成后，立即搭设通廊顶板(轨道层)满堂脚手架，再采取封井措施;确保浮力小于结构自重与施工荷载组合值，防止上浮导致结构损坏。

需考虑主站房地下结构的封闭情况:在地下室后浇带封闭，预应力张拉压浆完成且强度满足要求;室外基坑周边回填至自然水位以上;与地下城市广场结合区域水位降至－12 m，且水位稳定等因素后，再采取封井措施。

需合理安排封井顺序:总体封井顺序是由深至浅，先封闭地铁二级的降水井，再封闭主站房、通廊基坑降水，使地下水位陆续均匀上升。

4.2 高架候车室超长混凝土楼板施工技术

高架候车厅结构体系采用钢管混凝土柱+型钢混凝土梁+预应力混凝土梁的混合结构。楼盖平面分为A(长96.925 m，宽107 m)、B(长95.45 m，宽107 m)2个区，之间设伸缩缝，楼板厚120 mm，属于超长混凝土结构楼板。为满足施工混凝土楼板的抗裂要求，楼板东西向设了2条连续式膨胀加强带、中间南北向设置了1条后浇式膨胀加强带。见图4。

图4 高架区楼板A区连续式、后浇式膨胀加强带设计示意(单位:m)

由于后浇带需待高架层混凝土浇筑完成后2个月才能浇筑，且高架层后张预应力混凝土梁的张拉端位于后浇带处，需待后浇带混凝土达到设计强度方能张拉，严重影响工程的总工期。本工程采用超长结构无缝施工技术，确保按期完成建设任务，超长混凝土楼板施工主要技术要点如下。

4.2.1 控制原材料的质量

(1)水泥细度:水泥的比表面积不宜超过350 m2/kg，其最大比表面积也不得超过360 m2/kg。碱含量:采用碱含量小于0.6%的低碱水泥。水泥出厂温度:不宜大于60℃。

4.2.2 优化混凝土的配合比

在满足强度的情况下，采取“抗裂为主、综合耐久性指标优先”的设计原则，尽可能降低胶凝材料的总用量和水泥的用量，控制单方混凝土中用水量，合理掺加粉煤灰、矿渣等掺和料，采取缓凝措施。

胶凝材料总量和水泥用量:单方混凝土胶凝材料总量不大于450 kg/m3。

粉煤灰、磨细矿粉的掺量:板混凝土粉煤灰的掺量为22%(占胶凝材料总量)，磨细矿渣11.6%。

混凝土凝结时间控制:楼板(含梁)混凝土，初凝时间宜为7 h以上，终凝时间8～10 h。

NC-P1膨胀剂的掺量:楼板、顶板等部位掺量不应低于10%;膨胀带、后浇带等填充性混凝土掺量为13%。

聚丙烯纤维掺量:0.9 kg/m3。

通过以上掺量的调整，使混凝土达到GB50119中混凝土限制膨胀率的要求。

4.2.3 合理划分施工流水段，将原后浇式后浇带变更为施工缝

为保证混凝土浇筑质量，对本工程超长混凝土梁板采用“抗、放”结合、“留缝不留带”的流水作业法浇筑，通过调整膨胀剂的掺量和优化混凝土的配合比，控制搅拌、关注质量、按照流水顺序施工，加强养护，及时张拉框架梁预应力等措施，补偿混凝土的收缩。

根据计算，当楼板纵向长度小于57.7 m即可避免出现裂缝。所以按照原设计的膨胀加强带和后浇带预留位置，将整个平面分成6个施工流水段，将原设计的后浇式后浇带变更为施工缝。在Ⅳ、Ⅴ、Ⅵ区混凝土浇筑时，在施工缝位置用C45微膨混凝土浇筑。施工流水区域和施工缝布置见图5。

图5 施工流水区域和施工缝示意(单位:m)

4.2.4 加强混凝土施工质量控制

混凝土搅拌及时测定砂、石的含水量，调整混凝土拌和用水量。控制搅拌时间，确保混凝土拌和物均匀。控制入模混凝土坍落度不超过200 mm。混凝土浇筑要连续，并避免出现冷缝。混凝土浇筑后及时采用覆盖塑料薄膜+洒水的方式养护。梁板混凝土达到设计强度后，及时张拉框架梁预应力，控制收缩变形。

4.3 主站房网梁楼盖施工技术

济南西主站房进出站和售票大厅部分楼盖为提高净空减小建筑高度，设计采用网梁楼盖，网梁楼盖是具有箱形断面的密肋楼盖，由叠合箱与现浇混凝土肋梁共同组成。叠合箱是封闭的方形盒体，顶板与底板用混凝土制作，侧壁则为10 mm厚玻镁板;平面尺寸分别为 1 000 mm ×1 000 mm、1 000 mm ×700 mm、1 000 mm ×500 mm、700 mm ×700 mm、700 mm ×500mm。现浇肋梁及边梁采用C40钢筋混凝土。如图6所示。

图6 网梁楼盖构造断面示意

网梁楼盖为新型的建筑结构，由于网梁楼盖跨度较大、叠合箱体较薄、肋梁尺寸较小，对模板支撑系统、叠合箱的安装精度、肋梁混凝土浇筑质量提出了较高要求，网梁楼盖施工技术要点如下。

(1)网梁楼盖支撑体系和底模模板

本工程网梁楼盖支撑体系采用碗扣式满堂脚手架，满足强度、刚度和稳定性的要求，板底模板采取满铺，本工程网梁楼盖模板按设计需要起拱。

(2)叠合箱位置放线和贴密封条

在底模板上，根据施工图纸的轴线位置，弹出肋梁边线(也是叠合箱边线)，保证叠合箱底板准确就位。按照已弹好边线在内侧贴20 mm×10 mm的海绵单面胶条，防止肋梁混凝土浇筑时漏浆。

(3)叠合箱底箱的安装

叠合箱是受力构件，位置不同，顶、底板的厚度和配筋也不同，要严格按照箱形布置进行摆放，防止放错底板。

(4)肋梁钢筋的绑扎

短向肋梁主筋必须放置在长向肋梁主筋的外侧，正方形跨的同一条肋梁主筋交叉时底部钢筋和顶部主筋相互位置要保持一致。同时注意将主筋与肋梁锚固筋联接牢固。

(5)安装叠合箱侧壁和顶板

侧壁安装在叠合箱底板外槽上。并对侧壁进行加固，防止肋梁混凝土浇筑时侧壁变形。对照图纸正确放置顶板，并将顶板的锚固钢筋弯钩调整向下，与肋梁主筋形成钩锚。

(6)肋梁混凝土浇筑与养护

混凝土骨料选用粒径5～10 mm的石子和中砂。混凝土捣固应采用φ30 mm小直径振捣器，并不得振捣叠合箱侧壁。混凝土浇筑完成后，及时采用塑料薄膜覆盖，并进行浇水自然养护。网梁楼盖混凝土必须达到设计强度100%，方可拆除底模。

4.4 钢管柱、型钢梁施工技术

济南西站地下通廊、高架候车室区域设计采用劲性钢管柱，劲性H型钢梁，钢梁最大跨度达24 m，最大板厚70 mm。由于单体构件重、跨度大，作业场地狭窄、工序交叉复杂，给钢结构的吊装工作带来较大难度。本工程通过总体规划吊装顺序、合理布置场地、灵活选择吊机路径等措施，按时完成了钢结构吊装施工，

4.4.1 钢结构安装总体规划

地下通廊、地铁1号线、轨道层钢结构施工分为2个阶段，一阶段以+5.35 m站台层以下劲性钢柱、钢梁的安装为主，安装作业面在－4.3 m地下室底板上;二阶段安装站台层钢结构。

4.4.2 地下通廊及地铁1号线吊装

地下通廊基础在土建完成24 m边跨筏板施工，混凝土养护达到强度后，即以－4.3 m筏板作为吊装作业面，每侧布置1台160 t履带吊，先在间跨内行走吊装，自东向西依次在Ⅱ-9、10轴线以及Ⅱ-13、14轴线间吊装站台层以下两侧24 m跨－8.6 m至+5.35 m钢柱、钢梁。两侧24 m跨钢结构吊装示意见图7。

图7 两侧24 m跨钢结构吊装示意

地铁1号线由于地下混凝土工程量大，进度滞后于边跨部分基础施工，待土建分块完成地铁底板和侧墙后，并在侧墙外侧回填至通廊筏板高度后，即以－4.3 m筏板作为吊装作业面，履带吊在Ⅱ-10、11轴、Ⅱ-12、13轴之间行走，吊装中间17.5 m+24 m+17.5 m跨钢管柱和型钢梁。

地铁内24 m跨的Ⅱ11轴、Ⅱ12钢柱，从柱底－14.91 m到+5.35 m轨道层共分为2节钢柱。首先吊装下节柱，吊装完成后立即进行管内灌浆和柱底二次灌浆，然后吊装上节柱。上节柱吊装完成后，立即连接跨内钢梁，南北向主梁在吊装东西向大梁前吊装。大梁吊装完后即吊装次梁，尽快形成稳定框架体系。

两侧17.5 m跨内钢梁的吊装顺序自东往西，先吊装B区，后吊装A区。如图8所示。

图8 中间A区17.5+24+17.5跨钢结构吊装示意

4.4.3 轨道层以上钢结构吊装

轨道层混凝土楼板施工完成并养护至设计强度后，吊机在+5.35 m轨道层上作业，吊装轨道层以上钢柱、钢梁。由于在Ⅱ-10至11轴、Ⅱ-12至13轴两跨混凝土楼板设置有后浇带，无法承重。所以履带吊只能在两侧24 m跨轨道层楼板上进行吊装作业。

钢结构吊装顺序自西往东，吊机行走在Ⅱ-9，Ⅱ-10，Ⅱ-13，Ⅱ-14轴线间，先吊装6个轴线上的钢柱，连接Ⅱ-9，Ⅱ-10间，Ⅱ-13，Ⅱ-14间钢梁。吊机行走路径楼板铺设路基箱，对楼板进行保护。

Ⅱ-11至Ⅱ-12之间24 m钢梁由于作业半径较远，限于现场场地条件，两侧轨道层楼板已无法满足比现有吊机规格更大的吊机，故利用现有吊机，采用双机抬吊的方式进行吊装。

轨道层以上钢结构吊装示意见图9。

图9 轨道层以上钢结构吊装示意

4.4.4 吊装方案需着重考虑的问题

合理布置场地是吊装施工能否安全、快捷、准确到位的首要条件。对于交叉作业复杂的施工场地布置的原则为:安全可靠，方便施工，减少二次倒运。

吊机选择根据场地情况，构件大小和重量，优先选用履带吊，主要考虑其具有负载行走的能力，增加吊装的机动性，又有一定的安全储备。

对吊机走行路径的基础稳定性进行检算，本工程吊装地铁1号线钢柱时，吊机静止施工及吊装行走时需对地铁挡墙进行验算，防止边坡失稳;吊装轨道层钢梁时，需对通廊楼板进行验算，防止吊装施工时，对混凝土楼板破坏。

4.5 钢构件厚板焊接施工工艺

济南西站通廊钢结构用量1.3万t，设计有128根钢柱，326架钢梁，采用全熔透焊接连接，共652个焊口，焊缝长达7 000余延米，且焊接钢板厚度大，工艺复杂，全部为一级焊缝。轨道层采用钢材均为Q345GJC，碳当量较高。焊接时正值济南冬季低温多风期，气温最低时达－18℃，低温焊接对于焊接质量可能造成的出现裂纹和工作状态脆断等问题，保证高碳当量低温焊接质量是工程的控制关键。

4.5.1 选定焊接参数

低温焊接容易产生缺陷的主要原因是焊后冷却速度过快，导致焊缝的冷裂纹敏感性增加、焊缝易产生金属偏析、焊缝冷裂纹延迟效应明显和低温脆断的可能性增加。针对这一特点，必须保证准确的预热温度。

为保证低温焊接质量、验证焊接工艺，现场进行了2组焊接工艺评定，所采用的焊缝形式和坡口类型涵盖了钢结构现场焊接的所有内容。试板焊接由现场焊工操作，焊接当天气温为－11℃。选用的焊接设备、预热保温措施同实际施工条件。焊接工艺评定参数见表1。

表1 焊接工艺评定参数

JN01试板采取火焰烘烤的方式，JN02试板采取电加热，用红外线测温仪控制预热温度。为保持焊接层间温度，火焰加热的焊缝在焊接过程中用保温棉正反面包裹焊缝加热区，焊后用保温棉将焊缝正反面包裹进行保温，减缓焊缝冷却速度，直至焊缝冷却至环境温度后拆除。

2组焊评试板经超声波探伤以及力学性能分析，均达到国家规范及设计要求，最终确定济南西站钢结构焊接工艺评定报告用以指导现场焊接。

4.5.2 焊接缺陷处理

由于轨道层承受列车的动载作用，因此对焊缝的焊接疲劳强度要求较高，焊缝的裂纹、边缘未熔合、根部未焊透，咬边、夹渣、气孔等缺陷对应力集中有很大影响。本工程焊缝表面全部进行了打磨处理。焊缝焊接完毕后进行超声波探伤。

4.6 高架候车厅空间三角管桁架带柱滑移施工技术

济南西站高架候车厅钢结构屋盖分为A、B、C 3个区:A、B区为三角管桁架结构，分别有5榀和4榀主桁架，主桁架之间采用三角管次桁架联接。C区屋盖为平面钢架。整个屋盖钢结构总质量约3 000 t，见图10。

高架屋面结构安装时，轨道层正线已经通行工程列车，采取常规的跨外拼装、跨内吊装方式非常困难;跨内组拼临时高架楼板加固体系繁杂不经济。施工采取屋盖跨外组拼，带柱整体累积滑移的方案并获得成功，不仅保证了在各种临时工况下的屋盖结构的安全稳定，而且作业层不影响下部轨道层的铺架和运输，对站房主体结构的按期完成起到关键作用。

4.6.1 累积滑移总体施工顺序

(1)地面胎架拼装和滑道设置

图10 高架结构立面(单位:mm)

高架候车厅楼层混凝土施工完成后，在西侧Ⅱ-L和Ⅱ-N间搭设高空操作平台，屋盖桁架采用地面拼装，整体吊装，高空补档的方式进行安装，主、次桁架地面整体拼装完后，主桁架分成4段吊装，次桁架整体吊装。在主次桁架就位后，连接其间的型钢梁、型梁、檩条等构件，焊接完成后具备滑移条件。

滑移轨道布置在Ⅱ-9、Ⅱ-10、Ⅱ-13、Ⅱ-14轴方向，固定在高架候车厅混凝土梁上。滑移方向自西往东。

(2)滑移单元的设计

整个屋盖结构分为9个拼装单元，见图11。

图11 拼装单元分区

(3)屋盖滑移流程

步骤1:搭设高空操作平台，完成A单元的拼装焊接;

步骤2:A单元1次滑移，拼装焊接B单元;

步骤3:第2次滑移，拼装焊接C单元;

步骤4:第3次滑移，拼装焊接D单元;

步骤5:第4次滑移，滑移距离12.3 m，安装Ⅱ-H轴主桁架以及A，B区间悬挑桁架(E单元);

步骤6:第5次滑移，拼装焊接F单元;

步骤7:第6次滑移，滑移21.5 m后，拼装焊接G单元;

步骤8:前4个单元脱开，一次性滑移到位;

步骤9:第7次滑移，拼装焊接H单元;

步骤10:第8次滑移，拼装焊接I单元;

步骤11:第9次滑移，全部滑移到位，屋盖卸载后完成施工。

(4)滑移体系的临时支撑

屋盖桁架下钢柱柱长约13.9 m，为减少滑移过程中变形，在各榀钢柱之间、每榀跨内钢柱之间加设连杆及临时支撑，增加滑移单位的整体稳定性。

(5)爬行器设置

济南西站钢结构屋盖滑移自N轴向A轴推进，共需滑移9次，前5次滑移将屋盖B区、C区滑移到位，后4次仅滑移A区，最长滑移距离约180 m。

根据屋盖重量共布置8台TJG-1000型液压爬行器，4台TJV-30型变频泵站，配置1套YT2型计算机同步控制及传感检查系统进行控制。单台TJG-1000型液压爬行器设计推力为1 000 kN，考虑滑移时最大摩擦系数0.20，单台爬行器考虑顶推力5 000 kN。

4.6.2 屋盖滑移工况结构分析计算

为保证滑移施工过程中结构安装，采用大型有限元分析程序ansys10.0对屋面结构滑移施工进行计算分析。根据本方案采用累积滑移，共有9组滑移单元。对各滑移单元进行施工状态计算分析，得到各滑移单元挠度分布、结构应力分布、轨道竖向反力等设计参数。结构模型见图12。

图12 增加临时措施后结构模型

为确保滑移施工安全，针对可能出现的特殊工况进行分析计算。(1)某一条轨道表面平整度偏差达到极值20 mm时屋盖变形、内力分析;(2)某个爬行器失效或出现故障导致短时间内滑移不同步达到30 mm时屋盖变形、内力分析;(3)爬行器顶推钢柱时出现20 mm的偏心时结构变形、内力分析;(4)滑移启动、停止时加速度(a=0.008 m/s2)对结构的影响。

得出的结论是:(1)在增加临时措施的前提下，滑移过程中结构的最大竖向挠度为54 mm，满足正常使用要求;(2)各累积滑移单元，在滑移过程中结构构件的最大von-mises应力为80 MPa，结构处于弹性受力状态;(3)滑移过程中下部结构可以满足强度和稳定要求;(4)经过分析，滑移过程中出现细微的不同步、轨道不平整等特殊情况不会对结构产生破坏;(5)支座最大的竖向反力标准值为1 598.6 kN，根据此荷载设计支撑架及滑移梁。

4.6.3 滑移同步控制设备

“液压同步滑移技术”采用液压爬行器作为滑移驱动设备。液压爬行器为组合式结构，一端以楔形夹块与滑移轨道连接，另一端以铰接点形式与滑移胎架或构件连接，中间利用液压油缸驱动爬行。“液压同步滑移技术”采用计算机控制，通过数据反馈和控制指令传递，实现同步动作、负载均衡、姿态矫正、应力控制、操作闭锁、过程显示和故障报警等多种功能。高架屋盖滑移实景见图13。

图13 高架屋盖滑移实景

4.7 无站台柱雨棚张弦梁施工技术

济南西站无站台柱风雨棚覆盖面积65 326 m2。主体结构由2跨刚架组成，共64榀。平行轨道方向柱距为24、25.5 m，垂直股道方向跨度为 42.85、43、46.5 m。雨棚钢架由钢管混凝土柱和张弦梁组成，钢柱为焊接圆钢管，截面尺寸有φ700 mm×28 mm和φ700 mm×20 mm。张弦梁上弦采用双排焊接H型钢，下弦采用预应力张拉索，跨中设撑杆与型钢梁和拉索铰接，张弦梁两端铰接在柱顶分叉柱上。由于跨度不同，各跨设计初始拉索有效初拉力为540～400 kN。如图14、图15所示。

张弦梁体系施工关键在于控制梁体线形和预应力控制，确保张弦梁安装完毕后，结构体系达到设计的初始应力状态。

图14 无站台柱雨棚全貌三维图

图15 张弦梁结构示意

4.7.1 总体施工方案

根据施工现场条件，张弦梁总体吊装顺序是:同一跨度的单榀张弦梁依次在地面胎架上拼装后进行张拉，一次张拉到位后吊装到柱顶并连接，然后安装檩条和支撑体系;进行相邻跨的吊装，最后全部安装完成后进行屋面铺设。采用一次张拉避免了高空张拉的风险，无需搭建工作平台。

施工工序是:型钢梁胎具制作—型钢梁拼装—安装撑杆和拉索，并张拉到设计预张力的100%，检测变形和索力—采用吊机将张弦梁整体吊装到位—焊接中柱支座—张弦梁恢复初始态后，调整边柱位置并焊接支座。

4.7.2 主要技术措施

(1)张弦梁找形:按照设计给定的张弦梁初始结构尺寸，采取有限元模型分析得出张弦梁零状态的形状，作为杆件加工放样的依据，并作为零状态钢梁拼装的线形控制。

(2)确定张拉索力和结构变形情况:建立有限元模型，对代表性的GL-1～GL-15共15种类型张弦桁架的预应力张拉进行了仿真计算，得出了张拉完成后结构的竖向、水平位移，拉索索力及撑杆轴力，钢结构应力，作为索的预应力张拉控制和张弦梁变形监测的依据。

根据计算:张拉完成后，结构竖向位移最大为99 mm(GL-9)，最小为47 mm(GL-3);水平位移比较小，最大为16 mm(计算模型约束为一端3个方向固定铰支，另一端沿拉索方向滑动);张拉力值最大为600 kN;张拉完成后，钢结构应力比较小，最大压应力为76 MPa，最大拉应力为47 MPa。通过仿真计算结果可知，张拉完成后即初始态与设计图纸相吻合。根据现场张拉及试吊的应力变形检测，基本与计算相符，所以该张拉方案是合理可行的。

(3)中柱偏心受力分析:因中柱为分叉柱，张弦梁吊装到钢柱顶时钢柱将偏心受力，柱顶产生位移，经计算位移达55 mm，另一跨吊装时梁的支撑耳板无法准确定位，所以在第一跨安装中，在中柱另一侧的2个分叉柱上增加2个83 kN的配重来防偏。

(4)张弦梁的吊装:张弦梁起吊后的挠度和变形越小越利于安装就位，工程按照单机四吊点、吊角60°，选取自重较大的桁架GL－12(KM段)，通过Madis软件分析了构件变形和索力损失。结果为:吊装过程中左端竖向位移为向下136 mm，中间向上为29 mm，右端向下17 mm;X方向左端向右移58 mm，右端向右移43 mm，梁两端向内收缩15 mm;钢结构应力最大压应力为75 MPa，拉索索力为171 kN，为设计张拉力的36%，索力损失64%。

(5)边柱的调整:由于张弦梁吊装过程中产生索力损失，梁吊装到柱顶卸去吊点后，结构通过自重恢复到初始状态。本工程根据计算张弦梁吊装状态两端向内收缩15 mm，当中柱焊接定位后，张弦梁将向边柱一侧位移。所以柱子顶端用于穿销轴的支座板在地面与张弦梁相连，空中就位后，待张弦梁向外伸长、恢复到设计的线形和索力后，再将支座板与柱顶板焊接，形成稳定结构。