某超高层框架-核心筒结构时变效应分析与实测

吴 杰, 刘俊杰

(同济大学 土木工程学院, 上海 200092)

某超高层框架-核心筒结构时变效应分析与实测

吴 杰, 刘俊杰

(同济大学 土木工程学院, 上海 200092)

建立某巨型支撑外框架-核心筒超高层结构的空间有限元模型, 基于CEB-FIP(1990)模型计算混凝土收缩徐变效应, 按实际工况考虑施工分层加载的影响, 分析该结构在实际荷载作用下的竖向位移效应, 并将计算结果与现场实测数据进行了对比分析. 结果表明: 收缩徐变效应对该结构的竖向变形影响较大, 框架柱与核心筒的时变性能差异将产生较大的层间位移差; 考虑收缩徐变的施工过程分析可以较准确地模拟超高层框架-核心筒结构的竖向位移状况.

超高层结构; 施工过程分析; 收缩徐变; 结构监测

在高层建筑结构施工过程中, 塔楼结构的变形主要来源于自重恒荷载和施工活荷载; 当施工完成后, 其变形来源于装饰面层、隔墙等非结构性构件荷载以及使用阶段的活荷载. 温差效应及长期、短期沉降差和混凝土的收缩、徐变等非荷载作用对高层建筑变形产生的影响将贯穿整个施工和运营过程.

高层建筑的结构自重往往达到总竖向荷载的80%以上, 并随着施工过程逐层增加. 在每层施工中, 楼层标高逐层找平, 抵消已经发生的压缩变形. 因此, 高层混凝土框架结构在竖向荷载作用下的竖向变形远小于考虑整个结构完成后一次加载计算所得到的结果[1]. 混凝土随着作用在其之上压应力的持续, 将持续发生徐变变形. 对超高层建筑而言, 混凝土的加载龄期较短, 增强了其徐变变形; 变形随高度发生的累积效应比较明显; 不同的竖向构件因使用功能上的不同导致压应力水平差异较大, 从而使竖向构件间累计徐变变形差异变大. 这些因素都会对结构产生不利的影响[2]. 另外, 混凝土发生徐变时, 通常伴随着收缩变形的产生, 其变形规律接近徐变变形, 且与徐变变形同向, 两者叠加后加大了竖向构件的后期变形, 使超高层建筑结构竖向构件在后期由非荷载引起的塑性变形不容忽视[3].

本文针对天津117大厦, 建立其考虑收缩徐变效应的有限元模型, 进行施工全过程数值模拟计算, 并与现场实测结果进行对比分析, 研究时变效应对超高层框架-核心筒结构的影响.

1 混凝土时变模型

在建筑结构施工过程中, 结构时变、材料时变、荷载时变等将对结构受力性能产生影响, 其中, 收缩徐变是混凝土材料时变的重要组成部分. 目前国内外学者已经提出了一些混凝土收缩徐变模型, 其中应用较多的有CEB-FIP(1990)模型、ACI209模型、GL-2000模型、JTJ-85模型和JTGD62-2004模型等[4].

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2 工程实例分析

2.1 工程概况

天津117大厦工程位于天津市高新区, 建筑高度(至顶部停机坪)约为597 m, 共117层, 建筑效果图如图1所示. 塔楼平面为正方形, 外形随高度变化, 各层周边建筑轮廓随着斜外立面逐渐变小, 楼首层建筑平面尺寸约65 m×65 m, 渐变至顶层时平面尺寸约45 m×45 m. 中央混凝土核心筒为矩形, 平面尺寸约37 m×37 m. 塔楼结构受力体系由外框架+核心筒组成, 如图2所示. 外框架柱为异形钢管混凝土柱, 截面形状如图3所示, 柱截面面积等效半径从3 720 mm沿竖向变化至906 mm. 柱与框架梁、板通过钢筋混凝土环梁套接, 核心筒主要用作高速电梯设备用房和服务用房[7].

2.2 计算模型

应用Midas软件建立天津117大厦有限元模型. 其中: 1～34层为C70混凝土, 34～65层为C60混凝土, 65层以上为C50混凝土, 钢材为Q345; 核心筒和楼板采用板单元, 钢筋混凝土柱和钢梁采用梁单元. 构件截面尺寸、楼板厚度均按实际情况建立. 模型中共有节点18 350个, 梁单元24 474个, 板单元143 472个. 本文考虑结构自重作为恒荷载, 由于施工活荷载和使用条件下活荷载等非长期荷载对结构时变效应不明显, 对结构竖向构件变形产生的影响也不是很显著, 故在本文分析中未做考虑.

图1 建筑效果图Fig.1 Architectural rendering

图2 塔楼平面图Fig.2 Plan sketch of tower building

图3 异形钢管混凝土框架角柱截面Fig.3 Special-shaped concrete-filled steel tube section of frame angle column

为了对施工变形发展规律进行预测, 需对结构的施工过程进行模拟计算. 按照现场工程施工记录, 并结合实际监测数据的时间点, 模拟实际施工中结构的逐层搭建和加载过程[8]. 结构封顶前共建立了35个施工子步并依次激活, 主要定义了外框架、核心筒、内外楼板. 子步间的时间跨度约为1个月, 每个子步的塔楼提升约3～4层, 核心筒与框架间保持15层的高差. 结构封顶后增加了9个时间施工步, 分别为封顶后1/12、1/6、1/4、1/2、1、2、4、7和10年. 计算开始时间为2012-10-31, 主体结构封顶完成时间为2015-09-08(1 042 d), 计算终止时间为2025-09-30(4 717 d).

施工过程计算中, 考虑混凝土随时间变化的收缩徐变效应, 计算条件设定如下: 收缩徐变采用CEB-FIP(1990)模型, 水泥采用普通硅酸盐水泥; 长期荷载作用时混凝土龄期为10 d; 混凝土与大气接触时的龄期为3 d; 混凝土养护条件下的相对湿度为80%. 混凝土抗压强度随时间变化采用欧洲规范CEB-FIP(1990)模型的相关公式[9].

结构外框架角柱为异形钢管混凝土截面, 截面形状如图3所示.由于钢管混凝土内钢管与混凝土为复杂的多向应力状态, 为简化计算, 假定混凝土与钢管之间黏结可靠, 协同工作, 且忽略钢管与混凝土的径向作用力, 核心混凝土按单轴受力分析[10].有限元建模时分别建立钢管和混凝土单元, 通过单元两端共节点来模拟钢管和混凝土的共同工作[11].

2.3 施工过程计算结果及分析

应用Midas软件对施工全过程进行数值模拟计算, 按结构实际施工进度考虑收缩徐变效应, 选取西北角柱和西北侧核心筒的位移结果进行分析. 具体位置如图4所示.

2.3.1 框架柱竖向位移

塔楼西北角柱在结构封顶和使用10年后的竖向位移大小随楼层变化如图4所示. 由图4可知, 竖向位移随楼层增加呈鱼腹形状. 其原因是当楼层较低时, 虽然其上部荷载比较大, 但位移积累较小, 故竖向变形较小; 顶部楼层在楼层找平时会抵消之前发生的竖向位移, 故而竖向位移亦较小. 结构封顶后, 恒荷载不再增加, 但收缩徐变变形仍在继续发展, 故顶部竖向位移在投入使用后的10年间有了较大的发展, 如图4(b)所示.

由图4还可知： 结构封顶时角柱竖向变形峰值出现在第55层, 数值为55.2 mm, 其中, 收缩及徐变变形之和为17.2 mm, 占总变形的31.2%; 使用10年后角柱竖向变形峰值出现在第66层, 数值为69.3 mm, 其中, 收缩及徐变变形之和为32.1 mm, 占总变形的46.3%.

(a) 结构封顶

(b) 使用10年图4 西北角柱竖向位移Fig.4 Vertical displacement of northwest angle column

2.3.2 核心筒竖向位移

塔楼西北侧核心筒在结构封顶时和使用10年时的竖向位移大小随楼层变化如图5所示. 由图5可知: 核心筒的楼层-竖向位移曲线亦成鱼腹形状; 结构封顶时核心筒竖向变形峰值出现在第72层, 数值为71.0 mm, 其中, 收缩及徐变变形合计为33.7 mm, 占总变形的47.5%; 使用10年后核心筒竖向变形峰值出现在第87层, 数值为108.7 mm, 其中, 收缩及徐变变形之和为78.5 mm, 占总变形的68.6%.

(a) 结构封顶

较之角柱, 核心筒的竖向位移数值更大, 峰值所在楼层更高. 其中, 收缩变形带来的角柱竖向位移峰值为11.0 mm, 核心筒竖向位移峰值为39.1 mm, 核心筒的位移峰值远远大于角柱的位移峰值. 这是因为角柱截面为钢管混凝土构件, 混凝土由于受到钢管的约束, 与空气间的水分交换速率减缓, 所以收缩应变较小; 反之核心筒混凝土的构件厚度较小, 与空气接触面大, 收缩应变较大. 由于核心筒单位时间内的收缩徐变位移更大, 使得楼层竖向位移的累积效应更加显著, 从而使得竖向位移峰值出现在较高的楼层.

2.3.3 混凝土柱与核心筒竖向位移差

塔楼角柱与核心筒在结构封顶时与使用10年时的竖向变形差值随楼层变化如图6所示, 负值代表核心筒竖向位移大于角柱. 由图6可知: 核心筒与角柱的竖向位移差几乎全部由收缩徐变变形贡献, 结构封顶时该差值的峰值出现在83层, 为-28.5 mm; 使用10年后该差值的峰值出现在102层, 为-49.0 mm. 由此可见, 收缩徐变会使框架与核心筒之间产生较大的竖向位移差, 而该差值会引起较大的附加弯矩和附加剪力, 在实际工程设计中应加以考虑[12].

(a) 结构封顶

(b) 使用10年图6 核心筒-角柱竖向位移差Fig.6 Vertical displacement difference of angle column and core tube

2.4 施工模拟结果与实测标高对比及分析

为验证理论计算的正确性, 对大楼的竖向变形进行了5次现场实测, 时间分别为2015-01-30、2015-03-25、2015-05-14、2015-09-23和2015-12-18. 测量楼层分别为第18、26、34、42和50层. 其中, 核心筒测点每层8个, 外框架测点每层4个, 如图7所示. 为减少测量误差影响, 以下取各楼层测点的平均位移值进行对比分析. 选取2015-01-30作为基准时间点, 假定该时刻的位移实测值与计算值相同, 绘制时间-位移增量图.

图7 测点布置示意图Fig.7 Measuring point arrangement

结构封顶时间为2015-09-08(1 042 d), 为了说明在整个结构建造及使用过程中位移增量的趋势, 34层核心筒测点从开始建造直至使用10年时刻的竖向位移发展趋势如图8所示. 由图8可以看出, 临近结构封顶时, 塔楼建造进度是逐渐放缓的, 故2015年是竖向位移发展由快变慢的一年.

图8 第34层核心筒竖向位移发展趋势图Fig.8 Tendency of vertical displacement development of core tube at 34F

图9为2015年第18、26、34、42和50层的时间-竖向位移增量对比图, 其中横坐标为结构累计施工天数. 第823天对应2015-01-31; 第1 042天对应2015-09-08, 即结构封顶时间; 第1 156天对应于2015-12-30.

(a) 第18层核心筒测点 (b) 第26层核心筒测点

(c) 第26层框架角柱测点 (d) 第34层核心筒测点

(e) 第42层核心筒测点 (f) 第50层核心筒测点图9 不同位置竖向位移增量图Fig.9 Increment of vertical displacement development at different position

3 结 语

本文针对天津117大厦进行施工全过程数值模拟计算和现场实测对比分析, 研究时变效应对超高层框架-核心筒结构的影响, 得出以下主要结论:

(1) 共节点双单元模型能用于钢管混凝土构件的施工全过程数值模拟, CEB-FIP(1990)时变模型具有较好的计算精度；

(2) 由于构件收缩徐变效应的差异, 框架与核心筒之间将产生较大的竖向位移差, 实际工程设计中应考虑该影响；

(3) 结构弹性位移与实测结果相差较大, 考虑时变效应后, 核心筒与框架角柱竖向位移的理论值和实测值基本一致, 表明超高层框架-核心筒结构的收缩徐变效应不能忽略, 设计和施工中需予以考虑.

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Time-Dependent Analysis and Field Test for a Frame-Core Tube Super High-Rise Structure

WUJie,LIUJun-jie

(College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Based on the consideration of concrete creep and shrinkage with CEB-FIP (1990) model, and the influence of actual construction process, a spatial finite element model of giant support frame drum-core tube super high-rise structure was established and analysis on the vertical displacement of its components under vertical loads was conducted. Analysis results were compared with those obtained by field test. The test and analysis results show that creep and shrinkage can exert great influence on vertical displacements of this structure, and besides frame column and core tube will have an obvious deformation differences between floors. Furthermore, construction progress analysis that takes creep and shrinkage into account can accurately simulate the vertical displacement state for this type of super high-rise structures.

super high-rise structure; construction progress simulation; creep and shrinkage; structural monitoring

1671-0444 (2016)04-0559-07

2016-04-27

上海市自然科学基金资助项目(16ZR1438900)

吴 杰(1975—)，男，安徽无为人，副教授，博士，研究方向为结构施工控制和数值模拟. E-mail: wj536@163.com

TU 973.2

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