中科院量子院巨型钢框架—上部悬挂下部支承结构建造技术研究

2021-01-25霍永伦王静峰丁敬华黄星海

结构工程师 2020年6期

霍永伦王静峰，2，* 丁敬华王凯黄星海郭磊

（1.合肥工业大学土木与水利工程学院，合肥230009；2.安徽省先进钢结构技术与产业化协同创新中心，合肥230009；3.合肥市重点工程建设管理局，合肥230001）

0 引言

悬挂结构是指通过吊杆将楼层等次结构悬吊在主结构从而形成的一种新型结构形式。它具有传力路径明确、材料利用率高、降低结构自振频率、建筑平面布置灵活、艺术性高等优点，已经应用于慕尼黑BMW 公司大楼、香港汇丰银行、广东省博物馆新馆、珠海仁恒滨海中心等工程项目［1-5］。

目前关于悬挂结构项目的施工方法分析较少见。由于悬挂结构的结构形式复杂，完整的受力体系要在主结构与悬挂次结构连接后形成，对施工技术要求很高；施工过程中结构受力状态不断变化，可能会出现受压到受拉状态的内力转换。另外，据统计，我国60%以上施工事故发生在结构施工期，其中多数是缺乏对施工全过程中复杂条件进行计算分析［6］。因此对悬挂结构进行施工仿真模拟和结构安全控制具有重要理论和实践意义。

针对悬挂结构体系的顶部受力较大，下部悬挂重量有限和施工技术难度大等问题，中国科学院量子信息与量子科技创新研究院1 号科研楼A区跨河段在悬挂底层设置底部转换桁架梁形成“上部悬挂下部支承结构体系”。该结构体系主要由桁架柱、顶部加强桁架梁、底部转换桁架梁和填充子结构构成，可减小填充子结构的柱截面尺寸，同时其下部可以获得较大空间，提供较灵活的空间布局。目前关于上部悬挂下部支承结构的工程应用和研究较少见，如武汉中心工程［7］。然而，现行标准规范尚未对此类结构给出具体规定，可借鉴的工程经验有限。

1 工程概况

中国科学院量子信息与量子科技创新研究院位于合肥市高新区，是合肥综合性国家科学中心的重要基石和安徽省科技创新的“一号工程”，是争创量子信息科学国家实验室，抢占世界量子信息领域发展的制高点，也是推动量子信息科技革命的前沿科学问题和核心关键技术，打造代表国家水平、承载国家使命的创新基础平台，将带动安徽本地的战略性新兴产业的发展和传统产业的技术升级。量子研究院建筑效果如图1所示。

图1 中国科学院量子研究院Fig.1 CAS Center for Excellence in Quantum Information and Quantum Physics

1 号科研楼位于项目一期，包括实验室、研究性科研用房、教室和相关配套功能，由两栋高楼及其裙房组成。其中南楼地上10层，北楼地上8层；裙房地上3 层，地下1 层，总建筑面积约25 万m2，建筑最高点标高为56.10 m，钢结构工程量约为18 500 t，共包括8 个结构单元。结构单元分区示意图如图2所示。

图3 巨型钢框架—上部悬挂下部支承结构Fig.3 The steel mega-frame with upper suspensive and lower compressive structure

1 号科研楼A 区结构单元采用巨型钢框架—上部悬挂下部支承结构，其中7a～8a 轴线为45 m跨河段，包括2 层桁架加强层和6 层结构楼层，最大结构标高为56.10 m，如图3 所示。巨型框架柱为箱型钢管混凝土柱，最大截面尺寸为1 600 mm×800 mm×60 mm，柱内混凝土强度等级为C40。楼层及桁架加强层钢梁均采用H 型钢截面，楼层混凝土强度等级为C30。主要构件截面尺寸信息见表1。

表1 主要构件截面尺寸信息Table 1 Cross-section of basic components

2 施工方案设计

1 号科研楼A 区跨河段为巨型钢框架—上部悬挂下部支承结构，整体受力体系在主结构与次结构连接后形成。根据其结构特点，钢构件可采用顺向安装（由下至上安装）与逆向安装（由上至下安装）两种施工顺序［8］。顺向安装时，为防止上部结构施工荷载全部由底部桁架承担，先在底部桁架下设置临时支撑，在顶部桁架安装完成后，拆除临时支撑进行卸载，形成上部悬挂下部支承的结构体系，安装过程中，吊柱会出现受压到受拉状态的内力转换。逆向安装时，需在主结构巨型钢框架安装完成后进行楼层等次结构的安装，安装过程中无需结构转换，但此种安装顺序与传统施工不同，施工难度高，风险较大。钢构件安装完成后，楼层混凝土的浇筑顺序也会对结构的变形及应力产生较大影响。

为了研究钢构件安装顺序与楼层混凝土浇筑顺序对巨型钢框架—上部悬挂下部支承结构的应力和变形影响，在满足设计与施工要求的条件下，本文提出了四种施工方案：①施工方案一采用顺向安装及由下至上的楼层混凝土浇筑顺序；②施工方案二采用顺向安装及由上至下的楼层混凝土浇筑顺序；③施工方案三采用逆向安装及由下至上的楼层混凝土浇筑顺序；④施工方案四采用逆向安装及由上至下的楼层混凝土浇筑顺序。具体施工步骤见表2 和表3。四种施工方案如图4所示。

对于顺向安装，设置于底部桁架下的格构式临时支撑截面尺寸为1.5 m×1.5 m，主杆件为Φ180 mm×8 mm，腹杆为Φ102×6 mm，支撑上下平台为H300 mm×300 mm×10 mm×15 mm，钢材均为Q345；设置于F4～F5 层间的圆钢管临时支撑，截面尺寸为Φ600 mm×12 mm，钢材为Q345。

3 整体结构分析

为确定最佳施工方案，获得巨型钢框架—上部悬挂下部支承结构在四种施工方案下的受力和变形情况，采用Midas∕Gen 软件建立了1 号科研楼A 区6a～9a 轴线间的计算模型（图5），并按表3、表4 的步骤定义施工阶段，考虑结构自重，进行了四种方案的施工全过程仿真模拟，对比分析了施工过程中整体结构的变形和应力变化规律［9］。巨型框架柱、桁架以及吊柱、临时支撑等构件均采用梁单元，柱底约束设定为刚接。格构式临时支撑如图6所示。

同样利用图1实验平台，还测试了薄膜对出射功率为8.4 W的CO2连续激光的透过率和反射率随辐照时间的变化情况.发现薄膜对10.6 μm远红外连续激光的透过率接近于0，在受辐照的60 s内几乎保持不透，而反射率则会有一定幅度变化，结果如图9所示.

表2 顺向安装的施工方案重要步骤Table 2 Key steps of constructional method of forward installation

图4 巨型钢框架—上部悬挂下部支承结构的施工方案Fig.4 Construction method of mega steel frame with upper suspensive and lower compressive structure

表3 逆向安装的施工方案重要步骤Table 3 Key steps of constructional method of reverse installation

图5 6a～9a轴线间的计算模型Fig.5 FE model between 6a～9a axis

图6 格构式临时支撑Fig.6 Lattice temporary support

3.1 结构的竖向变形

对于四种施工方案，结构在施工完成后的最大竖向变形分别为30.3 mm、30.1 mm、26.2 mm 和26.1 mm，满足《钢结构设计标准》（GB 50017—2017）［10］的要求，如图7 所示。其中，方案一、方案二的最大竖向变形出现在上部悬挂下部支承楼层梁处，方案三、方案四的最大竖向变形出现在顶部桁架下弦杆处。当钢构件安装顺序相同时，结构的最大竖向变形较接近。

图8 给出了四种施工方案下整体结构的最大竖向变形在施工全过程中的变化规律。底部桁架层混凝土浇筑后，结构最大竖向变形均缓慢增大，由于方案一、方案二设置了临时支撑，其最大竖向变形比方案三、方案四小；楼层混凝土浇筑阶段，结构最大竖向变形均增大加快，但与方案三、方案四相比，方案一、方案二拆除了临时支撑，结构最大竖向变形增大更快；F4～F5层间钢柱安装阶段，各施工方案下结构的最大竖向变形基本不变。

图7 整体结构的最大竖向变形Fig.7 Maximum vertical displacement of structure

图8 各施工方案下整体结构最大竖向变形变化规律Fig.8 Maximum vertical displacements of structure of all constructional method

施工完成后，方案三、方案四的最大竖向变形较方案一、方案二分别减小13.53%、13.29%，说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，采用逆向安装能大幅降低结构的竖向变形。楼层混凝土浇筑阶段，方案二、方案四的最大竖向变形分别小于方案一、方案三，浇筑完成后，最大竖向变形相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，采用由上至下的楼层混凝土浇筑顺序能减小结构在混凝土浇筑过程中的竖向变形。

3.2 结构的应力

对于四种施工方案，结构在施工完成后的最大应力分别为94.5 MPa、96.3 MPa、92.2 MPa 和92.3 MPa，满足设计承载力的要求，如图9 所示。其中，方案一、方案二的最大应力出现在第5 层上部悬挂下部支承楼层梁处，方案三、方案四的最大应力出现在顶部桁架处。当钢构件安装顺序相同时，结构的最大应力较接近。

图9 整体结构的最大应力Fig.9 Maximum stress of structure

图10 给出了四种施工方案下整体结构的最大应力在施工全过程中的变化规律。在底部桁架层混凝土浇筑后，由于方案一、方案二设置了临时支撑，其最大应力基本不变，方案三、方案四结构最大应力缓慢增加；楼层混凝土浇筑阶段，结构最大应力均增大加快，方案二的最大应力小于方案一，方案三、方案四的最大应力相差不大，应力变化曲线基本重合；F4～F5层间钢柱安装阶段，各施工方案下结构的最大应力基本不变。

图10 各施工方案下整体结构最大应力变化规律Fig.10 Maximum stress of structure under various constructional methods

施工完成后，方案三、方案四的最大应力较方案一、方案二分别减小2.43%、4.16%，说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，采用逆向安装能略降低结构的应力。楼层混凝土浇筑阶段，方案二的最大应力小于方案一，方案三的最大应力与方案四相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，对于顺向安装，采用由上至下的楼层混凝土浇筑顺序能减小结构在混凝土浇筑过程中的应力；对于逆向安装，楼层混凝土浇筑顺序对结构的应力影响较小。

3.3 格构式临时支撑的应力

由于仅顺向施工方案（施工方案一、施工方案二）设置了格构式临时支撑，且两种顺向施工方案在拆除临时支撑前的步骤完全相同，因此两种方案下临时支撑的应力变化曲线重合。临时支撑杆件在施工过程中的最大应力为76.7 MPa，满足设计承载力的要求，如图11所示。

图11 格构式临时支撑的应力变化规律Fig.11 Stress of Lattice temporary support under various constructional methods

4 关键构件的变形分析

结构施工的安全性，主要是控制关键构件的最大变形和应力［11］。本文综合考虑构件的位置及构件的应力，选取横向跨度较大一榀结构中的关键构件，对比分析了四种施工方案下各关键构件的变形、应力变化规律。关键构件的位置及编号如图12所示。

图12 关键构件Fig.12 Key components

4.1 底部桁架杆件的变形

图13 给出了四种施工方案下底部桁架杆件的变形在施工全过程中的变化规律。计算结果表明：对于底部桁架腹杆，方案三、方案四的最终变形较方案一、方案二分别增大8.07%、8.09%，对于底部桁架跨中上弦杆，方案三、方案四的最终变形较方案一、方案二分别增大7.90%、7.91%；说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，采用逆向安装会增大底部桁架杆件的变形。楼层混凝土浇筑阶段，方案一、方案三的变形分别与方案二、方案四相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，楼层混凝土浇筑顺序对底部桁架杆件的变形影响较小。

图13 各施工方案下底部桁架杆件变形变化规律Fig.13 Displacements of bottom truss members under various constructional methods

4.2 顶部桁架杆件的变形

图14 给出了四种施工方案下顶部桁架杆件的变形在施工全过程中的变化规律。计算结果表明：对于顶部桁架腹杆及顶部桁架跨中上弦杆，方案三、方案四的最终变形分别与方案一、方案二相差不大，说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，钢构件安装顺序对顶部桁架杆件的变形影响较小。楼层混凝土浇筑阶段，方案二、方案四的变形分别小于方案一、方案三，浇筑完成后，变形相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，采用由上至下的楼层混凝土浇筑顺序能减小顶部桁架杆件在混凝土浇筑过程中的变形。

4.3 底部吊柱的竖向变形

图14 各施工方案下顶部桁架杆件变形变化规律Fig.14 Displacements of top truss members under various constructional methods

图15 给出了四种施工方案下底部吊柱的竖向变形在施工全过程中的变化规律。计算结果表明：对于底部边吊柱，方案三、方案四的最终竖向变形较方案一、方案二分别减小41.85%、41.88%；对于底部中吊柱，方案三、方案四的最终竖向变形较方案一、方案二分别减小42.06%、42.07%，说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，采用逆向安装能大幅降低底部吊柱的竖向变形。楼层混凝土浇筑阶段，方案二、方案四的竖向变形分别小于方案一、方案三，浇筑完成后，竖向变形相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，采用由上至下的楼层混凝土浇筑顺序能减小底部吊柱在混凝土浇筑过程中的竖向变形。

图15 各施工方案下底部吊柱变形变化规律Fig.15 Vertical displacements of bottom suspension columns under various constructional methods

4.4 顶部吊柱的竖向变形

图16 给出了四种施工方案下顶部吊柱的竖向变形在施工全过程中的变化规律。计算结果表明：对于顶部边吊柱，方案三、方案四的最终竖向变形较方案一、方案二分别减小6.40%、6.38%；对于顶部中吊柱，方案三、方案四的最终竖向变形较方案一、方案二分别减小5.15%、5.18%，说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，采用逆向安装能降低顶部吊柱的竖向变形。楼层混凝土浇筑阶段，方案二、方案四的竖向变形分别小于方案一、方案三，浇筑完成后，竖向变形相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，采用由上至下的楼层混凝土浇筑顺序能减小顶部吊柱在混凝土浇筑过程中的竖向变形。

图16 各施工方案下顶部吊柱变形变化规律Fig.16 Vertical displacements of top suspension columns under various constructional methods

5 关键构件的应力分析

5.1 底部桁架杆件的应力

图17 给出了四种施工方案下底部桁架杆件的应力在施工全过程中的变化规律。计算结果表明：对于底部桁架腹杆，方案三、方案四的最终应力分别与方案一、方案二相差不大，对于底部桁架跨中上弦杆，方案三、方案四的最终应力较方案一、方案二分别增大17.39%、17.43%；说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，采用逆向安装能增大底部桁架跨中上弦杆的应力，但钢构件安装顺序对底部桁架腹杆的应力影响较小。楼层混凝土浇筑阶段，方案一、方案三的应力分别与方案二、方案四相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，楼层混凝土浇筑顺序对底部桁架杆件的应力影响较小。

图17 各施工方案下底部桁架杆件应力变化规律Fig.17 Stress of bottom truss members under various constructional methods

5.2 顶部桁架杆件的应力

图18 给出了四种施工方案下顶部桁架杆件的应力在施工全过程中的变化规律。计算结果表明：对于顶部桁架腹杆，方案三、方案四的最终应力较方案一、方案二分别增大25.95%、24.70%，对于顶部桁架跨中上弦杆方案三、方案四的最终应力较方案一、方案二分别增大3.24%、3.23%；说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，采用逆向安装能增大顶部桁架杆件的应力。楼层混凝土浇筑阶段，对于顶部桁架腹杆，方案二、方案四的应力分别与方案一、方案三相差不大，对于顶部桁架跨中上弦杆，方案二、方案四的应力分别小于方案一、方案三；浇筑完成后，应力均相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，采用由上至下的楼层混凝土浇筑顺序能减小顶部桁架上弦杆在混凝土浇筑过程中的应力，但楼层混凝土浇筑顺序对顶部桁架腹杆的应力影响较小。

图18 各施工方案下顶部桁架杆件应力变化规律Fig.18 Stress of top truss members under various constructional methods

5.3 底部吊柱的应力

图19 给出了四种施工方案下底部吊柱的应力在施工全过程中的变化规律。计算结果表明：顺向安装时，第11 步拆除临时支撑后，底部吊柱出现了由受压到受拉的内力转换。对于底部边吊柱，方案三、方案四的最终应力较方案一、方案二分别减小22.70%、21.81%；对于底部中吊柱，方案三、方案四的最终应力较方案一、方案二分别减小11.05%、10.03%，说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，采用逆向安装能大幅降低底部吊柱的应力。楼层混凝土浇筑阶段，方案二、方案四的应力分别小于方案一、方案三，浇筑完成后，应力均相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，采用由上至下的楼层混凝土浇筑顺序能减小底部吊柱在混凝土浇筑过程中的应力。

图19 各施工方案下底部吊柱应力变化规律Fig.19 Stress of bottom suspension columns under various constructional methods

5.4 顶部吊柱的应力

图20 给出了四种施工方案下顶部吊柱的应力在施工全过程中的变化规律。计算结果表明：顺向安装时，第11 步拆除临时支撑后，顶部吊柱出现了由受压到受拉的内力转换。对于顶部边吊柱，方案三、方案四的最终应力较方案一、方案二分别减小25.99%、26.60%；对于顶部中吊柱，方案三、方案四的最终应力较方案一、方案二分别减小18.48%、15.60%，说明当楼层混凝土浇筑顺序相同时，采用逆向安装能大幅降低顶部吊柱的应力。楼层混凝土浇筑阶段，对于顶部边吊柱，方案一、方案三的应力分别与方案二、方案四相差不大，说明当钢构件安装顺序相同时，楼层混凝土浇筑顺序对顶部边吊柱的应力影响较小；对于顶部中吊柱，方案一的应力与方案二相差不大，方案三的应力小于方案四，说明采用顺向安装顺序时，楼层混凝土浇筑顺序对顶部桁架中吊柱影响不大，然而，采用逆向安装顺序时，由上至下的楼层混凝土浇筑顺序增大了顶部中吊柱在混凝土浇筑过程中的应力。