廣州利通大廈第一爬升步計算及塔吊架設計計算

1、廣州利通大廈塔吊第一爬升步核心筒施工承載力計算及爬升架優(yōu)化設計計算 計算：林冰 博士中國建筑工程總公司技術中心20009年3月第1章 總說明1.1 計算依據(jù)1）鋼結構設計規(guī)范（gb50017-2003）2）建筑結構荷載規(guī)范（gb50009-2001）3）混凝土結構設計規(guī)范（gb50010-2002）4）廣州利通廣場設計圖紙5）廣州利通廣場工程m600d塔吊安裝施工方案1.2 計算內(nèi)容1）m600d塔吊第一爬升步核心筒施工承載力計算2）塔吊爬升架設計計算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)的力學參數(shù)，見圖1.1所示，經(jīng)計算分析，利通大廈塔吊臂轉

2、動時，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，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算取圖1.2所示的兩種工況。另外，第一爬升步的計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忽略風荷載的影響。1.3.2 其他說明1）計算采用大型通用計算軟件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）計算中主要復核在塔吊產(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力是否超過規(guī)范的設計值。由于核心筒施工時混凝土的養(yǎng)護達不到28天期齡，根據(jù)研究，混凝土

3、的早期強度增長較快， 7天期齡強度能達到混凝土強度的70%左右，后期強度增長緩慢，因此，塔吊爬升施工時，取核心筒混凝土強度設計值的70%作為校核指標。3）荷載的動力系數(shù)取1.2。第2章 第一爬升步核心筒施工承載力計算2.1 計算模型根據(jù)塔吊爬升方案，第一施工步時在-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 計算結果2.2.1 無塔吊爬升時核心筒的應力狀態(tài)為了驗算計算結果的可靠性，首先對沒有塔吊爬升荷載作用下混凝土的應力狀態(tài)進行計算，混凝土核心筒的主拉應力分

4、布如圖2.4所示。由計算結果可知，在沒有塔吊爬升荷載作用下，混凝土核心筒的最大主拉應力約為0.74mpa，小于c80混凝土的主拉應力設計值2.22mpa的0.7倍，即1.55mpa。說明計算結果可考，也滿足規(guī)范要求。圖2.4 無塔吊爬升荷載時核心筒的主拉應力（mpa）2.2.2 荷載工況一作用下核心筒的主拉應力圖1.5 荷載工況一作用下核心筒的主拉應力（mpa）荷載工況一作用下核心筒的整體應力分布情況如圖2.5所示。在墻梁連接處和尖角處，計算所得局部應力集中較為嚴重，替除非塔吊爬升架作用點局部應力集中部位后，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，計算結果分別如圖2.6-圖2.

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

6、拉應力荷載工況二作用下的計算結果見圖2.12-圖2.17所示。由計算結果可知，只有外墻b處的主拉應力滿足規(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的主拉應力（mpa）圖2.13 荷載工況二作用下核心筒內(nèi)墻b的主拉應力（mpa）圖2.14 荷載工況二作用下核心筒內(nèi)墻b上爬升梁處主拉應力（mpa）圖2.15 荷載工況二作用下核心筒外墻c的主拉應力（mpa）圖2.16 荷載工況二作用下核心筒內(nèi)墻c的主拉應力（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力（mpa）2.2.4 小結從第一爬升步兩種工況的計算結果可知，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度均降低，同時風荷載的作用也不容忽視。因此需要在考慮風荷載的情況下，對后續(xù)爬升步核心筒混凝土強度進行施工承載力驗算，以保證施工質量和施工安全。第3章 m600d塔吊爬升架設計計算3.1 爬升梁優(yōu)化設計計算圖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械施工有限公司塔吊爬升梁的原設計方案進行優(yōu)化設計，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，其它長度信息和構造措施不變，見圖3.1及原設計方案。鋼材強度等級為q235。3.1.1 設計計算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倍的動力系數(shù)。梁端的支承條件按照兩端簡支考慮（與原設計圖紙的構造措施有所不同）。圖3.2 等截面梁幾何模型等截面梁的正應力計算結果如圖3.3所示，豎向變形計算結果如圖3.4所示，水平變形計算結果如圖3.5所示。通過計算結果可知，等截面爬升梁的正壓應力

9、約為161mpa，最大正拉應力約為170mpa，小于鋼材屈服強度設計值205mpa，滿足要求，同時，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。計算結果如圖3.7-圖3.9所示。通過計算結果可知，變截面爬升梁的正壓應力約為152mpa，最大正拉應力約為161mpa，小于鋼材屈服強度設計值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，除了應力略有區(qū)別外，變形值則相當。從經(jīng)濟效益來分析，在不考慮短板、加勁肋等構造措施的情況下，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。圖3.6 變截面梁幾何模型圖3.7 變截面梁正應力（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）為了對上述計算結果進行進一步的驗證，采用更為精確的shell181板殼單元建立等截面梁的幾何模型，考慮加勁肋構造措施，

11、進行計算。計算結果如圖3.10-圖3.12所示。shell181板殼單元梁的正應力和變形值略小于beam188梁單元等截面梁和變截面梁的正應力和變形值，主要是因為beam188單元不能考慮加勁肋、端板等構造措施，而shell181單元則可以考慮這些構造措施，其計算結果應該比beam單元更精確。圖3.10 板殼單元等截面梁的正應力（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，三個計算模型所得結果大體相當，在考慮構造措施的情況下，按照原設計方案每根爬升鋼梁的用鋼量約為4噸，本節(jié)計算的用鋼量約為3噸，每根鋼梁可節(jié)約用

12、鋼量約1噸左右，而力學性能相當，建議采用本節(jié)優(yōu)化設計后的等截面梁或者變截面梁。3.2 牛腿及預埋件計算3.2.1 設計計算圖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算的幾何模型，如圖3.13所示。計算結果如圖3.14-圖3.16所示。通過計算可知，牛腿及埋件的尺寸優(yōu)化設計滿足要求。每個牛腿的用鋼量約為140kg，比原設計方案每個牛腿用鋼量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造要求圖3.12 牛腿上翼緣水平