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黄老师教您学预算QQ1321118740，空间更多建筑精品资料，建造造价师视频/押题一 工程概况1建筑基本情况建设单位：工程名称：建设地点：建筑规模： 基地面积约22000m2，总建筑面积约81310 m2；其中地上建筑面积：37231 m2 ，地下建筑面积：44079 m2；建筑高度：27 m；建筑层数：地上5层，地下3层工程地质勘察单位：结构设计单位：监理单位：施工总承包单位：方案参加编制单位：2工程概况 *二期暨*工程由地下3层和地上5层组成，该大楼东西方向长120m，基座区宽90m，屋顶宽116m。大楼屋顶高26.19m，基座顶高8.75m。结构分成沉稳的基座部份和4、5层的钢结构部分，其特点是在建筑顶部两层采用大跨度巨型钢桁架体系。其中一二层采用钢筋混凝土框架筒体结构体系，利用建筑垂直交通单元组成的六个钢筋混凝土筒体作为本建筑物主要抗侧力构件，三层以上采用巨型钢桁架这一新型结构体系，由36根钢柱承受其重量，同时将6个钢筋混凝土筒体升至屋面。南北向设有6榀巨型钢桁架(1.2*10.04*116.45m)，南北向巨型钢桁架之间设置四道柱间支撑构成东西向2榀钢桁架，结构的整体性好。主桁架的立柱、弦杆、腹杆均采用箱型截面。钢板厚度主要为4080mm，材质主要为Q345C，其中4060mm Z向性能要求满足Z15，大于60mm板材Z向性能要求满足Z25。由于本工程钢结构体型巨大，单个杆件重量大，空中组拼难度较大。为保证钢结构整体安装质量和精度，本工程总体施工方案采用逆作法施工，四层至顶层钢结构地面拼装完成后，再进行土方开挖，施工地下三层结构。钢结构采用“地面拼装，整体提升”的施工方案，利用结构体系中的六个钢筋混凝土核芯筒做为主要提升平台。为缓解施工进度压力，钢结构主要构件HJ-1、HJ-2、HJ-3、HJ-4、HJ-5以及主悬臂梁、主连系梁在图书馆基础结构施工前，在地面拼装完成以后进行整体提升，一些次要构件在整体提升完毕以后，砼结构施工期间在空中穿插散拼。最终确定整体提升重量约为10400吨。主要施工流程见3.1节钢结构施工工艺流程。二提升施工特点、难点分析及应对措施.1 提升吊点的确定 本工程整体提升重量大，需提升结构面积广，钢结构构造复杂，杆件刚度差异较大，如何合理布置提升吊点，确保提升施工安全和被提升构件应力和变形在规范允许范围内，是本提升施工的方案的重中之重。应对措施应用计算机有限元计算分析软件，顺序模拟提升施工各工况，结合工程设计状况通过计算分析确定最佳提升吊点位置和提升吊点所需提升力。2.2 提升重量重，提升结构面积大，安全性要求高本工程总的提升重量达到10200吨，在国内以前的工程中还前所未有。以前国内提升重量最重的是上海大剧院钢结构屋架整体提升工程，提升重量为6075吨；本工程提升钢结构的尺寸为116m106m，面积约12300m，面积巨大。应对措施 1多布置的吊点根据结构的特点，通过计算分析使用六个核芯筒和四副门式钢架布置提升吊点，共布置28个提升吊点；控制系统具有极高的同步控制性能。2多使用的提升油缸在28个提升吊点上，共布置64台提升油缸，其中44台350吨提升油缸，20台200吨提升油缸；所选用的控制系统具有较强的控制能力，足以控制64台提升油缸和18台液压泵站的协调动作。3安全系数储备大64台提升油缸总体提升能力达到19400吨，提升油缸的整体安全储备系数为1.90，钢绞线的安全系数为4.35。2.3 同一提升平台上各点的载荷在提升过程中波动较大在同一核芯筒上，各吊点之间的距离近，结构刚度大，对位置同步控制极其敏感。只要位置误差稍有差别，各点的负载将重新分配而发生较大的波动，可能引起结构的不安全。应对措施1采用位置同步与载荷分配相结合的控制策略在计算机控制系统软件设计时，在每个核心筒各吊点之间采取负载分配同步控制策略，使提升结构在每个核心筒位置上各吊点的负载与理论计算基本一致。位置同步与载荷分配相结合的控制框图见附图10。2选用高精度压力传感器 在每个提升吊点，选用高精度的压力传感器；这种压力传感器的测量精度在千分之五内。3液压系统的保证在使用的液压系统中，使用进口比例阀进行提升速度的控制。使用这种电液比例阀，同步调节精度高。4、计算机控制系统的保证 本计算机控制系统控制精度高、控制能力强。2.4 同步控制要求高 在提升过程中，各吊点之间的同步控制要求在10mm内；同时，同一核心筒上各吊点的载荷要控制在与理论计算基本一致的范围内。应对措施1、采用位置同步控制策略在计算机控制系统软件设计时，在六个核心筒上28个提升吊点之间采取位置同步同步控制策略，使提升结构的位置保证同步，同步误差控制在5mm之内，满足本结构的要求。位置同步控制框图见附图9。2、传感器系统的保证在测量钢结构位置时，使用20米长距离传感器。在20米的测量范围内，测量精度可达0.25mm。3、液压系统的保证在使用的液压系统中，使用进口比例阀进行提升速度的控制。使用这种电液比例阀，同步调节精度高。4、计算机控制系统的保证 本计算机控制系统控制精度高、控制能力强。2. 整体下放600距离长，下放就位精度高根据施工工艺，在结构就位前，需要将结构整体下放600mm。下放过程中，钢结构需要准确落位到钢骨柱上，就位精度要求高。整体提升是主动加载过程，整体下放是被动加载过程，一旦下放同步控制不好，将造成某点的负载超载而引起结构破坏；因此整体下放比整体提升难度更大，危险性更高。对于本工程而言，10200吨结构、28个吊点和64台油缸整体下放，在国内外还从未有先例。就位前的整体下放，是本工程的关键所在，必须采取措施予以安全保证。应对措施1采取位置同步与载荷分配相结合的控制策略 在控制系统中，采取位置同步与负载分配相结合的控制策略，以确保整体下放过程中各点之间的位置同步和载荷合理分配。2高精度的传感器 使用高精度的长行程传感器和压力传感器分别测量钢结构位置和各点的载荷。3提升油缸的保护 在提升油缸上，安装节流阀，控制提升油缸的缩缸速度，防止提升油缸失控，保证同步；安装溢流阀，控制提升油缸的负载，防止提升油缸超载。4液压系统的保护在使用的液压系统中，使用进口比例阀进行提升速度的控制。使用这种电液比例阀，同步调节精度高。5计算机控制系统的保证 本计算机控制系统控制精度高、控制能力强。2.6 空中悬停时间长钢结构提升到位后，需要在空中悬停30天左右，进行其它工序施工；在其它工序施工完成后，再整体下放就位。应对措施1机械锁定 将负载转换到下锚上，提升油缸进入安全行程，锁定上锚。另外在提升油缸下部增设安全锚具，确保安全。2防风措施在核心筒与桁架之间安装楔形块，防止晃动。3提升塔架的安全l 提升塔架与核心筒采用桁架连接，以减小塔架长细比，提高塔架承载力；l 控制整体提升速度，避免提升结构晃动防撞塔架。2.7 钢结构在提升过程中与核心筒间距近钢结构在提升过程中，其桁架与核心筒之间的最小间距仅5cm；要求提升设备的安装必须保证较高的定位精度。应对措施采取先依据轴线安装提升平台提升油缸埋件，后根据埋件实际位置向下投点准确定位提升吊耳位置，在进行焊接，确保提升地锚支架和提升油缸安装时的定位准确，二者的垂线误差小于5mm。三提升施工总体部署3.1人员组织机构1成立提升施工领导小组2提升施工专业分包施工人员组织机构项目下设结构计算组、提升监控组、技术顾问组、控制操作组、提升油缸组、液压泵站组、现场操作组、安全管理等部门。3.2钢结构施工工艺流程钢结构施工工艺流程：拆除地面拼装支撑桩土方平整钢结构地面拼装基础施工拼装支撑桩施工钢结构地面就位拼装主体结构土方施工核心筒施工及提升平台施工提升塔架安装提升设备安装调试提升塔架加工提升塔架基础施工试提升试下降，检查各提升设施状况提升吊耳焊接提升吊耳加工提升设备出厂检验提升设备制备提升吊架加工提升厂家确认正式提升安装第三节钢骨柱安装Y形支撑第一次下放，焊接Y形支撑上口第二次下放，焊接Y形支撑下口拆除提升设备本工程钢结构提升施工以理论科学计算为依据，钢结构在提升工况下应力及变形、提升平台、提升塔架、提升吊耳等均以理论设计计算为依据。经多方反复讨论，确定钢结构提升以核心筒为主要提升结构，提升吊点确定在钢结构主桁架上弦杆件节点处。由于TG-3、TG-4轴桁架，重心超出核心筒范围，特在这两个桁架端部对称增设提升钢门式塔架辅助提升。所以钢结构提升吊点共计28个，经初算各提升吊点反力和拟采用提升油缸布置如下：核芯筒编号钢桁架编号提升点编号提升点反力（单位kN）提升油缸布置提升能力（单位：kN）油缸储备系数/利用系数钢绞线安全系数核芯筒1HJ1HJ2A4,8542350120090001.85/0.544.34B3,2601350120055001.69/0.593.99C3,922235070001.78/0.564.11D6,6894350140002.09/0.484.35核芯筒3HJ1HJ2A4,8912350120090001.84/0.544.31B3,2021350120055001.72/0.584.06C4,037235070001.73/0.583.99D6,6654350140002.09/0.484.37核芯筒4HJ1HJ2A4,8802350120090001.84/0.544.31B3,2101350120055001.72/0.584.06C4,028235070001.73/0.583.99D6,6554350140002.09/0.484.37核芯筒6HJ1 HJ2A4,8612350120090001.85/0.544.33B3,2491350120055001.69/0.593.99C3,912235070001.79/0.564.12D6,6794350140002.09/0.484.37核芯筒2TG3轴上HJ3 E2,5731350120055002.14/0.475.05F1,813135035001.93/0.524.45G2,215220040001.81/0.554.46TG4轴上HJ3E2,5331350120055002.17/0.465.13F1,833135035001.91/0.524.40G2,262220040001.77/0.564.37核芯筒5TG3轴上HJ3 E2,5341350120055002.17/0.465.13F1,853135035001.89/0.534.34G2,250220040001.78/0.564.39TG4轴上HJ3E2,5331350120055002.17/0.465.13F1,853135035001.89/0.534.34G2,207220040001.81/0.554.48合 计101,45444350202001940001.91/0.524.35吊点布置及提升构件平面布置见附图1-11-4；提升油缸外形尺寸见附图2。3.3 提升设备布置 根据核心筒和钢结构的特点，在核心筒1、核心筒3、核心筒4、核心筒6上各布置A、B、C、D四个吊点，在核心筒2、核心筒5上各布置2排E、F、G六各吊点，共28个提升吊点。共采用64台提升油缸、18台液压泵站。 具体布置参见附图3、4、5、6、7。3.4 提升施工主要施工机械设备表序号机械或设备名称型号规格数量国别产地制造年份额定功率（KW）生产能力用于施工部位备注1提升油缸350吨45中国0205350吨提升备用2台2提升油缸200吨22中国0205200吨提升备用2台3液压泵站80L/min18中国030450KW80 L/min提升4计算机控制柜同步控制型3中国03提升备用1台520米长距离传感器20米30中国04提升备用2台6油压传感器30德国04提升备用2只7油缸行程传感器68中国04提升备用4台8锚具传感器135中国04提升备用7只9地锚锚具350吨44中国0205提升10地锚锚具200吨20中国0205提升11安全锚具350吨44中国05提升12安全锚具200吨20中国05提升13监控仪器1套中国提升 监控3.5 钢绞线 钢绞线选用低松弛高强度预应力钢绞线，强度等级1860Mpa，直径15.24mm，符合国家标准。3.6 设备性能表千斤顶型号350吨200吨配用泵站80型额定提升吨位(KN)35002000额定油压(MPa)25活塞行程(mm)250250流量(L/分钟)80活塞面积m20.130.08质量(kg)2000额定油压(MPa)2525外形尺寸(mm)1200*1100*1700外形尺寸(mm)635 H1770510 H1700钢绞线根数3119穿心孔径(mm)270190提升速度(M/小时)55质量(kg)20001000千斤顶安装尺寸635 H1770510 H17003.7 控制设备技术规格与要求。控制系统配备多种先进的传感器，以检测提升过程中的系统状况。序号种类工作电压安装要求重量功能描述1主控柜交流220V无30kg处理传感器信号，发控制信号给泵站220米长距离传感器24V（泵站提供）安装在提升吊点附近20kg实时测量提升结构的空间位置3油压传感器24V（泵站提供）注意安装插头防止损坏测量油缸的工作压力4油缸行程传感器24V（泵站提供）做好防雨措施10kg实时测量油缸行程5锚具传感器要安装可靠检测油缸的锚具状态四提升施工理论计算分析4.1 总体提升施工计算分析 (一) 分析依据1中华人民共和国国家及行业标准建筑结构可靠度设计统一标准（GBJ086-2001）建筑抗震设防分类标准（GB50223-2004）建筑结构荷载规范（GB50009-2001）混凝土结构设计规范(GB50010-2002)钢结构设计规范（GB50017-2003）建筑抗震设计规范（GB50011-2001）建筑地基基础设计规范（GB50007-2002）高层民用建筑钢结构技术规程（JGJ99-98）型钢混凝土组合结构技术规程(JGJ138-2001) 建筑地基处理技术规程(JGJ79-2002)地下工程防水技术规程(GB50108-2001)高层建筑箱型与筏形基础技术规范(JGJ6-99)2北京市标准北京地区建筑地基基础勘察设计规范(DBJ01-501-92)3工程建设标准强制性条文房屋建筑部分 2002年版4由*勘测设计研究院有限公司提供的*二期暨*岩土工程地质勘察报告5风载荷 本工程的基本风压0.45kN/m2，风压高度变化系数根据地面粗糙度类别为C类取值。6地震相关参数： 本工程抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速度为0.20g，场地土类别为类，设计地震分组为第一组，场地特征周期为0.35秒。考虑到施工周期相对于设计使用年限较短，施工阶段抗震验算时取10年一遇的地震烈度值进行验算。7施工阶段温差取值：30摄氏度8计算程序由于本工程结构的特殊性与复杂性，采用复杂建筑结构有限元分析软件Etabs V8.4.8进行整体分析计算。按振型分解反应谱法计算，并且考虑扭转藕联振动的影响。对提升平台结构，同时采用三维空间有限元分析软件SATWE进行校核分析计算，结构设计时取两种程序计算结果的包络值，确保安全可靠。另外，对于重要的提升主梁等关键构件，再采用理正工具软件进行计算复核。（二）计算分析采用的施工阶段工况介绍工况1：钢结构地面拼装完成后基坑开挖完毕，基础底板尚未施工前的工况。此时，钢屋架搁置在支撑桩上，计算模型中支撑桩一端为铰接，一端为刚接。工况2：提升过程中的工况。此时，六个核心筒及提升平台已施工完毕，钢屋架悬吊在提升平台上，吊杆两端铰接。工况3：提升完毕后搁置于提升平台上的工况。此时钢屋架搁置在提升平台上，混凝土结构已施工至地下一层。工况4：提升施工结束，型钢柱安装完成，混凝土-13层结构上为施工的工况。此时钢屋架的自重通过36根型钢柱向下传递，计算模型中型钢柱下端为刚接。各工况均进行了竖向荷载、水平地震作用、风载荷等荷载工况的分析，其中工况1、3、4还进行温度作用的分析。（三）施工阶段温差取值 温差取值依据及说明：（1） 说明：（1）各项温度取值基本数据均来自中国气象局气象信息中心统计的北京地区19712003年“典型气象年逐时参数”。（2）考虑到施工周期相对于气象参数统计年限较短，季节温差未取用30年一遇夏季极端最高温度（40.6）与30年一遇冬季极端最低温度（27.4）的差值（68）；也未取用30年一遇夏季极端最高温度平均值（37.1）与30年一遇冬季极端最低温度平均值（17.1）的差值（54.2）；（3）虽然结构构件表面温度与环境温度存在延迟效应，计算时假定该延迟效应对温差相对值影响很小，可以忽略。（4）昼夜温差取“日干球温度”中“日最高温度()”与“ 日最低温度()”的差值；（5）季节温差取施工时间段内“最热月干球温度”中“日最高温度()”与“最冷月干球温度”中“ 日最低温度()”的差值；根据拟定的施工总进度计划，各工况对应的施工时间段及对应的昼夜温差、季节温差取值如下：工况1：基坑开挖完毕，基础底板尚未施工前的工况。此时，钢屋架搁置在支撑桩上，计算模型中支撑桩一端为铰接，一端为刚接。施工时间段：2006.2.52006.8.25；昼夜温差最大值：19.6（5月4日）；季节温差最大值：48.3（6月21日37.2，2月9日11.1）工况2：提升过程中的工况。此时，六个核芯筒及提升平台已施工完毕，钢屋架悬吊在提升平台上。吊杆两端铰接。施工时间段：2006.8.252006.8.31；昼夜温差最大值：11.2（8月29日）工况3：提升完毕后搁置于提升平台上的工况。此时，钢屋架搁置在提升平台上，混凝土结构已施工至地下一层，六个核芯筒及提升平台已施工完毕。施工时间段：2006.9.12006.10.5；昼夜温差最大值：17.6（9月24日）；季节温差最大值：29.2（9月1日35，10月4日5.8）工况4：提升完毕，型钢柱安装完成，混凝土-13层结构尚未施工的工况。此时，钢屋架的自重通过36根型钢柱向下传递，计算模型中型钢柱下端为刚接，为保证36根型钢柱形成的钢框架结构体系具备一定的抗侧刚度，在23层各层楼面标高处用型钢梁把他们连系起来。施工时间段：2006.10.62006.11.6；昼夜温差最大值：19.4（10月21日）；季节温差最大值：28.5（10月7日26.8，11月6日1.7）另外，施工阶段还要考虑两个温度作用较为不利的工况：工况5：提升完毕，型钢柱安装完成，浇筑36根型钢柱外围混凝土，使得36根型钢混凝土柱与核芯筒形成整体的阶段。该阶段核芯筒已对钢屋架形成约束，可能产生一定的温度应力，需验算各相关结构构件的承载力。施工时间段：2006.10.62006.12.25；昼夜温差最大值：19.4（10月21日）；季节温差最大值：39（10月7日26.8，12月4日12.2）工况6： 四层屋面层组合楼盖结构施工完毕，至建筑围护结构施工完毕，整个钢屋架部分形成室内环境的阶段。该阶段核芯筒、楼面结构等对钢屋架的约束完全形成，由于仍处于室外暴露环境，在温度作用下，可能产生较大的温度应力，需验算各相关结构构件的承载力。施工时间段：2006.12.252007.6.30；昼夜温差最大值：19.6（5月4日）；季节温差最大值：51.4（6月21日37.2，1月19日14.2）2)施工阶段各工况温差取值表施工时间段昼夜温差季节温差备注工况12006.2.52006.8.2519.648.3工况22006.8.252006.8.3111.2工况32006.9.12006.10.517.629.2工况42006.10.62006.11.619.428.5工况52006.10.62006.12.2519.439工况62006.12.252007.6.3019.651.4另外：(1).钢屋架就位（与36根型钢柱完成对接）宜在接近使用阶段温度（即空调设计温度1826）时进行。(2)工况6：若施工时间段缩短为：2006.12.252007.5.30；昼夜温差最大值：19.6（5月4日）；季节温差最大值：45.7（5月6日31.5，1月19日14.2） 若施工时间段缩短为：2006.12.252007.4.30；昼夜温差最大值：18.2（4月12日）；季节温差最大值：42.2（4月6日28，1月19日14.2） 若施工时间段缩短为：2006.12.252007.3.30；昼夜温差最大值：17.6（3月20日）；季节温差最大值：34.8（3月20日20.6，1月19日14.2） 从温差来看该工况施工时间段尽量缩短，同时采取其它有助于减小温差的措施。（四） 其他理论计算分析条件1. 假定提升开始时，六个核芯筒已施工至屋面。其中，一层（设计标高0.050）以下的核芯筒（含36根型钢混凝土柱）按原设计施工图施工完毕；一层三层（设计标高0.0508.650）的核芯筒（不含36根型钢混凝土柱）施工完毕。其他部分按原图施工；三层以上的核芯筒按原设计施工图施工完毕。同时，在原设计核芯筒顶面标高以上（比原设计顶标高高6.3m）增设的提升平台也施工完毕。2. 提升点布置如下：主钢桁架HJ1、HJ2在桁架节点位置分别设置4个提升点；主钢桁架HJ3除在桁架节点位置设置4个提升点外，在靠近桁架悬挑端位置增设两个提升点，增设提升点的竖向力通过提升横梁传至提升塔架，再由提升塔架传至桩基础，提升塔架采用截面2.2m2.2m的钢格构柱。3. 提升平台采用钢筋混凝土梁板结构。部分受力较大的提升主梁采用型钢混凝土梁，与其相连的核芯筒端柱内设构造钢骨。详见提升平台结构施工图。4. 提升总重量约10200吨（不含提升设备自重），即钢屋架自重。未计入施工阶段活荷载。5. 提升总高度约17m。（五）计算分析结论：1. 施工阶段，在竖向荷载作用下，六个核芯筒的承载力、压缩变形均满足规范要求。2. 施工阶段，在风荷载作用下，六个核芯筒的承载力及整体位移值均满足规范要求。3. 施工阶段，在地震作用下，六个核芯筒的承载力及整体位移值均满足规范要求。4. 提升过程中钢屋架结构构件的承载力及变形满足规范要求。5. 提升过程中提升平台结构构件的承载力及变形满足规范要求。6. 计算分析表明，提升平台的刚度对竖向荷载反力在各个提升点之间的分布有较大影响，各个提升点的反力值会随着提升平台的刚度的变化而重新分配。选用提升设备时，应考虑上述因素，留有充分的安全储备。7. 工况1温度作用下结构内力与变形均较大（角点Y向水平位移达21mm），工况2、3温度作用下结构变形较大（角点水平位移达21mm），工况4温度作用下结构变形较大（角点水平位移达21mm）（钢屋架未与核芯筒可靠相连时）。8. 工况5、工况6（两个温度作用较为不利的工况）由于季节温差较大，产生的温度应力也较大，根据计算分析结果，除采取以下措施：即三层混凝土楼板连成整体，二层及二层以下的后浇带待围护结构形成室内环境后封闭以外，尚应采取有效的减小季节温差及温度应力的措施。9. 在提升过程中，对钢屋架结构各提升点的载荷及位移偏差应当有实时监测手段，并能够集中监视和控制；所有提升点的载荷及位移偏差应当在设计允许范围之内。（六） 主要计算分析结果摘录1 提升点平面布置图（见附图1-1）2 提升点立面布置图（见附图1-21-4）3 理想水平条件下提升点反力表（表1）4 施工阶段结构整体分析总信息一览表（表2）黄老师教您学预算QQ1321118740，空间更多建筑精品资料，建造造价师视频/押题表1 提升点反力表核芯筒编号钢桁架编号提升点编号提升点反力（单位：kN）提升平台结构安全系数核芯筒1HJ1HJ2A56011.755B36351.755C27771.755D67981.755核芯筒3HJ1HJ2A56011.755B35731.755C28431.755D68421.755核芯筒4HJ1HJ2A55881.755B36221.755C28101.755D68331.755核芯筒6HJ1HJ2A56091.755B35911.755C27901.755D67921.755核芯筒2TG3轴上HJ3E28011.755F14331.755G23021.755TG4轴上HJ3E28151.755F14011.755G24181.755核芯筒5TG3轴上HJ3E28081.755F14011.755G24191.755TG4轴上HJ3E28021.755F14321.755G22991.755注：此表是经详细计算后得出，与初步验算时不尽一致。表2 施工阶段结构整体分析总信息一览表电算数据工况1工况2工况3工况4自振周期(秒)(考虑耦联)T12.84066 2.30637 0.79042 0.93815 T22.67550 2.11818 0.72232 0.79993 T32.65782 2.10422 0.69905 0.74106 剪重比X向1.41.92.32.1Y向1.41.62.42.1最大层间相对位移风X向1673199991999919999Y向1779199991999919999地震X向1435121961315712847Y向14451155314715116614.2提升工况计算分析（一）计算依据建筑结构荷载规范（GB50009-2001）钢结构设计规范（GB50017-2003）华东院钢结构设计图纸：结施-13结施-20，节点详图DS-1DS-6总包提升构件平面布置图计算分析程序：ANSYS、SP2000。（二）计算分析内容1提升吊点设计计算；2提升钢塔架验算；3采用不同支座条件下模型的支座反力计算分析；4整体提升时Y形支撑柱位移及恢复力计算分析；5某一提升吊点油缸退出工作时力的分配计算分析；6各提升吊点之间的相对刚度统计计算分析；7采用钢绞线模拟支座时各提升吊点相对A点允许最大位移计算分析；8钢屋架提升过程桁架应力计算；（三）计算分析结论1本工程提升吊点吊耳板共计采用40个，其中2350t吊耳12个；200t+350t吊耳8个，2200t吊耳4个；1350t吊耳12个；1200t吊耳4个。经计算分析均满足规范要求。提升吊耳设计图见附件3：同济大学建筑设计研究院提升吊点设计图。2提升钢塔架经验算满足规范要求。提升塔架设计图见附件4：提升塔架布置图3不同支座条件下模型的支座反力计算，共分析三种模型。经过反复分析对比，可以发现采用不同的边界条件模拟油缸整体提升模型的支座形式，支座反力会有差别。本次分析采用了三种边界条件来模拟实际提升时的支座情况，分别为：（1）各提升点采用三向固定支座（即限制提升点x、y、z向的平移，不限制转角）；（2）G点采用三向固定支座，A-F点采用单向（限制z向位移）支座；（3）各提升点采用模拟钢绞线形式。即各个提升点采用一段长度为10m的圆钢，圆钢直径和弹性模量的选用分别按照实际的钢绞线的总面积和钢绞线的弹性模量。模型只考虑了1.0倍的自重（实际载荷情况）。采用不同支座形式的模型的支座反力如下表3。表3 不同支座形式的模型的支座反力（KN）及位移（mm）提升点各点三向固定支座G点三向A-F单向钢绞线模拟钢绞线模拟下的竖向位移A54375678478116.6B33563534280115.6C23832175303313.7D63226197682415.0E22592280225612.3F13171259147813.4G19632080207415.3当对结构整体进行提升使结构脱离地面，而未对钢绞线进行竖向位移调节时，支座反力最接近第三种工况，即采用钢绞线模拟支座工况，此时各节点之间有相对的竖向的位移。以A点为基准点，B、C、D、E、F、G点与A点的竖向位移差值分别为1mm、2.9mm、1.6mm、4.3mm、3.2mm、1.3mm。逐渐调节各点与A点的位移差，当各点与A点均在同一水平面上时，由于实际提升时支座不能提供水平反力，因此实际提升节点的反力值接近第二种支座形式下的支座反力，即G点三向支座，A-F点单向支座。从表1数据可以看出，采用单向支座与采用三向支座情况下支座反力的差别不太大。在所有分析中，除分析各吊点相对A点允许最大位移分析时采用钢绞线模拟支座外，其余均采用第二种支座形式，即G点三向支座，A-F点单向支座。4整体提升时Y形支撑柱位移及恢复力由于当屋架提升到位下放时，需依靠屋架下弦平面36根柱子（以下称y形柱）与核心筒连接。但在提升过程中，36个Y形柱会发生水平及竖向的位移，这将对其整体下降归位施工产生重大影响。若Y形柱提升到位时，水平位移超过预留允许位移，则需对Y形柱进行水平方向的校正。对Y形柱水平位移进行校正所需的水平力称为“回复力”。回复力的计算目的是分析一旦由于施工等误差导致下降复位出现困难时，采用人工干预时所需要的载荷，例如使用手拉葫芦等。分析时模型采用G点三向固定支座，A-F点单向固定支座形式，1.0倍自重。同时分析了两种情况下Y形柱的位移情况：（1）Y形柱上无横梁；（2）Y形柱上有横梁。针对已发生水平位移的Y形柱，计算水平向校正5mm所需的回复力。经计算分析两种情况下，Y型柱最大水平位移不超过5mm。水平位移恢复力不大于10t 。提升方案可行。5某一提升吊点油缸退出工作时力的分配在提升过程中，如果有油缸卸载特殊情况发生，则支座反力将重新分配。对此工况，需要对此时整体提升结构体系的安全进行分析。分别令支座A1、B1、C1、D1、E1、F1、G1点油缸退出工作，不考虑系统压力设定及油缸溢流保护时，其余点支座反力分配见下表：表4 某一油缸退出工作时其余支座力分配正常提升反力A1点退出工作B1点退出工作C1点退出工作D1点退出工作E1点退出工作F1点退出工作G1点退出工作卸载位移（mm）6.924.182.266.43-2.86-0.885.75A156780.326935548610270563856735859B135345615-1.548983031356735553832C1217515874703183826252921942014D161971114587167742612061936121G12083230023012017199513242528-0.3G220322076207220192002192820372667F11247120013431298122034570.5214159F212591220121912591268137713211296E1228121842333255621103.82960761E222802276226722772287285823162078B335983580359825953610358635903659A357025359569457105791569956975742C321152145211521022110211821152088D361156212612461106031611761166089D461875506602863257506618561876162C421711890191024892572220021722140A456955897576656025061569356955709B435353652360733923288352735343549E322782277227122962276227922822274E422742274227522812282228222752279F312491247124512511249126012421271F412571255125612591262125912561261G320832100209420682051207720862067G420232027202420192013202120232017C621542169215621652173216821552153D662206256622062236175622162206213B635703564357035683569356735703571A655785561557455815611557655775581计算在各支座发生卸载情况下支座反力与正常提升情况（各提升点同一水平面）支座反力变化百分比，见表5。表中百分比数值正表示卸载后比原来支座反力提高，数值负表示比原来支座反力降低。表5 某一油缸退出工作时其余支座力与正常工作时反力比较正常提升反力A1点退出工作B1点退出工作C1点退出工作D1点退出工作E1点退出工作F1点退出工作G1点退出工作与正常反力比较（）（）（）（）（）（）（）A15678-99.99 22.14 -3.38 80.87 -0.70 -0.09 3.19B1353458.89 -100.04 38.60 -14.23 0.93 0.59 8.43C12175-27.03 116.23 -99.17 75.91 16.28 0.87 -7.40D16197-82.02 -5.26 9.31 -99.97 -1.24 -0.06 -1.23G1208310.42 10.47 -3.17 -4.22 -36.44 21.36 -100.01G220322.17 1.97 -0.64 -1.48 -5.12 0.25 31.25F11247-3.77 7.70 4.09 -2.17 177.23 -99.96 233.52F21259-3.10 -3.18 0.00 0.71 9.37 4.92 2.94E12281-4.25 2.28 12.06 -7.50 -99.83 29.77 -66.64E22280-0.18 -0.57 -0.13 0.31 25.35 1.58 -8.86B33598-0.50 0.00 -27.88 0.33 -0.33 -0.22 1.70A35702-6.02 -0.14 0.14 1.56 -0.05 -0.09 0.70C321151.42 0.00 -0.61 -0.24 0.14 0.00 -1.28D361151.59 0.15 -0.08 -1.37 0.03 0.02 -0.43D46187-11.01 -2.57 2.23 21.32 -0.03 0.00 -0.40C42171-12.94 -12.02 14.65 18.47 1.34 0.05 -1.43A456953.55 1.25 -1.63 -11.13 -0.04 0.00 0.25B435353.31 2.04 -4.05 -6.99 -0.23 -0.03 0.40E32278-0.04 -0.31 0.79 -0.09 0.04 0.18 -0.18E422740.00 0.04 0.31 0.35 0.35 0.04 0.22F31249-0.16 -0.32 0.16 0.00 0.88 -0.56 1.76F41257-0.16 -0.08 0.16 0.40 0.16 -0.08 0.32G320830.82 0.53 -0.72 -1.54 -0.29 0.14 -0.77G420230.20 0.05 -0.20 -0.49 -0.10 0.00 -0.30C621540.70 0.09 0.51 0.88 0.65 0.05 -0.05D662200.58 0.00 0.05 -0.72 0.02 0.00 -0.11B63570-0.17 0.00 -0.06 -0.03 -0.08 0.00 0.03A65578-0.30 -0.07 0.05 0.59 -0.04 -0.02 0.05从以上数据可以看出，当某一支座卸载时，在卸载点附近分布的支座反力影响较大，远离卸载点的支座反力影响较小。6各提升吊点之间的相对刚度统计提升过程中不同提升点之间由于运动误差产生相对位移会对计算机控制系统的策略有较大的影响。根据两提升点之间的相对刚度曲线可以确定在发生位移的提升点所产生的相对位移下，另外一提升点的反力。对于各个提升点，统计任意两个支座之间的相对刚度（全部可能的排列组合）。以发生位移的支座点的位移为横坐标轴，以该位移下相应支座点的支座反力为纵坐标轴，做位移荷载曲线，即为两支座之间的相对刚度曲线。通过计算分析各支座间相对刚度曲线，为提升施工计算机控制策略提供理论基础。7采用钢绞线模拟支座时各提升吊点相对A点允许最大位移各个提升点采用钢绞线来模拟支座时，结构刚提升时，各点的竖向位移不在同一水平面上，当采用自重系数为1.0的模型时，各点提升时的位移值见表3。在此种基础上，计算各提升点相对于A1点的最大允许向上位移以及各提升点卸载时力的分配情况。（未考虑调平各点竖向位移）。此计算工况的目的是从设计安全的角度出发，进行提升安全性评价。从采用钢绞线与采用固定支座的结果看来，各支座反力对支座位移的敏感程度不同，采用固定支座时，支座反力随支座位移变化较大，采用钢绞线支座则变化相对较小。通过此分析计算，为试提升阶段提供了理论基础。8钢屋架提升过程桁架应力计算屋架整体提升过程中，需要测量屋架杆件应力。选取了46个测点，分别布置在HJ-1、HJ-2、HJ-3、HJ-4提升点附近，编号为140；另外在屋架除桁架外的上弦平面选取了4个测点，编号为4144；下弦除桁架外选取2个测点，编号为4546。主要列出了屋架在下列工况下杆件应力：（1）自重下的应力；（2）A1点上提8mm时杆件应力；（3）B1向上提升3.59mm时杆件应力；（4）C1向上提升5.84mm时杆件应力；（5）D1点上提7.94mm时杆件应力；（6）E1向上提升5mm时杆件应力；（7）F1向上提升5mm时杆件应力；（8）G1向上提升7mm时杆件应力。便于提升杆件施工应力监测。9钢屋架整体提升计算结论：通过以上理论计算结果分析，在正常的提升情况下，将各个提升点调平后，各点的支座反力均在油缸的承载能力允许范围内，由于节点设计按与油缸承载能力等强，因此，节点的强度满足要求。杆件的应力比也都在0.5以下，提升结构安全。在提升的过程中，如果在其余点都正常的情况下，其中一个油缸完全卸载或者部分失效时，则注意调节此油缸周围几个提升点的反力情况，从表3可以看出，某一油缸失效时，影响较大的几个点的分布情况。此时要保证其于提升点正常工作，即使在此种情况下，结构仍处于安全状态。从荷载-位移相对刚度曲线可以看出，当各个提升点在同一水平面上时，各点均以A点为基准点，相对于A点的最大允许位移分别为：B点2.3mm；C点5.0mm；D点8.0mm；E点6.7mm；F点1.5mm；G点7.0mm。当达到上述数值时，油缸达到自身承载能力极限。继续提升油缸内的压力油将从溢流阀中溢出、卸荷，载荷不能继续增加，提升点节点及结构仍处于安全状态。具体详细提升施工分析见附件2：同济大学建筑设计研究院*钢结构整体提升工程计算分析报告。五提升控制方案 依据上述整体提升工况分析及提升工况计算分析，确定本工程计算机同步提升控制方案。拟在提升过程中采用以下两种方案：5.1 动作同步控制方案由于整套系统中配备18台液压泵站和64台提升油缸，在同步提升控制策略与软件中，要编制动作同步控制软件，实现多台泵站和油缸的同步协调动作。 1、控制目标
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