某超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)時(shí)變效應(yīng)分析與實(shí)測

吳 杰, 劉俊杰

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 上海 200092)

某超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)時(shí)變效應(yīng)分析與實(shí)測

吳 杰, 劉俊杰

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 上海 200092)

建立某巨型支撐外框架-核心筒超高層結(jié)構(gòu)的空間有限元模型, 基于CEB-FIP(1990)模型計(jì)算混凝土收縮徐變效應(yīng), 按實(shí)際工況考慮施工分層加載的影響, 分析該結(jié)構(gòu)在實(shí)際荷載作用下的豎向位移效應(yīng), 并將計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比分析. 結(jié)果表明: 收縮徐變效應(yīng)對該結(jié)構(gòu)的豎向變形影響較大, 框架柱與核心筒的時(shí)變性能差異將產(chǎn)生較大的層間位移差; 考慮收縮徐變的施工過程分析可以較準(zhǔn)確地模擬超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)的豎向位移狀況.

超高層結(jié)構(gòu); 施工過程分析; 收縮徐變; 結(jié)構(gòu)監(jiān)測

在高層建筑結(jié)構(gòu)施工過程中, 塔樓結(jié)構(gòu)的變形主要來源于自重恒荷載和施工活荷載; 當(dāng)施工完成后, 其變形來源于裝飾面層、隔墻等非結(jié)構(gòu)性構(gòu)件荷載以及使用階段的活荷載. 溫差效應(yīng)及長期、短期沉降差和混凝土的收縮、徐變等非荷載作用對高層建筑變形產(chǎn)生的影響將貫穿整個(gè)施工和運(yùn)營過程.

高層建筑的結(jié)構(gòu)自重往往達(dá)到總豎向荷載的80%以上, 并隨著施工過程逐層增加. 在每層施工中, 樓層標(biāo)高逐層找平, 抵消已經(jīng)發(fā)生的壓縮變形. 因此, 高層混凝土框架結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用下的豎向變形遠(yuǎn)小于考慮整個(gè)結(jié)構(gòu)完成后一次加載計(jì)算所得到的結(jié)果[1]. 混凝土隨著作用在其之上壓應(yīng)力的持續(xù), 將持續(xù)發(fā)生徐變變形. 對超高層建筑而言, 混凝土的加載齡期較短, 增強(qiáng)了其徐變變形; 變形隨高度發(fā)生的累積效應(yīng)比較明顯; 不同的豎向構(gòu)件因使用功能上的不同導(dǎo)致壓應(yīng)力水平差異較大, 從而使豎向構(gòu)件間累計(jì)徐變變形差異變大. 這些因素都會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不利的影響[2]. 另外, 混凝土發(fā)生徐變時(shí), 通常伴隨著收縮變形的產(chǎn)生, 其變形規(guī)律接近徐變變形, 且與徐變變形同向, 兩者疊加后加大了豎向構(gòu)件的后期變形, 使超高層建筑結(jié)構(gòu)豎向構(gòu)件在后期由非荷載引起的塑性變形不容忽視[3].

本文針對天津117大廈, 建立其考慮收縮徐變效應(yīng)的有限元模型, 進(jìn)行施工全過程數(shù)值模擬計(jì)算, 并與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果進(jìn)行對比分析, 研究時(shí)變效應(yīng)對超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)的影響.

1 混凝土?xí)r變模型

在建筑結(jié)構(gòu)施工過程中, 結(jié)構(gòu)時(shí)變、材料時(shí)變、荷載時(shí)變等將對結(jié)構(gòu)受力性能產(chǎn)生影響, 其中, 收縮徐變是混凝土材料時(shí)變的重要組成部分. 目前國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)提出了一些混凝土收縮徐變模型, 其中應(yīng)用較多的有CEB-FIP(1990)模型、ACI209模型、GL-2000模型、JTJ-85模型和JTGD62-2004模型等[4].

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

2 工程實(shí)例分析

2.1 工程概況

天津117大廈工程位于天津市高新區(qū), 建筑高度(至頂部停機(jī)坪)約為597 m, 共117層, 建筑效果圖如圖1所示. 塔樓平面為正方形, 外形隨高度變化, 各層周邊建筑輪廓隨著斜外立面逐漸變小, 樓首層建筑平面尺寸約65 m×65 m, 漸變至頂層時(shí)平面尺寸約45 m×45 m. 中央混凝土核心筒為矩形, 平面尺寸約37 m×37 m. 塔樓結(jié)構(gòu)受力體系由外框架+核心筒組成, 如圖2所示. 外框架柱為異形鋼管混凝土柱, 截面形狀如圖3所示, 柱截面面積等效半徑從3 720 mm沿豎向變化至906 mm. 柱與框架梁、板通過鋼筋混凝土環(huán)梁套接, 核心筒主要用作高速電梯設(shè)備用房和服務(wù)用房[7].

2.2 計(jì)算模型

應(yīng)用Midas軟件建立天津117大廈有限元模型. 其中: 1～34層為C70混凝土, 34～65層為C60混凝土, 65層以上為C50混凝土, 鋼材為Q345; 核心筒和樓板采用板單元, 鋼筋混凝土柱和鋼梁采用梁單元. 構(gòu)件截面尺寸、樓板厚度均按實(shí)際情況建立. 模型中共有節(jié)點(diǎn)18 350個(gè), 梁單元24 474個(gè), 板單元143 472個(gè). 本文考慮結(jié)構(gòu)自重作為恒荷載, 由于施工活荷載和使用條件下活荷載等非長期荷載對結(jié)構(gòu)時(shí)變效應(yīng)不明顯, 對結(jié)構(gòu)豎向構(gòu)件變形產(chǎn)生的影響也不是很顯著, 故在本文分析中未做考慮.

圖1 建筑效果圖Fig.1 Architectural rendering

圖2 塔樓平面圖Fig.2 Plan sketch of tower building

圖3 異形鋼管混凝土框架角柱截面Fig.3 Special-shaped concrete-filled steel tube section of frame angle column

為了對施工變形發(fā)展規(guī)律進(jìn)行預(yù)測, 需對結(jié)構(gòu)的施工過程進(jìn)行模擬計(jì)算. 按照現(xiàn)場工程施工記錄, 并結(jié)合實(shí)際監(jiān)測數(shù)據(jù)的時(shí)間點(diǎn), 模擬實(shí)際施工中結(jié)構(gòu)的逐層搭建和加載過程[8]. 結(jié)構(gòu)封頂前共建立了35個(gè)施工子步并依次激活, 主要定義了外框架、核心筒、內(nèi)外樓板. 子步間的時(shí)間跨度約為1個(gè)月, 每個(gè)子步的塔樓提升約3～4層, 核心筒與框架間保持15層的高差. 結(jié)構(gòu)封頂后增加了9個(gè)時(shí)間施工步, 分別為封頂后1/12、1/6、1/4、1/2、1、2、4、7和10年. 計(jì)算開始時(shí)間為2012-10-31, 主體結(jié)構(gòu)封頂完成時(shí)間為2015-09-08(1 042 d), 計(jì)算終止時(shí)間為2025-09-30(4 717 d).

施工過程計(jì)算中, 考慮混凝土隨時(shí)間變化的收縮徐變效應(yīng), 計(jì)算條件設(shè)定如下: 收縮徐變采用CEB-FIP(1990)模型, 水泥采用普通硅酸鹽水泥; 長期荷載作用時(shí)混凝土齡期為10 d; 混凝土與大氣接觸時(shí)的齡期為3 d; 混凝土養(yǎng)護(hù)條件下的相對濕度為80%. 混凝土抗壓強(qiáng)度隨時(shí)間變化采用歐洲規(guī)范CEB-FIP(1990)模型的相關(guān)公式[9].

結(jié)構(gòu)外框架角柱為異形鋼管混凝土截面, 截面形狀如圖3所示.由于鋼管混凝土內(nèi)鋼管與混凝土為復(fù)雜的多向應(yīng)力狀態(tài), 為簡化計(jì)算, 假定混凝土與鋼管之間黏結(jié)可靠, 協(xié)同工作, 且忽略鋼管與混凝土的徑向作用力, 核心混凝土按單軸受力分析[10].有限元建模時(shí)分別建立鋼管和混凝土單元, 通過單元兩端共節(jié)點(diǎn)來模擬鋼管和混凝土的共同工作[11].

2.3 施工過程計(jì)算結(jié)果及分析

應(yīng)用Midas軟件對施工全過程進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算, 按結(jié)構(gòu)實(shí)際施工進(jìn)度考慮收縮徐變效應(yīng), 選取西北角柱和西北側(cè)核心筒的位移結(jié)果進(jìn)行分析. 具體位置如圖4所示.

2.3.1 框架柱豎向位移

塔樓西北角柱在結(jié)構(gòu)封頂和使用10年后的豎向位移大小隨樓層變化如圖4所示. 由圖4可知, 豎向位移隨樓層增加呈魚腹形狀. 其原因是當(dāng)樓層較低時(shí), 雖然其上部荷載比較大, 但位移積累較小, 故豎向變形較小; 頂部樓層在樓層找平時(shí)會抵消之前發(fā)生的豎向位移, 故而豎向位移亦較小. 結(jié)構(gòu)封頂后, 恒荷載不再增加, 但收縮徐變變形仍在繼續(xù)發(fā)展, 故頂部豎向位移在投入使用后的10年間有了較大的發(fā)展, 如圖4(b)所示.

由圖4還可知： 結(jié)構(gòu)封頂時(shí)角柱豎向變形峰值出現(xiàn)在第55層, 數(shù)值為55.2 mm, 其中, 收縮及徐變變形之和為17.2 mm, 占總變形的31.2%; 使用10年后角柱豎向變形峰值出現(xiàn)在第66層, 數(shù)值為69.3 mm, 其中, 收縮及徐變變形之和為32.1 mm, 占總變形的46.3%.

(a) 結(jié)構(gòu)封頂

(b) 使用10年圖4 西北角柱豎向位移Fig.4 Vertical displacement of northwest angle column

2.3.2 核心筒豎向位移

塔樓西北側(cè)核心筒在結(jié)構(gòu)封頂時(shí)和使用10年時(shí)的豎向位移大小隨樓層變化如圖5所示. 由圖5可知: 核心筒的樓層-豎向位移曲線亦成魚腹形狀; 結(jié)構(gòu)封頂時(shí)核心筒豎向變形峰值出現(xiàn)在第72層, 數(shù)值為71.0 mm, 其中, 收縮及徐變變形合計(jì)為33.7 mm, 占總變形的47.5%; 使用10年后核心筒豎向變形峰值出現(xiàn)在第87層, 數(shù)值為108.7 mm, 其中, 收縮及徐變變形之和為78.5 mm, 占總變形的68.6%.

(a) 結(jié)構(gòu)封頂

較之角柱, 核心筒的豎向位移數(shù)值更大, 峰值所在樓層更高. 其中, 收縮變形帶來的角柱豎向位移峰值為11.0 mm, 核心筒豎向位移峰值為39.1 mm, 核心筒的位移峰值遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于角柱的位移峰值. 這是因?yàn)榻侵孛鏋殇摴芑炷翗?gòu)件, 混凝土由于受到鋼管的約束, 與空氣間的水分交換速率減緩, 所以收縮應(yīng)變較小; 反之核心筒混凝土的構(gòu)件厚度較小, 與空氣接觸面大, 收縮應(yīng)變較大. 由于核心筒單位時(shí)間內(nèi)的收縮徐變位移更大, 使得樓層豎向位移的累積效應(yīng)更加顯著, 從而使得豎向位移峰值出現(xiàn)在較高的樓層.

2.3.3 混凝土柱與核心筒豎向位移差

塔樓角柱與核心筒在結(jié)構(gòu)封頂時(shí)與使用10年時(shí)的豎向變形差值隨樓層變化如圖6所示, 負(fù)值代表核心筒豎向位移大于角柱. 由圖6可知: 核心筒與角柱的豎向位移差幾乎全部由收縮徐變變形貢獻(xiàn), 結(jié)構(gòu)封頂時(shí)該差值的峰值出現(xiàn)在83層, 為-28.5 mm; 使用10年后該差值的峰值出現(xiàn)在102層, 為-49.0 mm. 由此可見, 收縮徐變會使框架與核心筒之間產(chǎn)生較大的豎向位移差, 而該差值會引起較大的附加彎矩和附加剪力, 在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中應(yīng)加以考慮[12].

(a) 結(jié)構(gòu)封頂

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

2.4 施工模擬結(jié)果與實(shí)測標(biāo)高對比及分析

為驗(yàn)證理論計(jì)算的正確性, 對大樓的豎向變形進(jìn)行了5次現(xiàn)場實(shí)測, 時(shí)間分別為2015-01-30、2015-03-25、2015-05-14、2015-09-23和2015-12-18. 測量樓層分別為第18、26、34、42和50層. 其中, 核心筒測點(diǎn)每層8個(gè), 外框架測點(diǎn)每層4個(gè), 如圖7所示. 為減少測量誤差影響, 以下取各樓層測點(diǎn)的平均位移值進(jìn)行對比分析. 選取2015-01-30作為基準(zhǔn)時(shí)間點(diǎn), 假定該時(shí)刻的位移實(shí)測值與計(jì)算值相同, 繪制時(shí)間-位移增量圖.

圖7 測點(diǎn)布置示意圖Fig.7 Measuring point arrangement

結(jié)構(gòu)封頂時(shí)間為2015-09-08(1 042 d), 為了說明在整個(gè)結(jié)構(gòu)建造及使用過程中位移增量的趨勢, 34層核心筒測點(diǎn)從開始建造直至使用10年時(shí)刻的豎向位移發(fā)展趨勢如圖8所示. 由圖8可以看出, 臨近結(jié)構(gòu)封頂時(shí), 塔樓建造進(jìn)度是逐漸放緩的, 故2015年是豎向位移發(fā)展由快變慢的一年.

圖8 第34層核心筒豎向位移發(fā)展趨勢圖Fig.8 Tendency of vertical displacement development of core tube at 34F

圖9為2015年第18、26、34、42和50層的時(shí)間-豎向位移增量對比圖, 其中橫坐標(biāo)為結(jié)構(gòu)累計(jì)施工天數(shù). 第823天對應(yīng)2015-01-31; 第1 042天對應(yīng)2015-09-08, 即結(jié)構(gòu)封頂時(shí)間; 第1 156天對應(yīng)于2015-12-30.

(a) 第18層核心筒測點(diǎn) (b) 第26層核心筒測點(diǎn)

(c) 第26層框架角柱測點(diǎn) (d) 第34層核心筒測點(diǎn)

(e) 第42層核心筒測點(diǎn) (f) 第50層核心筒測點(diǎn)圖9 不同位置豎向位移增量圖Fig.9 Increment of vertical displacement development at different position

3 結(jié) 語

本文針對天津117大廈進(jìn)行施工全過程數(shù)值模擬計(jì)算和現(xiàn)場實(shí)測對比分析, 研究時(shí)變效應(yīng)對超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)的影響, 得出以下主要結(jié)論:

(1) 共節(jié)點(diǎn)雙單元模型能用于鋼管混凝土構(gòu)件的施工全過程數(shù)值模擬, CEB-FIP(1990)時(shí)變模型具有較好的計(jì)算精度；

(2) 由于構(gòu)件收縮徐變效應(yīng)的差異, 框架與核心筒之間將產(chǎn)生較大的豎向位移差, 實(shí)際工程設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮該影響；

(3) 結(jié)構(gòu)彈性位移與實(shí)測結(jié)果相差較大, 考慮時(shí)變效應(yīng)后, 核心筒與框架角柱豎向位移的理論值和實(shí)測值基本一致, 表明超高層框架-核心筒結(jié)構(gòu)的收縮徐變效應(yīng)不能忽略, 設(shè)計(jì)和施工中需予以考慮.

[1] 陳富生, 邱國樺, 范重. 高層建筑鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì). 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2000: 296-297.

[2] 高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程: JGJ 3—2010 [S].

[3] 楊誠. 某超高層考慮混凝土徐變收縮的施工模擬分析[J]. 廣東土木與建筑, 2013 (6): 14-16.

[4] 楊小兵. 混凝土收縮徐變預(yù)測模型研究[D]. 武漢: 武漢大學(xué)土木工程學(xué)院, 2004.

[5] DEZI L, LEONI G, TARANTINO A M. Time-dependent analysis of prestressed composite beams[J]. Journal of Structural Engineering, 1995, 121(4): 621-633.

[6] 孟江, 趙寶俊, 劉建梅. 混凝土收縮徐變效應(yīng)預(yù)測模型及影響因素[J]. 長安大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2013, 33(2): 56-62.

[7] 劉鵬, 殷超, 李旭宇, 等. 天津高銀 117 大廈結(jié)構(gòu)體系設(shè)計(jì)研究 [J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2012, 42(3): 1-9.

[8] 彭明祥, 劉軍進(jìn), 王翠坤, 等. CCTV主樓施工過程結(jié)構(gòu)關(guān)鍵點(diǎn)位的變形監(jiān)測技術(shù)[J]. 建筑科學(xué), 2009, 25(11): 91-94.

[9] Comite Euro-international Du Beton. CEB-FIP model code [S]. London: Thomas Telford Publishing, 1993.

[10] 張電杰, 王元豐, 雷揚(yáng). 鋼管混凝土軸心受壓短柱徐變模型研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2010, 43 (增刊2): 246-251.

[11] 劉俊, 吳杰, 羅曉群, 等. 高層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)施工全過程數(shù)值模擬[J]. 土木建筑與環(huán)境工程, 2012, 34(5): 50-56.

[12] 張其林, 呂佳, 李晗, 等. 上海中心大廈施工過程數(shù)值分析與監(jiān)測研究[J]. 施工技術(shù), 2013, 42(15): 9-12.

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

上海市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(16ZR1438900)

吳 杰(1975—)，男，安徽無為人，副教授，博士，研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)施工控制和數(shù)值模擬. E-mail: wj536@163.com

TU 973.2

A