埃及CBD標志塔超高層施工模擬分析

王 飛 馬俊杰 賈雁凱 羅永峰

1. 上海中建海外發(fā)展有限公司 上海 200126;

2. 同濟大學土木工程學院 上海 200092

超高層建筑施工模擬分析技術已成為支撐超高層建筑安全順利施工的一項關鍵技術。國內(nèi)專家學者對超高層框架-核心筒施工模擬技術的研究已比較成熟，顧磊等[1]研究了施工找平對結構豎向變形的影響，黃湘湘等[2]分析了混凝土收縮-徐變效應對鋼框架-核心筒結構豎向變形差的影響，李燁等[3]對施工模擬中不同的理論模型以及軟件應用進行了比較評價，賈紅學[4]分析了施工過程中結構豎向變形對伸臂桁架受力的影響。但在超高層框架-核心筒結構施工過程中，關于核心筒領先外框架高度或?qū)訑?shù)對施工過程中結構性態(tài)影響的研究還相對較少。

目前，在國內(nèi)超高層框架-核心筒結構施工過程中，通常核心筒領先外框架4～8層，而我國JCJ 3—2010《高層建筑混凝土結構技術規(guī)程》建議不宜超過14層，核心筒領先層數(shù)多少最為合理，目前還沒有成熟的研究成果。

埃及標志塔（Iconic Tower）項目地處埃及新首都CBD核心位置，受海外工程資源控制因素的影響，施工進度計劃可控制性較差。根據(jù)施工進度計劃，該工程施工核心筒領先層數(shù)最少12層，最多時將達到27層，不同階段領先層數(shù)的不同，可能會導致混凝土筒體產(chǎn)生較大的變形和應力，因而，必須對核心筒領先層數(shù)進行參數(shù)化分析，得出不同領先層數(shù)對結構性能的影響規(guī)律。

基于此，本文研究超高層建筑施工核心筒領先層數(shù)對超高層框架-核心筒結構豎向位移的影響，并對埃及標志塔進行施工模擬，為該工程施工提供計算數(shù)據(jù)和控制依據(jù)。

1 結構施工模擬分析原理

對于剛性結構或剛性較大的結構體系，施工階段模擬分析可采用狀態(tài)疊加法。具體方法為：取每個施工階段為一個計算組，每一個施工階段完畢后形成一次剛度矩陣，每一次形成剛度矩陣時，剛度矩陣維數(shù)需要根據(jù)該階段結構體系組成變化，對剛度矩陣元素重組，對應的節(jié)點位移分量和荷載分量個數(shù)也需變化。施工階段采用狀態(tài)疊加法對結構進行分析，結構變形如圖1所示。

圖1 結構豎向變形示意

2 工程概況

埃及標志塔位于埃及新首都CBD中心城區(qū)，總建筑面積約260 000 m2，地下2層，地上79層，建筑高度386 m。建成后將成為繼金字塔之后的開羅新地標，未來埃及第一高樓，同時也是非洲第一高樓。埃及標志塔的結構體系為框架-核心筒結構，外部為鋼框架，內(nèi)部為鋼筋混凝土核心筒，采用壓型鋼板和混凝土組合樓板體系。

3 結構施工過程計算模型

本文采用ETABS軟件建立該超高層建筑結構施工模擬分析模型[5]。首先，根據(jù)施工進度計劃，將每一施工階段的所有構件定義為一個構件組，然后，將構件組添加到對應的施工步中。模擬計算時，當從一個階段到下一個階段時，可自動判斷哪些構件是新增的，哪些是需要刪除的，每次分析都是在上一次分析結果的基礎之上進行的。添加構件時，其質(zhì)量和剛度被添加到整體結構中，并增加相應荷載；移除構件時，其質(zhì)量和剛度立刻從結構中移除，其所承受力轉(zhuǎn)移到剩余結構節(jié)點上。施工模擬分析流程如圖2所示。

圖2 施工模擬分析流程

根據(jù)設計要求，本工程施工模擬計算需考慮核心筒墻體混凝土的收縮-徐變效應，時間相關類型需按照ACI 209R-92選用。

為方便研究分析，本文從結構中僅選取典型外框架柱KZ1、核心筒外墻Q1（圖3）進行計算說明。

圖3 典型構件位置示意

4 核心筒領先層數(shù)影響分析

4.1 分析工況

本節(jié)研究核心筒領先層數(shù)對超高層框架-核心筒結構受力性能的影響。為得到相關變化規(guī)律，分別對比分析以下4種工況下的計算結果：核心筒領先施工5層，核心筒領先施工10層，核心筒領先施工20層，核心筒領先施工30層。

4.2 豎向位移分析

圖4給出施工完成時，不同工況下混凝土核心筒外墻的豎向位移情況。從圖4中可知，隨著核心筒領先層數(shù)的增加，核心筒墻體豎向位移逐漸增大。領先5層時墻體豎向位移最大為91.9 mm，領先30層時墻體豎向位移最大為143.2 mm，增加約55.8%。另外，若領先層數(shù)較多（領先20層、30層），當外框架柱開始施工時，核心筒豎向位移明顯減小。

圖4 核心筒外墻豎向位移

圖5給出施工完成時，不同工況下外框架柱的豎向位移情況。從圖5中可以看出，隨著核心筒領先層數(shù)的增加，外框架柱的豎向位移逐漸減小。領先5層時外框架柱豎向位移最大為70.2 mm，領先30層時墻體豎向位移最大為51.7 mm，減小約26.3%。究其原因，主要是核心筒領先層數(shù)越多，外框架柱開始施工的時間越晚，對其豎向位移影響越小。

圖5 外框架柱豎向位移

4.3 內(nèi)力影響分析

為研究核心筒領先層數(shù)對結構豎向構件內(nèi)力的影響，取各工況下，施工完成時核心筒和外框架柱的豎向基底總反力，以分析結構整體內(nèi)力變化規(guī)律，如表1所示。

表1 豎向基底總反力單位：kN

從表1中可以看出，隨著核心筒領先層數(shù)的增加，核心筒豎向基底反力增大，而外框架柱的豎向基底反力減小，即核心筒分擔內(nèi)力增大，外框架柱分擔內(nèi)力減小。由此可見，核心筒領先層數(shù)越多，其變形量完成越充分，對外框架柱的內(nèi)力影響越小。

綜上所述，核心筒領先層數(shù)對結構豎向變形和內(nèi)力影響較大，隨著核心筒領先層數(shù)的增加，核心筒墻體豎向位移逐漸增大，分擔內(nèi)力也逐漸增大；而外框架柱的豎向位移逐漸減小，分擔內(nèi)力也逐漸減小。因此，在制定施工進度計劃時，需合理選取核心筒領先層數(shù)，以免使構件產(chǎn)生過大的變形和內(nèi)力。

5 埃及標志塔施工全過程模擬分析

5.1 荷載條件

本次計算主要分析施工過程以及混凝土收縮-徐變對框架-核心筒結構豎向變形的影響。施工過程的荷載主要考慮結構自重，施工完成后考慮結構自重與附加恒荷載，全過程考慮混凝土的收縮-徐變效應。

5.2 分析工況

為分析施工過程及混凝土收縮-徐變對框架-核心筒結構豎向變形的影響，分別考慮以下3種工況：工況一，考慮施工過程，同時考慮收縮-徐變；工況二，考慮施工過程，不考慮收縮-徐變；工況三，不考慮施工過程和混凝土收縮-徐變，一次性加載。

5.3 施工進度

按照現(xiàn)場制定的施工進度計劃進行施工過程模擬，施工完成后，繼續(xù)加載至10 a齡期，以分析收縮-徐變的長期影響。

5.4 分析結果

5.4.1 框架-核心筒豎向變形分析

將各工況不同施工步的外框架柱與核心筒剪力墻豎向位移最大值列于表2。比較工況一和工況二的計算結果可以看出，施工過程中考慮混凝土的收縮-徐變效應后，核心筒墻體豎向位移增加明顯，外框架受核心筒墻體的影響，豎向位移也相應增加。

表2 外框架柱與核心筒剪力墻豎向位移最大值單位：mm

圖6給出施工完成時，不同工況混凝土核心筒外墻Q1的豎向變形情況。比較工況一和工況二可知，考慮混凝土收縮-徐變的影響后豎向變形最大值為96.1 mm，不考慮混凝土收縮-徐變的影響時豎向變形最大值為51.8 mm，增加約85.5%。比較工況二和工況三可知，一次性加載墻體豎向變形最大值發(fā)生在頂部樓層，最大值為106.5 mm；而考慮施工過程找平后，墻體豎向位移最大值發(fā)生在中間樓層。

圖6 核心筒外墻豎向位移

圖7給出施工完成時，不同工況外框架柱KZ1的豎向變形情況。比較工況一和工況二可知，雖然鋼框架柱自身不存在收縮-徐變，但受核心筒混凝土墻體收縮-徐變的影響，由于內(nèi)力重分布，鋼柱的豎向變形也會增加，增加約31.1%。比較工況二和工況三可知，一次性加載框架柱豎向變形最大值發(fā)生在頂部樓層，最大值為111.8 mm；而考慮施工過程找平后，豎向位移最大值發(fā)生在中間樓層。

圖7 外框架柱豎向位移

圖8給出施工完成時，不同工況核心筒墻體與外框鋼柱豎向位移差（核心筒墻體豎向位移減去外框鋼柱豎向位移）。比較工況一和工況二可知，受混凝土收縮-徐變影響，雖然核心筒墻體與外框鋼柱豎向變形均增加，但核心筒墻體的增加量大于外框鋼柱的增加量，使墻體與外框鋼柱豎向位移差增大，增大值最大約30 mm。

圖8 外框架柱與核心筒墻體豎向位移差

比較工況二和工況三可知，一次性加載時，結構上部樓層的核心筒墻體與外框鋼柱豎向位移差為負值，即外框鋼柱豎向變形大于核心筒墻體；而考慮施工過程找平后，核心筒墻體豎向變形大于外框鋼柱，豎向位移差規(guī)律變化明顯。

5.4.2 收縮-徐變長期效應對豎向變形影響分析

為進一步分析收縮-徐變的長期效應，取二層樓面處核心筒外墻的豎向位移進行研究。

圖9給出了隨混凝土齡期的增加，二層樓面處核心筒外墻Q1的豎向位移面積圖?？梢钥闯?，受荷初期，混凝土收縮-徐變發(fā)展較迅速，隨著齡期的發(fā)展，收縮與徐變發(fā)展變緩，逐漸趨于平穩(wěn)。施工完成時，混凝土彈性變形完成，為11.1 mm，此時收縮-徐變變形為9.3 mm，占總變形的45.6%，說明在施工過程中收縮-徐變對超高層混凝土結構變形產(chǎn)生明顯影響。施工完成后2 a，收縮-徐變變形為11.7 mm，占總變形的51.3%；施工完成后10 a，收縮-徐變變形為12.4 mm，占總變形的52.8%。即從施工完成后2 a至10 a期間，收縮-徐變發(fā)展很小，幾乎可以忽略。因此，超高層框架-核心筒結構收縮-徐變的影響至少應考慮至施工完成后2 a。

圖9 二層樓面處核心筒外墻豎向位移面積

5.4.3 框架-核心筒內(nèi)力影響分析

表3給出了不同工況下，施工完成時，核心筒剪力墻與外框架柱的豎向基底總反力的變化。從表中可以看出，考慮混凝土收縮-徐變后，核心筒基底反力減小約5.1%，而外框架柱基底反力增加約4.8%。由此可見，考慮混凝土收縮-徐變的影響后，由于豎向變形引起內(nèi)力重分布，外框架柱基底總反力增加，核心筒基底總反力減小。

表3 豎向基底總反力

5.5 典型豎向構件預留長度

由以上分析可知，工況一，即考慮施工過程找平且同時考慮收縮-徐變影響，與實際施工情況比較相符。當施工完成2 a，收縮-徐變影響已經(jīng)較小，豎向變形基本完成，將此階段作為豎向構件預留長度的計算時間點。

本節(jié)從實際工況出發(fā)，依據(jù)工況一，以施工完成2 a時的結構豎向變形為基準，計算分析典型豎向構件加工制作需要的預留長度，如圖10、圖11所示。預留長度計算方法詳見文獻[6]。

圖10 各層典型外框架柱KZ1預留長度

圖11 各層典型墻體Q1預留長度

由圖10和圖11可知，底層結構由于收縮-徐變長期作用以及上部樓層重力作用，使底部樓層實際高度小于設計高度，因此，豎向構件預留長度大于零，其中外框架柱KZ1最大預留長度為11.3 mm，墻體Q1最大預留長度為21.7 mm?？拷Y構頂層，由于施工找平的影響，使得施工中結構實際層高大于設計值，因此豎向構件預留長度小于零。

施工中考慮豎向構件的預留長度，可使結構在施工完成2 a后的實際層高與設計層高一致，從而避免收縮-徐變等長期效應引起的結構豎向變形和結構構件附加內(nèi)力。

6 結語

本文對埃及標志塔施工過程進行分析研究，通過數(shù)值模擬分析，得到以下主要結論：

1）核心筒領先層數(shù)對結構豎向變形和內(nèi)力影響較大，隨著核心筒領先層數(shù)的增加，核心筒墻體豎向位移逐漸增大，分擔內(nèi)力增大；而外框架柱的豎向位移逐漸減小，分擔內(nèi)力減小。

2）施工過程中考慮混凝土的收縮-徐變效應后，核心筒墻體豎向位移增加明顯，外框鋼柱受到核心筒墻體的影響，豎向位移也相應增加，但增加量小于核心筒。

3）當一次性加載時，結構豎向變形最大值發(fā)生在頂部樓層，而考慮施工過程找平后，墻體豎向位移最大值發(fā)生在中間樓層，即豎向位移最大值位置改變。

4）受荷初期，混凝土收縮-徐變發(fā)展較迅速，隨著齡期的增加，收縮-徐變發(fā)展逐漸趨于平穩(wěn)。超高層框架-核心筒結構收縮-徐變的影響至少應考慮至施工完成后2 a。

5）考慮混凝土收縮-徐變影響后，由于豎向變形引起結構內(nèi)力重分布，外框架柱基底總反力增加，核心筒基底總反力減小。

6）施工過程結構豎向構件預留長度的計算，宜考慮施工過程找平和混凝土收縮-徐變影響?？蓪⑹┕ね瓿? a作為豎向構件預留長度的計算時間點。