霍永倫 王靜峰，2，* 丁敬華 王 凱 黃星海 郭 磊

（1.合肥工業(yè)大學土木與水利工程學院，合肥230009；2.安徽省先進鋼結構技術與產(chǎn)業(yè)化協(xié)同創(chuàng)新中心，合肥230009；3.合肥市重點工程建設管理局，合肥230001）

0 引 言

懸掛結構是指通過吊桿將樓層等次結構懸吊在主結構從而形成的一種新型結構形式。它具有傳力路徑明確、材料利用率高、降低結構自振頻率、建筑平面布置靈活、藝術性高等優(yōu)點，已經(jīng)應用于慕尼黑BMW 公司大樓、香港匯豐銀行、廣東省博物館新館、珠海仁恒濱海中心等工程項目［1-5］。

目前關于懸掛結構項目的施工方法分析較少見。由于懸掛結構的結構形式復雜，完整的受力體系要在主結構與懸掛次結構連接后形成，對施工技術要求很高；施工過程中結構受力狀態(tài)不斷變化，可能會出現(xiàn)受壓到受拉狀態(tài)的內(nèi)力轉換。另外，據(jù)統(tǒng)計，我國60%以上施工事故發(fā)生在結構施工期，其中多數(shù)是缺乏對施工全過程中復雜條件進行計算分析［6］。因此對懸掛結構進行施工仿真模擬和結構安全控制具有重要理論和實踐意義。

針對懸掛結構體系的頂部受力較大，下部懸掛重量有限和施工技術難度大等問題，中國科學院量子信息與量子科技創(chuàng)新研究院1 號科研樓A區(qū)跨河段在懸掛底層設置底部轉換桁架梁形成“上部懸掛下部支承結構體系”。該結構體系主要由桁架柱、頂部加強桁架梁、底部轉換桁架梁和填充子結構構成，可減小填充子結構的柱截面尺寸，同時其下部可以獲得較大空間，提供較靈活的空間布局。目前關于上部懸掛下部支承結構的工程應用和研究較少見，如武漢中心工程［7］。然而，現(xiàn)行標準規(guī)范尚未對此類結構給出具體規(guī)定，可借鑒的工程經(jīng)驗有限。

1 工程概況

中國科學院量子信息與量子科技創(chuàng)新研究院位于合肥市高新區(qū)，是合肥綜合性國家科學中心的重要基石和安徽省科技創(chuàng)新的“一號工程”，是爭創(chuàng)量子信息科學國家實驗室，搶占世界量子信息領域發(fā)展的制高點，也是推動量子信息科技革命的前沿科學問題和核心關鍵技術，打造代表國家水平、承載國家使命的創(chuàng)新基礎平臺，將帶動安徽本地的戰(zhàn)略性新興產(chǎn)業(yè)的發(fā)展和傳統(tǒng)產(chǎn)業(yè)的技術升級。量子研究院建筑效果如圖1所示。

圖1 中國科學院量子研究院Fig.1 CAS Center for Excellence in Quantum Information and Quantum Physics

1 號科研樓位于項目一期，包括實驗室、研究性科研用房、教室和相關配套功能，由兩棟高樓及其裙房組成。其中南樓地上10層，北樓地上8層；裙房地上3 層，地下1 層，總建筑面積約25 萬m2，建筑最高點標高為56.10 m，鋼結構工程量約為18 500 t，共包括8 個結構單元。結構單元分區(qū)示意圖如圖2所示。

圖3 巨型鋼框架—上部懸掛下部支承結構Fig.3 The steel mega-frame with upper suspensive and lower compressive structure

1 號科研樓A 區(qū)結構單元采用巨型鋼框架—上部懸掛下部支承結構，其中7a～8a 軸線為45 m跨河段，包括2 層桁架加強層和6 層結構樓層，最大結構標高為56.10 m，如圖3 所示。巨型框架柱為箱型鋼管混凝土柱，最大截面尺寸為1 600 mm×800 mm×60 mm，柱內(nèi)混凝土強度等級為C40。樓層及桁架加強層鋼梁均采用H 型鋼截面，樓層混凝土強度等級為C30。主要構件截面尺寸信息見表1。

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

2 施工方案設計

1 號科研樓A 區(qū)跨河段為巨型鋼框架—上部懸掛下部支承結構，整體受力體系在主結構與次結構連接后形成。根據(jù)其結構特點，鋼構件可采用順向安裝（由下至上安裝）與逆向安裝（由上至下安裝）兩種施工順序［8］。順向安裝時，為防止上部結構施工荷載全部由底部桁架承擔，先在底部桁架下設置臨時支撐，在頂部桁架安裝完成后，拆除臨時支撐進行卸載，形成上部懸掛下部支承的結構體系，安裝過程中，吊柱會出現(xiàn)受壓到受拉狀態(tài)的內(nèi)力轉換。逆向安裝時，需在主結構巨型鋼框架安裝完成后進行樓層等次結構的安裝，安裝過程中無需結構轉換，但此種安裝順序與傳統(tǒng)施工不同，施工難度高，風險較大。鋼構件安裝完成后，樓層混凝土的澆筑順序也會對結構的變形及應力產(chǎn)生較大影響。

為了研究鋼構件安裝順序與樓層混凝土澆筑順序對巨型鋼框架—上部懸掛下部支承結構的應力和變形影響，在滿足設計與施工要求的條件下，本文提出了四種施工方案：①施工方案一采用順向安裝及由下至上的樓層混凝土澆筑順序；②施工方案二采用順向安裝及由上至下的樓層混凝土澆筑順序；③施工方案三采用逆向安裝及由下至上的樓層混凝土澆筑順序；④施工方案四采用逆向安裝及由上至下的樓層混凝土澆筑順序。具體施工步驟見表2 和表3。四種施工方案如圖4所示。

對于順向安裝，設置于底部桁架下的格構式臨時支撐截面尺寸為1.5 m×1.5 m，主桿件為Φ180 mm×8 mm，腹桿為Φ102×6 mm，支撐上下平臺為H300 mm×300 mm×10 mm×15 mm，鋼材均為Q345；設置于F4～F5 層間的圓鋼管臨時支撐，截面尺寸為Φ600 mm×12 mm，鋼材為Q345。

3 整體結構分析

為確定最佳施工方案，獲得巨型鋼框架—上部懸掛下部支承結構在四種施工方案下的受力和變形情況，采用Midas∕Gen 軟件建立了1 號科研樓A 區(qū)6a～9a 軸線間的計算模型（圖5），并按表3、表4 的步驟定義施工階段，考慮結構自重，進行了四種方案的施工全過程仿真模擬，對比分析了施工過程中整體結構的變形和應力變化規(guī)律［9］。巨型框架柱、桁架以及吊柱、臨時支撐等構件均采用梁單元，柱底約束設定為剛接。格構式臨時支撐如圖6所示。

同樣利用圖1實驗平臺，還測試了薄膜對出射功率為8.4 W的CO2連續(xù)激光的透過率和反射率隨輻照時間的變化情況.發(fā)現(xiàn)薄膜對10.6 μm遠紅外連續(xù)激光的透過率接近于0，在受輻照的60 s內(nèi)幾乎保持不透，而反射率則會有一定幅度變化，結果如圖9所示.

表2 順向安裝的施工方案重要步驟Table 2 Key steps of constructional method of forward installation

圖4 巨型鋼框架—上部懸掛下部支承結構的施工方案Fig.4 Construction method of mega steel frame with upper suspensive and lower compressive structure

表3 逆向安裝的施工方案重要步驟Table 3 Key steps of constructional method of reverse installation

圖5 6a～9a軸線間的計算模型Fig.5 FE model between 6a～9a axis

圖6 格構式臨時支撐Fig.6 Lattice temporary support

3.1 結構的豎向變形

對于四種施工方案，結構在施工完成后的最大豎向變形分別為30.3 mm、30.1 mm、26.2 mm 和26.1 mm，滿足《鋼結構設計標準》（GB 50017—2017）［10］的要求，如圖7 所示。其中，方案一、方案二的最大豎向變形出現(xiàn)在上部懸掛下部支承樓層梁處，方案三、方案四的最大豎向變形出現(xiàn)在頂部桁架下弦桿處。當鋼構件安裝順序相同時，結構的最大豎向變形較接近。

圖8 給出了四種施工方案下整體結構的最大豎向變形在施工全過程中的變化規(guī)律。底部桁架層混凝土澆筑后，結構最大豎向變形均緩慢增大，由于方案一、方案二設置了臨時支撐，其最大豎向變形比方案三、方案四??；樓層混凝土澆筑階段，結構最大豎向變形均增大加快，但與方案三、方案四相比，方案一、方案二拆除了臨時支撐，結構最大豎向變形增大更快；F4～F5層間鋼柱安裝階段，各施工方案下結構的最大豎向變形基本不變。

圖7 整體結構的最大豎向變形Fig.7 Maximum vertical displacement of structure

圖8 各施工方案下整體結構最大豎向變形變化規(guī)律Fig.8 Maximum vertical displacements of structure of all constructional method

施工完成后，方案三、方案四的最大豎向變形較方案一、方案二分別減小13.53%、13.29%，說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能大幅降低結構的豎向變形。樓層混凝土澆筑階段，方案二、方案四的最大豎向變形分別小于方案一、方案三，澆筑完成后，最大豎向變形相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小結構在混凝土澆筑過程中的豎向變形。

3.2 結構的應力

對于四種施工方案，結構在施工完成后的最大應力分別為94.5 MPa、96.3 MPa、92.2 MPa 和92.3 MPa，滿足設計承載力的要求，如圖9 所示。其中，方案一、方案二的最大應力出現(xiàn)在第5 層上部懸掛下部支承樓層梁處，方案三、方案四的最大應力出現(xiàn)在頂部桁架處。當鋼構件安裝順序相同時，結構的最大應力較接近。

圖9 整體結構的最大應力Fig.9 Maximum stress of structure

圖10 給出了四種施工方案下整體結構的最大應力在施工全過程中的變化規(guī)律。在底部桁架層混凝土澆筑后，由于方案一、方案二設置了臨時支撐，其最大應力基本不變，方案三、方案四結構最大應力緩慢增加；樓層混凝土澆筑階段，結構最大應力均增大加快，方案二的最大應力小于方案一，方案三、方案四的最大應力相差不大，應力變化曲線基本重合；F4～F5層間鋼柱安裝階段，各施工方案下結構的最大應力基本不變。

圖10 各施工方案下整體結構最大應力變化規(guī)律Fig.10 Maximum stress of structure under various constructional methods

施工完成后，方案三、方案四的最大應力較方案一、方案二分別減小2.43%、4.16%，說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能略降低結構的應力。樓層混凝土澆筑階段，方案二的最大應力小于方案一，方案三的最大應力與方案四相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，對于順向安裝，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小結構在混凝土澆筑過程中的應力；對于逆向安裝，樓層混凝土澆筑順序對結構的應力影響較小。

3.3 格構式臨時支撐的應力

由于僅順向施工方案（施工方案一、施工方案二）設置了格構式臨時支撐，且兩種順向施工方案在拆除臨時支撐前的步驟完全相同，因此兩種方案下臨時支撐的應力變化曲線重合。臨時支撐桿件在施工過程中的最大應力為76.7 MPa，滿足設計承載力的要求，如圖11所示。

圖11 格構式臨時支撐的應力變化規(guī)律Fig.11 Stress of Lattice temporary support under various constructional methods

4 關鍵構件的變形分析

結構施工的安全性，主要是控制關鍵構件的最大變形和應力［11］。本文綜合考慮構件的位置及構件的應力，選取橫向跨度較大一榀結構中的關鍵構件，對比分析了四種施工方案下各關鍵構件的變形、應力變化規(guī)律。關鍵構件的位置及編號如圖12所示。

圖12 關鍵構件Fig.12 Key components

4.1 底部桁架桿件的變形

圖13 給出了四種施工方案下底部桁架桿件的變形在施工全過程中的變化規(guī)律。計算結果表明：對于底部桁架腹桿，方案三、方案四的最終變形較方案一、方案二分別增大8.07%、8.09%，對于底部桁架跨中上弦桿，方案三、方案四的最終變形較方案一、方案二分別增大7.90%、7.91%；說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝會增大底部桁架桿件的變形。樓層混凝土澆筑階段，方案一、方案三的變形分別與方案二、方案四相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，樓層混凝土澆筑順序對底部桁架桿件的變形影響較小。

圖13 各施工方案下底部桁架桿件變形變化規(guī)律Fig.13 Displacements of bottom truss members under various constructional methods

4.2 頂部桁架桿件的變形

圖14 給出了四種施工方案下頂部桁架桿件的變形在施工全過程中的變化規(guī)律。計算結果表明：對于頂部桁架腹桿及頂部桁架跨中上弦桿，方案三、方案四的最終變形分別與方案一、方案二相差不大，說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，鋼構件安裝順序對頂部桁架桿件的變形影響較小。樓層混凝土澆筑階段，方案二、方案四的變形分別小于方案一、方案三，澆筑完成后，變形相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小頂部桁架桿件在混凝土澆筑過程中的變形。

4.3 底部吊柱的豎向變形

圖14 各施工方案下頂部桁架桿件變形變化規(guī)律Fig.14 Displacements of top truss members under various constructional methods

圖15 給出了四種施工方案下底部吊柱的豎向變形在施工全過程中的變化規(guī)律。計算結果表明：對于底部邊吊柱，方案三、方案四的最終豎向變形較方案一、方案二分別減小41.85%、41.88%；對于底部中吊柱，方案三、方案四的最終豎向變形較方案一、方案二分別減小42.06%、42.07%，說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能大幅降低底部吊柱的豎向變形。樓層混凝土澆筑階段，方案二、方案四的豎向變形分別小于方案一、方案三，澆筑完成后，豎向變形相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小底部吊柱在混凝土澆筑過程中的豎向變形。

圖15 各施工方案下底部吊柱變形變化規(guī)律Fig.15 Vertical displacements of bottom suspension columns under various constructional methods

4.4 頂部吊柱的豎向變形

圖16 給出了四種施工方案下頂部吊柱的豎向變形在施工全過程中的變化規(guī)律。計算結果表明：對于頂部邊吊柱，方案三、方案四的最終豎向變形較方案一、方案二分別減小6.40%、6.38%；對于頂部中吊柱，方案三、方案四的最終豎向變形較方案一、方案二分別減小5.15%、5.18%，說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能降低頂部吊柱的豎向變形。樓層混凝土澆筑階段，方案二、方案四的豎向變形分別小于方案一、方案三，澆筑完成后，豎向變形相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小頂部吊柱在混凝土澆筑過程中的豎向變形。

圖16 各施工方案下頂部吊柱變形變化規(guī)律Fig.16 Vertical displacements of top suspension columns under various constructional methods

5 關鍵構件的應力分析

5.1 底部桁架桿件的應力

圖17 給出了四種施工方案下底部桁架桿件的應力在施工全過程中的變化規(guī)律。計算結果表明：對于底部桁架腹桿，方案三、方案四的最終應力分別與方案一、方案二相差不大，對于底部桁架跨中上弦桿，方案三、方案四的最終應力較方案一、方案二分別增大17.39%、17.43%；說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能增大底部桁架跨中上弦桿的應力，但鋼構件安裝順序對底部桁架腹桿的應力影響較小。樓層混凝土澆筑階段，方案一、方案三的應力分別與方案二、方案四相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，樓層混凝土澆筑順序對底部桁架桿件的應力影響較小。

圖17 各施工方案下底部桁架桿件應力變化規(guī)律Fig.17 Stress of bottom truss members under various constructional methods

5.2 頂部桁架桿件的應力

圖18 給出了四種施工方案下頂部桁架桿件的應力在施工全過程中的變化規(guī)律。計算結果表明：對于頂部桁架腹桿，方案三、方案四的最終應力較方案一、方案二分別增大25.95%、24.70%，對于頂部桁架跨中上弦桿方案三、方案四的最終應力較方案一、方案二分別增大3.24%、3.23%；說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能增大頂部桁架桿件的應力。樓層混凝土澆筑階段，對于頂部桁架腹桿，方案二、方案四的應力分別與方案一、方案三相差不大，對于頂部桁架跨中上弦桿，方案二、方案四的應力分別小于方案一、方案三；澆筑完成后，應力均相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小頂部桁架上弦桿在混凝土澆筑過程中的應力，但樓層混凝土澆筑順序對頂部桁架腹桿的應力影響較小。

圖18 各施工方案下頂部桁架桿件應力變化規(guī)律Fig.18 Stress of top truss members under various constructional methods

5.3 底部吊柱的應力

圖19 給出了四種施工方案下底部吊柱的應力在施工全過程中的變化規(guī)律。計算結果表明：順向安裝時，第11 步拆除臨時支撐后，底部吊柱出現(xiàn)了由受壓到受拉的內(nèi)力轉換。對于底部邊吊柱，方案三、方案四的最終應力較方案一、方案二分別減小22.70%、21.81%；對于底部中吊柱，方案三、方案四的最終應力較方案一、方案二分別減小11.05%、10.03%，說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能大幅降低底部吊柱的應力。樓層混凝土澆筑階段，方案二、方案四的應力分別小于方案一、方案三，澆筑完成后，應力均相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小底部吊柱在混凝土澆筑過程中的應力。

圖19 各施工方案下底部吊柱應力變化規(guī)律Fig.19 Stress of bottom suspension columns under various constructional methods

5.4 頂部吊柱的應力

圖20 給出了四種施工方案下頂部吊柱的應力在施工全過程中的變化規(guī)律。計算結果表明：順向安裝時，第11 步拆除臨時支撐后，頂部吊柱出現(xiàn)了由受壓到受拉的內(nèi)力轉換。對于頂部邊吊柱，方案三、方案四的最終應力較方案一、方案二分別減小25.99%、26.60%；對于頂部中吊柱，方案三、方案四的最終應力較方案一、方案二分別減小18.48%、15.60%，說明當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能大幅降低頂部吊柱的應力。樓層混凝土澆筑階段，對于頂部邊吊柱，方案一、方案三的應力分別與方案二、方案四相差不大，說明當鋼構件安裝順序相同時，樓層混凝土澆筑順序對頂部邊吊柱的應力影響較小；對于頂部中吊柱，方案一的應力與方案二相差不大，方案三的應力小于方案四，說明采用順向安裝順序時，樓層混凝土澆筑順序對頂部桁架中吊柱影響不大，然而，采用逆向安裝順序時，由上至下的樓層混凝土澆筑順序增大了頂部中吊柱在混凝土澆筑過程中的應力。

圖20 各施工方案下頂部吊柱應力變化規(guī)律Fig.20 Stress of top suspension columns under various constructional methods

綜合上述分析，采用施工方案四（逆向安裝與由上至下的樓層混凝土澆筑順序）可大幅降低結構的豎向變形，降低吊柱的變形與應力，充分發(fā)揮桁架的懸掛與支承作用，同時能降低多數(shù)桁架桿件和吊柱在混凝土澆筑過程中的變形和應力。

6 結 論

（1）對于整體結構的豎向變形，當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能大幅度降低結構的豎向變形；當鋼構件安裝順序相同時，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小結構在混凝土澆筑過程中的豎向變形。

（2）對于整體結構的應力，當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能略降低結構的應力；當鋼構件安裝順序相同時，對于順向安裝，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小澆筑過程中結構的應力，對于逆向安裝，樓層混凝土澆筑順序對結構的應力影響較小。

（3）當樓層混凝土澆筑順序相同時，采用逆向安裝能降低吊柱的變形，大幅度降低吊柱的應力，同時增大桁架桿件的變形與應力，充分發(fā)揮桁架的懸掛與支承作用。

（4）當鋼構件安裝順序相同時，采用由上至下的樓層混凝土澆筑順序能減小頂部桁架桿件和吊柱在混凝土澆筑過程中的變形，減小頂部桁架上弦桿和底部吊柱在混凝土澆筑過程中的應力。然而，采用由上至下的逆向鋼構件安裝順序時，由上至下的樓層混凝土澆筑順序會增大頂部中吊柱在混凝土澆筑過程中的應力。

（5）計算結果表明：采用施工方案四（逆向安裝與由上至下的樓層混凝土澆筑順序）可大幅降低結構的豎向變形，降低吊柱的變形與應力，充分發(fā)揮桁架的懸掛與支承作用，同時，能降低多數(shù)桁架桿件和吊柱在混凝土澆筑過程中的變形和應力。