劉文聰,朱博莉,王宏業(yè),賈淑瑛,郭彥林
(1.北京科技大學(xué)土木與資源工程學(xué)院,北京 100083; 2.山西八建集團(tuán)有限公司,山西 太原 030027; 3.清華大學(xué)土木工程系,北京 100086)
汾酒大廈位于太原市中心,其建筑高度為184m,地上41層,建筑效果如圖1所示。結(jié)構(gòu)采用混凝土核心筒-鋼管混凝土外框架結(jié)構(gòu)體系,樓板采用現(xiàn)澆樓面板,樓面梁為工字形截面鋼梁,與核心筒、外框架連接。底層為高11m的大堂,每側(cè)布置2根巨柱,共8根。結(jié)構(gòu)3~7層為轉(zhuǎn)換層,轉(zhuǎn)換層外框架采用W形桁架,連接大堂與上部標(biāo)準(zhǔn)層。轉(zhuǎn)換桁架結(jié)構(gòu)中有16根豎向構(gòu)件采用矩形鋼管混凝土截面,其余弦桿及斜腹桿均采用全鋼截面焊接而成。8層及以上結(jié)構(gòu)為標(biāo)準(zhǔn)層,標(biāo)準(zhǔn)層外框架由16根圓鋼管混凝土柱組成,外圈梁及樓面梁均為鋼梁。
圖1 汾酒大廈建筑效果
混凝土核心筒采用現(xiàn)澆混凝土施工,按設(shè)計(jì)要求一次澆筑到設(shè)計(jì)標(biāo)高。主體結(jié)構(gòu)施工完成后,由于混凝土收縮徐變,核心筒會(huì)產(chǎn)生豎向變形,且需較長(zhǎng)時(shí)間穩(wěn)定。外框架豎向承力體系采用鋼管混凝土柱,其豎向壓縮變形僅與外荷載相關(guān),與時(shí)間效應(yīng)基本無(wú)關(guān)。因此,混凝土核心筒與鋼結(jié)構(gòu)外框架間會(huì)產(chǎn)生豎向變形差值,隨時(shí)間發(fā)展,一段時(shí)間后才會(huì)趨于穩(wěn)定,該變形差值會(huì)直接影響樓面鋼梁、樓面板與核心筒、外框架間的連接方式。豎向變形差值較大時(shí),樓面梁與核心筒、外框架鉸接可釋放樓面梁連接處的應(yīng)力,樓面板的應(yīng)力也相應(yīng)得到釋放;豎向變形差值較小時(shí),樓面梁與核心筒、外框架剛接可為施工提供更多便利。
本文采用ANSYS有限元軟件對(duì)此高層建筑進(jìn)行全過(guò)程施工模擬分析,考慮混凝土收縮徐變影響,確定核心筒與外框架間的豎向變形差值,同時(shí)研究連梁與核心筒-外框架的連接方式對(duì)連梁、樓面板內(nèi)力的影響,并給出施工指導(dǎo)意見(jiàn)。
該高層建筑外框架采用鋼管混凝土結(jié)構(gòu),其豎向變形僅為在自重和外荷載作用下的壓縮變形。核心筒采用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),其豎向變形除了在自重和外荷載作用下的壓縮變形,還包括施工過(guò)程中及施工完成后由混凝土收縮徐變引起的變形,這部分變形與時(shí)間相關(guān)。因此,在A(yíng)NSYS軟件分析過(guò)程中,需建立相關(guān)結(jié)構(gòu)本構(gòu)模型或分析方法考慮混凝土收縮徐變的影響。
混凝土總收縮應(yīng)變由干縮應(yīng)變和自收縮應(yīng)變組成[1]:
εcs=εcd+εca
(1)
干縮應(yīng)變?chǔ)與d為:
εcd(t)=βds(t,ts)εcd,0
(2)
自收縮應(yīng)變?chǔ)與a為:
εca(t)=βas(t)εca(∞)
(3)
由于混凝土收縮對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形影響機(jī)理與溫度對(duì)結(jié)構(gòu)的作用機(jī)理完全一致,因此在A(yíng)NSYS中采用等效降溫法模擬混凝土的收縮,即先計(jì)算出混凝土收縮應(yīng)變值,然后給結(jié)構(gòu)施加等效溫度荷載ΔT:
ΔT=εcs/α
(4)
式中:α為混凝土線(xiàn)膨脹系數(shù)。
混凝土徐變應(yīng)變無(wú)法直接計(jì)算,只能得到徐變系數(shù),即混凝土徐變應(yīng)變和對(duì)應(yīng)的彈性應(yīng)變的比值,計(jì)算公式為[1-2]:
φ(t,t0)=φ0βc(t,t0)
(5)
ANSYS提供了多種金屬蠕變準(zhǔn)則,可用來(lái)近似模擬混凝土蠕變,此方法的準(zhǔn)確性已由陸春陽(yáng)等[3]驗(yàn)證。根據(jù)李承銘等[4]的研究?jī)?nèi)容,采用隱式蠕變中待定常數(shù)C6=0的應(yīng)變強(qiáng)化準(zhǔn)則,即認(rèn)為混凝土徐變應(yīng)變率與相應(yīng)瞬時(shí)應(yīng)變直接相關(guān),徐變應(yīng)變率εcr用公式表達(dá)為:
εcr=C1σC2εC3e-C4/T
(6)
式中:C1,C2,C3,C4為待定常數(shù)。
采用線(xiàn)性蠕變理論,認(rèn)為混凝土應(yīng)變和應(yīng)力間存在線(xiàn)性關(guān)系,取C2=1,C3=0,同時(shí)不考慮溫度對(duì)徐變的影響,C4=0,代入式(6)得:
εcr=C1σ
(7)
(8)
式中:σ為應(yīng)力;ε0為初始彈性應(yīng)變;E為混凝土彈性模量。
利用上述公式計(jì)算結(jié)構(gòu)各時(shí)間段內(nèi)的混凝土徐變系數(shù),然后利用ANSYS自帶的蠕變準(zhǔn)則計(jì)算混凝土徐變。為保證隱式蠕變的計(jì)算收斂,所取的時(shí)間間隔Δt不能太大,且由于徐變系數(shù)并不是直觀(guān)的混凝土徐變應(yīng)變,需先計(jì)算出結(jié)構(gòu)的彈性壓縮變形,再計(jì)算混凝土徐變。根據(jù)上述理論研究,計(jì)算C60混凝土的徐變系數(shù)和收縮應(yīng)變,如圖2所示。
圖2 混凝土徐變系數(shù)與收縮應(yīng)變
由圖2可知,混凝土徐變發(fā)展直到穩(wěn)定需較長(zhǎng)時(shí)間,而其收縮應(yīng)變會(huì)在較短時(shí)間完成并趨于穩(wěn)定。
本建筑結(jié)構(gòu)高度為169.07m,地上41層,包括首層大廳高10.445m,轉(zhuǎn)換層3~7層,總高19.225m,標(biāo)準(zhǔn)層層高4.1m,總高139.4m。結(jié)構(gòu)可分為核心筒、外框架及兩者間的連梁、樓面板等部分。核心筒外圍總尺寸為22.6m×22.9m,外側(cè)墻體厚1.2m,內(nèi)側(cè)墻體厚0.45m。材料為C60混凝土,理想彈性材料,其抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為27.5MPa,抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為2.04MPa,彈性模量為3.6×104MPa,泊松比為0.2。核心筒采用shell181單元。
外框架外圍總尺寸為43.2m×43.2m,由轉(zhuǎn)換桁架和鋼管混凝土柱組成。轉(zhuǎn)換桁架設(shè)置為全鋼結(jié)構(gòu),采用beam188單元,材料為Q390鋼,屈服強(qiáng)度為390N/mm2,彈性模量為2.06×105MPa,泊松比為0.3。鋼管混凝土柱中,鋼管為Q390鋼,內(nèi)填混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C60,采用自定義截面的beam188單元,材料均為理想彈性材料。
框架梁、核心筒-外框架連梁均采用beam188單元,材料為Q390鋼。樓面板采用shell181單元,材料為C35混凝土,抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為16.7MPa,抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為1.57MPa,彈性模量為3.15×104MPa,泊松比為0.2。轉(zhuǎn)換桁架底層和頂層樓面板厚0.2m,其他位置樓面板厚0.12m。
約束結(jié)構(gòu)核心筒及巨柱底部所有自由度(平動(dòng)及轉(zhuǎn)動(dòng)自由度),模擬結(jié)構(gòu)底部的剛性連接。施工模擬過(guò)程中,僅考慮結(jié)構(gòu)自重。汾酒商務(wù)中心有限元模型如圖3所示。
圖3 汾酒商務(wù)中心有限元模型
采用有限元生死單元法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行施工模擬,先建立結(jié)構(gòu)整體有限元模型,然后“殺死”所有單元,再按施工過(guò)程逐步激活施工單元。
本建筑實(shí)際施工時(shí),核心筒施工領(lǐng)先外框架4層高度。在施工模擬過(guò)程中,為簡(jiǎn)化分析過(guò)程,將結(jié)構(gòu)1層(核心筒、外框架及連梁和樓面板)作為1個(gè)施工單元進(jìn)行激活。因此,施工過(guò)程模擬與結(jié)構(gòu)實(shí)際施工過(guò)程略有不同。按實(shí)際施工過(guò)程,當(dāng)核心筒施工完成時(shí),外框架還差4層才封頂;而施工模擬過(guò)程中,核心筒與外框架同時(shí)封頂,即施工模擬分析過(guò)程中外框架提前施工完成。本文研究結(jié)構(gòu)核心筒、外框架間的豎向變形差值,外框架的豎向變形僅與外荷載相關(guān),與時(shí)間無(wú)關(guān)。因此,采用核心筒和外框架同時(shí)安裝的施工模擬分析對(duì)二者豎向變形差值影響較小,為簡(jiǎn)化分析過(guò)程,可不考慮。
采用ANSYS軟件中的生死單元技術(shù)對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行施工全過(guò)程模擬,提取核心筒和外框架的豎向變形,從而確定核心筒、外框架豎向變形預(yù)調(diào)值。其計(jì)算流程如圖4所示。
圖4 ANSYS計(jì)算流程
本文采用生死單元法進(jìn)行施工模擬分析,核心筒混凝土每層均澆筑到設(shè)計(jì)標(biāo)高,而外框架鋼管柱按設(shè)計(jì)高度進(jìn)行下料加工?;诠こ虒?shí)際施工安排,同時(shí)考慮巨型轉(zhuǎn)換桁架加工、安裝周期長(zhǎng),轉(zhuǎn)換層施工模擬充分考慮實(shí)際施工時(shí)間,安排底層30d,其余轉(zhuǎn)換層18d/層,其他標(biāo)準(zhǔn)層均為6d/層(標(biāo)準(zhǔn)層共34層),共用時(shí)306d。為計(jì)算方便且考慮徐變計(jì)算隱式算法的收斂,底層及巨型轉(zhuǎn)換桁架分5個(gè)施工單元逐步激活,巨型桁架以上標(biāo)準(zhǔn)層分為34個(gè)施工單元,施工模擬分析中設(shè)置6d為1個(gè)荷載步,激活1個(gè)施工單元,每18d改變1次收縮徐變待定常數(shù)。結(jié)構(gòu)施工完成后,考慮混凝土收縮徐變是一個(gè)漫長(zhǎng)過(guò)程,若繼續(xù)以6d為間隔進(jìn)行有限元迭代計(jì)算會(huì)增加巨大的計(jì)算量,反而會(huì)使計(jì)算誤差累積,從而導(dǎo)致結(jié)果不收斂,鑒于此,結(jié)構(gòu)竣工后混凝土收縮徐變荷載步設(shè)置為18d。
在結(jié)構(gòu)施工過(guò)程中,外框架豎向變形僅包括結(jié)構(gòu)在自重作用下的彈性壓縮變形,而核心筒豎向變形包含結(jié)構(gòu)在自重作用下的彈性壓縮變形及混凝土收縮徐變。結(jié)構(gòu)施工完成后,外框架和核心筒的豎向壓縮變形穩(wěn)定,不再隨時(shí)間變化,但核心筒的收縮徐變繼續(xù)隨時(shí)間發(fā)展?;诩扔醒芯靠芍猍5-6],收縮變形通常在第1年完成極限收縮變形的70%~80%,而徐變變形則通常在結(jié)構(gòu)建造完成后3~5 年完成極限變形的50%~60%,且變形可延續(xù)至20年以上。
根據(jù)圖2,可認(rèn)為核心筒豎向變形在竣工3年后趨于穩(wěn)定。因此,施工模擬中分別計(jì)算了核心筒在結(jié)構(gòu)竣工時(shí)(306d)、竣工1年后(666d)、竣工2年后(846d)及竣工3年后(1 386d)的豎向變形,外框架豎向變形為施工完成時(shí)(306d)的豎向壓縮變形。核心筒-外框架的豎向變形曲線(xiàn)如圖5所示。
圖5 核心筒-外框架豎向變形曲線(xiàn)
由圖5可知,外框架豎向變形主要為結(jié)構(gòu)自重作用下的彈性壓縮變形,隨高度有明顯的累積效應(yīng),計(jì)算中不考慮時(shí)間效應(yīng)影響。在29.67m處,外框架從下部轉(zhuǎn)換桁架結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變成標(biāo)準(zhǔn)層結(jié)構(gòu),壓縮剛度減小,變形明顯增大,因此曲線(xiàn)在該處出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)。
核心筒的豎向變形包括彈性壓縮變形和混凝土收縮徐變,其上某點(diǎn)的豎向變形位移可由下式計(jì)算[7]:
δ=εh
(9)
式中:δ為結(jié)構(gòu)某點(diǎn)的豎向變形(mm);ε為該點(diǎn)施工后下部結(jié)構(gòu)的壓縮應(yīng)變(mm);h為該點(diǎn)下部結(jié)構(gòu)的高度(mm)。
下部結(jié)構(gòu)承受荷載大,壓縮應(yīng)變?chǔ)泡^大,但結(jié)構(gòu)高度較小,豎向變形??;上部結(jié)構(gòu)高度較大,但承受荷載較小,壓縮應(yīng)變?chǔ)泡^小,豎向變形也較小。因此,核心筒的豎向變形沿高度呈現(xiàn)兩端小、中間大的趨勢(shì)。結(jié)構(gòu)施工完成時(shí)(306d),由于核心筒頂部壓縮應(yīng)變趨于0,底部高度趨于0,核心筒頂部和底部節(jié)點(diǎn)豎向變形趨于0,其最大豎向變形約在結(jié)構(gòu)1/3高度處,即22mm。隨著時(shí)間推移,混凝土收縮徐變?nèi)栽诶^續(xù),核心筒總豎向變形繼續(xù)增大,且由于豎向變形的高度累積效應(yīng)和混凝土收縮徐變的滯后效應(yīng),核心筒上部豎向變形增量明顯大于下部結(jié)構(gòu),最大豎向變形所在位置也不斷增高,結(jié)構(gòu)竣工3年后(1 386d),核心筒豎向變形趨于穩(wěn)定,最大豎向變形約出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)1/2高度處,即72mm。
由于結(jié)構(gòu)核心筒和外框架結(jié)構(gòu)形式及材料不同,若核心筒和外框架采用設(shè)計(jì)標(biāo)高進(jìn)行施工,會(huì)使二者在施工過(guò)程及后續(xù)使用中產(chǎn)生豎向位移差值,從而導(dǎo)致連梁和樓板內(nèi)力過(guò)大發(fā)生局部破壞,影響結(jié)構(gòu)使用。因此,需基于結(jié)構(gòu)全過(guò)程施工分析獲得的核心筒-外框架結(jié)構(gòu)豎向變形差值,對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行施工變形預(yù)調(diào),消除或減小施工過(guò)程或后續(xù)使用中的變形差值,消除安全隱患。不同時(shí)間段核心筒-外框架豎向變形差值變化曲線(xiàn)如圖6所示。
圖6 核心筒-外框架豎向變形差值變化曲線(xiàn)
由圖6可知,由于混凝土每層均澆筑到設(shè)計(jì)標(biāo)高,而外框架鋼管柱按設(shè)計(jì)高度進(jìn)行下料加工,故結(jié)構(gòu)竣工時(shí)核心筒-外框架豎向變形差值有正有負(fù)。結(jié)構(gòu)竣工后,外框架豎向變形結(jié)束,但混凝土收縮徐變導(dǎo)致核心筒豎向變形繼續(xù)增大,核心筒-外框架豎向變形差值也均為正值,且由于核心筒上部收縮徐變的滯后,核心筒-外框架豎向變形差值在結(jié)構(gòu)中部偏下最大。
為保證核心筒與外框架產(chǎn)生豎向變形后,連接二者的樓面梁和混凝土樓板保持水平,從而使樓面梁和樓板內(nèi)不產(chǎn)生過(guò)大內(nèi)力,需在安裝水平連接構(gòu)件時(shí)進(jìn)行施工預(yù)調(diào)。由于外框架為鋼管混凝土結(jié)構(gòu)體系,其基本為工廠(chǎng)預(yù)制構(gòu)件,無(wú)法在安裝時(shí)進(jìn)行過(guò)多調(diào)整,因此只能對(duì)現(xiàn)澆混凝土核心筒澆筑高度進(jìn)行補(bǔ)償。混凝土收縮徐變?cè)诮Y(jié)構(gòu)竣工3年后趨于穩(wěn)定,此時(shí)核心筒最大豎向變形為72mm,相同高度的外框架豎向變形為19mm,以此豎向變形結(jié)果作為施工預(yù)調(diào)依據(jù),水平連接構(gòu)件預(yù)調(diào)方案如圖7所示。
圖7 水平連接構(gòu)件施工預(yù)調(diào)方案
由圖7可知,安裝連接構(gòu)件時(shí),外框架仍按原有設(shè)計(jì)標(biāo)高施工,核心筒施工預(yù)調(diào)值即為核心筒-外框架豎向變形差值。隨著核心筒-外框架豎向變形發(fā)展,水平連接構(gòu)件逐漸趨于水平?;诖祟A(yù)調(diào)方案,給出核心筒沿結(jié)構(gòu)整體高度的施工預(yù)調(diào)值,即每層混凝土澆筑時(shí)的補(bǔ)償高度,如表1所示。
表1 核心筒施工預(yù)調(diào)值沿高度變化
基于整體模型分析結(jié)果,核心筒-外框架豎向變形差值使樓面4個(gè)角部的連梁應(yīng)力最大,故選其進(jìn)行單獨(dú)分析,以核心筒-外框架最大豎向變形差值56mm為標(biāo)準(zhǔn),分析連梁在此荷載條件下的應(yīng)力。將核心筒、外框架簡(jiǎn)化為剛性構(gòu)件,連梁通過(guò)鉸接(剛接)與核心筒、外框架相連,包含連梁兩端剛接、兩端鉸接及一端剛接、一端鉸接3種連接方式。有限元模型中,兩側(cè)柱及梁均采用beam188單元建立,連梁長(zhǎng)11.6m,截面尺寸為H450×500×16×25,材料為Q390鋼。
外框架(左側(cè)柱)底部所有平動(dòng)自由度完全約束,頂部約束水平方向平動(dòng)自由度,核心筒(右側(cè)柱)底部和頂部均約束水平方向平動(dòng)自由度,同時(shí)在核心筒頂部施加位移荷載,使核心筒相對(duì)于外框架豎向移位56mm。
當(dāng)連梁與核心筒、外框架均剛接在一起時(shí),連梁承受應(yīng)力最大,為108MPa,連梁采用Q390鋼,能滿(mǎn)足承載要求。當(dāng)兩端鉸接時(shí),由于核心筒相對(duì)位移僅56mm,而連梁長(zhǎng)11.6m,在此簡(jiǎn)化模型中連梁內(nèi)產(chǎn)生的應(yīng)力可忽略不計(jì)。當(dāng)連梁與外框架剛接、與核心筒鉸接時(shí),連梁承受的最大應(yīng)力為78.3MPa,同樣滿(mǎn)足承載要求。
同樣以核心筒-外框架最大豎向變形差值為標(biāo)準(zhǔn),建立單層精細(xì)化有限元模型,如圖8所示,考慮樓面梁與核心筒、外框架均剛接,樓面梁與核心筒、外框架均鉸接,樓面梁與外框架剛接且與核心筒鉸接,樓面梁與外框架鉸接且與核心筒剛接4種工況,分析樓面梁與混凝土樓板內(nèi)力變化。
圖8 單層標(biāo)準(zhǔn)層精細(xì)化有限元模型
外框架采用圓形鋼管混凝土柱,截面尺寸為1 250mm×20mm, 鋼管采用Q390鋼,內(nèi)填C60混凝土,樓面梁均為工字鋼梁,材質(zhì)為Q390鋼,外框架和樓面梁均采用beam188單元;混凝土樓板厚120mm,采用C35混凝土,混凝土樓板與樓面梁剛接,核心筒采用C60混凝土,核心筒和混凝土樓板均采用shell181單元。
將框架柱底端3個(gè)方向平動(dòng)自由度全部約束,核心筒底部和頂部均約束水平方向的平動(dòng)自由度,同時(shí)在核心筒頂部施加豎向位移荷載,使核心筒相對(duì)于外框架豎向移位56mm。不同工況下局部模型應(yīng)力如圖9所示。
圖9 局部模型應(yīng)力(單位:Pa)
由圖9可知,當(dāng)樓面梁與核心筒、外框架均剛接時(shí),樓面梁承受的最大應(yīng)力為149.0MPa,混凝土樓板承受的最大壓應(yīng)力為7.1MPa,最大拉應(yīng)力為1.7MPa;當(dāng)樓面梁與核心筒、外框架均鉸接時(shí),樓面梁承受的最大應(yīng)力為28.7MPa,混凝土樓板承受的最大壓應(yīng)力為1.9MPa,最大拉應(yīng)力為0.4MPa;當(dāng)樓面梁與核心筒鉸接且與外框架剛接時(shí),樓面梁承受的最大應(yīng)力為90.9MPa,混凝土樓板承受的最大壓應(yīng)力為2.4MPa,最大拉應(yīng)力為0.8MPa;當(dāng)樓面梁與外框架鉸接且與核心筒剛接時(shí),樓面梁承受的最大應(yīng)力為86.6MPa,混凝土樓板承受的最大壓應(yīng)力為4.6MPa,最大拉應(yīng)力為0.9MPa。與簡(jiǎn)化模型相比,相同邊界條件下精細(xì)化模型計(jì)算的連梁應(yīng)力更大,這是因?yàn)榫?xì)化模型中樓板與連梁剛接,導(dǎo)致連梁受力較復(fù)雜,除核心筒-外框架豎向變形差引起的內(nèi)力,還包括連梁間、連梁與樓板間的相互作用導(dǎo)致的內(nèi)力。
當(dāng)水平連接構(gòu)件采用剛接連接時(shí),樓板承受的拉應(yīng)力較大,可能會(huì)局部開(kāi)裂,需采用后澆帶等方式消除混凝土開(kāi)裂;當(dāng)采用鉸接連接時(shí),需在樓板連接處預(yù)留間隙,樓板內(nèi)應(yīng)力均得到有效釋放,但施工措施也會(huì)相應(yīng)增加?;谏鲜鲇?jì)算與分析,在安裝水平構(gòu)件時(shí)需合理選擇樓面梁的連接方式。
通過(guò)對(duì)混凝土核心筒-鋼管混凝土外框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行全過(guò)程施工模擬,計(jì)算二者間的豎向變形差值及對(duì)水平聯(lián)系構(gòu)件的受力影響,得到以下結(jié)論。
1)計(jì)算模型和計(jì)算方法 在施工過(guò)程分析中,采用等效降溫法模擬混凝土收縮變形,采用金屬蠕變功能模擬混凝土徐變變形。采用ANSYS中生死單元法對(duì)該高層結(jié)構(gòu)施工全過(guò)程進(jìn)行模擬,獲得結(jié)構(gòu)自重荷載作用下核心筒、外框架的豎向變形。
2)豎向變形及預(yù)調(diào)值分布 外框架在結(jié)構(gòu)自重作用下的壓縮變形沿高度逐步累積,結(jié)構(gòu)頂部最大??紤]混凝土收縮徐變的影響,核心筒豎向變形沿高度呈中間大、兩頭小趨勢(shì),且隨著時(shí)間的推移不斷增大直至穩(wěn)定。核心筒豎向變形穩(wěn)定后,其與外框架的豎向預(yù)調(diào)值沿高度也呈中間大、兩頭小趨勢(shì),最大豎向預(yù)調(diào)值為56mm,位于結(jié)構(gòu)中部。
3)水平聯(lián)系構(gòu)件的內(nèi)力變化 核心筒、外框架與連梁的連接處理不同,連梁及樓板的內(nèi)力不同。當(dāng)采用剛接連接時(shí),樓板承受的拉應(yīng)力較大,可能會(huì)產(chǎn)生局部開(kāi)裂,需采用后澆帶等方式來(lái)消除混凝土開(kāi)裂;當(dāng)采用鉸接連接時(shí),樓面梁和樓板內(nèi)的應(yīng)力均得到有效釋放,但施工措施也會(huì)相應(yīng)增加。