王金榮 王秀麗 茍寶龍 王雁欣

(1.甘肅建投土木工程建設集團有限責任公司,蘭州 730070;2.蘭州理工大學土木工程學院,蘭州 730050;3.西部土木工程防災減災教育工程研究中心,蘭州 730050)

0 引 言

隨著我國經濟水平及人們生活水平不斷提升,近年來,建筑結構逐漸向形式多樣化的趨勢發(fā)展[1]。大跨度空間結構為了更好地服務于民眾,呈現(xiàn)出結構輕柔、造型復雜、外形美觀、施工難度加大等發(fā)展趨勢。而突破原有的建造模式是為了更好地實現(xiàn)建筑功能,推動建筑結構不斷創(chuàng)新發(fā)展[2]。然而,隨著鋼結構建筑跨度的增大、結構形式的復雜以及施工工藝的提升,施工過程中存在的問題越來越多,特別是施工過程中結構的受力及變形越來越受到人們的關注[3]。大跨度空間結構監(jiān)測技術的發(fā)展不僅更好地保障了復雜施工過程順利進行,同時采集到的相關數(shù)據(jù)對于計算模型的校核更具重要意義。國內外諸多學者對大跨度空間結構施工過程模擬及監(jiān)測做了大量研究工作。陳志華等以某一文化體育活動中心鋼屋蓋整體提升施工過程為研究對象,探討了監(jiān)測技術在施工過程中的應用以及溫度效應對施工過程的影響[4]。梁巖等依托某大跨度復雜斜撐鋼結構建筑,基于MIDAS/Gen建立有限元模型對施工全過程進行模擬分析,并與關鍵桿件及節(jié)點的監(jiān)測應力和位移進行對比分析[5]。常樂等以某美術館鋼結構屋蓋施工卸載為研究對象,通過數(shù)值模擬和施工過程監(jiān)測對卸載過程進行深入研究,并考慮了溫度作用對鋼結構施工過程的影響[6]。高喜欣等基于某鋼結構橋梁施工過程監(jiān)測數(shù)據(jù),提出了靜力監(jiān)測時間序列的分段線性化表示方法[7]。劉哲等對白浪河摩天輪鋼結構施工過程進行有限元分析及施工過程監(jiān)測,研究了施工過程中溫度對結構應力和變形的影響[8]。雷素素等結合北京新機場航站樓鋼結構屋蓋施工過程監(jiān)測,詳細介紹了新型監(jiān)測技術在大跨空間結構施工中的應用[9]。

1 工程概況

民勤文化體育中心位于武威市民勤縣,該工程主體結構包括圖1所示左側的文化中心和右側的體育中心。各子結構主體均為鋼筋混凝土框架結構,文化中心屋蓋采用平面桁架結構,東西向桁架主跨度為73 m,南北向桁架主跨度為185 m;體育中心屋蓋采用帶有螺栓球節(jié)點的雙層網(wǎng)殼結構,屋蓋整體呈圓形,直徑為68 m;左側桁架屋蓋與右側雙層網(wǎng)殼屋蓋通過中間立體桁架結構連接,呈現(xiàn)出兩種不同結構類型之間的連體屋蓋形式,因此,整體鋼屋蓋受力及變形極為復雜。

a—三維實體效果;b—結構示意。圖1 民勤文化體育中心示意Fig.1 A schematic diagram of Minqin County Sports Center

2 監(jiān)測方案

2.1 監(jiān)測內容

體育中心雙層網(wǎng)殼吊裝施工示意如圖2所示。因工程所在地地處沙漠邊緣,常年晝夜溫差極大,高溫對于大型鋼結構吊裝施工極為不利。為了確保西北干旱、高溫、大風特殊環(huán)境下大跨度雙層網(wǎng)殼結構吊裝施工安全,對關鍵施工環(huán)節(jié)進行安全性監(jiān)測,主要對吊點附近桿件及鋼結構其他關鍵受力部位進行應力與鋼構件表面溫度監(jiān)測,從而實時掌握各個吊裝單元在高空起吊中以及后補桿件、胎架支設完成后的整體結構和局部桿件受力狀態(tài),以防局部桿件應力過大而引起局部桿件屈服甚至整體結構失效倒塌。

圖2 體育中心吊裝示意Fig.2 A schematic diagram of sports center lifting

2.2 傳感器選型及工作原理

目前應用于大跨度空間結構鋼構件應力、應變監(jiān)測的傳感器主要有光纖光柵式應變計、電阻式應變計以及振弦式表面應變計。光纖光柵應變計雖然具有采集數(shù)據(jù)頻率高、數(shù)據(jù)穩(wěn)定等優(yōu)點,但因傳感器安裝多為數(shù)個、易受損,不宜用于復雜環(huán)境的吊裝施工。而電阻式及振弦式應變計具有安裝便捷、靈敏度高、耐久性好、數(shù)據(jù)穩(wěn)定等優(yōu)點,常常用于鋼結構的短期監(jiān)測。本次吊裝采用如圖3所示振弦式應變計,其內置溫度傳感器在測量鋼構件應變的同時可直接測量測點溫度。其技術參數(shù)如表1所示。

表1 振弦式應變計技術參數(shù)Table 1 Technical parameters of vibrating string strain gauge

圖3 振弦式應變計示意 mmFig.3 A schematic diagram of vibrating string strain gauge

鋼弦應變計工作原理如式(1)所示,結構受到力和溫度作用后引起應變計的鋼弦振動頻率發(fā)生變化,此時,傳感器通過標定常數(shù)K1和K2將識別到的頻率轉化為結構構件的應變而輸出。

(1)

式中：ε結構為結構應變,10-6;f鋼弦為外荷載施加后引起的鋼弦振動頻率;K1,K2為標定常數(shù),分別取0.000 951 06和3.754 5。

因鋼結構屋蓋鋼材均采用Q355C,其線膨脹系數(shù)為12×10-6/℃,而應變計鋼弦的線膨脹系數(shù)為12.2×10-6/℃,分析結構在荷載作用下的真實應變時需要按式(2)消除線膨脹系數(shù)不一致引起的應變誤差。

ε結構=(ε1-ε0)+(T1-T0)×(α鋼弦-α結構)

(2)

式中：ε結構為消除溫度影響后結構真實應變,10-6;ε0和ε1分別為結構受荷前、后應變測量值;T0和T1分別為結構初始溫度和受荷后溫度;α鋼弦和α結構分別為鋼弦和結構的線膨脹系數(shù)。

2.3 測點布置

根據(jù)1號吊裝單元和2號吊裝單元的吊裝施工過程模擬,選擇吊點附近受力較大桿件及整體結構中變形較大桿件進行應力監(jiān)測。綜合考慮結構吊裝受力狀態(tài)、結構吊裝就位后與胎架的整體受力狀態(tài)、結構施工狀態(tài)的監(jiān)測信息全面性及經濟性進行監(jiān)測點設計,具體傳感器布置方式如圖4和圖5所示,每個吊裝塊分別布置8個傳感器,主要布置在雙層網(wǎng)殼的上層弦桿和下層弦桿,安裝完成后的傳感器如圖6所示。

a—上弦傳感器布置及吊點位置;b—下弦傳感器布置。圖4 1號吊裝單元傳感器布置Fig.4 Arrangements of sensors for lifting unit No.1

a—上弦傳感器布置及吊點位置;b—下弦傳感器布置。圖5 2號吊裝單元傳感器布置Fig.5 Arrangements of sensors for lifting unit No.2

a—1號吊裝單元;b—2號吊裝單元。圖6 現(xiàn)場安裝完成后的傳感器實物Fig.6 The sensor physical map after installation

3 吊裝施工過程模擬分析

將圖2所示的一榀雙層網(wǎng)殼分解為1號吊塊和2號吊塊,經過多種吊裝方案比選,最終按照如圖7所示方式分別進行起吊,其中,1號吊塊鋼絲繩夾角為55°,2號吊塊鋼絲繩夾角為51°,鋼絲繩均選用6×37規(guī)格,直徑為24 mm。

圖7 吊裝方案示意 mmFig.7 A schematic diagram of lifting scheme

3.1 有限元模型建立

采用MIDAS/Gen軟件分別建立1號、2號吊塊及拼裝完成后的計算模型,如圖8所示,分別對起吊過程及吊裝完成后結構的應力及變形進行分析。分析過程中荷載只考慮結構自重,不考慮環(huán)境溫度對結構應力及變形的影響。桿件鋼材均為Q355C,其彈性模量取206 GPa,密度取7 850 kg/m3,泊松比取0.3。

a—1號吊裝單元起吊模型;b—2號吊裝單元起吊模型;c—吊裝及補桿完成后一榀雙層網(wǎng)殼分析模型。圖8 吊裝過程及其計算模型Fig.8 Lifting process and calculation model

3.2 有限元結果分析

3.2.1應力分析

如圖9a所示,1號吊塊上弦桿最大應力出現(xiàn)在吊點兩側桿件,為13.9 MPa;下弦桿最大應力為25.8 MPa;斜腹桿與豎腹桿應力介于2.0～20.6 MPa之間,最大值出現(xiàn)在吊點附近桿件。由圖9b可知,2號吊裝單元應力最大桿件分布規(guī)律與1號吊裝單元分布規(guī)律一致,上弦桿最大應力為23.7 MPa,下弦桿最大應力為46.6 MPa,腹桿應力介于1.3～23.5 MPa之間。一榀雙層網(wǎng)殼拼裝完成后,網(wǎng)殼兩側支撐在支座上,中間補桿位置支設四個胎架,其應力如圖9c所示,上弦桿及腹桿最大應力出現(xiàn)在與1號吊裝單元支座位置對應的上弦桿及斜腹桿上,分別為38.1,37.8 MPa,下弦最大應力出現(xiàn)在2號吊裝塊跨中位置,其值為28.1 MPa。分析結果表明,吊裝施工過程中桿件應力均小于屈服強度,桿件材料均在彈性范圍內工作。

a—1號吊裝單元;b—2號吊裝單元;c—吊裝及補桿完成后一榀雙層網(wǎng)殼。圖9 未考慮溫度影響時應力云圖 MPaFig.9 Stress nephogram without considering temperature effect

3.2.2位移分析

與圖8所示3個模型對應的位移分析如圖10所示,1號、2號吊裝單元最大位移均出現(xiàn)在與補桿相連的節(jié)點處,最大值分別為4.6,10.3 mm。拼裝完成后的雙層網(wǎng)殼受到兩側支座及中部胎架的支撐作用,其變形如圖10c所示,1號、2號吊裝單元跨中位移最大,分別為4.7,6.1 mm。分析結果表明,吊點位置選取及胎架支設位置合理,結構在起吊及安裝施工過程中變形較小,能夠滿足安全要求。

a—1號吊裝單元;b—2號吊裝單元;c—吊裝及補桿完成后一榀雙層網(wǎng)殼。圖10 未考慮溫度影響時豎向位移云圖 mmFig.10 Vertical displacement nephogram without considering temperature effect

4 監(jiān)測結果與有限元結果對比分析

4.1 監(jiān)測結果

起吊前分別對1號吊裝單元和2號吊裝單元進行數(shù)據(jù)采集,即溫度和應變初始值;吊塊在高空吊運過程中又進行一次采集數(shù)據(jù),即溫度和應變的起吊值;兩個吊裝單元吊至支座位置后,迅速支設胎架并將中間桿件補齊,待整個施工過程完成且一榀雙層網(wǎng)殼變形穩(wěn)定后再進行一次數(shù)據(jù)采集,即后補桿件完成值,具體數(shù)據(jù)記錄如表2和表3所示。溫度監(jiān)測結果表明,吊裝單元擱置在拼裝場地未起吊時桿件表面溫度較低,當?shù)跹b單元吊離地面后,隨著太陽照射范圍擴大及吊裝單元在高空停留時間增長,桿件表面溫度有所升高,且上弦桿件溫度高于下弦桿件溫度,主要是因為上弦桿件照射充分而下弦桿件被腹桿等稍有遮擋使得上下弦桿件溫度分布不均勻。

表2 1號吊裝塊溫度及應變實測值Table 2 Measured values of temperature and strain of lifting unit No.1

表3 2號吊裝塊溫度及應變實測值Table 3 Measured values of temperature and strain of lifting unit No.2

4.2 考慮溫度影響的施工過程分析

為進一步分析溫度對鋼結構吊裝施工的影響,利用上述3.1節(jié)有限元模型對3個工況進行溫度作用下的吊裝分析。1號吊裝單元上弦桿溫度取表2中測點1-1、1-2、1-3及1-4起吊值的平均值,為45.1 ℃;下弦桿溫度取測點1-5、1-6、1-7及1-8起吊值的平均值,為41.1 ℃;腹桿溫度取45.1 ℃和41.1 ℃的平均值,為43.1 ℃。2號吊裝單元上弦桿溫度取表3中測點2-1、2-2、2-3及2-4的起吊值的平均值,為49.5 ℃;下弦桿溫度取測點2-5、2-6、2-7及2-8的起吊值的平均值,為47.6 ℃;腹桿溫度取49.5 ℃和47.6 ℃的平均值,為48.6 ℃。分析施工完成后的一榀雙層網(wǎng)殼時,溫度取表2和表3共16個測點完成值的平均值,為45.2 ℃。

1號、2號吊裝單元應力分析結果如圖11a、圖11b所示?？芍嚎紤]溫度作用后的吊裝塊最大應力均出現(xiàn)在吊點附近上弦桿,最大應力分別為197.3,249.2 MPa。施工完成后的一榀雙層網(wǎng)殼應力分析結果如圖11c所示。可見,最大應力出現(xiàn)在后補的下弦桿件上,最大值為144.9 MPa?？紤]溫度影響的3個施工過程的位移分析結果如圖12所示,最大位移分別為6.3,6.5,9.6 mm,位移大小與不考慮溫度效應的位移分析結果相差不大,但是1號、2號吊裝單元最大位移出現(xiàn)的位置發(fā)生改變,由原來的補桿連接位置變化到跨中位置。分析結果表明,在吊裝施工過程中溫度對桿件的應力大小影響最大,考慮溫度影響的最大應力是不考慮溫度影響的最大應力的3.8～7.6倍,對于位移的影響主要是改變了最大位移出現(xiàn)的位置。

a—1號吊裝單元;b—2號吊裝單元;c—吊裝及補桿完成后一榀雙層網(wǎng)殼。圖11 考慮溫度影響時應力云圖 MPaFig.11 Stress nephogram considering temperature effect

a—1號吊裝單元;b—2號吊裝單元;c—吊裝及補桿完成后一榀雙層網(wǎng)殼。圖12 考慮溫度影響時豎向位移云圖 mmFig.12 Vertical displacement nephogram considering temperature effect

4.3 監(jiān)測應力與計算應力對比分析

不考慮與考慮溫度作用的兩種情況的有限元分析得到的計算應力和監(jiān)測桿件的實測應力對比分析結果如圖13所示。由圖13a可以看出,1號吊塊測點1-2兩個計算應力相差最大,為25.9 MPa;不考慮溫度效應時,測點1-2計算應力與實測應力也是相差最大的,差值為24.5 MPa,考慮溫度效應時,測點1-4應力差值最大,為2.97 MPa;其他測點應力實測值與考慮溫度效應的應力計算值差值均不大于11 MPa,且測點1-5、1-6、1-7實測應力大于計算應力。由圖13b可以看出,對于2號吊塊,測點2-3的三個應力差值均為最大,兩個計算應力差值為113.7 MPa;不考慮溫度效應的計算應力與實測應力差值為91.5 MPa;考慮溫度效應的計算應力與實測應力差值為22.2 MPa;其中,測點2-5、2-6、2-7實測應力大于計算應力。由圖13c可以看出,對于施工完成后的一榀雙層網(wǎng)殼,考慮溫度與不考慮溫度的計算應力最大差值、實測應力與不考慮溫度效應的計算應力最大差值均出現(xiàn)在測點1-6,其值分別為21.2,25.4 MPa;實測應力與考慮溫度效應的計算應力最大差值出現(xiàn)在測點1-5,為6.9 MPa。分析結果表明,考慮溫度作用時的桿件應力與實測應力更接近,很有必要在實際吊裝施工過程分析中考慮實際環(huán)境溫度對結構受力性能及變形的影響。引起實測應力超過計算應力的原因可能有：起吊過程不平穩(wěn)時被測桿件發(fā)生擾動,引起應力變化;吊裝施工均在民勤縣的6月9：00—17：30時間段內進行,環(huán)境溫度較高,溫度對鋼結構應力影響較大,實測應力超出計算應力的測點多數(shù)為下弦桿件,因下弦桿件受上弦桿、腹桿、施工機械等遮擋較多,使得桿件溫度分布不均勻,溫差較大,有限元計算時下弦采用平均溫度,引起計算結果與實測結果的偏差。對于上述實測應力高于計算應力的桿件,實測應力與不考慮溫度效應的計算應力比值范圍為1.2～3.4,實測應力與考慮溫度效應的計算應力比值范圍為1.0～1.3,因此,在有限元分析中,建議采用荷載效應放大的方式來考慮內力增大的效應。結合上述分析結果,對于不考慮溫度效應的有限元模型,荷載效應放大系數(shù)取3.5,對于考慮溫度效應的有限元模型,荷載效應放大系數(shù)取1.5。

a—1號吊裝單元;b—2號吊裝單元;c—一榀雙層網(wǎng)殼桿件。圖13 吊裝桿件應力Fig.13 Stresses of members during lifting

5 結束語

本文對民勤體育中心雙層網(wǎng)殼起步架吊裝施工過程進行了有限元分析,基于分析結果驗證了吊點位置選擇的合理性以及有限元分析中考慮溫度作用的必要性,將實測結果和數(shù)值模擬結果進行對比分析,得到的具體結論如下：

1)吊裝過程中實測應力與不考慮溫度作用時的計算應力差值可達91.5 MPa,因此,在結構吊裝施工過程有限元分析中應結合實際吊裝環(huán)境充分考慮溫度作用對吊裝單元應力和變形的影響。

2)鋼結構吊裝單元起吊過程中應力受溫度影響較大,且上下弦桿及腹桿溫度分布不均勻,本文結合實測溫度及應力的對比分析,建議在進行有限元分析時腹桿溫度可比上弦桿溫度低2.5 ℃,下弦桿溫度可比上弦桿溫度低5 ℃,使得計算應力更趨近于實測應力,兩者差值在0.3～22.2 MPa之間。

3)由于起吊不穩(wěn)定及溫度荷載分布不均勻等因素,使得部分桿件實測應力高于計算應力,建議在有限元分析階段采用增大荷載效應的方法考慮內力增大的影響。不考慮溫度效應的計算模型荷載效應放大系數(shù)取3.5,考慮溫度效應的計算模型荷載效應放大系數(shù)取1.5。