基于某高層項目的爬模系統爬升過程分析及優化研究

王江波，錢宏亮，楊曉毅，姜月菊，王化杰

(1. 哈爾濱工業大學(威海)土木工程系，山東威海 264209；2. 中國建筑一局(集團)有限公司，北京 100161；3. 中建一局集團第三建筑有限公司，北京 100161)

超高層施工的液壓爬升模板施工技術因機械化程度高、綜合效益顯著等優點[1]得到了飛速發展。液壓爬模在提高工程施工質量，加快施工進度，節省人力、物力成本上具有明顯優勢，是一種在超高層結構施工中較先進的模板施工工藝[2]。因液壓爬升模板施工技術出現的時間不久，工藝比較復雜，人們對其受力機理認識不是很足，計算理論也嚴重落后于工程的應用發展，從而對爬模的設計比較保守，導致爬模成本比較高。因此很有必要對爬模系統的相關構件進行應力監測與分析，了解其受力特性和工作狀態，確保這些重要構件在施工過程中的安全性[4]，并進行必要的優化從而降低施工成本。爬模機位間距大小影響爬模架體的剛度和重量，間距過小，架體剛度過大，爬升精度要求高；間距過大，架體剛度太小，易變形。且動力源互不平衡、機位間距等問題影響爬模爬升時的平衡性和同步性，從而對爬模的穩定性產生影響。因此如何布置機位，使架體既能保證剛度，又可以減小重量，提高架體爬升時的整體性和穩定性是一個值得研究的問題。

本文通過對通州運河核心區開發地塊建筑所用液壓爬模系統進行有限元ANSYS模擬分析，并利用現場監測的數據進行驗證，得到可靠的模擬方法。該項目核心筒外側爬模系統共布置24個爬升機位(圖1)，對核心筒外側的爬模系統機位位置進行研究，得到經濟合理的機位間距。

1 爬模爬升工況有限元分析

1.1 有限元模型建立

爬模架體有限元模型通過ANSYS平臺建立，采用beam188單元來模擬各個構件，材料以架體實際為準選取，其中爬模架體的掛座和承重三角架立柱采用Q345鋼，其他部位構件均采用Q235鋼。

爬模架體構件中以槽鋼為主，多個構件為背對背槽鋼組合而成，建模時把這些構件簡化為尺寸參數相同的工字鋼。共采用工字鋼、槽鋼、矩形鋼管、圓鋼管等9種不同規格尺寸的截面類型。

圖2為對N1、N2、N3三個機位組成的爬升單元所建立的有限元的模型，模型高度為17 m，寬11 m。

1.2 加載方案

將爬模架體掛座和導軌的連接簡化為固定鉸支座，下部支腿和墻體的連接簡化為滑動支座。模型自重由軟件自行計算，模板和外圍鋼板防護網自重根據GB 50009-2012《建筑結構荷載規范》[5]換算成線荷載分別加載到模板背楞和爬架外側立桿上。

對2018年11月13日爬模爬升工況進行模擬計算。當天為1級東風，取風速1.5 m/s。風荷載大小按JGJ 195-2010《液壓爬升模板工程技術規程》[6]計算，將風荷載按前文方法換算成線荷載進行加載。模板在背風面風荷載為風吸，模板及以上高度的外圍鋼板防護網承受風壓和風吸共同作用，模板以下高度的外圍鋼板防護網風荷載為風壓，外圍鋼板防護網的透風系數為0.65。

爬模系統爬升時，僅液壓操作平臺有6名工人在進行操作作業，其他平臺均無人員活動。6名成年人按每人75 kg，液壓操作平臺面積為25.3 m2,故液壓操作平臺的實際活荷載為0.178 kN/ m2。將活荷載按前文所述方法換算成線荷載加到相應的平臺梁上。

所有約束完成后，從模型中可以得到支座的豎向反力為176.63 kN。此時為爬模系統在穩定爬升時的豎向荷載總和。

圖1 核心筒外側機位布置(單位：mm)

圖2 N1、N2、N3機位ANSYS模型

爬模爬升時豎向荷載應該乘一個瞬間動力放大系數，動力放大系數=1.78，得到爬升瞬間支座豎向反力為313.38 kN。

1.3 計算分析

進行靜力計算，由結果可知，爬模系統在開始爬升的瞬間和穩定爬升時，掛座底部的拉應力之差最大是42.9 MPa，掛座有限元模型計算的應力云圖如圖3所示。

1.4 實驗驗證

爬模掛座的應力監測，采用MCU-32型分布式摸塊化自動測量單元，應變計采用耐久性和穩定性較好，精度較高，抗電磁干擾能力較強的振弦式應變計，對爬模爬升時掛座的應力進行實時監測。應變計的布置示意圖和現場安裝圖如圖4所示。

14號應變計的應力曲線如圖5所示，由數據可知，爬升工況下掛座應力變化值最大為43.37 MPa，與模擬值誤差為1.1 %，基本吻合，驗證了有限元模擬的可行性。

(a)爬升瞬間

(b)穩定爬升圖3 掛座應力云圖

2 爬模機位優化

2.1 優化方案

JGJ 195-2010《液壓爬升模板工程技術規程》中建議油缸機位間距不宜超過5 m，當機位間距內采用梁模板時，間距不宜超過6 m。如前文圖1所示，N1、N2、N3三個機位間距相對較大，若對其優化，則優化后的機位間距將超過5 m，與規程中的建議相沖突，因此選擇機位間距較小的N4、N5、N6機位(前文圖1框選機位)進行優化。將N4、N5、N6三個機位優化為兩個，優化方案如圖6所示。優化后的N4、N5兩個機位之間距離為4.8 m，兩個機位外側的承載寬度分別為2.8 m。

考慮到結構的抗風性能，加大主平臺及以上的矩形鋼管截面，矩形鋼管的強軸與墻體垂直，增強架體在最不利方向抗風性能。

2.2 有限元分析

(a)應變計安裝示意

(b)應變計安裝現場安裝圖4 應變計安裝

圖5 爬模掛座應力變化曲線

圖6 爬模機位優化示意(單位:mm)

按前文介紹的有限元模擬方法對優化后機位后的爬升單元進行建模計算分析。各項荷載均按JGJ195-2010《液壓爬升模板工程技術規程》中規定的爬升工況取值，模板和液壓操作平臺活荷載分別取1 kN/m2，風荷載取7級最大風速17 m/s，動力放大系數按前文的計算方法取1.78。

按前文介紹的方法，對爬模在實際工作的爬升工況進行分析計算，架體的整體應力圖如圖7所示。

圖7 優化后N4、N5機位爬升瞬間應力云圖

從計算結果可以看出，爬模架體的最大拉應力為152 MPa，位于承重三角架立柱與掛座連接部位上端，最大壓應力為-141 MPa，位于承重三角架立柱與掛座連接部位下端。爬模架體最大拉、壓應力均在掛座處，且最大拉應力和最大壓應力均遠遠小于承重三角架立柱和掛座所用的Q345鋼的強度設計值。同時爬架所承受的最大拉應力和最大壓應力也均小于Q235鋼的強度設計值，說明爬模架體的其他構件也足夠安全。由計算結果可以知道，爬模系統機位優化后在爬升工況下可以滿足承載力和使用要求。

2.3 爬模強度和剛度計算分析

上節介紹的是按項目實際的爬升工況對優化機位后的模型進行了驗算分析，本節將按照JGJ 195-2010《液壓爬升模板工程技術規程》，對爬模系統在施工工況、爬升工況和停工工況三種不同工況下進行強度和剛度計算分析，荷載效應組合情況如表1所示。

表1 爬模裝置荷載效應組合

分別對有限元模型進行三種不同工況下，荷載效應組合后的計算分析，得到各種工況下爬模架體的結構變形圖和應力云圖，如圖8所示。由計算結果可以看出在停工工況下(取9級風)，爬模架體的變形和應力是最大的，可見風荷載對爬模架體的影響非常大。

由分析結果可知爬模架體在強度和剛度驗算中，停工工況下應力和變形均達到最大，其中強度驗算最大組合壓應力為-166 MPa，位于架體縱梁與承重三角架橫梁連接部位，最大組合拉應力為165 MPa，位于架體上平臺立柱與架體縱梁連接部位，均小于Q235鋼材的強度設計值；剛度驗算中，最大位變形位于架體上平臺立柱頂端，最大位移為8.3 cm，超過限值，因此在風力達到7級以上時，不僅要停止爬模作業，還要對架體做相應的拉結。不同工況下的力學性能如表2所示。

表2 爬模架體在各工況下的結構響應

圖8 三種工況下模型的變形圖和應力云圖

由表2可知，優化后的爬模架體在三種工況下的強度驗算中，最大組合應力均小于Q235鋼的強度設計值，滿足承載力和正常使用要求。其中有限元計算的壓應力極值為構件局部應力值，而因構件長細比較小，按規范進行穩定計算時，得到的是均勻壓應力值，故按穩定計算出的應力值小于有限元模擬的壓應力極值，因此構件不存在穩定問題。

2.4 爬模穩定計算分析

由上小節強度計算結果分析可知，三種工況下，承重三角架的斜撐的應力和軸力均大于其他構件，因此對兩根斜撐中軸力較大的進行穩定驗算。按GB 50017-2003《鋼結構設計規范》[7]中對雙軸對稱閉口截面的壓彎構件采用下式進行穩定驗算：

三種工況下承重三角架斜撐的ANSYS強度計算應力值和手算穩定應力值結果對比如表3所示。

表3 承重三角架斜撐應力 MPa

可以看出，爬升工況下承重三角架斜撐穩定性計算應力值是強度計算應力值的2.19倍，說明爬模在爬升時穩定性能更重要。由計算結果可以得出爬模的安全承載力驗算優先等級，施工和爬升工況下應以穩定性計算為主，而停工工況下則應以強度計算為主。

由穩定計算結果可知，三種工況下，爬模架體中承受軸力較大存在失穩可能性的三角架斜撐，其穩定計算中應力值遠遠小于Q235鋼材的強度設計值，說明爬模系統的機位優化后，架體整體穩定性滿足承載力和正常使用要求。

3 結論

本文針對北京通州運河核心區開發地塊中的建筑核心筒外側液壓自爬模的爬升過程進行深入分析，得到如下結論：

(1)建立了核心筒外側液壓自爬模結構精細化有限元模型，對其爬模過程進行了模擬分析，并通過現場實測驗證了分析方法的準確性，為類似爬模系統優化分析提供了方法參考。

(2)優化了項目核心筒外側的爬模機位，優化后的爬模架體滿足承載力和正常使用要求。通過精細化有限元建模分析，得到了較為合理的機位布置間距，減少了機位，降低了施工成本，為以后高層施工中爬模機位的布置提供了參考，為液壓爬升模板技術在高層施工中的推廣提供了助力。