【正文】 若 施工時間段縮短為： ～ ；晝夜溫差最大值：℃（ 4 月 12 日）；季節(jié)溫差最大值： ℃（ 4 月 6 日 28℃， 1 月 19 日－ ℃） 若 施工時間段縮短為： ～ ；晝夜溫差最大值：℃（ 3 月 20 日）；季節(jié)溫差最大值： ℃（ 3 月 20 日 ℃， 1 月 19 日－℃） 從溫差來看該工況施工時間段盡量縮短 ，同時采取其它有助于減小溫差的措施。其中，一層（設(shè)計標高－ ）以下的核芯筒（含 36 根型鋼混凝土柱）按原設(shè)計施工圖施工完畢；一層～三層（設(shè)計標高－ ～ ）的核芯筒（不含 36 根型鋼混凝土柱）施工完畢。同時，在原設(shè)計核芯筒頂面標高以上（比原設(shè)計頂標高高 ）增設(shè)的提升平臺也施工完畢。 3. 提升平臺采用鋼筋混凝土梁板結(jié)構(gòu)。詳見提升平臺結(jié)構(gòu)施工圖。未計入施工階段活荷載。 （五）計算分析結(jié)論： 1. 施工階段，在豎向荷載作用下，六個核芯筒的承載力、壓縮 變形均滿足規(guī)范要求。 3. 施工階段，在地震作用下，六個核芯筒的承載力及整體位移值均滿足規(guī)范要求。 5. 提升過程中提升平臺結(jié)構(gòu)構(gòu)件的承載力及變形滿足規(guī)范要求。選用提升設(shè)備第 16 頁 共 66 頁 時，應(yīng)考慮上述因素，留有充分的安全儲備。 8. 工況 工況 6（ 兩個溫度作用較為不利的工況 ）由于季節(jié)溫差較大，產(chǎn)生的溫度應(yīng)力也較大，根據(jù)計算分析結(jié)果，除采取以下措施：即三層混凝土樓板連成整體，二層及二層以下的后澆帶待圍護結(jié)構(gòu)形成室內(nèi)環(huán)境后封閉以外，尚應(yīng)采取有效的減小季節(jié)溫差及溫度應(yīng)力的措施。 （六 ） 主要計算分析結(jié)果摘錄 1． 提升點平面布置圖（見附圖 11） 2． 提升點立面布置圖（見附圖 12～ 14） 3． 理想水平條件下提升點反力表（表 1） 4． 施工階段結(jié)構(gòu)整體分析總信息一覽表（表 2） 第 17 頁 共 66 頁 表 1 提升點反力表 核芯筒編號 鋼桁架編號 提升點編號 提升點反力 （單位： kN） 提升平臺結(jié)構(gòu)安全系數(shù) 核芯筒 1 HJ－ 1 HJ－ 2 A 5601 B 3635 C 2777 D 6798 核芯筒 3 HJ－ 1 HJ－ 2 A 5601 B 3573 C 2843 D 6842 核芯筒 4 HJ－ 1 HJ－ 2 A 5588 B 3622 C 2810 D 6833 核芯筒 6 HJ－ 1 HJ－ 2 A 5609 B 3591 C 2790 D 6792 核芯筒 2 TG3軸上 HJ－ 3 E 2801 F 1433 G 2302 TG4軸上 HJ－ 3 E 2815 F 1401 G 2418 核芯筒 5 TG3軸 上 HJ－ 3 E 2808 F 1401 G 2419 TG4軸上 HJ－ 3 E 2802 F 1432 G 2299 注：此表是經(jīng)詳細計算后得出，與初步驗算時不盡 一致。 （二）計算分析內(nèi)容 1．提升吊點設(shè)計計算； 2．提升鋼塔架驗算； 3．采用不同支座條件下模型的支座反力計 算分析； 4．整體提升時 Y 形支撐柱位移及恢復力計算分析； 5．某一提升吊點油缸退出工作時力的分配計算分析； 6．各提升吊點之間的相對剛度統(tǒng)計計算分析； 7．采用鋼絞線模擬支座時各提升吊點相對 A 點允許最大位移計算分析； 8．鋼屋架提升過程桁架應(yīng)力計算； 第 19 頁 共 66 頁 （三）計算分析結(jié)論 1．本工程提升吊點吊耳板共計采用 40 個，其中 2 350t 吊耳 12 個； 200t+350t吊耳 8 個， 2 200t 吊耳 4 個； 1 350t 吊耳 12 個； 1 200t 吊耳 4 個。 提升吊耳設(shè)計圖見附件 3：同濟大學建筑設(shè)計研究院提 升吊點設(shè)計圖。 提升塔架設(shè)計圖見附件 4：提升塔架布置圖 3．不同 支座條件下模型的支座反力計算，共分析三種模型。本次分析采用了三種邊界條件來模擬實際提升時的支座情況，分別為：（ 1）各提升點采用三向固定支座（即限制提升點 x、y、 z 向的平移，不限制轉(zhuǎn)角）；（ 2） G 點采用三向固定支座， AF 點采用單向（限制 z 向位移）支座；（ 3）各提升點采用模擬鋼絞線形式。模型只考慮了 倍的自重（實際載荷情況）。 表 3 不同支座形式的模型的支座反力（ KN）及位移（ mm） 提升點 各點三向固定支座 G點三向 AF單向 鋼絞線模擬 鋼絞線模擬下的豎向位移 A 5437 5678 4781 － B 3356 3534 2801 － C 2383 2175 3033 － D 6322 6197 6824 － E 2259 2280 2256 － F 1317 1259 1478 － G 1963 2080 2074 － 當對結(jié)構(gòu)整體進行提升使結(jié)構(gòu)脫離地面，而未對鋼絞線進行豎向位移調(diào)節(jié)時，支座反力最接近第三種工況，即采用鋼絞線模擬支座工況，此時各節(jié)點之間有相對的豎向的位移。逐漸調(diào)節(jié)各點與 A 點的位移差，當各點與 A 點均在同一水平面上時，由于實際提升時支座不能提供水 平反力，因此實際提升節(jié)點的反力值接近第二種支座形式下的支座反力，即 G 點三向支座， AF 點單向支座。在所有分析中，除分析各吊點相對 A 點允許最大位移分析時采用鋼絞線模擬支座外，其余均采用第二種支座形式，即 G 點三向支座， AF 點單向支座。但在提升過程中， 36 個 Y 形柱會發(fā)生水平及豎向的位移，這將對其整體下降歸位施工產(chǎn)生重 大影響。對 Y 形柱水平位移進行校正所需的水平力稱為“回復力”。分析時模型采用 G 點三向固定支座， AF 點單向固定支座形式， 倍自重。針對已發(fā)生水平位移的 Y 形柱，計算水平向校正 5mm 所需的回復力。水平位移恢復力不大于 10t 。 5．某一提升吊點油缸退出工作時力的分配 在提升過程中，如果有油缸卸載特殊情況發(fā)生，則支座反力將重新分配。分別令支座 AB C D E F G1 點油缸退出工作，不考慮系統(tǒng)壓力設(shè)定及油缸溢流保護時，其余點支座反力分配見下表： 表 4 某一油缸退出工作時其余支座力分配 正常提升 反力 A1 點退出工作 B1 點退出工作 C1 點退出工作 D1 點退出工作 E1 點退出工作 F1 點退出工作 G1 點退出工作 卸載位移 （ mm） － － － － － A1 5678 6935 5486 10270 5638 5673 5859 第 21 頁 共 66 頁 B1 3534 5615 4898 3031 3567 3555 3832 C1 2175 1587 4703 18 3826 2529 2194 2020 D1 6197 1114 5871 6774 2 6120 6193 6121 G1 2083 2300 2301 2017 1995 1324 2528 G2 2032 2076 2072 2019 2020 1928 2037 2667 F1 1247 1200 1343 1298 1220 3457 4159 F2 1259 1220 1219 1259 1268 1377 1321 1296 E1 2281 2184 2333 2556 2110 2960 761 E2 2280 2276 2267 2277 2287 2858 2316 2078 B3 3598 3580 3598 2595 3610 3586 3590 3659 A3 5702 5359 5694 5710 5791 5699 5697 5742 C3 2115 2145 2115 2102 2110 2118 2115 2088 D3 6115 6212 6124 6110 6031 6117 6116 6089 D4 6187 5506 6028 6325 7506 6185 6187 6162 C4 2171 1890 1910 2489 2572 2200 2172 2140 A4 5695 5897 5766 5602 5061 5693 5695 5709 B4 3535 3652 3607 3392 3288 3527 3534 3549 E3 2278 2277 2271 2296 2276 2279 2282 2274 E4 2274 2274 2275 2281 2282 2282 2275 2279 F3 1249 1247 1245 1251 1249 1260 1242 1271 F4 1257 1255 1256 1259 1262 1259 1256 1261 G3 2083 2100 2094 2068 2051 2077 2086 2067 G4 2023 2027 2024 2019 2020 2021 2023 2017 C6 2154 2169 2156 2165 2173 2168 2155 2153 D6 6220 6256 6220 6223 6175 6221 6220 6213 B6 3570 3564 3570 3568 3569 3567 3570 3571 A6 5578 5561 5574 5581 5611 5576 5577 5581 計算在各支座發(fā)生卸載情況下支座反力與正常提升情況（各提升點同一水平面）支座反力變化百分比，見表 5。 表 5 某一油缸退出工作時其余支座力與正常工作時反力比較 正常提升 反力 A1 點退出工作 B1 點退出工作 C1 點退出工作 D1 點退出工作 E1 點退出工作 F1 點退出工作 G1 點退出工作 與正常反力比較 （％） （％） （％） （％） （％） （％） （％） A1 5678 B1 3534 C1 2175 D1 6197 G1 2083 G2 2032 F1 1247 第 22 頁 共 66 頁 F2 1259 E1 2281 E2 2280 B3 3598 A3 5702 C3 2115 D3 6115 D4 6187 C4 2171 A4 5695 B4 3535 E3 2278 E4 2274 F3 1249 F4 1257 G3 2083 G4 2023 C6 2154 D6 6220 B6 3570 A6 5578 從以上數(shù)據(jù)可以看出，當某一支座卸載時，在卸載點附近分布的支座反力影響較大，遠離卸載點的支座反力影響較小。根據(jù)兩提升點之間的相對剛度曲線可以確定在發(fā)生位移的提升點所產(chǎn)生的相對位移下，另外一提升點的反力。以發(fā)生位移的支座點的位移為橫坐標軸，以該位移下相應(yīng)支座點的支座反力為縱坐標軸，做位移－荷載曲線，即為兩支座之間的相對剛 度曲線。 7．采用鋼絞線模擬支座時各提升吊點相對 A 點允許最大位移 各個提升點采用鋼絞線來模擬支座時，結(jié)構(gòu)剛提升時，各點的豎向位移不在同一水平面上，當采用自重系數(shù)為 的模型時，各點提升時的位移值見表 3。（未考慮調(diào)平各點豎向位移）。 從采用鋼絞線與采用固定支座的結(jié)果看來，各支座反力對支座位 移的敏感程度不同，采用固定支座時，支座反力隨支座位移變化較大，采用鋼絞線支座則變化相對較小。 8．鋼屋架提升過程桁架應(yīng)力計算 屋架整體提升過程中，需要測量屋架桿件應(yīng)力。主要列出了屋架在下列工況下桿件應(yīng)力：（ 1）自重下的應(yīng)力；（ 2） A1 點上提 8mm 時桿件應(yīng)力；（ 3） B1 向上提升 時桿件應(yīng)力；（ 4） C1向上提升 時桿件應(yīng)力；（ 5） D1 點上提 時桿件應(yīng)力；（ 6） E1 向上提升 5mm 時桿件應(yīng)力；（ 7） F1 向上提升 5mm 時桿件應(yīng)力；（ 8） G1 向上提升 7mm時桿件應(yīng)力。 9．鋼屋架整體提升計算結(jié)論： 通過以上理論計算結(jié)果分析，在正常的提升情況下，將各個提升點調(diào)平后，各點的支座反力均在油缸的承載能力允許范圍內(nèi)，由于節(jié)點設(shè)計按與油缸承載能力等強，因此，節(jié)點的強度滿足要求。 在提升的過程中， 如果在其余點都正常的情況下，其中