建筑物平移启动前对托换桁架的影响

建筑物平移启动前对托换桁架的影响建筑物平移时，施加顶推力之后、启动之前托换桁架的内力变化较大，此时确保托换桁架不发生破坏是保证平移顺利进行的前提。吴二军等通过江南大酒店平移工程，对平移过程的实时监测提出了要求。杜建民等通过建立建筑物横向平移时托换体系的承载力计算模型，对墙下双梁进行了分析研究。敬登虎等将钢板–砖砌体组合结构应用于既有砖混房屋大空间改造中。赵考重等、王超、房晓鹏分别对角钢–砌体组合托换结构、槽钢–砌体组合托换结构、钢–混凝土组合托换结构受力机理进行了系统研究。张鑫等提出了滚动式平移牵引力的计算公式。学者们在对建筑物平移时的监测、托换方法等方面做了深入的研究，但对平移时托换桁架的受力还需进一步研究。本研究应用有限元分析软件ETABS建立建筑物平移启动前的模型，对平移启动前托换桁架的内力和变形进行了研究分析，为确保托换桁架的安全性提供了依据；针对不同施力方式对托换桁架变形的影响进行研究，分析托换桁架的内力变化。1 建立分析模型及施加顶推力1.1 建立分析模型本工程地下1层、地上15层，裙楼地下1层、地上3层为框架–剪力墙结构，上部结构模型及荷载与原结构相同。平移时所用托换桁架如图1所示，斜撑尺寸为300mm×600mm，连梁尺寸为320mm×580mm，为截面相同的2根梁并列平行连接到柱上。建模时将2根梁合并为1根梁，即斜撑尺寸为600mm×600mm，连梁尺寸为640mm×580mm，将托换桁架设置在原结构地下一层下部。图1 托换桁架平面示意使用摩擦摆连接单元模拟平移时滚轴的摩擦力，不考虑支座竖向变形，取支座竖向刚度为3×107 N/m，有效阻尼为0；平移方向（x向）刚度为8×105 N/m，摩擦系数为0.1；垂直平移方向（y向）刚度为8×105  N/m，摩擦系数为0.5；绕R1轴的转动刚度为2×103 （N·m）/rad，绕R2、R3的转动刚度为5×107 （N·m）/rad，控制远离施力点的位移为0，模拟平移启动前的状态。将连接属性指定到模型支座下部，仅对z方向进行约束。1.2 施加顶推力依据山东建筑大学张鑫教授团队提出的平移启动牵引力公式F=kfG计算平移启动所需的顶推力。其中F为启动牵引力，G为建筑物重力，综合调整系数k=1，摩擦系数f=0.1。平移时一个油泵会控制多个千斤顶，除去油管拐弯处损耗外，施加在千斤顶上的顶推力基本相同。故将整个建筑物平移所需的顶推力平均分配到各轴线上，作用在平移方向的后端为工况一；将工况一中各轴线的顶推力平分作用在建筑物7轴位置和平移方向的后端为工况二。各轴线支座反力和平移所需顶推力见表1。表1 各轴线支座反力和平移所需顶推力

kN2 托换梁轴向变形及托换桁架内力分析2.1 托换梁轴向变形在各工况作用下，托换梁会产生累计轴向变形，托换梁的变形也反映了该轴线上顶推力的布置是否合理，轴线变形过大会使与其相连的梁开裂或发生破坏。两种工况作用下托换梁沿平移方向累计轴向变形如图2所示。图2 各工况作用下托换梁累计轴向变形由图2可知，托换梁承受轴向压力，相比仅在建筑物平移方向的后端施加顶推力，在建筑物平移方向的后端和轴施加顶推力时，托换梁累计轴向变形可降低50 %左右，有效减小了托换梁的轴向变形，降低了对托换梁的影响。建筑物轴右侧整体变形相对于左侧变形较大，会使托换结构产生逆时针方向的扭转。相对于工况一，工况二作用下轴与轴变形差值增大，会使托换桁架承受的扭转力增大。2.2 托换梁轴力两种工况作用下托换梁轴力最大值产生在平移方向的后端，平移方向后端托换梁轴力见表2。

表2各种工况作用下平移方向后端托换梁轴力

kN由表2可知，在工况二作用下，托换梁轴力比工况一减小了50 %左右，且托换梁各轴线上的差值减小，整个托换桁架的受力更加均匀。从经济的角度来说，采用工况二加载方式可以适当减小托换梁底截面，降低成本。托换梁轴向力反映的规律与托换梁累计变形的规律是吻合的，平移启动前通过监测托换梁的变形确定其受力的安全性是合理的。2.3 交叉斜撑轴力交叉斜撑在平衡托换桁架的受力及变形起到了重要作用，使整个托换桁架协同工作，取部分交叉斜撑的轴力，其中交叉斜撑的编号如图1所示。两边跨裙楼位置处交叉斜撑的轴力大于中间跨主楼位置处的轴力。由于边跨斜撑因内力仅能向中间跨方向传递，而中间跨的斜撑可向平面内方向传递，因此边跨斜撑内力大于中间跨，故在设计时可将不同跨的斜撑设计成截面不同的梁，这样更经济，结构变形更协调，不宜仅按受力最大处将斜撑设计成相同截面。3 结论（1）与仅在建筑物平移方向的后端施加顶推力相比，在建筑物平移方向的后端和建筑物中部施加顶推力时托换梁累计轴向变形可降低50