度1013塔吊支撑架及预埋件验算书.docx

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度1013塔吊支撑架及预埋件验算书

第一节说明

1.1工程说明

塔楼ZSL750塔吊布置于核心筒外侧，分别位于2-C至2-E轴之间，塔吊支撑架材料为Q345B，主梁通过耳板和牛腿与埋件相连接（简化为铰接），水平支撑及斜向拉杆通过耳板与埋件相连（简化为铰接）。

塔吊支撑架布置示意图如图1.1所示，平面布置如图1.2所示。

图1.1塔吊支撑架布置示意图

图1.2塔吊平面布置图

1.2计算依据

1）《建筑结构荷载规范》（GB50009-2012）

2）《钢结构设计规范》（GB50017-2003）

3）《混凝土结构设计规范》（G50010-2010）

4）《ZSL750塔机说明书》

5）《琶洲村改造项目地块四自编C-1、C-2栋商业办公楼工程》设计图纸及相关图纸

1.3计算内容

为检验塔吊支撑架及支座节点预埋件在施工荷载作用下的安全性，本验算书计算内容主要包括：

1、塔吊支撑架在本工程涉及的各荷载组合下支座反力最大值、节点位移最大值以及构件强度及稳定性计算。

2、最不利荷载组合下的支撑架主梁、水平撑杆、斜向拉杆件节点对应预埋件验算。

1.4计算软件

塔吊支撑架结构采用SAP2000V14.2.3软件验算。

第二节塔吊支撑架有限元分析

2.1塔吊支撑架有限元模型

塔吊支撑架整体有限元模型及其边界条件示意图如图2.1所示，支撑架各构件名称见图2.2，构件尺寸见表2.1。

图2.1塔吊支撑架有限元模型示意图

图2.2塔吊支撑架各构件名称

表2.1支撑架及其附着构件截面表

构件名称

主梁

C型框

水平支撑

斜向拉杆

截面尺寸（mm）

□900×400×20×30

H458×350×20×50

Φ245×10

Φ273×16

2.2塔吊支撑架荷载取值及分析工况

2.2.1荷载取值

验算支撑架时，恒荷载为支撑架自重，组合系数取1.2；活荷载为塔吊荷载（由塔吊厂商提供，见表2.2），组合系数取1.4。

根据塔吊厂商提供的资料，ZSL750塔吊作用于支撑架的荷载取值见表2.2：

表2.2ZSL750塔吊的荷载取值

工作状态

非工作状态

720kN

630kN

300kN•m

2300kN

740kN

480kN

300kN•m

1800kN

表中H1为上层附着水平力，H2为下层附着水平力，Mk为塔吊动臂转动的启动或刹车荷载，V为竖向荷载。

荷载作用示意图如图2.1所示。

图2.1ZSL750内爬式塔吊结构反力示意图

对比塔吊工作状态与非工作状态的荷载值可以得到以下结论：

工作状态下H1荷载值与非工作状态下H1荷载值较为接近，而工作状态下H2、Mk及V荷载值均大于非工作状态下对应荷载值，工作状态下荷载为不利荷载，故本验算中只取塔吊工作状态下的荷载进行分析。

分析荷载取值如下：

H1=720kN，H2=630kN，Mk=300kN•m，V=2300kN

2.2.2分析工况

1水平荷载工况

水平力H1、H2的方向与塔吊动臂转动的角度有关，故定义塔吊动臂转动的角度θ为动臂中心线与计算模型X轴正向的夹角，如图2.2所示。

根据设计，水平荷载H1、H2分别由上支撑架和下支撑架承担，且H2合力作用线方向与X轴正向夹角也为θ，H1合力作用线方向与X轴正向夹角为θ+180°，考虑到H1、H2着力点均为四个，故将H1、H2分别分解为四个同向等大的分力，如图2.3所示。

图2.2塔吊动臂转动的角度θ平面示意图

a上支撑架水平荷载b下支撑架水平荷载

图2.3塔吊动臂转动角度为θ时水平荷载作用示意图

塔吊动臂转动的角度θ取不同值时，支撑架各构件的内力及支撑架支座反力将有所不同，考虑到支撑架结构对称性，分别取θ值为0°，19°，38°，45°，68°，90°，113°，135°，142°，161°，180°时的水平荷载参与工况组合，分析支撑架支座最大反力以确定预埋件设计荷载。

2竖向荷载工况

根据设计，竖向荷载V仅由下支撑架承担，且竖向荷载V着力点为四个，故亦将V分解为四个同向等大的分力，如图2.4所示。

图2.4塔吊下支撑架竖向荷载

3塔吊动臂转动的启动或刹车荷载工况

塔吊动臂转动的启动或刹车荷载Mk包含顺时针和逆时针两个方向，主要由塔吊上支撑架承担。

将Mk在上支撑架四个着力点沿旋转切线分解为2对力偶，如图2.5所示。

a上支撑架逆时针Mk荷载b上支撑架顺时针Mk荷载

图2.5塔吊动臂转动的启动或刹车荷载作用示意图

4荷载组合工况

附着式塔吊支撑架支座位于建筑核心筒剪力墙上，随着楼层增高，结构上部剪力墙厚度减小，塔吊C型框与墙体支座的距离将逐步增加，C型框（形心）距墙体最近距离3500mm，最远距离4400mm，故本验算选取C型框（形心）距墙体支座3500mm，3950mm，4400mm三个代表位置，进行建模加载分析，三个分析模型示意图如图2.6所示。

aC型框位置一

bC型框位置二

c型框位置三

图2.6塔吊动臂转动的启动或刹车荷载作用示意图

（图中⊙表示荷载作用点，单位：

mm）

分别考虑C型框在位置一、位置二及位置三的荷载组合，并考虑荷载组合系数，可以得到以下66种塔吊支撑架荷载组合工况，如表2.3所示。

荷载组合名称采用1.2D+1.4（V+Hθ+Mkx），D为支撑架自重荷载，由软件自动计算；V为竖向荷载工况；Hθ为水平荷载工况，下标θ表示塔吊动臂转动的角度θ，也即H2方向角；Mkx为塔吊动臂转动的启动或刹车荷载工况，下标x=1时表示Mk沿逆时针方向，x=2时表示Mk沿顺时针方向。

表2.3塔吊的荷载组合工况

荷载组合编号

荷载组合名称

荷载组合说明

H2方向角θ

Mk方向

C型框位置

1.2D+1.4（V+H0°+Mk1）

0°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H19°+Mk1）

19°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H38°+Mk1）

38°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H45°+Mk1）

45°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H68°+Mk1）

68°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H90°+Mk1）

90°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H113°+Mk1）

113°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H135°+Mk1）

135°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H142°+Mk1）

142°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H161°+Mk1）

161°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H180°+Mk1）

180°

逆时针

位置一

1.2D+1.4（V+H0°+Mk2）

0°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H19°+Mk2）

19°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H38°+Mk2）

38°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H45°+Mk2）

45°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H68°+Mk2）

68°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H90°+Mk2）

90°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H113°+Mk2）

113°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H135°+Mk2）

135°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H142°+Mk2）

142°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H161°+Mk2）

161°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H180°+Mk2）

180°

顺时针

位置一

1.2D+1.4（V+H0°+Mk1）

0°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H19°+Mk1）

19°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H38°+Mk1）

38°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H45°+Mk1）

45°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H68°+Mk1）

68°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H90°+Mk1）

90°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H113°+Mk1）

113°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H135°+Mk1）

135°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H142°+Mk1）

142°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H161°+Mk1）

161°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H180°+Mk1）

180°

逆时针

位置二

1.2D+1.4（V+H0°+Mk2）

0°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H19°+Mk2）

19°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H38°+Mk2）

38°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H45°+Mk2）

45°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H68°+Mk2）

68°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H90°+Mk2）

90°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H113°+Mk2）

113°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H135°+Mk2）

135°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H142°+Mk2）

142°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H161°+Mk2）

161°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H180°+Mk2）

180°

顺时针

位置二

1.2D+1.4（V+H0°+Mk1）

0°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H19°+Mk1）

19°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H38°+Mk1）

38°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H45°+Mk1）

45°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H68°+Mk1）

68°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H90°+Mk1）

90°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H113°+Mk1）

113°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H135°+Mk1）

135°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H142°+Mk1）

142°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H161°+Mk1）

161°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H180°+Mk1）

180°

逆时针

位置三

1.2D+1.4（V+H0°+Mk2）

0°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H19°+Mk2）

19°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H38°+Mk2）

38°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H45°+Mk2）

45°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H68°+Mk2）

68°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H90°+Mk2）

90°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H113°+Mk2）

113°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H135°+Mk2）

135°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H142°+Mk2）

142°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H161°+Mk2）

161°

顺时针

位置三

1.2D+1.4（V+H180°+Mk2）

180°

顺时针

位置三

2.3塔吊支撑架支座反力计算结果

2.3.1计算模型节点编号及其坐标系

C型框在位置一、位置二及位置三时塔吊支撑架各计算模型节点编号与坐标系如图2.7所示。

aC型框位置一bC型框位置二c型框位置三

图2.7塔吊整体计算模型节点编号与坐标系

2.3.2支座节点（1~12号节点）反力计算结果

对于塔吊支撑架支座各个节点（1~12号节点），对比分析当C型框在位置一、位置二及位置三时计算得到的节点反力Fx，Fy，Fz，选取较大值绘制各节点三个反力Fx，Fy，Fz随塔吊动臂转动的角度θ从0°至180°的变化曲线，当塔吊动臂转动的启动或刹车荷载Mk沿逆时针方向时1~12号节点反力如图2.8a~2.8l所示，塔吊动臂转动的启动或刹车荷载Mk沿顺时针方向时1~12号节点反力如图2.9a~2.9l所示。

图2.8a节点1三向反力随θ变化曲线

图2.8b节点2三向反力随θ变化曲线

图2.8c节点3三向反力随θ变化曲线

图2.8d节点4三向反力随θ变化曲线

图2.8e节点5三向反力随θ变化曲线

图2.8f节点6三向反力随θ变化曲线

图2.8g节点7三向反力随θ变化曲线

图2.8h节点8三向反力随θ变化曲线

图2.8i节点9三向反力随θ变化曲线

图2.8j节点10三向反力随θ变化曲线

图2.8k节点11三向反力随θ变化曲线

图2.8l节点12三向反力随θ变化曲线

图2.9a节点1三向反力随θ变化曲线

图2.9b节点2三向反力随θ变化曲线

图2.9c节点3三向反力随θ变化曲线

图2.9d节点4三向反力随θ变化曲线

图2.9e节点5三向反力随θ变化曲线

图2.9f节点6三向反力随θ变化曲线

图2.9g节点7三向反力随θ变化曲线

图2.9h节点8三向反力随θ变化曲线

图2.9i节点9三向反力随θ变化曲线

图2.9j节点10三向反力随θ变化曲线

图2.9k节点11三向反力随θ变化曲线

图2.9l节点12三向反力随θ变化曲线

2.3.3支座节点包络反力

塔吊支撑架为对称结构，确定支座节点包络反力时应选取某节点及其对称节点二者反力的较大值作为该位置的节点反力，同时，随着塔吊在施工过程中向上爬升，爬升前的塔吊原上支撑架将转换为塔吊爬升后的下支撑架，故取各荷载组合工况下节点1、4、7、10节点反力的最大值为设计部位A的设计反力，取各荷载组合工况下节点2、3、8、9节点反力中的最大值为设计部位B的设计反力，取各荷载组合工况下节点5、6、11、12节点反力的最大值为设计部位C的设计反力。

设计部位A、B、C的位置如图2.10所示。

图2.10塔吊支撑架支座部位划分

根据1~12号节点三向反力最大值，整理得支座部位A、B、C的三向反力设计值，列于下表2.4。

表2.4塔吊支撑架支座部位A、B、C三向反力包络值

三向反力包络值

Fx（kN）

Fy（kN）

Fz（kN）

支座部位A

max（最大值）

1050.278

565.839

3.011

min（最小值）

-1044.601

-526.316

3.011

支座部位B

max（最大值）

1315.516

47.673

782.451

min（最小值）

-983.771

-60.492

23.172

支座部位C

max（最大值）

-18.286

0.000

1120.486

min（最小值）

-564.665

0.000

44.700

2.4塔吊支撑架在不利工况下的位移计算结果

分析塔吊支撑架在66种荷载组合工况节点位移，得到Z向最大位移-9.9mm，对应51号荷载组合工况1.2D+1.4（V+H113°+Mk1），如图2.11a所示；X向最大位移-0.6mm，对应51号荷载组合工况1.2D+1.4（V+H113°+Mk1），如图2.11b所示；Y向最大位移-10.1mm，对应61号荷载组合工况1.2D+1.4（V+H90°+Mk2）如图2.11c所示。

各最大构件变形均小于L/400,满足《钢结构设计规范》设计要求。

aZ向最大位移

bX向最大位移

cY向最大位移

图2.11塔吊支撑架在不利工况下的最大位移值（单位：

mm）

2.5塔吊支撑架杆件的强度及稳定性计算结果

以结构整体模型为基础，对结构进行特征值屈曲分析。

根据构件初步分析结果，取不利工况D+V+H90°+Mk1进行特征值屈曲分析，对于C型框位于位置一、二、三的塔吊支撑架计算模型，结构均在下支撑架主梁弱轴首次发生屈曲，屈曲模态Mode17，其屈曲变形如图2.14所示。

经比较，三计算模型中，C型框位于位置一时主梁具有最小次轴屈曲因子376.3467，最小强轴屈曲因子554.3289，根据欧拉公式反推出各单元构件绕强轴计算长度系数18.78或3.09及绕弱轴计算长度系数11.06或1.82，按反推出的构件绕强轴及绕弱轴计算长度系数重新代入模型整体分析并计算，可得各构件设计应力比，如图2.15所示。

可看出：

主梁最大应力比0.478，各构件的应力比均小于0.500，满足设计要求。

aC型框位置一bC型框位置二c型框位置三

图2.14塔吊支撑架屈曲模态

a支撑架杆件应力比

b下支撑架（部分杆件）应力比

图2.15塔吊支撑架杆件的强度及稳定应力比

第三节塔吊支撑架支座预埋件设计

3.1预埋件设计荷载

塔吊支撑架支座预埋件设计荷载采用上节2.3.3部分计算所得支座节点反力包络值，考虑到支座位置处荷载的局部偏心、安装误差等因素，将支座节点反力计算值放大1.5倍作为最终设计荷载，荷载值如表3.1所示。

不考虑压力对预埋件的有利作用，故预埋件设计的不利组合为拉力与剪力共同作用，预埋件不利设计荷载如表3.2所示。

表3.1塔吊支撑架支座部位A、B、C设计荷载值

三向反力包络值

Fx（kN）

Fy（kN）

Fz（kN）

支座部位A

min（最小值）

-1575.417

-848.084

-4.517

max（最大值）

1566.902

789.474

-4.517

支座部位B

min（最小值）

-1973.274

-71.510

-1173.677

max（最大值）

1475.657

90.738

-34.758

支座部位C

min（最小值）

27.429

0.000

-1680.729

max（最大值）

846.998

0.000

-67.05

表3.2塔吊支撑架预埋件不利设计荷载取值

预埋件名称

对应支座

Fx（kN）

Fy（kN）

Fz（kN）

水平撑杆预埋件

支座部位A

1600（拉力）

850（水平剪力）

5（竖向剪力）

箱梁预埋件

支座部位B

1500（拉力）

90（水平剪力）

1200（竖向剪力）

斜向拉杆预埋件

支座部位C

850（拉力）

0（水平剪力）

1700（竖向剪力）

3.2预埋件设计

水平撑杆预埋件、箱梁预埋件、斜向拉杆预埋件锚板均选用Q345B板，板厚取30mm，锚筋均选用25mm直径HRB400钢筋，与锚板采用穿孔塞焊连接。

考虑到塔吊支撑架支座剪力较大，支座预埋件采用抗剪键承担部分或全部支座剪力，抗剪键钢板选用Q345B板。

考虑到Q345B钢材的焊接性能，建议不得在锚板同一位置焊接超过两次。

3.2.1水平撑杆预埋件设计

水平撑杆预埋件设计时，考虑直锚筋承担全部拉力，抗剪键承担全部剪力。

按《混凝土结构设计规范》9.7.2条，锚筋总截面面积应满足As≥N/0.8αbfy，αb为锚板弯曲变形折减系数，按规范计算取0.9。

计算得As≥6173mm2，配置14根25mm钢筋（As=6888mm2）可满足要求。

抗剪键末端设机械锚固措施，采用一侧贴焊锚筋，计算需要锚固长度400mm，设计采用500mm锚固长度，满足要求。

水平撑杆预埋件竖向剪力较小，不予考虑，对于水平剪力配置4个焊接H型钢抗剪键，抗剪键平面尺寸如图3.1所示，锚筋及抗剪键平面布置如图3.2所示。

图3.1水平撑杆预埋件的抗剪键平面尺寸

图3.2水平撑杆预埋件设计图

对于每个H型钢抗剪键，其翼缘承担水平剪力V0=850/4=212.5kN，其剪切应力τ=V0/Aw=212.5×1000/（14×2×60）=126.5N/mm2＜fv=180N/mm2，满足要求。

每个抗剪键对混凝土局部压力V0，按《混凝土结构设计规范》6.6.1条：

V0=212.5kN＜1.35βcβlfcAln=361.2kN，满足混凝土局部承压要求。

式中βc为混凝土强度影响系数，按规范取1.0；βl为混凝土局部受压强度提高系数，按规范取1.732；fc为支座混凝土强度，据施工实际情况按C30混凝土取值，取14.3×10-3kN/mm2；Aln为混凝土局部受压净面积，计算得10800mm2。

由于塔楼43层以上塔吊支撑系统构件附着核心筒墙体减薄，厚度不足500mm，对于锚固长度不足500mm的锚筋，应在锚筋末端焊端锚板，保证预埋件的有效锚固，锚筋末端锚板厚度取30mm。

3.2.2箱梁预埋件设计

箱梁预埋件设计时，考虑直锚筋承担全部拉力，抗剪键承担全部剪力。

按《混凝土结构设计规范》9.7.2条，锚筋总截面面积应满足：

As≥N/0.8αbfy，αb为锚板弯曲变形折减系数，按规范计算取0.9。

计算得As≥5787mm2，设计配置19根25mm钢筋（As=9348mm2）可满足要求。

抗剪键末端设机械锚固措施，采用一侧贴焊锚筋，计算需要锚固长度400mm，设计采用500mm锚固长度，满足要求。

对于双向剪力，配置6个焊接H型钢抗剪键，抗剪键平面尺寸如图3.3所示。

锚筋及抗剪键平面布置如图3.4所示。

图3.3箱梁预埋件抗剪键平面尺寸

图3.4箱梁预埋件设计图

对于每个H型钢抗剪键，其翼缘承担竖向剪力Vy0=1200/6=200kN，其剪切应力τx=Vy0/Aw=200×1000/（14×2×60）=119.0N/mm2＜fv=180N/mm2，满足要求；H型钢腹板承担水平剪力Vx0=90/6=15kN，其剪切应力τy=Vx0/Aw=15×1000/（14×60）=17.9N/mm2＜fv=180N/mm2，满足要求。

每个抗剪键对混凝土较大的局部压力V0，按《混凝土结构设计规范》6.6.1条：

V0=200kN＜1.35βcβlfcAln=361.2kN，满足混凝土局部承压要求

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