深圳某项目为全钢结构超高层双子塔，塔楼结构高度分别为193.1m(44层)、211.6m(47层)。项目钢结构整体用钢量约5.5万t，其中外框用钢量达2.3万余t。两座塔楼核心筒东、西、南三侧非对称布置有6个悬挂外框，每侧上下各两个悬挂外框，如图1所示。

图1 塔楼效果

Fig.1 Rendering of the tower

两座塔楼结构形式及外框布置基本一致，后续以西塔为例进行说明。如图2所示,西塔核心筒尺寸为25.35m×34.40m,悬挂外框尺寸分别为：南悬翼W1(31.75m×18.05m)、西悬翼W2(31.75m×15.75m)、东悬翼W3(21.25m×18.1m)。每侧悬翼的起始楼层高度不一，其中下悬翼起始楼层分别为6、7、9层，上悬翼起始楼层分别为20、22、27层。巨型悬挂外框的非对称布置将对核心筒造成一定的扭转效应^[1]。因此，施工过程中的变形控制及提前预处理对于塔楼安装精度尤为重要。

图2 塔楼平面布置 m

Fig.2 Plan of the tower

综合考虑项目的整体工期及成本投入，塔楼主体结构安装采用分阶段移交工作面的方式组织现场施工。即采用底部胎架支撑+中部支撑柱+上部临时桁架层支撑的施工方法。待外框上悬翼上部临时桁架层施工完成后，拆除中部、底部支撑，即可将下悬翼移交其他单位施工，可缩短项目整体工期，如图3所示。

针对本工程施工方案，塔楼主体钢结构施工过程中变形控制包括以下3点：

1)核心筒水平预偏。施工模拟考虑全荷载作用下，巨型非对称外框对于核心筒的影响，提前进行核心筒安装定位预偏。

2)悬挂外框钢柱预抬。在重力作用下，钢梁与核心筒钢柱间铰接节点将产生一个转动角，需提前对外框吊柱进行预抬，荷载作用下外框钢梁最终恢复水平。

3)支撑措施卸载顺序比选。通过施工模拟对比分析，选择对核心筒钢柱变形影响最小的卸载顺序。

整体施工流程如下：

1)L1～L10层核心筒钢结构施工；

2)插入底部支撑措施(底部分配桁架、底部支撑胎架)施工；

3)下悬翼及核心筒同步施工；

4)中部支撑安装；

5)临时桁架层安装；

6)临时桁架层安装完成后，先拆除中部支撑柱，再拆除底部支撑措施；

7)以临时桁架层作为竖向支撑平台支撑上悬翼施工；

8)待上悬翼施工完成后，拆除临时桁架层措施。完成塔楼主体钢结构安装。

考虑本工程现场施工情况，塔楼施工变形计算荷载取值如下：

1)塔楼钢结构及混凝土楼板自重恒荷载，塔楼钢结构自重荷载由程序自动考虑，塔楼混凝土荷载、楼承板荷载按线荷载加于钢梁上；

2)首层考虑行车荷载和施工堆载；

3)钢结构楼面施工活载取值1.5 kN/m^2[2]；

4)胎架风荷载按wk=μSμZw0计算，w0取50年重现期风压0.75 kN/m²，体型系数μS取2.7，高度变化系数μZ取1.52^[2]；

5)塔楼钢结构施工过程中不进行幕墙施工，风荷载对主体钢结构影响很小。

1)变形计算时的荷载作用组合工况：1.0D(恒载)+0.5L(正常使用阶段活载)；

2)临时措施构件承载力计算时的荷载作用组合工况：1.2D(恒载)+1.0L(活载)+1.4W(风荷载)。

根据塔楼施工步骤进行上部结构施工模拟分析，有限元施工模拟分析结果如图5～图7所示。图中数据为混凝土楼板浇筑前作用下的施工模拟结果。可知：

图6 方钢管混凝土柱楼面节点位移

Fig.6 Displacement of floor joints of square concrete-filled steel tube columns

1) 西塔悬挂外框钢结构施工阶段吊柱C7节点竖向位移最大，最大竖向位移为116.3mm，对应的挠度为1/183(跨度21.25m)；

2)核心筒内方钢管混凝土柱的最大位移为24.0mm；

3)在底部支撑卸载及临时桁架层支撑卸载时，吊柱节点位移发生突变，其中上部悬挂吊柱底部C7节点竖向位移突然增大，分别增加31.1mm和49.1mm。

图7 西塔核心筒钢柱水平位移

Fig.7 Horizontal displacement of core tube of steel columns of the west tower

本工程结合以上计算结果，对核心筒钢柱预偏、悬挂外框吊柱预抬，择优选择变形影响最小的卸载顺序。

目前我国超高层塔楼结构大部分为混凝土核心筒+钢框架结构，仅有少量纯钢结构超高层建筑。而本工程除地上为全钢结构外，还存在以下特点：

1)外框平面布置完全不对称，且3个悬翼质量不一。外框悬翼面积占核心筒面积比例为166.38%。

2)外框立面错层布置，特别是上、下3个外框悬挂桁架层连续错位布置。

3)塔楼重心与刚心分布不均，有扭转效应。经过施工模拟分析，考虑钢结构和混凝土楼板荷载作用下，西塔核心筒最大水平位移达36 mm。

根据全荷载作用下(装饰装修阶段)的施工模拟分析，考虑外框作用下对核心筒水平变形影响，施工过程中提前对核心筒钢柱进行水平预偏处理，具体预偏值详见表1。

核心筒水平变形主要是在外框上、下悬翼桁架层范围突变，故核心筒钢柱需要在外框悬翼桁架区域进行反向变形。在现场钢柱安装校正阶段预偏，待整体结构施工完成后塔楼核心筒重新恢复垂直状态。

相比于传统钢结构超高层，外附不对称外挂结构在施工前的全过程施工模拟与后续现场施工的一致性尤为重要，确保塔楼安装理论预偏与最终变形基本一致。

塔楼悬挂外框的非桁架层与核心筒连接节点均为高强螺栓纯铰接连接，仅桁架层主受力构件与核心筒采用全断面焊接。另外，每个外框的质量不一、高度不一、布置位置非对称等特征对塔楼结构施工过程中变形控制提出极高的要求。每个悬挂外框通过顶部桁架层与核心筒刚性连接后，通过吊柱“拉”住下部非桁架层。

因此，大跨度悬挂外框在重力作用下，非桁架层将会相对于核心筒存在一定转动。经由施工模拟计算，约束核心筒水平侧移且考虑混凝土楼板及装修荷载作用下，悬挂外框吊柱的竖向相对位移(相对于同楼层最近的核心筒钢柱)如图8所示。

图8 西塔悬翼区吊柱竖向相对位移

Fig.8 Vertical relative displacement of darits of the west tower

浇筑楼板后悬挂外框圆管吊柱的最大相对位移为124mm，对应的挠度为1/172(跨度21.25 m)，相对核心筒钢柱产生转动角达0.33rad。施工过程中，需要提前进行外框圆管吊柱的反向预抬，在圆管吊柱安装校正阶段通过提高吊柱安装标高的方式进行预调，现场实际预抬值最大为127mm。

截止目前，下悬翼钢结构施工已完成，且底部支撑措施卸载完成后完成混凝土浇筑，下悬翼沉降变形与模拟计算值接近，因此，对于巨型悬挂钢结构塔楼施工，应根据施工模拟分析的结果，在钢结构安装时提前对外框受拉吊柱进行预抬，以控制塔楼外框竖向变形，确保塔楼施工完成后的受力状态与设计受力状态一致。

塔楼存在三个巨型非对称悬挂外框，不同的卸载顺序对结构变形影响不一。因此，确定底部支撑、中部支撑、临时桁架层卸载顺序时，对每种卸载顺序进行施工模拟计算，择优选择卸载变形最小的卸载顺序。以底部支撑卸载方式为例，控制不同卸载顺序的初始内力和变形条件相同，对3个悬挂外框不同的卸载顺序进行施工模拟分析，得出不同卸载顺序的CFT柱X、Y向位移包络线及核心筒CFT柱的水平位移，如图9、图10、表3所示。

图9 CFT柱X向位移

Fig.9Xdisplacement of CFT column

根据CFT柱X、Y向位移包络线，可得出以下结论：

1)底部支撑卸载顺序W1—W3—W2、W3—W1—W2与W3—W2—W1的X向最小包络水平位移重叠，拆胎架顺序W1—W2—W3与W2—W1—W3的X向最小包络水平位移重叠，说明当W3悬挂外框首先卸载，W2悬挂外框后卸载时，W1悬挂外框的卸载顺序对X向最小包络位移基本没有影响。

图10 CFT柱Y向位移

Fig.10Ydisplacement of CFT column

2)底部支撑卸载顺序W1—W2—W3与W1—W3—W2的Y向包络水平位移重叠，底部支撑卸载顺序W2—W3—W1与W3—W2—W1的Y向包络水平位移重叠，说明当W1悬挂外框首先拆除或最后拆除时，W2悬挂外框与W3悬挂外框的拆除顺序对Y向包络位移基本没有影响。

3)根据施工过程中核心筒内CFT柱所出现的位移最小作为比选依据，则选择的卸载顺序为W3—W2—W1。

外框W1施工模拟计算的各个点的卸载位移与卸载过程的变形值如表4所示。

通过对底部支撑卸载后悬挂外框底部支撑变形监测，发现理论计算值与现场施工变形监测存在误差，但数值较小。初步分析误差原因如下：

1)全站仪测量存在误差，仪器误差约为2 mm左右。

2)温度变化引起的节点竖向位移变化较大，当结构均匀升温或降温时，吊柱节点相对位移变化不大，当结构非均匀升温或降温时，吊柱节点位移变化幅度较大。

底部支撑卸载按W3—W2—W1的顺序进行卸载，监测结果表明底部支撑措施卸载变形值与施工模拟计算值基本吻合。

该项目下悬翼卸载的圆满成功，充分证明了对于巨型非对称悬挂钢结构塔楼的施工变形控制需充分利用施工模拟计算的数据，同时根据塔楼的结构特点，在施工阶段对核心筒钢柱水平预偏，悬挂外框钢柱预抬，通过施工模拟选择变形较小的支撑卸载顺序，可以起到良好的施工变形控制效果，为其他类拟工程提供借鉴。