建筑物二次旋转平移关键技术汇报

项目编号既有建筑物二次旋转平移关键技术研究与应用研究报告2013年3月编号2012-8既有建筑物二次旋转平移关键技术研究与应用研究报告译项好目誉负烂责财人妻:世隔项政目液完怒成农人塑：洁摘隙要薄牧阔孤怎铜随诱着侦我税国拖进纺入亩城熊市技规叙划仅调饮整氏的惠第擦二破个亮高玉峰枝期博，钟建咐筑陷物棒整驰体斯移艘位搅工莲程常逐牵渐而向万大锻体查型屯、军大匀荷倚载割、兴复龙杂练移弹位钟路捎线景、流高续难躺度娘发湿展僵，组提定出伞了恭许泰多槐新漫的肉技残术女挑竞战位。漫栋尺须栏未本泛项提目兼结舍合贼国般内逢外圣最据大谦、脊难库度齿最浓高窑的奥二骗次换旋勿转狐和繁一墓次魔纵东向辱组屈合踏路译线薪移栽位手工选程渗—品—油福族建梳大透厦片整信体斯移床位塔工锈程蓝，畅分毕析隶了枪该墙工五程印的嚼技形术扁特梅点剑和码难壤点益，共进油行变了故系涉统段的席大牲体靠型仪整猪体跨旋展转凶移晒位洗技姨术很的话研样究可，史主悬要购成无果萌如螺下贪：恭旺怠煌而总侦结号了换建概筑涛物臂整旗体房移棍位插技笋术此及各工串程猴应辜用贝的鼓最贸新浆进丙展梨，错结饱合迹目客前裹城蜘市捏建克设姓的远新焦的苹目扇标搞和锡需设求摆讨点论权了输建戴筑跪物替整耐体草移乳位忧技嫌术智的森发塔展笛方耍向长。戒进邻行户了捎大刮厦尝整续体服移向位邪工吸程泳成外套携的趋技田术侧方岔案嫩设效计蜓。凉从的综炮合全技耳术芳可北行巨性汗角甘度替和本经粘济锐性得角华度粉出虽发再提桶出音了驼较撑优腰的皆二挤次代旋联转旱、净纵碰向些平晚移醋的也三鞭段孝轨抓迹缓组蚊合柏移璃位晒路叨线气；蛾针语对撕组客合拘移裁动达路证线垄下窑大悄荷乖载情柱念托赠换尊的派技寨术棉难竹题赔，增提灶出窑了返多贴支视撑债分弦荷斤托迎换他构现造疲，摸并录采弊用纵S妄A羊P天2迁0润0辰0插软兵件眼进准行残不厅同鬼支米座菌约单束绣条馅件颜下碍节摆点须的影受优力甚的士对翼比驾分途析荣，井和政整蒜体见托扬换趴结怠构咱在理几吼种倡不吉同翼工凭况欺下暖的从结返构音受嫩力斥情暖况榆，董分顷析劲了害杆莫件脊截杯面缸尺兔寸征、梳摩及擦呈系滥数诱、草不找同奇水揪平峰动粪力阅加羽载筐方笔案着和叹不松同品路惩段与时岁托互换推结随构株杆挽件著内滨力帐变灿化电情佛况拥，赔提燥出弯了稻设爸计淡建枣议撞；助完辟成误原洋基裹础矮、轮过咱渡腰段候和盐新流基辆础俘的士轨随道蒙构鲜造收设姻计究，义对狱桩质基产上百弧梳形德轨坑道篮的踩受凤力星分啦析递方日法挠进倒行蚀了握探里讨那；余针喇对柿大指厦柄平俗移暴工竟程漆中或就践位堡连涂接酱存赛在繁的舌技垫术悟难逐点预，乒提宜出巨了饥合休理三的踏新科型跌就肝位壤连供接趟构嫌造荒方图法杯。殊进穿行胜了至移孟动啄装初置姑的提系字统诞改带进烟研染发广，写包滥括炎悬址浮愈移推动陈支劈座哨的肢构太造卫设庄计赏和俩调初控监系哑统乘改嘴进烘，鸣分善别费设楼计镇了舅顶形推永加着载港系火统在和咐牵研引鼠加眼载统系头统念，捞并许根零据额工镜程盐实乱际环情赞况层，优发间明晨了课新使型捕嵌厦套记组葛装警式扔反睡力份支削座昆和寸倾哥斜终反训力哄顶顿推屠支弹座青；剖设王计膊了债成宽套站水震平题动目力免施扶加兴控尺制售系辉统载；鸣设迟计拐了蒸新聋型扶固扰定践旋样转席轴拒。此针槐对订各意个飞关杰键习施铺工筝环话节网，闸提稍出穷了访科圈学币合好理承的销施尿工陆技窄术阿措逼施钳。稀进竹行嫌了告包坏括床沉引降报、声房赖屋风移闲动丈姿躬态询、粪结型构勉内蹲力串和但外墙部患裂妹缝丛等围关蚊键纲内锤容购的象全它过亦程无实稼时封监高测针。膜监同测烛结节果买整慎个划移达动挣过厅程圣中闭房冤屋兔安泻全膝可胳靠搁。颠仓挡赶玉上般述视成衫果闹不旱仅阳推轿动呈了运建论筑敏物流整扯体划移沫位迎技域术捏的歪发漫展伏，寻而疾且论已欢在舟大市厦娃整旅体份移跑位困工腾程栗得显到灰成立功封应辉用耳，烫为怪今裹后展的杰城步市黑改阴造秩提剃供页了隙更萌为歪科酒学冬高姻效疤的割技少术抵手别段浸。倾关挽键币词奇：肥平略移阁工习程牧；甩旋捞转投；搂托喉换舞；塞结墨构券分飘析钳；洁构两造凭设茎计馅；蛮旋随转坟轴诸；偿反秃力族支切座团；午监脊测册；以施毁工优目盐录HYPERLINKdb-id="v9x9ssfz6xtx0xe25wfv9r21tapswzwtrer9">1</key></foreign-keys><ref-typename="Book">6</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">彭振武</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">托换工程设计计算与施工</style><styleface="normal"font="default"size="100%">[M]</style></title></titles><dates><year>1997.7</year></dates><pub-location><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">中国地质大学出版社</style></pub-location><urls></urls></record></Cite></EndNote>[HYPERLINKdb-id="v9x9ssfz6xtx0xe25wfv9r21tapswzwtrer9">1</key></foreign-keys><ref-typename="Book">6</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">彭振武</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">托换工程设计计算与施工</style><styleface="normal"font="default"size="100%">[M]</style></title></titles><dates><year>1997.7</year></dates><pub-location><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">中国地质大学出版社</style></pub-location><urls></urls></record></Cite></EndNote>[HYPERLINKdb-id="v9x9ssfz6xtx0xe25wfv9r21tapswzwtrer9">1</key></foreign-keys><ref-typename="Book">6</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">彭振武</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">托换工程设计计算与施工</style><styleface="normal"font="default"size="100%">[M]</style></title></titles><dates><year>1997.7</year></dates><pub-location><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">中国地质大学出版社</style></pub-location><urls></urls></record></Cite></EndNote>[HYPERLINK\l"_ENREF_1"8-9]。该工程的轴力较大，受力复杂，滑动支座采用悬浮式滑动支座，该支座与下轨道表面铺设板间的摩擦系数约0.12~0.15，如之间增设不锈钢板，钢板表面涂油，摩擦系数可降低到5%左右。故本文分别选取工况3、7、8，摩擦系数为5%、10%、15%时分析水平动力、旋转中心受力以及图3-21所示的杆件内力变化情况。图3-21摩擦系数不同时千斤顶顶推力由计算结果可知，当摩擦系数分别为5%、10%、15%，千斤顶的顶推力大小如图7所示：随着摩擦系数的增加，千斤顶的顶推力线性增加。另外，随着摩擦系数的增加，旋转中心的受力增大。杆件内力随移动支座摩擦系数的变化规律如图3-22所示。分析结果表明：杆件内力各点千斤顶顶推力与摩擦系数基本成线性关系。大部分杆件内力随摩擦系数增大而增大，但部分杆件可能随摩擦系数减小而增大，这是由于本工程采用了斜向分荷装置，这些杆件中分荷斜支撑下传水平力和摩擦力可互相抵消一部分。（a）杆件轴力（b）杆件弯矩（c）杆件剪力图3-22杆件内力建议在实际工程中，考虑工程成本的前提下，尽量采取措施减小移动支座摩擦系数，但如现场临时采取措施，应进行托换结构杆件验算。（6）不同路段工况托换结构内力分析取杆件截面尺寸为400mmx450mm，摩擦系数为12%，分别分析房屋在A、B、C三个路段平移过程中托换结构受力情况。三个路段加载方式分别为（图3-19）：A路段—加载方式四；B路段—在D轴与1-8轴相交处、B轴与7-8轴相交处以及B轴与9-14轴相交处施加顶推力；C路段—在1、3、5、7、9、10、12轴与B、C、相交D处施加水平施加顶推力。（a）杆件轴力（b）杆件弯矩（c）杆件剪力图3-233种路段下杆件内力由图3-23结果显示可看出，多路段组合移位工程中，托换结构在旋转工况下的内力远大于直线平移工况，所以杆件设计以旋转工况为设计依据。3.3托换结构的方案优化设计建议3.3.1柱托换节点力学性能分析结论与设计建议（1）在sap2000模型中可以用弹簧单元来代替支座，通过改变弹簧单元的刚度来调节托架内力的分配，模拟竖向千斤顶的力。（2）托换分荷系数λ受斜支撑与柱子夹角的影响较明显，夹角越大斜支撑分担的荷载越小，建议夹角范围37.5°~49°。（3）λ不受斜支撑截面高宽比的影响，λ与柱子与斜支撑的截面面积比成线性关系，建议合理的截面截面面积比为3.5~5。（4）λ不受下托架截面面积的影响，λ随下托架梁高宽比的增大而增大但变化不明显，建议高宽比范围1~2。（5）在水平荷载作用下，下托架受力与仅受竖直荷载作用变化较明显，因此下托架配筋需在水平荷载共同作用下设计配筋。（6）分荷支撑可按轴心受压构件设计。此托换结构受力形式复杂，各构件联系紧密，通过合理的设计各个构件的截面和相对关系，来使得各支撑下支座反力受力均匀，各构件内力较小，不至于局部压力较大而不利于移位过程的控制，或将局部压坏而影响整个结构，因此托换结构的合理设计具有重大的意义，我们希望通过此工程的托换结构基本形式，用sap2000建模，对它的受力进行分析，研究柱轴力与支撑之间的分配关系，对于大轴力柱的托换具有一定的借鉴意义。3.3.2水平托架的分析与设计建议（1）水平动力作用位置显著影响水平托换结构的内力，大厦整体旋转移位工程A路段加载方式四为较优方案，杆件内力和旋转中心受力均较小。加载方式三动力作用点较少，动力控制相对简单，但可能造成旋转中心受力过大，设计和施工困难。（2）旋转移位工程中的托换结构杆件轴力较大，弯矩和剪力较小，杆件可近似按轴心受力构件设计。（3）旋转移位工程中，托换结构杆件高宽比近似取1.0受力较为适当。（4）托换结构大部分杆件和水平动力随移动支座与轨道的摩擦系数减小近似线性减小，但由于分荷装置的存在，部分杆件内力可能随摩擦系数减小而增大，故建议实际工程中，考虑成本前提下，尽量采取措施减小摩擦系数，减小后也应进行结构验算。第四章旋转轨道的设计与施工4.1轨道设计方案轨道基础平面参见图2-4。受施工场地条件和现有基础结构的限制，轨道的截面形式和处理方法在原基础范围内和原基础范围外有所不同，下面分别进行讨论。4.1.1新旧基础间过渡段的轨道方案常用的下轨道梁的形式有：单肋梁条基式、双肋梁条基式、双跨越梁式、和原基础组合式[1]。对单柱来说，一般在柱两侧各设一条肋梁，形成双肋梁条基，大厦工程中为了有较好的经济性，选择旋转中心时，尽量使多个柱共用轨道肋梁，故相邻下轨道梁组合后形成了多肋梁条形基础形式。由于柱托换荷载较大，采用桩基轨道。桩参数取与原基础相同。由于轨道承载上部结构临时荷载，设计承载力取3000kN，压桩力不小于4000kN。过渡段轨道梁截面形式及桩基础上轨道模型参见图4.6。（a）GD12断面（b）桩基上轨道模型图4-1过渡段轨道梁形式及桩基础示意图新、老基础位置轨道方案在原基础位置，大型打桩机械无法进入，采用常规的锚杆静压桩则桩数量过多，工期、经济性都较差。为减少工期，控制成本，本工程采用直接在原桩基承台间浇筑大截面钢筋混凝土梁的下轨道梁形式的方案。新增梁高度按受弯承载力控制取2m，由于原基础承台高仅为1.2m，新旧混凝土界面抗剪强度不足，如采用植筋，则植筋数量过多。因此，经分析比较，采用增设抗剪钢棒，同时利用坡面连接界面的方案。参见图4-2。图4-2原基础位置处下轨道梁与基础承台连接原横向基础梁和第一次旋转轨道走向相近，但又不完全重合，考虑到应用原基础梁的强度，设计了如图4所示组合基础梁形式。由于弧形轨道的走向是不断变化的，图中尺寸b的大小和新旧梁的水平相对位置也是不断变化的。图4-3组合基础梁新基础位置采用与原基础相同的基础形式。由于此位置轨道需同时满足两次旋转平移和纵向平移要求，轨道梁宽度根据三种平移工况下移动支座经过的轨迹的交集确定。4.2旋转轨道梁有限元分析4.2.1建模方法（1）模型与假定采用SAP2000有限元软件建立轨道梁受力模型。当旋转平移时，轨道梁基础可按连续曲梁简图进行内力分析。当梁下存在支撑支点时，按正向连续曲梁计算[1]。本工程中，轨道梁简化为以桩为支点的正向连续曲梁。轨道梁采用梁单元模拟，其中轨道梁长度应符合无限长梁假设；建筑物移动至过渡段时，平移轨道梁可以采用文克尔地基梁无限长梁计算简图进行受力分析。上部结构的作用通过上托架分荷装置传递到轨道梁上，可简化为作用于轨道梁上的竖向荷载。轨道梁受力简图与协同分析模型如图4-4所示，图中力的作用位置、间距以及桩间距均根据本工程实际数值选取。由于多肋梁条形基础是由每根柱子下的双肋梁条基础经过合理合并形成一个共同受力的整体，此种情况比单独的双肋梁条形基础形式受力有利，本文按最不利的双肋梁条基形式的轨道梁进行内力分析。轨道梁采用梁单元模拟，为方便建模，根据高度相等、惯性矩相等的简化原则，将双肋梁截面简化为500mm×1200mm矩形截面。轨道梁下部管桩相对下沉变形很小，刚度趋于无穷大，故简化为铰支座。轨道梁下部地基采用弹簧单元，弹簧单元的弹性系数ks=kbl1[7]，式中：k为地基基床系数，b为轨道梁基础底板宽度，s实际情况取1900mm；l1为弹簧单元间距。单柱竖向荷载均取中柱设计轴力8000kN，P1=2P2=4000kN。（a）计算简图（b）SAP2000模型图4-4轨道梁受力简图与有限元模型（2）影响因素的工况选取与参数取值影响轨道梁结构内力的因素有地基基床系数、地基弹簧间距、桩数、轨道半径、沿弧向计算长度、桩间距、轨道梁下部基础形式等，本文主要选择以下五种因素对轨道梁进行内力分析，详细参数变化见表4-1。表4-SEQ表格\*ARABIC\s11影响因素及取值因素名称参数取值地基基床系数k（kN/m3）0、20000、30000、40000地基弹簧间距l1(mm)300、500、750、1500轨道梁沿弧向桩数6、8、10、12、14、16、18轨道梁半径(m)35（GD6）、59（GD9）、82（GD12）桩间距(m)2、3、44.2.2计算结果分析（1）地基基床系数与地基弹簧单元间距的影响以GD6为例建立轨道梁有限元分析模型，地基基床系数k与弹簧单元间距l变化情况下的计算结果列于表4-2。表4-2GD6计算结果地基基床系数k（kN/m3）弹簧单元间距l(mm)弹簧单元弹性系数ks（kN/m）Mmax（kN·m）-Mmax（kN·m）Tmax（kN·m）0--2519.26551.5848.0720000300114002485.51543.5347.37500190002484.64543.4947.37750285002482.89543.3947.3630000300171002469.08539.6047.03500285002467.78539.5347.02750427502465.18539.3847.0140000300228002452.92535.7146.93500380002451.20535.6246.68750570002447.62535.4446.67由表4-2可知：当k=0即不考虑地基土的影响时，轨道梁内力值均达到最大。地基土对桩基上轨道梁的内力影响较小。当地基基床系数k不变，弹簧单元间距l变化时，轨道梁最大正、负弯矩值和扭矩值变化幅度均很小，可以忽略不计。当弹簧单元间距l不变，地基基床系数k增大时，轨道梁最大正弯矩值略有降低。设计时，不考虑地基土的作用偏于安全；如考虑地基土的有力作用时，可根据土的类别取较小的基床系数；适当放大弹簧间距，可减少建模工作量。（2）轨道梁建模长度与轨道半径的影响桩间距统一取3m时，轨道梁建模长度以沿弧向计算范围内桩数计量。通过分析模型中桩数对轨道内力的影响，可确定较为合理的弧形轨道计算范围。取弹簧单元间距取l＝500mm，地基基床系数k＝40000kN/m3，建立GD6、GD9和GD12在沿弧向桩数变化情况下的有限元模型。（a）最大正弯矩变化（b）最大负弯矩变化（c）最大扭矩变化图4-5轨道梁沿弧向计算范围内桩数与轨道半径对轨道梁内力的影响由图4-5（a）可知：轨道梁截面最大正弯矩值随着弧轨道计算范围内桩数的增加而减小；随着弧向桩数的增加，变化幅度逐渐减缓，并趋于稳定。随轨道半径的增加，最大弯矩有下降趋势，但变化幅度不明显。由图4-5（b）可知：轨道梁截面最大负弯矩绝对值随着弧向计算范围内桩数的增加而增大；且随着弧向桩数的增加，增大幅度有所减小，并逐渐趋于稳定。在轨道半径不同的情况下，轨道梁的内力没有显著变化。由图4-5（c）可知：轨道梁截面最大扭矩绝对值随着弧向计算范围内桩数的增加而增大，而且随着弧向桩数的增加，增大幅度有所减小，并逐渐趋于稳定。随着轨道半径的增大，最大扭矩值逐渐减小。设计时，模型中轨道长度越长，越符合实际情况，内力计算精确度较高，但建模工作量增大。上述分析表明，随着轨道梁沿弧向计算范围内桩数的增加到一定数量时，轨道梁内力变化幅度均减缓，因此建议取趋于稳定的桩数作为建模参数，本工程可取12~16个桩数为宜，对应轨道长度约36~48m。轨道半径对轨道梁弯矩影响不大，但对扭矩影响显著，设计时应考虑扭矩的影响。（3）桩间距的影响选取14个桩数，建立了GD6、GD9、GD12在不同桩间距时的有限元模型进行分析，结果如图5所示。（a）最大正弯矩变化（b）最大负弯矩变化（c）最大扭矩变化图4-6桩间距对轨道梁内力的影响由图4-6可以看出，随着桩间距的增大，轨道梁的最大正负弯矩值近似呈线性增长。随桩间距的增大，轨道梁的扭矩增大，而且增大的幅度也有增长趋势，且随轨道半径的减小，增大幅度显著增长。实际工程设计中，桩间距越小，轨道梁内力越小，但桩数增加；桩间距越大，轨道内力增加，轨道截面尺寸和配筋增加。因此应综合考虑轨道和桩基成本，确定合理桩距。本工程综合选取桩间距为3m。4.2.3弧形轨道梁简化为直线分析连续梁时的误差分析通常在估算弧形轨道内力时，常采用直线性连续梁进行估算。本文将对比弧形轨道梁和直线形连续梁简图的计算结果，分析其误差（由于桩数对内力影响比较显著，所以选取与4.3中相同桩数14桩来进行对比分析）。连续梁模型如图4-7所示。计算结果比较见表3。图4.7直线形简化模型表4-3轨道梁简化直线模型与弧形模型分析结果比较轨道梁半径最大弯矩值直线形弧形相对误差R=35mMmax(kN.m)1731.012107.3218%-Mmax(kN.m)1232.22893.2227%R=59mMmax(kN.m)1731.012093.9817%-Mmax(kN.m)1232.22941.4324%R=82mMmax(kN.m)1731.011941.7311%-Mmax(kN.m)1232.22879.5128%弧形轨道梁简化成直线形以后，不同曲率半径的轨道，内力均有较大误差，而且难以估计扭矩大小，故不建议采用直线形简化方法。4.2.4轨道有限元分析结论通过对福建大厦复杂旋转移位工程轨道及地基的建模分析,可以得出以下结论:1）弹簧单元间距对轨道梁的内力影响不大，建议取值l＝500mm；增大地基基床系数可以适当的降低轨道梁的内力，可取较大值k=40000kN/m3。2）轨道半径对轨道梁内力影响不大。随着轨道梁沿弧向计算范围内桩数的增加，轨道梁内正弯矩值降低，而最大负弯矩值和最大扭矩值反而增大，为了使最大正弯矩可以有效降低，又不使最大负弯矩与最大扭矩值增加太多，综合选取12桩为建议轨道梁沿弧向的计算范围。3）在计算范围内弧向桩数较少时，扭矩存在的范围也较小，而当计算范围内弧向桩数增加后，各段之间扭矩相互累加，使得扭矩范恩围扩大，扭矩值也相应增加，并且增大幅度有所减小。随着轨道半径的增大，轨道梁的圆弧曲率减小，则所受扭矩也减小。4）随着桩间距的增大，轨道梁的内力值基本呈线性增长。5）采用直线形简化模型求得的弯矩与弧形求得的弯矩有较大的误差，不建议采用简化方法。4.3移位轨道的关键部位施工措施4.3.1定位放线大厦整体旋转平移工程弧形轨道多而长，定位放线工作量较大。一种方法是在旋转中心设立标尺，然后用测距仪测出距旋转形心的等距线，即可确定弧形轨道轴线，但由于旋转形心在既有建筑物室内，而大部分轨道在室外，测距受到墙柱的障碍。为了提高放线效率，采用了电子图纸测试轨道控制点坐标的方法。经核对施工图与电子施工图版本相同后，严格检查电子图纸每条线是否按比例绘制，然后直接在电子图上量测坐标，然后定位。沿弧形轨道上每隔1m设一个定位点。放线完成后，任选几条由旋转形心发出的射线位置，比较各条轨道在不同射线上截取的间距，间距相等，表明轨道平行。4.3.2管桩偏位处理在管桩施工过程中，发现13号轴线轨道有5根已打入的管桩出现偏位，最大横向（与轨道垂直）偏位距离达到300mm，这将使管桩处于偏心受力状态下。研究表明，管桩的竖向承载力随偏心距的增大而成非线性降低，且偏心距越大对承载力影响越明显[2]。施工中根据管桩偏位尺寸采用了两种处理方法：①偏心距在100mm～200mm时局部加宽轨道处理，轨道加宽后外边缘盖过桩径的2/3，同时保证整个桩顶在轨道基础底板以下。②偏心距在200mm以上时，沿轨道垂直方向设置暗梁，改变荷载的传力方向，减小偏心受压的影响。处理方法参见图5。图5桩基偏位处理示意图4.3.3土方开挖大厦所处位置地下水位高，挖土和轨道施工均需要降水。施工中挖土、降水和轨道施工各工序采用分区流水施工方法。每1道或2道轴线的轨道为一个分区。槽坑施工顺序为从13号轴开始，至1号轴结束。室内采用机械开挖，人工配合清底，进行间隔对称开挖，挖开的墙洞及时封堵。四周设排水沟、集水坑排出地表及地下水。室外开挖采用放坡开挖，开挖过程中注意临近管线的保护。4.3.4轨道梁与原基础连接部位的处理轨道与原基础承台间的连接界面施工内容包括凿毛、植筋、钢筋绑扎等技术内容。施工过程为：先采用取芯机在承台侧面钻孔，然后两侧面凿毛成上大下小的斜面（图3），承台下部掏空，穿入轨道梁下部纵筋，然后采用水泥浆植入抗剪钢棒，绑扎钢筋、支模、浇筑混凝土。承台面凿出深度不低于200mm、宽不小于轨道梁宽的弧形槽，使得轨道梁的上部纵向受力钢筋穿过承台顶面。为防止交界面处纵筋受负弯矩翘起，在离交界面向承台里200mm处，在轨道梁范围内植入深度为500mm的门式钢筋，有效固定轨道上部纵筋。由于轨道梁需要的截面高度大于原基础承台厚度，因此，承台下部轨道梁应贯穿。房屋平移过程中，轨道梁受竖向荷载后，与承台连接的两端上部受拉，下部受压，为避免下部受压时变形挤压原管桩，浇筑混凝土前应采用20~30mm柔性材料将桩与轨道梁隔离。弧形轨道与原基础梁相交时，仅将原基础梁相交部位混凝土凿除；接近平行时，将原基础梁上部保护层混凝土凿除，局部开槽，然后绑扎钢筋，使轨道梁纵筋和原基础梁纵筋相互交叉，然后浇筑轨道混凝土，形成新旧混凝土叠合梁。4.3.5旋转轴施工大厦旋转工况受力复杂，第一次旋转角度大，因此采用定轴旋转；第二次旋转时，旋转角度小，采用无固定轴旋转。固定旋转中心轴在顶推力加载大小不同步，或加载方向偏差时，将受到数百吨的荷载，本工程按2000kN水平力设计，采用220mm×20mm的钢管，内部填充C30砼作为内旋转轴，外侧套300×10mm钢管。内旋转轴高度由上托架梁高度、移动支座高度和下部锚固长度确定，达1.6m。外套钢管高度同上托架梁高度，取700mm。旋转钢管的准确定位对水平推力的大小和顺利旋转影响很大，但由于旋转钢管体积大、重量大，准确就位具有一定难度。最终实施措施如下：首先在旋转中心位置架设钢铰架，钢铰架顶部放置300mm×300mm×20mm方形钢板，辅助水准仪调节钢板上皮标高与钢管底端标高平齐，即-1.450m，辅助水平尺使钢板水平放置；然后固定钢铰架，焊牢钢板，利用全站仪在钢板上定位旋转中心点，用圆规尺以此点位为圆心，110mm为半径作圆，所放轨迹线即为旋转钢管底端的外径边线；最后沿所放墨线，将钢管对中就位，辅助全站仪校核完成之后，与平铺钢板焊接牢固。安装就位后钢管内浇筑混凝土填实。第五章移动装置系统的设计5.1移动装置系统选择概述移动装置系统由移动支座、移动动力设备及其辅助装置、移动加载反力装置和移动位移控制系统组成。对于旋转移位工程，移动动力装置还应包括旋转轴。移动动力装置系统的方案选择由移动方式确定。移动方式则包括动力施加方式和移动支座的工作方式，移动动力施加方式包括顶推、牵引和前拉后推方式。旋转平移工程则包括定轴旋转和无固定轴旋转两种方式。大厦移位工程的移动方式确定为：动力施加方式：路段一旋转85°采用前拉后推方式，路段二旋转3°时采用顶推方式，纵向平移时采用顶推方式；移动方式：滑动；旋转方式：定轴旋转（路段一：旋转82°）、无固定轴旋转（路段二：3°）。根据上述移动方式，大厦工程中相应的移动装置系统选择如下：顶推千斤顶、钢绞线牵引装置，滑动支座、可调反力装置系统。移动位移控制采用PLC位移控制系统。下面详细介绍大厦工程中移动装置系统的确定方法。5.2悬浮滑动支座的设计与应用5.1.1大厦移动支座的选择和设计（1）移动支座的技术要求移动支座有三个方面的要求：①移动支座安装于轨道之上、托换结构之下，因此移动支座首先必须能够承担上部结构传下来的竖向荷载。②移动支座与轨道之间应具有较小的摩擦系数，避免水平动力过大，有助于减小托换结构的水平内力。③移动支座具有适当的竖向变形能力。因为移动过程中，轨道施工中上表面存在不平整误差，移动过程中轨道产生沉降，这必然造成上部结构的沉降差，产生附加内力。这两种外加变形的产生是不可避免的，但可以通过移动支座的变形能力进行调整。变形能力过小，沉降差较大时可能产生托换结构和上部结构的开裂；变形能力过大时，在移动支座受力不均匀情况下，本身就可能产生不均匀变形。（2）常用移动支座的类型移动支座主要有三大类，一类是滚轴，另一类是滑块（或滑脚），一类是轮式拖车。A．滚轴采用滚轴进行整体移位时，其优点是摩擦系数小。但移动过程中，平移需要滚轴平行，旋转需要将滚轴按轨道的曲率相应摆放，实际操作时一旦行走，滚轴摆放位置产生偏差，需要调整，因此整个过程都需要人工观测然后锤击纠正位置。在多路线复合移位工程中，调整移动方向必须首先调整滚轴方向，调整的方法是进行二次托换：将上部结构整体顶起2~5mm，将原方向滚轴抽出，重新布置摆放滚轴。常用的滚轴有实心钢管滚轴、钢管砼滚轴和工程塑料滚轴。当上部托换梁较大（大托换荷载结构需要滚轴有较高承压能力，且托换梁截面尺寸很大）或轨道下地基承载力很大时（如山区的岩石地基），采用实心滚轴。钢管混凝土滚轴成本较低，具有较好的变形能力，但很容易损坏，因此移动过程中需要经常更换损坏的滚轴，更换方法是局部顶升托梁。工程塑料滚轴经久耐用、变形能力好。但成本较高。图5-1滚轴在房屋平移中的应用B．滑块图5-2悬浮式滑脚滑块支座行走平稳，无定向性，对于多路线移位只需将轨道上表面标高找平即可。缺点是摩擦系数较大。为了减小滑块和轨道间的摩擦系数，工程单位常采用在滑块下粘贴聚四氟乙烯板的方法。但工程实践表明，粘贴方法和质量对滑块的性能影响很大，质量不好的滑块往往在较短的移动距离内就滑脱扭曲，反而增大摩擦系数。经过较长实践的摸索和试验，现在的处理方法采用改变涂胶工艺、设置限位保护和采用较硬的聚四氟板等措施，使其适用移动距离大为提高。图5-2悬浮式滑脚为使得滑块具有适当的竖向变形能力，工程单位也进行了反复试验。如江苏鸿基公司采用钢盒式滑块半填充砂浆的方法增大滑脚变形。上海天演则发明了增设竖向千斤顶的可调式悬浮滑动支座。C．轮式拖车轮式拖车自动化程度高，移动距离长，无需专门轨道，在国外的移位工程中已经广泛应用。但受到竖向承载能力的限制，轮式移动拖车仅适用于较小的建筑物搬迁或钢、木结构为主的自重较小建筑物的移位。国内仅济南济南经八纬一路老别墅整体平移工程中得到应用。图5-3轮式拖车在建筑物移位工程中的应用（3）大厦移位支座的选择和构造设计大厦整体移位工程为三段移动路线组合移位工程，如采用滚动方法需进行两次滚轴调整，每次均需进行一次托换，而每次托换均需要将房屋整体顶升。整体顶升则需要相当数量的千斤顶和不影响滚轴摆放施工空间的反力支座。施工难度和成本均较高，因此本工程选用滑动支座。考虑到竖向位移的可调性，本工程采用悬浮滑动支座。悬浮顶的选择参数为：千斤顶身高度15~20cm，油缸出岗最大距离不低于50mm。大厦整体移位工程最大柱托换荷载超过900t。采用分荷装置后，考虑到本工程柱托换采用抱柱梁分两侧设移动支座，则旋转移位共有6个移动支座安装点，纵向移位4个。根据托换结构的分荷方法，每侧分荷装置设计分荷1/4。则柱托换梁两侧每侧需托换荷载约450t，每侧分荷点移动支座竖向力225t左右。旋转和纵向移位滑脚布置点参见图3-1。采用该布置方法，两次旋转移动支座位置可无需调整，第二次旋转与轨道不重合部位加宽旋转3°路线轨道。选择滑动支座时应考虑一定的安全系数。故每柱选择8个移动支座，每个支座额定荷载200t，总负荷1600t，最小安全富余系数1.73。总支座数量由柱轴力大小和柱的数量确定。大厦共有56根柱，其中14根eq\o\ac(○,A)轴柱最大轴力约60t，除eq\o\ac(○,8)eq\o\ac(○,9)两柱共用托换节点布置一个滑动支座外，其余每柱一个滑动支座，共布置13个。eq\o\ac(○,B)、eq\o\ac(○,C)、eq\o\ac(○,D)轴与13条横轴（eq\o\ac(○,8)eq\o\ac(○,9)轴共托换节点）交点柱共39个节点，每个节点布置8个支座。大厦总计支座325个。建筑物平移过程中，滑动装置需具有安全、耐用、布置灵活，并可以减小摩擦系数，降低顶推力等要求。现有平移滑动支座一般采用钢构件或浇筑混凝土构件，平移出现偏位时，滑脚位置不易调整，施工难度加大。滑脚一般是在钢板上设有通槽，将四氟板卡在或者是黏贴在钢板的通槽中。由于滑动支座受载后，滑动中往往造成粘接面脱离或者四氟板从钢板槽中脱离，一般情况下滑动不到10m距离粘接面就会脱离，四氟板就从钢板底部脱落，不利于较重建筑物远距离移位。大厦在旋转平移时，对悬浮式移动装置进行了改良设计，该装置支座部分为液压千斤顶，支座下铺滑脚，下轨道梁上铺钢板，滑脚与钢板间填1mm厚不锈钢板层。液压千斤顶出缸长度与工作压力可根据实际需要通过PLC压夜控制系统调节控制，平移偏位时，拆卸与安装方便，布置灵活。滑脚钢板上设置凸起的槽体，并将四氟板硫化粘结在槽体内，实现了四氟板与钢板的牢固结合，大厦平移工程中未发现四氟板脱落，四氟板上设置板面凹槽，凹槽内聚四氟乙烯板表面涂抹润滑剂，与钢板上铺不锈钢板实现润滑滑动接触面，达到减小摩擦力的目的。大厦在旋转平移移动装置工作照片及滑脚设计图见图5-4。为减小移动支座与轨道上钢板之间的摩擦系数，在支座与钢板间铺设了1mm厚不锈钢板。实际平移时，测试摩擦系数为0.04~0.10间。初始时较小，后期局部出现划痕。表面附着灰尘增加，摩擦系数增大。（a）移动装置(b)滑脚(c)滑脚侧面图(d)滑脚平面图图中：1粘接面；2四氟板；3通孔；4槽体；5钢板；6固定孔图5-4移动装置及滑脚示意图5.1.2悬浮支座的竖向位移控制与保压（1）悬浮千斤顶的供压系统大厦共有325个悬浮移动支座。必须配置配套的供油保压系统才能保证在整个移动过程中即时有效地调整竖向位移。悬浮移动支座的控制系统由泵站、主控制器、油管和双控油阀组成。泵站负责为千斤顶供油。主控制器包括油压监测系统和泵站加压系统。油管将泵站和千斤顶连接，每根柱的8台千斤顶设一个总阀门，总阀门和泵站间为一根总输油管；由总阀门分出8根分输油管与每台千斤顶相连，每根分输油管上设一个分控制阀。325个顶共配置2台供油泵站。每台泵站根据柱的设计轴力分组，轴力相近的柱由同一台泵站供油，以减小每台泵站油压的调控压力幅度。悬浮顶的供压系统参见图5-5。（2）悬浮供压控制系统的工作原理与位移调控措施在所有柱与基础分离后，上部结构全部竖向荷载托换至移动支座上。此时每柱的的实际轴力即为每柱8台千斤顶的总顶力。启动加压系统，使每柱的总供油管压力达到该柱设计油压，然后分控阀锁死、总控阀锁死。在移动过程中，悬浮顶供压系统将遇到四类问题，分别解决如下。图5-5大厦悬浮顶供压系统(N=6~8,n=8)图5-6油压监控系统可视化界面问题一：加压时，每台油泵为多柱供油，而每柱供油压力不同。工作措施为：启动泵站，将供油压力先达到该泵站控制的各柱最低压力值，然后将该柱总控油阀和各分控油阀均锁死；然后供压至第二最小压力值，锁死对应柱的各总、分控油阀；依次加压，直至加载至最大压力。问题二：由于本工程所需油压较大，最大油压达到40MPa以上，而且该压力需要从柱切割托换后至就位连接均需保证压力，保压时长达数月。现有市场上千斤顶、油管和阀门均难以保证，各种的悬浮顶压力可能掉压。工作措施为：首先对油压进行长期监测。白天施工期间，每个1~2个小时检查各顶油压。油压监视器为直观可视化界面，可直接显示每个千斤顶的有压力。界面参见图5-6。当发现某一千斤顶出现油压下降时，打开该千斤顶的分油控阀和总控阀，保持其他各柱和该柱其他悬浮顶阀门关闭，进行补压至所需压力。夜晚柱下设临时支撑保证不发生较大沉降。临时支撑采用混凝土垫块即可，其承担的压力仅为油压下降释放的柱竖向力，垫块的承载力要求不大。问题三：移动过程中柱出现不均匀沉降。不均匀沉降按两点间距离的1/1000进行控制。对于某悬浮顶的不均匀沉降，可能沉降较小，也可能较大。当某悬浮顶沉降较大时，工作措施是：将该顶分控油阀打开，总控油阀打开，同柱其他顶的分控油阀闭锁，然后施加压力，将该位置托换梁顶升至与其他部位标高相同。当某悬浮顶沉降较小时，需要将改顶标高降低，措施同样是将总、分控油阀打开，改顶压力减小，该顶向泵站回油。为保证沉降差较小时悬浮顶有可调位移空间，柱托换时应保证每个悬浮顶活塞出缸20mm左右，最小出缸位移不小于10mm。在进行不均匀沉降调整时注意要加强沉降监测，尤其是卸压回油时，避免矫枉过正，导致该点沉降反而增大。实际工程中，沉降监测往往控制柱的标高，因此调整时一般该柱8个顶一起进行调整。问题四：油路漏油或输油管、千斤顶损坏需要更换。更换控油阀和输油管时，由于此时千斤顶卸压，因此应设置临时支撑。千斤顶卸压后，千斤顶活塞收回，该点竖向荷载由临时支撑承担，此时由于临时支撑的压缩和缝隙的压实，一般会产生1~2mm沉降。更换管路后，重新将千斤顶油压调整至所需控制压力。更换千斤顶或整个移动支座时（个别四氟板出现卷曲时或千斤顶漏油），可采用上面相同的方法；当托换节点下有其他承力点时，也可直接将新支座安装后置换出旧支座。但托换结构设计中应进行不同支座位置时的结构受力验算。5.1.3悬浮顶的控制压力确定与托换步骤由于柱的设计轴力和实际轴力存在误差，如何精确确定柱轴力和悬浮顶的初始控制压力是一个重要的技术问题。该控制压力在柱切割托换时开始工作。确定方法如下：1）首先在每根柱上做初始控制标高线的标记。2）依次隔轴进行柱切割。切割前首先在该柱下设计位置安装悬浮滑动支座，并在两侧安装沉降测试百分表。3）按设计柱轴力的70%~80%对悬浮顶施加压力，将全部悬浮顶控油阀锁死。然后采用线切割锯进行柱底切割。4）随着柱逐渐切割，柱竖向荷载被托换至千斤顶上。由于所有控油阀锁死，悬浮顶内的油量没有变化，因此柱沉降仅为柱实际竖向力和千斤顶所加顶力差值作用下的支座压缩，因此位移较小，测量该下沉量。5）切割完成后，将油压保持到与悬浮顶初始压力相同，打开总、分控油阀，增大油压，直至将该柱顶升至原标高。认为此时千斤顶的油压即为控制压力。根据千斤顶的控制油压力可以计算出每根柱的实际竖向力，所有柱切割后，将竖向力求和即可得到建筑物总重。同时保证了各柱在托换前后保持同一标高。5.1.4切割托换时的沉降值和油压值大厦切割时各柱沉降参见表5-1，油压初始控制值参见表5-2，各柱实际柱轴力参见表5-3。各柱设计轴力与实测轴力差值和误差率参见表5-4。从表中数据可知，最大油压力在C2柱，控制油压为34.8MPa；最大沉降值出现在D14柱，沉降值为2.06mm。计算得房屋总重为229363kN。表5-1柱切割时各柱沉降（mm）柱编号A1A2A3A4A5A6A7A8、9A10A11A12A13A14柱沉降0.510.320.120.360.590.780.470.710.390.480.630.160.12柱编号B1B2B3B4B5B6B7B8、9B10B11B12B13B14柱沉降1.30.810.631.210.60.550.321.651.020.961.561.250.43柱编号C1C2C3C4C5C6C7C8、9C10C11C12C13C14柱沉降1.361.242.030.691.631.552.061.321.562.31.691.891.96柱编号D1D2D3D4D5D6D7D8、9D10D11D12D13D14柱沉降2.021.130.991.320.681.781.891.691.531.621.321.022.06表5-2油压初始控制值（Mpa）柱编号A1A2A3A4A5A6A7A8、9A10A11A12A13A14油压12.712.712.712.712.712.713.113.113.113.113.113.113.1柱编号B1B2B3B4B5B6B7B8、9B10B11B12B13B14油压18.422.823.121.922.621.420.725.125.322.725.122.116.3柱编号C1C2C3C4C5C6C7C8、9C10C11C12C13C14油压22.134.828.924.027.827.524.729.526.528.031.433.523.2柱编号D1D2D3D4D5D6D7D8、9D10D11D12D13D14油压24.429.423.126.322.630.125.029.525.322.720.726.525.0表5-3实测柱轴力与设计柱轴力（kN）柱编号A1A2A3A4A5A6A7A8、9A10A11A12A13A14设计柱轴力562743611609645159161829601602730815691实测柱轴力403403403403403403416416416416416416416柱编号B1B2B3B4B5B6B7B8、9B10B11B12B13B14设计柱轴力4105495952685227521247544794616952885227581550263939实测柱轴力4200522152815006516648814721574457845195573250583731柱编号C1C2C3C4C5C6C7C8、9C10C11C12C13C14设计柱轴力5389842774047028860382757088863371507022765092966626实测柱轴力5052794466075486635562815646674460586401717876695304柱编号D1D2D3D4D5D6D7D8、9D10D11D12D13D14设计柱轴力5437739761226095641766465667655556485563595563185540实测柱轴力5584672152816001516668815721674457845195473260585721表5-4各柱设计轴力与实测轴力差值和误差率柱编号B1B2B3B4B5B6B7B8、9B10B11B12B13B14差值-95-262-1322146-12773425-4963283-32208误差率-0.023-0.050-0.0020.0440.009-0.0260.0150.074-0.0860.0060.014-0.0060.056柱编号C1C2C3C4C5C6C7C8、9C10C11C12C13C14差值33748379715422248199414421889109262147216271322误差率0.0670.0610.1210.2810.3540.3170.2550.2800.1800.0970.0660.2120.249柱编号D1D2D3D4D5D6D7D8、9D10D11D12D13D14差值-147676841941251-235-54-189-1363681223260-181误差率-0.0260.1010.1590.0160.242-0.034-0.009-0.028-0.0240.0710.2580.043-0.032注：表中，差值=设计柱轴力值-实测柱轴力值；误差率=差值/实测柱轴力值。柱A1～A6、A7～A14轴力相对较小（不到其他柱轴力的10%），悬浮顶安置时，A1～A6与A7～A14各柱分别串联，因此各柱实测值没有参考价值，本表中并未列出。5.2移动水平动力装置5.2.1水平力加载方式和所需水平力大小（1）水平动力计算方法与水平力加载方式选择大厦体型大，所需总水平动力较大，为使托换结构受力较为均匀，必须设置足够多的水平动力加载点。加载点数的增加导致可能的加载点组合增多，选择合理的加载点方案是进行托换结构合理设计的基础。本研究报告在3.2.3节中分析了第一旋转阶段不同加载点组合托换结构的内力。分析方法为采用SAP2000建立托换结构空间模型，将柱的竖向荷载直接以集中力形式施加在柱顶，然后将摩擦反力按旋转轨道弧线切线方向施加在移动支座布置布置，方向水平向后。将可能的动力加载点设置成定向铰支座，方向沿轨道切线向前。（当托换结构刚度和强度足够大时，理论上水平动力方向可不必沿轨道切线方向施加，但在移动过程中，动力加载方向需要不断进行调整，沿轨道弧线可利用轨道布置反力装置）。所求各个支座反力即为设计水平动力初始值。水平动力的计算结果受到托换结构刚度、摩擦反力分布的影响，分布很不规律，为施工方便，对水平动力进行取整和调整，调整的原则是对固定轴的总水平力矩保持不变。调整后的水平动力值为水平动力设计值。水平动力调整后，托换结构内力发生变化，因此应对托换结构进行二次内力计算，将调整后的动力值以荷载形式施加在结构上。调整后仅保证了总力矩平衡，但纵横向水平力并不平衡，该不平衡力由固定转轴承担。第3.2.3节中进行了不同动力施加方式的托换结构对比分析，考虑经济性和施工可行性。认为在经旋转82°移位过程中前拉后推方法较优，而旋转3°和纵向平移12.6m段采用顶推系统较为可行。因此本工程进行了顶推和牵引装置的选择。其中前拉系统仍需要将牵引力作用点由D轴转引至C轴，避免CD轴间的托换结构杆件受到较大的拉力。（2）水平动力设计值初始设计摩擦系数取0.15。三个移动阶段水平动力加载点较优组合和动力设计值参见图5-7。（a）旋转82°工况（b）旋转3°工况（c）纵向平移12.6m工况图5-7三个路线段上动力加载点位置与动力设计值5.2.2顶推装置和设备（1）装置系统组成与设备选择顶推设备包括顶推反力支座、动力设备、方向调整辅助垫块等组成。动力设备选用千斤顶，对旋转82°工况，考虑到千斤顶行程较大时，可以提高移动速度，因此选择行程120cm油压千斤顶20台，C轴部分加载点施工空间较小，因此选用行程45cm千斤顶3台。在旋转3°和纵向移动工况中，全部顶推千斤顶采用120cm行程千斤顶。所有千斤顶的额定推力均为200t，符合图5-7中对顶推力的要求。方向调整辅助垫块设计了楔形钢板和球形铰两种形式，考虑到球形铰的稳定性较差，实际工程中选用楔形垫块。按14轴最外侧轨道上每移动3m距离，动力加载方向进行一次调整。（2）顶推反力支座由于本工程每个施加力作用点的设计顶推力达到150t，对反力支座的承载力要求很高。考虑到不同部位，本工程共设计了三种顶推反力支座，均应用于工程中。A钢筋砼固定反力支座在初始启动加载时，在楼房后侧与轨道整体施工了钢筋混凝土固定铰支座。采用该方案的优点是稳定性好，可靠度高。文献和工程实例证明，由于初始静摩擦力大于动摩擦力，初始顶推力比正常匀速平移时所需推力大50%~70%，初始启动时采用稳定性较好的支座形式是必要的。固定支座的设计构造如图5-8所示。图5-8固定反力支座构造B新型组合式反力支座由于旋转平移需要每隔一定行程，水平动力加载方向需要调整。且移动距离较长，顶推垫块较长时容易失稳。因此在移动过程中需要多次调整反力支座位置。常用的可调反力支座形式参见图5-9。图5-9楼房平移中的可动反力支座这两种可动反力支座一般提供的反力在50t以下，较大承载力时，所需的穿轨道螺栓和型钢尺寸、重量较大，安装困难，将导致每次调整支座的时间延长。因此应设计出一种承载力较高，且能够方便拆卸的反力支座。课题组设计了新型可拆卸反力支座，构造如图5-10所示。（a）剖面图（b）不同立柱形式平面示意(c)使用前临时封顶（d）单立柱平面（e）双立柱平面图5-10轨道内嵌套组装式反力支座图5-10a中：1为预埋在下轨道梁中钢管，2为嵌套在钢管内的实心钢棒，3为钢棒拔出时的吊环，4为反力垫板，5为反力垫板的固定锚栓，6为牵引移位时牵引钢索的穿入孔，7为防局部受压角钢。8为临时填充块，9为封顶钢板。该支座安装使用方法如下：图5-10a中。在下轨道梁中预埋钢管（1），一条轨道上每隔一定距离预埋一个，距离长短根据设计确定。将实心钢棒（2）嵌套插入钢管（1），将反力钢板（4）紧邻摆放在实心钢棒（2）前。顶推工程中，千斤顶及顶推垫块设置在反力钢板（4）和被顶推建筑物之间；牵引工程中，可将牵引钢索穿过预留孔（6），前面用穿心千斤顶锚固后施加动力。当需要移动反力支座位置时，将实心钢棒拔出，反力钢板卸下，移至下一个预埋钢管处安装。在图5-10b中，可将外径尺寸略小于钢管（1）的整体式钢棒插入预埋钢管，两者相差不超过2mm，也不宜小于0.5mm。如根据动力要求计算所得实心钢棒较大，为避免拔出困难，可采用平行钢板组合。钢板方向与动力施加方向平行。钢板可以等厚度，也可以不等厚度。钢板嵌入后总预留空隙不宜超过2mm。为钢棒便于拔出，顶部设吊环。在图5-10d、e中，为避免单个整体式钢棒过重，也可预埋2~3个钢管，采用2~3组钢管、钢棒装置组。反力钢板底部设有水平钢板，前端钢板条上设有锚栓孔，通过增加若干锚栓增加安全性。动力荷载较小时，锚栓可不设置。后端钢板有水平凹槽，对嵌套的钢棒（2）进行附加左右限位。在图5-10c中，反力垫板应具有足够刚度，所需反力较小时可采用实心钢板，反力较大时为减小变形，可设置加劲肋；更大时采用格构肋双钢板，双钢板应焊接成整体。该新型嵌套式反力装置安装与拆卸方便、成本低、承载力高、适用范围广、安全可靠。从结构受力状态、材料性能利用率、施工方便程度、劳动强度和成本方面均优于现行使用的两种可动反力支座装置。实际施工过程中进行了改进，采用预埋木模法。轨道施工时，在孔周围设置加密箍筋，轨道砼初凝后将木模拔出。进一步降低了成本。（c）倾斜顶推反力支座在建筑物原基础位置，受到托换结构的影响，在轨道预定位置施工嵌套式预留深孔没有施工空间，因此平移时只能利用现有承台和轨道间隙的凹槽作为反力支座。其构造如图5-11所示。倾斜式反力支座的关键是防止反力支座失稳，实际工程中根据实际情况设计了两种倾斜式顶推反力支座，分别采用了平衡立柱的方法和设置压顶梁的方法避免失稳。（a）平衡立柱式（b）压顶梁式图5-11倾斜式反力支座5.2.3牵引装置和设备（1）牵引系统的应用简介在旋转82°工况中，前拉后推加载方式可以使托换结构受到的内力较小，增加结构的整体安全性，降低工程成本。且牵引系统对房屋移动的方向控制较好。但采用牵引系统需注意牵引系统的施力作用点应设置在C轴节点上，避免托换结构在CD轴线间产生拉力。当弧形轨道曲率较小时，牵引系统的优势难以发挥，因此本工程仅在10~14号轴前方设置5个牵引点。牵引系统由牵引千斤顶、牵引荷载分配梁、反力支座、牵引钢索和锚具组成。本工程中牵引钢索采用钢绞线。（2）牵引反力支座牵引系统的方向可控性较好，因此可以拉大反力支座的调整距离，本工程设置6~9m。加大距离后，牵引力的方向发生改变，从房屋后侧轨道切线方向改变至房屋前方轨道切线方向。这种改变对动力炬并无影响，且可以减小托换结构受到的纵横向水平合力。即可以减小固定转轴所受水平力。由于牵引钢索标高远高于轨道上设置的嵌入式组装反力支座，因此，牵引反力支座将倾斜式支座和嵌入式组合起来使用。构造参见图5-12。图5-12牵引系统安装构造5.3水平动力控制系统与施加方式5.3.1水平动力控制系统组成和原理目前，PLC（ProgrammablelogicController）系统在建筑物整体平移工程和结构顶升工程中被普遍采用。下面对该系统的组成和原理进行基本介绍。（1）PLC系统基本构成PLC是微处理器为核心的工业专用计算机系统，由中央处理器、存储器、输入/输出接口、电源及外接编程器组成。PLC是在目前较流行的模块式结构中，常在母板上按系统要求配置CPU单元（包括电源）、存储单元、I/O单元等。其组成框图如图5-13所示。图5-13PLC系统的基本组成中央处理器（CPU）CPU是整个PLC的核心部件，控制着所有部件的操作。它通过地址总线、数据总线、控制总线与储存单元、I/O单元连接，主要任务是：a）诊断PLC电源和内部电路的工作状态及编制程序中的语法错误。用扫描方式采集由现场输入装置送来的状态或数据，并存入输入映象寄存器或数据寄存器中。b）在运行状态时，按用户程序寄存器中存放的先后顺序逐条读取指令，经编译解释后，按指令规定的任务完成各种运算和操作，根据运算结果存储相应数据，并更新有关标志的状态和输出映象寄存器的内容。c）将存于数据寄存器中的数据处理结果和输出映象寄存器的内容送至输出电路。D）按照PLC中系统程序所赋予的功能接收并存储从编程器输入的用户程序和数据，响应各种外部设备（如编程器、打印机、上位计算机、图形监控系统、条码判读器等）的工作请求。B.存储器（单元）存储器用来存放系统程序、用户程序、逻辑变量和一些其它信息等。PLC内部的存储器有两类：一类是系统程序存储器，用以存放系统程序（包括系统管理程序、监控程序、模块化应用功能子程序以及对用户程序做编译处理的编译解释程序等）。系统程序根据PLC功能的不同而不同，生产厂家在PLC出厂前已将其固化在只读存储器ROM或PROM中，用户不能更改。另一类是用户存储器，主要用于存储用户程序及工作数据等。用户程序指使用者根据工程现场的生产过程及工艺要求编写的程序。用户程序由使用者输入到PLC的RAM中，允许修改。C.输入/输出接口输入/输出（I/O）接口是将PLC与现场各种输入、输出设备连接起来的部件（有时也被称为I/O单元或I/O模块）。a）输入接口通过PLC的输入端子接受现场输入设备（如限位开关、操作按钮、光电开关、温度开关等）的控制信号，并将这些信号转换成CPU所能接受和处理的数字信号输入主机。输入接口一般由光电耦合电路和微电脑输入接口电路组成。b)输出接口用于把用户程序的逻辑运算结果输出到PLC外部，具有隔离PLC内部电路与外部执行元件的作用，同时兼有功率放大作用。PLC输出一般有三种：继电器输出型、晶体管输出型、晶闸管输出型。其中继电器输出型为有触点输出方式，可用于接通或断开开关频率较低的直流负载或交流负载回路，这种方式有继电器触点的电气寿命和机械寿命问题；晶闸管输出型则用于带直流电源负载，高速大功率负载；晶体管输出型用于高速小功率负载。可以看出，继电器、晶闸管和晶体管作为输出端的开关元件受PLC的输出指令控制，完成接通或断开与相应输出端相连的负载回路的任务，它们并不向负载提供工作电源。负载工作电源的类型、电压等级和极性应该根据负载要求以及PLC输出接口电路的技术性能指标确定。由于输入/输出接口电路采用了光电耦合或继电器隔离电路，使现场的输入、输出设备与PLC之间没有电的联系，从而大大减少了电磁干扰，这是提高PLC可靠性的关键措施之一。D.电源是PLC的CPU、存储器、输入/输出接口等内部电子电路工作需要的直流电源电路或电源模块。输入、输出接口电路的电源彼此相互独立，以避免或减少电源间干扰。现在许多PLC的直流电源采用直流开关稳压电源，这种电源稳压性能好、抗干扰能力强，不仅可提供多路独立的电压供内部电路使用，而且还可为输入设备或输入端的传感器提供标准电源。E.其他接口和外设编程器是人与PLC联系和对话的工具，是PLC最重要的外围设备。用户可以利用编程器来输入、读出、检查、修改和调试用户程序，也可用它监视PLC的工作状态、显示错误代码或修改系统接触器的设置参数等。除采用手持编程器和监控外，还可通过PLC的RS232C外设通信口（或RS422口配以适配器）与计算机联机，并利用PLC生产厂家提供的专用工具软件来对PLC进行编程和监控。相比起来，利用计算机进行编程和监控比手持编程工具更加直观和方便，但一台手持编程器可以用于同系列的其他PLC，做到一机多用。不同的工程类型有不同的功能要求，大厦移位工程需要根据自己的工程需要编制适用的程序。（2）PLC的基本工作原理A.循环扫描PLC采用循环扫描工作方式，这个工作过程一般包括五个阶段：内部处理、与编程器等的通信处理、输入扫描、用户程序执行、输出处理，其工作过程如图5-14所示。图5-14PLC的循环扫描程序框图当PLC方式开关置于RUN（运行）时，执行所有阶段；当方式开关置于STOP（停止）时，不执行后3个阶段，此时可进行通信处理，如对PLC联机或离线编程。对于不同型号的PLC，图中的扫描过程中各步的顺序可能不同，这是由PLC内部系统程序决定的。a）内部处理在这一阶段，CPU检测主机硬件，同时也检查所有的I/O模块的状态。在RUN模式下，还检测用户程序存储器。如果发现异常，则停机并显示出错。若自诊断正常继续向下扫描。b）处理通信请求在CPU扫描周期的信息处理阶段，CPU自动检测并处理各通信端口接收到的任何信息。即检查是否有编程器、计算机等的通信请求，若有则进行相应处理，在这一阶段完成数据通信任务。c）输入处理在这一阶段，对各数字量输入点的当前状态进行输入扫描，并将各扫描结果分别写入对应的映像寄存器中。d）执行用户程序在PLC中，用户程序按先后顺序存放。在这一阶段，CPU从第一条指令开始顺序取指令并执行，直到最后一条指令结束。执行指令时从映像寄存器中读取各输入点的状态，每条指令的执行是对各数据进行自述或逻辑运算，然后将运算结果送到输出映像寄存器中。执行用户程序的过程与计算机基本相同。e）输出处理在这一阶段，CPU用输出映像寄存器中的数据几乎同时集中对输出点进行刷新，通过输出部件转换成被控设备的所能接受的电压或电流信号，以驱动被控设备。可编程序控制器的输入处理、执行用户程序和输出处理过程的原理如图5-15所示。图5-15输入、用户程序执行和输出过程PLC执行的五个阶段，称为一个扫描周期，PLC完成一个周期后，又重新执行上述过程，扫描周而复始地进行。扫描周期长短主要取决于程序的长短，它对于一般工业设备通常没有什么影响，但对控制时间要求较严格，响应速度要求快的系统，为减少扫描周期造成的响应延时等不良影响，一般在编程时应对扫描周期精确计算，并尽量缩短和优化程序代码。（3）大厦工程中的PLC系统选择A.控制程序的功能要求大厦移位工程中，最难控制的为移位82°第一路段的动力控制。该路段共有23个动力作用点。要求控制程序满足以下几个功能：①实现各点的初始加载动力测试；②能够根据各轴行程误差反馈进行自动调整；③实现压力增减的可控。B.实现上述功能的基本思路PLC系统的硬件组成配置相应的电子实时监测设备即可实现上述功能。根据上述要求，课题组提出两种编程方案进行对比。方案一：采用位移和控制动力双控。具体思路是：在测试初始顶推力后，设置行程差的控制限值和顶推力变化限值。当行程差超过控制限值时，PLC通过对各点供油量值进行调整，其工作原理是：PLC控制油路阀门的开关，在同一泵站供压至某一油压后，各千斤顶水平推力相同，当某一点位移超前时，阀门关闭，停止供油；一旦停止供油后，其他各点总推力将下降，在位移满足行程同步要求时，阀门再次打开。该方案思路简单，监测仅需要每点测试行程。缺点是当轨道不平整或局部摩擦反力较大时，所需总水平推力提高，导致房屋不能移动。提高油压速度一点过快，将导致托换结构某一部位的水平推力远远大于摩擦反力，不平衡力只能由托换结构承担，在托换结构中产生附加内力，导致托换结构破坏。（注，某一轴线摩擦反力较小时，托换结构内力不会过大，原因是该点行程加大，一旦超过位移差控制限值，PLC系统将进行调整。）解决的方法是控制供油速度，分级加荷。每级加荷控制不超过最大油压的30%，当达到控制油压时，按5%为一级进行加荷。超过或低于初始控制油压时，停止加载，分析原因。方案二：为避免局部摩擦反力过大不能移动的情况，可将每柱的竖向荷载和水平加荷油压进行偶联控制。其工作原理是测试每柱的竖向荷载油压，假设摩擦系数相同时，轨道不平整时将导致该柱竖向荷载增加，摩擦反力增大，将该信息反馈至PLC，增大该柱水平推力。该方法同时考虑了摩擦反力变化和位移行程差的要求，精确度高于方案一。但该方案实施较为困难，难以达到应有的效果。原因有四个：①每个柱下的竖向荷载需要额外设置传感器，传感器数量上升，成本提高。②竖向荷载千斤顶顶经常需要保压，竖向油压变化较大，反馈数据难以精确。③机械设备和测试传感器本身的可靠度和精度对控制影响显著，造成调整频率过高，移动速度缓慢。④水平托换结构组成较为复杂，每根柱有8个悬浮滑动支座，其摩擦反力通过托换结构穿递到周围多个加载点，反馈信息不准确。通过以上两种方案的分析。项目组选择方案一作为实施方案。大厦工程中PLC控制系统组成大厦平移工程中供油控制泵站4台，每台控制5~6台千斤顶。泵站分配应加载动力接近的原则分组。由于托换结构设计时各加载点设计动力接近，油压控制较为均匀，为千斤顶分组提供了便利条件。采用拉绳式传感器进行位移控制。位移控制点仅设置在A轴柱托换节点处。共设置12道。注意在编程时，拉线式传感器测试的为炫长，应换算旋转角度进行同步控制，即程序中行程差按角行程对比计算。行程差限值按各点行程平均值作为基准位移。（a）PLC主控制器（b）液压泵站（c）顶推千斤顶（d）拉绳式传感器图5-16大厦的PLC动力控制系统同步位移比例的确定当建筑物旋转任意角度，以旋转轴为圆心不同半径圆弧上建筑物各位移监控点的位移大小与半径R长度呈线性关系：(5-1)理论上，若建筑物具有足够的刚度，为实现建筑物旋转平移，只需在不同半径处的两个千斤顶分别设置一个位移监控点，根据位移监控点所在圆弧处半径即可完成控制系统对建筑物同步位移的实现。此时，设建筑物旋转任意角度，位移监控点A位移为，到旋转中心距离，监控点B的位移为，到旋转中心距离。根据式(1)可得关系式：(5-2)由式(2)变形得到同步位移比例：由于大厦占地面积较大，不同轴线荷载差异较大，结构整体刚度差，各顶推点顶推荷载差异也较大，为避免移位过程中各千斤顶处出现较大的同步误差对结构产生不利影响，旋转平移时在每个千斤顶处均设置位移传感器作为位移监控点，共采用13台200t千斤顶，布置13个位移监控点，监控点布置如图5-17所示。因各位移监控点均为弧形位移，而位移传感器实际反馈给控制器的是线性位移，设建筑物旋转任意角度，各位移监控点位移为，传感器反馈给控制器位移即线性位移为，得到关系式：（5-3）将各位移监控点半径R数值带入上式即得同步位移比例为：(5-4)将上式比例因子输入液压同步控制系统，即实现建筑物的旋转平移，本系统同步移位精度设置为±2mm。图5-17同步液压控制系统监控点布置图5.3.2水平动力施加过程为使每个千斤顶的顶推力与其需克服的摩擦力大致平衡，正式平移前，需进行逐级加荷测试初始平移动力。第一级加荷每台千斤顶的顶推力上限设定到设计荷载的30%，以后每级以荷载的10%递增，超过设计荷载70%以后，顶推力上限以设计荷载的5%递增，直到房屋移动。分级加荷有效地防止了局部顶推力与摩擦力不平衡对结构造成损害，还避免了房屋移动过程中的偏移，减小结构振动。本工程采用聚四氟乙烯板—不锈钢板摩擦副，设计启动时的滑动摩擦系数为15%，柱总竖向力251492kN，总顶推力为11277kN，实际顶推时，启动荷载约6100～15290kN。正常移动时，建筑物顶推荷载约5440～14570kN。每台千斤顶的顶推力为400～1500kN不等。建筑物最大半径轨道上对应结构柱的移位行程与顶推力大致呈线性关系，两者关系曲线见图5-18与图5-19。图5-18启动顶推力随结构行程变化曲线图5-19移位顶推力随结构行程变化曲线5.4固定旋转轴设计5.4.1固定旋转轴设计构造（a）旋转轴剖面（b）钢底盘立面（c）钢底盘平面