近年来，随着建筑结构跨度不断增大、形式不断增多、造型日益复杂，对施工工法要求更加多样化。大跨度空间钢结构多工法共同施工具有诸多技术难点，首先需有完备的施工方案和尽可能精确地进行施工仿真力学计算分析，对施工技术难点进行预判、分析和解决。不同施工工法大跨结构支撑提升体系差异较大，施工区域间结构变形不协调，结构由临时支撑体系转换为钢柱支撑体系时区域间嵌补杆件应力变化较大，这些均给施工单位带来较大挑战，但相关研究鲜有报道。北京星火站钢结构屋盖最大跨度144m，分区重2 400k N，根据《危险性较大的分部分项工程安全管理规定》文件，其属于“超过一定规模的危险性较大的分部分项工程范围”，对于跨度超宽、单块分区超重结构，常规单一施工工法已无法满足施工要求，因此，其钢结构屋盖同时采用累积滑移^[1,2]和累积分块提升^[3,4,5]工法。

　　1 工程概况

　　北京星火站站房面积为18.3万m²，车站规模为7台15线，总用钢量约1.3万t。通过在中间设置斜向钢管柱作为支撑，将横向跨度180m桁架分为(18+36+72+36+18) m 5部分，其中端部18m为悬挑桁架。站房屋盖由中央站房和西站房组成(见图1)，整体站房屋盖最大投影长度为247m，中央站房区长196m，西站房长51m。

　　钢结构施工区域立面上主要位于高架层标高10.000m以上，屋盖檐口标高为36.600m，屋脊标高为45.100m，结构立面、剖面如图2所示。

　　

　　图1 北京星火站平面(单位:m)  

　　 

　　

　　图2 北京星火站结构立面、剖面  

　　 

　　2 施工难点分析

　　2.1 钢屋盖施工条件差

　　钢结构分布广、体量大。钢结构平面投影尺寸为180m×247m，结构包含钢管柱、局部钢框架及屋盖桁架结构，总工程量约1.3万t。车站地处北京闹市区，现场地面上施工场地狭小，中央站房底部临近既有线，施工阶段○I-B～○I-D轴间2条线路火车正常运行，建筑外围无法设置施工通道，不能采用大型履带式起重机进行分块吊装。经过对中央站房9.800m层混凝土楼面承载力验算，混凝土楼面最大可承受25t汽车式起重机进行吊装作业，无法满足重型机械施工条件，只能采用小型起重机在楼面拼装桁架，然后采用累积提升工法对屋盖进行施工。

　　西站房钢屋盖下有多层不规则混凝土夹层，夹层楼板厚度较小，起重机通道在各混凝土楼板上行走的加固难度较大，无法在楼面对钢屋盖进行拼装，只能采用累积滑移工法，利用现有小型塔式起重机在西站房南端○I-15～○I-17轴间进行分块拼装，然后累积滑移到位。

　　2.2 支撑费用高

　　本工程格构支撑总用量约1 400t，使用周期12个月，加工及维护成本约为1 100万元。单工法的使用，周期长，周转次数少，不同工法工作同步开展，可实现对结构进行快速分区卸载，支撑采用多轮次倒用，可节省临时工装采购及安装费用约450万元，显著提高施工经济效益。

　　2.3 结构外观新颖、造型复杂、工期紧

　　北京星火站站房屋盖采用古典京城宫殿建筑形式，屋盖钢结构为组合式桁架结构体系，中部屋盖组合桁架中间高耸、两边上翘，屋盖高差为10m，局部最大柱间距达144m。钢屋盖施工工期为9个月，屋盖总重1.3万t。采用分块累积提升，降低分块拼装高度。多工法分区同时施工，可提高施工效率，确保按期完成施工。

　　3 提升及滑移体系

　　北京星火站具有跨度大、体量重、工装材料用量多和无施工通道等特点，需在不同区域分别采用提升和滑移工法，可使屋盖施工在楼面完成，无需地面场地，同时利用多工法分区施工特点，对支撑进行多次倒用，节约施工成本。

　　3.1 提升方案

　　结合本工程施工重难点，提升区屋盖竖向最大高差约10m，为减少高空拼装作业量，减小拼装胎架高度，每个提升分区均采用累积提升工法^[6]。

　　屋盖共设3大提升分区:提升1,2,4区(见图3)。其中，提升1区分为1-1,1-2区，1-1区第1次提升后，与1-2区连成一体，然后1区整体提升至设计标高;提升2区分为2-1,2-2区，2-1区第1次提升后，与2-2区连成一体，然后2区整体提升至设计标高;提升4区分为4-1,4-2区，4-1区第1次提升以后，与4-2区连成一体，然后4区整体提升至设计标高。

　　

　　图3 提升分区布置  

　　 

　　3.2 钢屋盖提升点设置及提升支架形式

　　钢屋盖提升点设置原则为:根据屋盖荷载传递路线，尽可能利用原支撑结构作为提升吊点，或在原支撑结构附近设置提升支架^[7,8]，确保结构提升时受力机理与原设计一致;布设的提升点应满足桁架变形和应力在相关规范可控范围内，提升过程中杆件应力比应<0.8，结构卸载后杆件应力比应<0.5，对受力不满足要求的杆件需提前进行替换。提升点布置如图4所示。

　　

　　图4 提升点布置  

　　 

　　提升支架由4个格构支撑组合而成，单个格构支撑截面为1.5m×1.5m，立杆为180×8钢管，腹杆为102×6钢管，材质为Q345B。支撑立杆间采用M20安装螺栓连接固定，腹杆和立杆间采用M16安装螺栓连接固定。格构支撑上端口设置1个田字形钢平台，钢平台由H300×300×10×15焊接而成。提升支架如图5所示。

　　

　　图5 提升支架示意  

　　 

　　考虑结构自重荷载和风荷载共同作用对结构进行仿真模拟分析，将提升吊点最大反力作用在提升支架上，采用MIDAS/Gen软件对提升支架进行有限元分析，得到提升支架变形及应力比。由计算结果可知，在提升荷载作用下，提升支架最大竖向变形为7mm，最大应力比为0.5，两者均满足要求^[9]。

　　提升集中荷载作用于构件和提升吊具易产生局部屈曲破坏，采用ANSYS有限元软件建立实体模型，对提升节点进行局部受力分析，得到节点变形和应力。由计算结果可知，在提升荷载作用下，提升吊点最大竖向变形为0.9mm，最大应力为214MPa<295MPa，两者均满足要求^[9]。

　　3.3 滑移方案

　　根据现场作业条件，西站房屋盖采用累积滑移工法进行施工，3区屋盖共分为10块，其中分块3～10在拼装平台采用塔式起重机拼装后进行累积滑移，分块1,2在原位置直接吊装。共设4条滑移轨道，间距为1.5,22,1.5m，顶标高为26.600m。轨道梁为H型钢，规格为HN900×300×16×28，轨道梁跨度为9,12m两种，对接为一级全熔透焊接。轨道梁腹板上每隔1.5m设1块加劲板，加劲板厚16mm。间隔1.5m轨道梁间利用└75×5连系，连系角钢每隔3m 1道;间隔22m轨道梁间利用HN700×300×13×24型钢连系。滑移分块布置及滑移支撑体系如图6,7所示。

　　

　　图6 滑移分块布置(单位:m)  

　　 

　　

　　图7 滑移支撑体系  

　　 

　　滑移区支撑采用3D3S进行模拟计算，考虑自重荷载和8级水平风荷载，滑移分块施工时，结构位移及应力如图8～10所示(图8为轨道下支撑受到荷载最大工况，图9为轨道梁受到荷载最大工况，图10为屋盖滑移到位工况)。

　　

　　图8 第9～10分块滑移仿真分析结果  

　　 

　　

　　图9 第5～10分块滑移仿真分析结果  

　　 

　　由施工仿真模拟计算结果可知，结构最大变形为50mm，最大应力比为0.613。轨道梁最大变形为12mm，轨道梁及支撑最大应力比为0.458。综上，结构强度和刚度均满足要求^[9]。

　　滑靴采用H型钢进行拼装，截面规格为HW300×300×10×15，在风荷载和重力荷载作用下，滑靴同时受到屋盖传递下来的竖向及水平荷载和油缸顶推荷载，采用ANSYS软件对滑靴变形和应力进行计算分析。由计算结果可知，在提升荷载作用下，滑靴最大竖向位移为0.4mm，最大应力为128MPa<295MPa，两者均满足要求^[9]。

　　

　　图1 0 第3～10分块滑移仿真分析结果  

　　 

　　提升1,2区完成屋盖提升，局部支撑卸载后应对支撑杆件及连接螺栓进行检查，排查无安全隐患后用于滑移胎架设置，滑移胎架预拼装场地可设置在提升1,2区下，缓解场地紧张压力。

　　3.4 施工过程安全控制研究

　　3.4.1 施工过程仿真模拟计算

　　安装和卸载过程是结构受力逐渐转移和内力重分布的过程，支架由承载状态变为无荷状态，而主体结构则是由安装状态过渡至设计受力状态。该过程中影响结构安全的因素有:支架设计、安装和卸载方案的选择、卸载过程有效控制等。每个分区先卸载中部支架，待相邻分区连接形成整体后对分区边支架进行卸载，单排横向支架应按由跨中向两边卸载原则。不同工法相邻分区需支架同步对称逐个卸载，保证主结构受力连贯。

　　采用MIDAS/Gen对结构进行施工全过程仿真模拟计算，施工工况为:(1)工况1布置1区提升支撑;(2)工况2 1区中间分块第1次提升;(3)工况3 1区中间分块与两侧分块对接并提升;(4)工况4安装钢柱，卸载中部支撑;(5)工况5布置2区提升支撑，提升2区中间分块;(6)工况6 2区中间分块与两侧分块对接并提升;(7)工况7安装2区屋盖桁架嵌补和钢柱;(8)工况8卸载中部支撑;(9)工况9 3区屋盖滑移到位;(10)工况10安装滑移区和提升区间嵌补杆件和钢柱;(11)工况11卸载提升区中部和滑移区支撑;(12)工况12 4区中间分块与两侧分块对接并提升;(13)工况13安装4区钢柱及嵌补杆件;(14)工况14卸载剩余支撑。模拟结果如表1所示。

　　由模拟结果可知，钢屋盖施工过程中，屋盖最大竖向变形为95mm，最大应力为145MPa;临时支撑最大应力为178MPa，所有应力和变形均在设计允许范围内^[9]。

　　  

　　表1 各工况模拟计算结果 

　　 

　　 

　　

　　表1 各工况模拟计算结果

　　钢屋盖在分区域提升、对接、卸载时最大应力和最大变形不断变化，这是由于提升支架及滑移架安拆过程是支撑体系受力转换至主结构受力过程，结构由单跨简支结构转换为连续多跨结构。临时支撑拆卸时各构件受力转换较复杂，且国内外对支撑安拆方案无统一规范要求，因此，支撑安拆时应根据有限元仿真模拟结果对结构进行监控^[10]，确保施工过程安全可控。

　　3.4.2 全过程变形控制研究

　　观测点设置在桁架悬挑最外侧和中部提升吊点处，监测屋盖结构最大变形及中部提升吊点位移，监测控制点布置如图11所示。为方便测量，采用反射贴片(40mm×40mm)辅助测量，将贴片贴在下弦钢管侧面，通过采用高精度全站仪采集变形数据。屋盖支撑卸载前、后理论计算与监测变形值对比如图12所示。

　　

　　图1 1 变形监控点布置  

　　 

　　由图12可知，监测控制点实测变形最大值在悬挑处，为80mm，这与鱼腹式结构形式有关:结构跨中桁架高度大，外侧悬挑处桁架高度逐渐减小为0，跨中屋盖刚度较两侧悬挑处大，因此，端部结构变形较跨中大，且中部监测点非跨中，中部监测点变形较小。

　　

　　图1 2 变形理论值与监测值对比  

　　 

　　3.4.3 嵌补杆件协调变形研究

　　不同施工工法搭接部位嵌补杆件的顺利安装，需各施工工法有较高的安装精度，安装后的分区卸载过程也是结构应力重分布过程，易产生应力集中，引起局部杆件应力超限和结构变形过大，导致施工过程存在较大安全风险。为解决结构变形及杆件应力变化复杂问题，采用计算机仿真模拟分析与结构变形监控数据做对比，掌握不同工法搭接部位嵌补杆件变形协调变化规律。

　　对提升区域与滑移区域相邻处嵌补杆件进行应力监测，监测杆件布置如图13所示。两区域支撑按由中部向两侧同步卸载，支撑卸载分10步完成，杆件原设计应力、模拟计算应力和实测应力对比如图14所示。

　　由图14可知，卸载完成后应力测控杆件最大应力为106MPa，未超过预警值-150～150MPa，结构实测应力与模拟计算应力变化规律一致，应力较接近，说明施工方案可行，达到预期目标。实测应力较原设计应力大，经过分析得到:滑移区屋盖支点沿滑移轨道方向较密，屋盖因卸载产生变形较大，提升区屋盖支点均与结构钢柱接近，屋盖因卸载产生变形较小，钢屋盖在2个工法施工相邻区域同步卸载后，相邻区域间嵌补杆件因两侧屋盖变形不协调而产生较大应力。因此，对于大跨度多工法工程施工，应加强不同工法区域间杆件应力变化监测，保证施工安全可控。

　　

　　图1 3 监测杆件布置  

　　 

　　4 结语

　　1)为避免交叉施工影响，钢屋盖根据现有施工条件采用分区域累积提升和分块累积滑移工法，减少了高空作业量，提高了经济效益，保证了施工工期。

　　2)根据有限元仿真模拟计算结果，对结构施工进行实时监测，保证施工安全可控。结构卸载完成后理论数据与监测数据总体相似，说明施工方案合理。

　　3)根据应力监测结果及模拟计算结果可知，采用不同工法施工时，卸载变形不协调区域间杆件应做好应力监测工作，对杆件应力进行实时监测，监测值与模拟计算值进行对比，保证杆件受力在规范允许范围内，确保施工过程安全稳定。

　　

　　图1 4 应力理论值与实测值对比  

　　 

　　4)为避免钢屋盖杆件在受力状态进行焊接，嵌补杆件需在支撑卸载前进行安装，需较设计图纸规定长度加长50mm，在规定^[11]的合龙温度区间范围内，对分块合龙部位端口进行坐标精确测量。通过建立坐标体系对实测点进行坐标采集，得出合龙温度下的合龙构件确切长度。根据此长度要求，对嵌补杆件进行配切端口余量，并切割坡口，以消化支撑卸载前不同工法分区因变形不协调而产生的位移误差。